基于雙區(qū)域模型的鈉冷快堆組件子通道分析程序的開發(fā)與驗(yàn)證

吳宗蕓，劉天才，吳明宇

(中國原子能科學(xué)研究院，北京 102413)

由于子通道分析方法能詳細(xì)地考慮反應(yīng)堆組件內(nèi)每個(gè)通道的質(zhì)量、能量、動(dòng)量守恒過程并且相對(duì)于CFD方法具有較高的計(jì)算效率，因此子通道分析方法被廣泛用于鈉冷快堆的設(shè)計(jì)。然而，由于鈉冷快堆普遍使用繞絲對(duì)燃料棒進(jìn)行定位，對(duì)鈉冷快堆組件進(jìn)行子通道分析時(shí)，需對(duì)繞絲帶來的交混效應(yīng)進(jìn)行準(zhǔn)確模擬以更準(zhǔn)確計(jì)算冷卻劑的溫度場(chǎng)分布。在子通道分析程序中常使用的繞絲模型可分為3類：強(qiáng)迫橫流模型、分布式阻力模型和雙區(qū)域模型。在COBRA[1]系列子通道程序中，繞絲對(duì)組件內(nèi)溫度場(chǎng)以及流場(chǎng)帶來的影響使用強(qiáng)迫橫流模型來處理，這種模型認(rèn)為繞絲在繞過燃料棒間的間隙時(shí)，會(huì)帶來沿著繞絲繞向的橫向流動(dòng)。在MATRA-LMR[2]、SACOS-PB[3]、ATHAS-LMR[4]等子通道分析程序中，使用分布式阻力模型[4]來模擬繞絲帶來的效應(yīng)，這類模型通過考慮繞絲對(duì)軸向流動(dòng)以及間隙橫流的流動(dòng)阻力來模擬繞絲對(duì)流場(chǎng)的影響。相對(duì)于強(qiáng)迫橫流模型，分布式阻力模型更適用于低流量工況。但這兩種模型在組件徑向功率傾斜分布時(shí)，計(jì)算得到的結(jié)果與實(shí)驗(yàn)值相差較大[5]。第3類在子通道分析中使用的繞絲模型是雙區(qū)域模型[6]，這種模型被用在專門針對(duì)鈉冷快堆開發(fā)的子通道分析程序ENERGY和SLTHEN中，該模型可較為詳細(xì)地考慮子通道間的各種交混機(jī)理并且相對(duì)于前兩種模型能較為準(zhǔn)確預(yù)測(cè)組件非均勻功率分布下的冷卻劑溫度場(chǎng)[7]。但由于ENERGY和SLTHEN程序中使用簡(jiǎn)化后的子通道守恒方程，ENERGY和SLTHEN程序使用理論計(jì)算來得到割流系數(shù)以及內(nèi)部通道和壁面通道的速度，并且程序內(nèi)部的模型只有內(nèi)部區(qū)域和外部區(qū)域兩個(gè)速度場(chǎng)，每個(gè)區(qū)域有相同的流速，而在實(shí)際情況中每個(gè)通道內(nèi)的流速往往是不同的。因此ENERGY和SLTHEN程序計(jì)算得到的結(jié)果與一些重要的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)有較大偏差[7]。

除上述程序外，針對(duì)液態(tài)金屬冷卻快堆子通道分析，近年來還開發(fā)了一系列其他的子通道分析程序，如KMC-Sub[8]、SUBAC[9]和COBRA-LM[10]，但這幾款程序使用集總的交混系數(shù)來考慮繞絲的湍流交混，模型較為粗糙；ANTEO子通道分析程序[11]中也使用了雙區(qū)域模型來考慮繞絲的交混效應(yīng)，其對(duì)WARD實(shí)驗(yàn)的驗(yàn)證結(jié)果在高流量工況下明顯好于二次開發(fā)后的COBRA，但該程序在低雷諾數(shù)工況下與實(shí)驗(yàn)值有較大的偏差[11]；一些其他開發(fā)的子通道分析程序的文獻(xiàn)[12-14]中未深入介紹使用的繞絲交混模型。在這些程序公開發(fā)表的驗(yàn)證工作中只有極少數(shù)對(duì)功率偏斜工況進(jìn)行了驗(yàn)證，而且國內(nèi)關(guān)于雙區(qū)域模型的子通道分析程序的開發(fā)研究在公開文獻(xiàn)中還較為少見。

