王明軍，鞠浩然，趙民富，李偉卿，劉天才，胡長軍，楊 文，田文喜，秋穗正，蘇光輝

(1.西安交通大學(xué) 核科學(xué)與技術(shù)學(xué)院，陜西 西安 710049；2.中國原子能科學(xué)研究院 反應(yīng)堆工程技術(shù)研究所，北京 102413；3.北京科技大學(xué) 計(jì)算機(jī)與通信工程學(xué)院，北京 100083)

數(shù)值堆技術(shù)是當(dāng)前核能領(lǐng)域的新興技術(shù)，是各核能大國相互爭奪的核科技戰(zhàn)略高地之一。數(shù)值堆技術(shù)基于高精度數(shù)值仿真技術(shù)、大數(shù)據(jù)應(yīng)用技術(shù)和高速數(shù)據(jù)傳輸技術(shù)，應(yīng)用先進(jìn)的反應(yīng)堆物理、熱工水力、安全分析、燃料性能、材料性能、結(jié)構(gòu)力學(xué)、耦合接口等計(jì)算軟件，面向某一反應(yīng)堆實(shí)體系統(tǒng)進(jìn)行全方位、全周期的數(shù)字化模擬，并采用可視化及人機(jī)交互技術(shù)直觀展示模擬預(yù)測結(jié)果，完成反應(yīng)堆內(nèi)各物理場現(xiàn)象的研究，是未來核能系統(tǒng)的先進(jìn)研究平臺。當(dāng)前時期，美國、歐盟均提出了各自的數(shù)值堆技術(shù)路線，并大力發(fā)展相應(yīng)的關(guān)鍵技術(shù)：歐洲主要完成了以SALOME開源軟件平臺為基礎(chǔ)的反應(yīng)堆多物理場耦合模擬技術(shù)，拓展了平臺集成、模型開發(fā)、耦合技術(shù)、不確定性分析及驗(yàn)證等方法，對輕水堆安全分析、運(yùn)行和工程設(shè)計(jì)給出綜合性解決方案；美國能源部則通過啟動NEAMS計(jì)劃，用于部署和發(fā)展先進(jìn)核能技術(shù)，計(jì)劃支持開發(fā)的多種高精度計(jì)算分析程序發(fā)展迅速，并已在各相關(guān)科研領(lǐng)域產(chǎn)生了一定的影響。此外，日本、韓國等核能強(qiáng)國也積極參與到數(shù)值堆相關(guān)技術(shù)的研究工作中。

為實(shí)現(xiàn)由核能大國向核能強(qiáng)國的跨越，我國緊跟國際核能科技發(fā)展前沿，投入了大量資源進(jìn)行數(shù)值堆相關(guān)的專業(yè)軟件研發(fā)和應(yīng)用工作。其中，依托國家重點(diǎn)研發(fā)計(jì)劃項(xiàng)目“數(shù)值反應(yīng)堆原型系統(tǒng)開發(fā)及示范應(yīng)用”的資助，開發(fā)了中國數(shù)值反應(yīng)堆原型系統(tǒng)CVR1.0[1]，系統(tǒng)主要包含熱工、物理、材料、燃料、結(jié)構(gòu)力學(xué)5種專業(yè)工具及所依托的耦合平臺。其中，熱工水力分析工具包括高精細(xì)CFD計(jì)算工具CVR-PACA及堆芯子通道分析工具CVR-PASA。本文詳細(xì)介紹CVR-PACA程序在反應(yīng)堆堆芯熱工分析方面的典型應(yīng)用情況——各類棒束通道內(nèi)湍流流場的分析建模方法、預(yù)測結(jié)果分析及模型驗(yàn)證等應(yīng)用，驗(yàn)證依托高精度譜元方法的大渦模擬(LES)模型及非穩(wěn)態(tài)雷諾時均(URANS)模型的適用性，多角度展示CVR-PACA在數(shù)值堆精細(xì)化熱工分析方面的多場景應(yīng)用能力和計(jì)算精度，定量證明該程序具有出任CVR1.0系統(tǒng)熱工計(jì)算模塊重要組成部分的能力。

1 數(shù)值方法及湍流模型簡介

1.1 譜元方法

譜元方法是一種高精度偏微分方程離散數(shù)值方法，是譜方法和有限元方法的融合。譜元法采用高斯多項(xiàng)式函數(shù)插值的方式獲得譜元內(nèi)部的場參數(shù)的精細(xì)分布，能夠極大降低截斷誤差，提高計(jì)算精度。CVR-PACA采用勒讓德正交多項(xiàng)式作為插值多項(xiàng)式基底：

(1)

(D(u(x,y,z)|Ωk),ν)=(f,ν)

(2)

式中：D(u)=f為所求解的偏微分方程；(·,·)為內(nèi)積算符；ν為試函數(shù)空間。當(dāng)采用伽遼金方法時，由于試函數(shù)空間ν及基函數(shù)空間為同一正交函數(shù)空間，因而要求計(jì)算網(wǎng)格必須為全六面體網(wǎng)格，以保障函數(shù)空間的正交性。這一要求為空間離散網(wǎng)格劃分過程提出了較大挑戰(zhàn)。

1.2 時間分裂法求解N-S方程

不可壓縮流動N-S方程的一般形式為：

(3)

為敘述方便，將動量方程簡化為以下形式：

(4)

非穩(wěn)態(tài)項(xiàng)應(yīng)用k階向后差分格式離散：

L(un+1)+fn+1

(5)

式中，bj為k階向后差分格式各離散項(xiàng)前系數(shù)。

非線性項(xiàng)N(u)采用顯式外推格式：

(6)

式中，aj為顯式外推格式各離散項(xiàng)前系數(shù)。

線性項(xiàng)L(u)進(jìn)行以下變形：

(7)

式中：μ為流體動力黏度；I為單位矩陣。

外力源項(xiàng)f采用顯式計(jì)算方法，式(4)可整理為：

(8)

式中：F(un)為本時刻已知項(xiàng)；除外力源項(xiàng)f外，上標(biāo)n+1為本時刻待求項(xiàng)；上標(biāo)小于等于n為已知項(xiàng)。式(8)可采用時間分裂法分3步完成求解：

(9)

(10)

(11)

式(9)為非線性步，用于求解時間相關(guān)項(xiàng)。式(10)為壓力步，通過變形獲得以下壓力泊松方程，利用譜元方法數(shù)值求解