本文使用雙區(qū)域模型來模擬繞絲帶來的效應(yīng)，建立相應(yīng)的子通道守恒方程來考慮每個(gè)通道內(nèi)的質(zhì)量、能量、動(dòng)量守恒，并結(jié)合液態(tài)金屬鈉的物性、對(duì)流換熱與流動(dòng)阻力模型開發(fā)專門針對(duì)鈉冷快堆組件熱工水力分析的子通道程序SPLICA(sub-channel program for liquid metal cooled assembly)。

1 帶繞絲棒束組件的雙區(qū)域模型子通道模型

在雙區(qū)域模型中，整個(gè)組件被分為兩個(gè)區(qū)域：由內(nèi)部通道組成的內(nèi)部區(qū)域以及由邊通道和角通道組成的外部區(qū)域。在該模型中，繞絲在內(nèi)部區(qū)域和外部區(qū)域的交混效應(yīng)采用不同的方式考慮。在由內(nèi)部通道組成的內(nèi)部區(qū)域中，間隙兩端圍繞燃料棒螺旋的繞絲交替穿過間隙，導(dǎo)致了間隙上的間隙橫流強(qiáng)度的一次諧波近似為正弦函數(shù)[15]。雙區(qū)域模型示意圖如圖1所示，繞絲在內(nèi)部區(qū)域周期性的間隙橫流增強(qiáng)了通道間的擴(kuò)散作用，使子通道間的溫差與冷卻劑流量差減小。而在由邊通道和交通道的外部區(qū)域中，由于繞絲每次穿過燃料棒與組件盒之間的外圍間隙時(shí)均沿著同一方向，因此帶來了外圍間隙的單向?qū)α鹘换?。?duì)于處于堆芯外圍的組件，燃料棒的功率在組件內(nèi)呈現(xiàn)明顯的傾斜非均勻分布，這時(shí)外圍間隙的單向流動(dòng)對(duì)組件內(nèi)冷卻劑的溫度分布具有非常明顯的影響。利用這樣的基本物理模型，建立子通道分析雙區(qū)域模型的基本守恒方程與本構(gòu)模型。

圖1 雙區(qū)域模型示意圖Fig.1 Schematic diagram of two-region model

1.1 子通道守恒方程

子通道控制體質(zhì)量守恒方程：

(1)

能量守恒方程：

(2)

軸向動(dòng)量守恒方程：

(3)

與COBRA這類子通道分析程序不同，本文開發(fā)的子通道分析程序不包含橫向動(dòng)量守恒方程。由于在鈉冷快堆中，繞絲對(duì)間隙的橫流強(qiáng)度與方向起著決定性的影響，因此使用橫向動(dòng)量守恒方程來求解得到的間隙橫流往往與實(shí)驗(yàn)值具有較大的偏差。在本文開發(fā)的子通道分析程序中，軸向動(dòng)量守恒方程采用軸向等壓近似求解[15]。

1.2 繞絲棒束組件的流動(dòng)壓降模型

為使子通道分析程序能適用于低流量工況下的計(jì)算，流動(dòng)壓降模型需考慮層流區(qū)、層流-湍流過渡區(qū)、湍流區(qū)下的流動(dòng)阻力。本文選擇詳細(xì)CT(Cheng-Todreas)模型[16]來計(jì)算繞絲棒束的流動(dòng)壓降，該模型覆蓋了廣泛的雷諾數(shù)范圍，具有良好的適用性。該模型不同類型的通道流動(dòng)阻力使用不同的公式表示。

內(nèi)部通道的阻力系數(shù)f1：

(4)

邊通道的阻力系數(shù)f2：

(5)

角通道的阻力系數(shù)f3：

(6)

式中：m為常數(shù)，層流流動(dòng)工況下m=1.0，湍流流動(dòng)工況下m=0.18；θ為繞絲與軸向方向的夾角；下標(biāo)i=1,2,3分別表示內(nèi)部通道、邊通道以及角通道。

當(dāng)棒束通道的平均雷諾數(shù)RebRebT時(shí)認(rèn)為流動(dòng)處在湍流區(qū)。當(dāng)RebL

(7)

對(duì)于層流和湍流過渡區(qū)，流動(dòng)阻力系數(shù)f使用插值計(jì)算：

f=fRebLψ1/3+fRebT(1-ψ)1/3

(8)

1.3 單相對(duì)流換熱模型

在本程序中單相對(duì)流換熱系數(shù)采用Mikityuk關(guān)系式[17]。Mikityuk在2009年對(duì)以前的對(duì)流換熱關(guān)系式進(jìn)行了對(duì)比分析，擬合了如下的關(guān)系式：

Nu=0.047(1-exp(-3.8(P/d-1)))·

(Pe0.77+250)

(9)

式中：S為燃料棒的間距；d為燃料棒的直徑；Pe為佩特萊數(shù)。適用范圍：1.1≤P/d≤1.95，30≤Pe≤5 000。

1.4 繞絲棒束通道間的交混模型

本文選用Zhukov交混模型和Cheng-Todreas交混模型來計(jì)算通道間的能量交混系數(shù)和動(dòng)量交混系數(shù)。交混模型是封閉雙區(qū)域子通道守恒方程組的關(guān)鍵，并對(duì)計(jì)算得到的結(jié)果的準(zhǔn)確性有至關(guān)重要的影響。

1)Zhukov繞絲棒束交混模型

Zhukov交混模型使用下面的公式計(jì)算交混系數(shù)。

(10)

式(10)的適用范圍為40≤Pe≤1 500,1.15≤S/d≤1.32,0.005≤Pr≤0.03，其中，Re為間隙相連兩個(gè)通道的平均雷諾數(shù)，Pr為平均普朗特?cái)?shù)。

Ψ(Re)=1-0.694exp(0.132×10-3Re)

(11)

(12)

式中，Δ為組件盒內(nèi)壁面與最外側(cè)燃料棒包殼之間的間隙寬度。

(13)

(1-exp(-40(S/d-1)))

(14)

2)Cheng-Todreas繞絲棒束交混模型

與Zhukov模型不同，Cheng-Todreas模型使用一個(gè)系數(shù)來考慮內(nèi)部通道的間隙湍流與繞絲交混引起的總體擴(kuò)散效應(yīng)，而非將分子-湍流交混和繞絲引起的交混單獨(dú)考慮。并且Cheng-Todreas模型依賴于棒束的流動(dòng)是否處于湍流區(qū)，對(duì)于湍流和層流流動(dòng)工況使用不同的公式計(jì)算，在層流和湍流過渡區(qū)時(shí)，Cheng-Todreas模型使用插值來計(jì)算交混系數(shù)。Cheng-Todreas模型[23]采用如下的公式來計(jì)算通道之間的交混：

(15)

式中：Gin為內(nèi)部通道的質(zhì)量流量；θ為繞絲與軸向方向的夾角；Bij為間隙的寬度。

對(duì)于組件的外圍間隙，其與1根燃料棒以及燃料組件盒壁相接，因此湍流帶來的擴(kuò)散效應(yīng)以及繞絲帶來的單向?qū)α鹘换煨鑶为?dú)考慮。

外圍間隙的湍流擴(kuò)散交混使用下式計(jì)算：

(16)

式中，Gside為邊通道的質(zhì)量流量。

外圍間隙的繞絲帶來的單向?qū)α鹘换焓褂孟率接?jì)算：

C1L=Cm1(Ar2/A′1)0.5tanθ

(17)

式中，系數(shù)Cm1、Cm2依賴于棒束的流動(dòng)工況以及組件棒束的幾何。

對(duì)于湍流區(qū)(Reb>RebT)以及組件燃料棒數(shù)Nr≥19：

Cm1T=0.14(B/D)-0.5

Cm2T=0.75(H/D)0.3

(18)

對(duì)于湍流區(qū)以及組件燃料棒數(shù)Nr≤7：

Cm1T=0.1(B/D)-0.5

Cm2T=0.6(H/D)0.3

(19)

對(duì)于層流區(qū)(Reb

Cm1L=0.5(B/D)0.6Cm1T

Cm2L=0.5(B/D)0.6Cm2T

(20)

對(duì)于層流湍流過渡區(qū)(RebL

Cm1=Cm1L+(Cm1T-Cm1L)ψ2/3

Cm2=Cm2L+(Cm2T-Cm2L)ψ2/3

(21)

對(duì)于Cheng-Todreas交混模型，動(dòng)量交混系數(shù)ηk,j與能量交混系數(shù)wk,j的取值一致。

2 基于雙區(qū)域模型的子通道分析程序的開發(fā)

本文利用面向?qū)ο蟮腃++語言完成子通道分析程序SPLICA的開發(fā)，程序中能量守恒方程在組件的每個(gè)軸向平面上使用SOR迭代法來隱式求解，動(dòng)量守恒方程與質(zhì)量守恒方程聯(lián)立并采用軸向等壓近似方法求解。SPLICA程序可接受系統(tǒng)壓力、入口流量或組件棒束壓降、入口冷卻劑溫度或冷卻劑比焓作為其邊界條件。程序具有穩(wěn)態(tài)以及緩慢變化瞬態(tài)的計(jì)算功能，并且能計(jì)算燃料元件內(nèi)部的熱傳導(dǎo)。圖2為本文所開發(fā)的子通道分析程序的計(jì)算流程圖。程序使用逐層求解的方式，在每一層計(jì)算完成后再沿著軸向計(jì)算下一層，最后得到整個(gè)組件上的熱工水力工況參數(shù)。在每次外迭代中，程序求解燃料元件的導(dǎo)熱微分方程以更新燃料元件表面的熱流密度。并從組件的入口層沿著軸向計(jì)算到出口層，對(duì)每層冷卻劑控制體使用能量守恒方程求解得到冷卻劑的溫度，然后根據(jù)當(dāng)前層冷卻劑控制體的溫度與壓力更新當(dāng)前層冷卻劑控制體的物性，之后根據(jù)動(dòng)量方程與質(zhì)量守恒方程，求解得到當(dāng)前層控制體的出口冷卻劑質(zhì)量流量。當(dāng)整個(gè)外迭代收斂時(shí)，輸出計(jì)算結(jié)果。

圖2 SPLICA程序計(jì)算流程圖Fig.2 Flow chart of SPLICA subchannel code

3 算例驗(yàn)證與測(cè)試

3.1 ORNL-FFM 19棒束實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)驗(yàn)證

FFM(fuel failure mockup)組件實(shí)驗(yàn)[24]是由美國橡樹林國家實(shí)驗(yàn)室(ORNL)進(jìn)行的。該實(shí)驗(yàn)裝置專門用于研究鈉冷快堆的堆芯熱工水力問題。FFM是一個(gè)高溫鈉冷卻實(shí)驗(yàn)裝置，測(cè)試段使用19根棒束模擬液態(tài)金屬冷卻反應(yīng)堆的堆芯組件，采用電加熱棒將熱量傳遞給冷卻劑鈉。該實(shí)驗(yàn)裝置的測(cè)試段子通道劃分與編號(hào)方案如圖3所示。FFM實(shí)驗(yàn)中液態(tài)金屬鈉的溫度最高可達(dá)650 ℃，棒束的最大線功率為33.3 kW/m，冷卻劑最高流量為12.2 kg/s、最低為0.05 kg/s。整個(gè)實(shí)驗(yàn)段的長(zhǎng)度為1.016 m，其中非加熱入口段長(zhǎng)305 mm，加入實(shí)驗(yàn)段長(zhǎng)度為533.75 mm，非加熱出口段的長(zhǎng)度為76.25 mm。實(shí)驗(yàn)段組件的參數(shù)列于表1。表2列出了101～105組高流量實(shí)驗(yàn)的入口溫度、流量以及加熱棒功率條件，整個(gè)測(cè)試段運(yùn)行在大氣壓下。

圖3 FFM 2A實(shí)驗(yàn)組件編號(hào)方案Fig.3 Sub-channel numbering scheme for FFM 2A assembly

表1 FFM 2A 19棒束實(shí)驗(yàn)測(cè)試段組件參數(shù)Table 1 FFM 2A 19-rod bundle experiment test section component parameter

表2 FFM 2A 高流量實(shí)驗(yàn)工況參數(shù)Table 2 Parameter of FFM 2A high flow rate experimental condition

圖4示出了對(duì)于FFM 2A高流量實(shí)驗(yàn)102～105組計(jì)算得到的無量綱溫度的計(jì)算值與實(shí)驗(yàn)值，子通道i的無量綱溫度Tnorm,i的定義為：

(22)

圖4 FFM 2A實(shí)驗(yàn)段出口無量綱溫度計(jì)算值與實(shí)驗(yàn)值對(duì)比Fig.4 Comparison between calculated and experimental values of dimensionless temperature at exit of FFM 2A experiment section

3.2 WARD 61棒束實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)數(shù)據(jù)驗(yàn)證

WARD(westinghouse advanced reactors division)實(shí)驗(yàn)段的測(cè)試組件擁有61根加熱棒[25]。WARD實(shí)驗(yàn)測(cè)試段棒束總長(zhǎng)度為265 cm，其中加熱段的長(zhǎng)度為114.3 cm。冷卻劑鈉從底端入口流入，經(jīng)過加熱段受熱后從頂端流出。在加熱段的底端有一個(gè)長(zhǎng)24.1 cm的非加熱入口段。加熱段的軸向功率分布為截?cái)嗟挠嘞曳植?，加熱段軸向線功率最大值與平均值的比值為1.40。實(shí)驗(yàn)測(cè)量了徑向上均勻的功率分布以及傾斜的功率分布下，加熱段以及加熱段下游的非加熱區(qū)共5個(gè)截面上的通道溫度。由于WARD實(shí)驗(yàn)測(cè)量了大量的層流工況以及層流-湍流過渡工況下的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)，因此WARD實(shí)驗(yàn)可用來校驗(yàn)子通道程序在低流量工況下的溫度分布計(jì)算結(jié)果。圖5示出了WARD 61棒束實(shí)驗(yàn)的子通道劃分與編號(hào)。在計(jì)算時(shí)，選取測(cè)量距離加熱段底端57.2、115.6、179.1 cm的測(cè)量數(shù)據(jù)和計(jì)算數(shù)據(jù)進(jìn)行比較。其中距加熱段底端57.2 cm的測(cè)量截面位于加熱段的中間，距加熱段底端115.6 cm的測(cè)量截面處于加熱段的出口位置，而距加熱段底端179.1 cm的測(cè)量截面處于加熱段下游的非加熱區(qū)。WARD 61棒束實(shí)驗(yàn)的具體幾何參數(shù)列于表3。圖6示出了WARD傾斜功率分布實(shí)驗(yàn)中加熱棒的功率在徑向上的功率分布。

圖5 WARD實(shí)驗(yàn)段組件子通道編號(hào)方案Fig.5 Sub-channel numbering scheme for WARD 61-rod bundle

表3 WARD 61棒束實(shí)驗(yàn)組件幾何參數(shù)Table 3 Geometric parameter of WARD 61-rod bundle experimental assembly

圖6 WARD實(shí)驗(yàn)組件加熱棒功率傾斜徑向分布 Fig.6 Inclined radial power distribution of heating rod of WARD experimental assembly

圖7示出了在徑向均勻功率分布下第243、218、227組實(shí)驗(yàn)不同軸向高度測(cè)量得到的無量綱溫度分布的計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)值。對(duì)于這3組實(shí)驗(yàn)，其功率與冷卻劑的流量大致呈正比，出口與入口的平均溫差約維持在100 ℃。表4示出了這3組實(shí)驗(yàn)的具體工況參數(shù)。在使用子通道分析方法來計(jì)算這3個(gè)工況時(shí)，湍流交混關(guān)系式選擇Zhukov模型。由于這3組實(shí)驗(yàn)的雷諾數(shù)范圍位于層流區(qū)與層流湍流過渡區(qū)，因此在阻力模型上選擇了Ki(Kirikkov)模型[26]與CT(Cheng-Todreas)[16]模型，這兩種模型均考慮了層流區(qū)的摩擦阻力系數(shù)以及層流湍流過渡區(qū)的插值。從圖7可看出，本文開發(fā)的子通道分析程序的計(jì)算結(jié)果與這幾組實(shí)驗(yàn)得出的結(jié)果符合得較好，并且選擇不同阻力模型帶來的不確定性較小。當(dāng)冷卻劑質(zhì)量流量減小時(shí)，不同的通道在橫向上得到的溫度會(huì)變得更加平滑。對(duì)于高流量時(shí)得到的溫度分布會(huì)有一個(gè)比較明顯的“拱形”形狀。這是由于邊通道的質(zhì)量流量高，因此邊通道的溫度相對(duì)較低。而通道間通過繞絲的交混以及分子-湍流擴(kuò)散傳遞能量，最終得到拱形的溫度分布。對(duì)于軸向高度為179.1 cm的測(cè)量截面，由于其位于非加熱區(qū)中，因此在非加熱區(qū)中通道間的能量傳遞過程使得通道間的溫差逐漸降低，其溫度分布相對(duì)于加熱段出口115.6 cm處的溫度分布更加平坦。對(duì)于低流量工況，通道間的能量交換過程主要依靠通道間的導(dǎo)熱過程。從實(shí)驗(yàn)227組的數(shù)據(jù)中可看出，在低流量工況下，179.1 cm處測(cè)量截面上的溫度分布幾乎是均勻的，在非加熱區(qū)中通道間的分子-湍流熱傳導(dǎo)效應(yīng)很快將溫度展平。

圖7 WARD均勻功率分布實(shí)驗(yàn)上、中、下測(cè)點(diǎn)的無量綱溫度分布計(jì)算值與實(shí)驗(yàn)值對(duì)比Fig.7 Comparison between calculated and experimental values of dimensionless temperature distribution of upper,middle and lower measurement points in WARD uniform power distribution experiment

表4 WARD 61棒束實(shí)驗(yàn)工況參數(shù)Table 4 WARD 61-rod bundle experiment operating condition parameter

圖8 WARD傾斜功率分布實(shí)驗(yàn)上、中、下測(cè)點(diǎn)的無量綱溫度分布計(jì)算值與實(shí)驗(yàn)值對(duì)比Fig.8 Comparison between calculated and experimental values of dimensionless temperature distribution of upper,middle and lower measurement points in WARD gradient power distribution experiment

圖8中同時(shí)示出了使用Cheng-Todreas繞絲棒束交混模型與使用Zhukov交混模型計(jì)算得到的各組實(shí)驗(yàn)的對(duì)比。從圖中可看出，相比于Zhukov交混模型，Cheng-Todreas交混模型在層流湍流過渡區(qū)223、221組實(shí)驗(yàn)得到的結(jié)果與實(shí)驗(yàn)值符合得更好。并且，在高功率分布一側(cè)的通道溫度相比Zhukov交混模型計(jì)算得到的值更低。由于冷卻劑在外圍間隙中的單向流動(dòng)，較熱一側(cè)的邊通道的冷卻劑流向功率較低的一側(cè)，而較冷一側(cè)的邊通道的冷卻劑流向功率較高的一側(cè)。因此模型給出的外圍間隙單向流動(dòng)強(qiáng)度越強(qiáng)，高功率分布一側(cè)的邊通道的溫度越低，而低功率分布的一側(cè)的邊通道溫度越高。由于Cheng-Todreas模型給出的繞絲帶來的外圍間隙的單向?qū)α鹘换鞆?qiáng)度要高于Zhukov模型，因此Cheng-Todreas模型計(jì)算得到的高功率側(cè)的邊通道99溫度更低。在層流湍流過渡區(qū)，Cheng-Todreas模型給出的通道間的交混似乎相比Zhukov能與實(shí)驗(yàn)符合得更好。但對(duì)于高流量工況313組，Cheng-Todreas模型預(yù)測(cè)得到的外圍間隙的單向橫流強(qiáng)度相比于真實(shí)值稍高，以至于高功率側(cè)的邊通道99計(jì)算得到溫度與實(shí)驗(yàn)值相比更低且低功率側(cè)的邊通道115得到的溫度相比實(shí)驗(yàn)值更高。對(duì)于加熱段中間的測(cè)量截面(圖中的藍(lán)線)，這兩種模型給出的溫度差別并不明顯。這是由于在距入口較近的軸向高度較低的位置，高低功率側(cè)的邊通道溫度相差并不太明顯，因此外圍間隙的強(qiáng)迫橫流強(qiáng)度對(duì)溫度分布影響不大。對(duì)于低流量實(shí)驗(yàn)229組，由于其溫度分布主要受通道簡(jiǎn)單的熱傳導(dǎo)系數(shù)影響，因此兩種模型計(jì)算得到的溫度分布相差并不大。在總體上來說，Cheng-Todreas給出的溫度分布相比Zhukov模型與實(shí)驗(yàn)值符合得更好。

4 結(jié)論

本文利用雙區(qū)域模型開發(fā)了一款用于鈉冷快堆組件熱工水力分析的子通道分析程序SPLICA，SPLICA程序中通過雙區(qū)域模型本構(gòu)關(guān)系式詳細(xì)地考慮了繞絲帶來的通道間的交混效應(yīng)。通過與FFM-2A 19棒束實(shí)驗(yàn)以及WARD 61棒束實(shí)驗(yàn)溫度分布數(shù)據(jù)進(jìn)行對(duì)比，驗(yàn)證了本文開發(fā)的子通道程序在層流、湍流以及層流湍流過渡區(qū)工況下對(duì)鈉冷快堆組件熱工水力分析具有良好的適用性，并且在組件徑向功率傾斜情況下計(jì)算結(jié)果也具有較高的準(zhǔn)確度。對(duì)于FFM 2A實(shí)驗(yàn)，與經(jīng)過二次開發(fā)的COBRA-Ⅳ程序相比，本文開發(fā)的子通道分析程序與實(shí)驗(yàn)值符合得更好。對(duì)于WARD 61棒束傾斜功率分布實(shí)驗(yàn)，Cheng-Todreas交混模型在層流湍流過渡區(qū)計(jì)算得到的溫度分布較Zhukov交混模型與實(shí)驗(yàn)符合得更好。本程序能為池式鈉冷快堆組件的熱工水力研究提供有效的設(shè)計(jì)和分析工具。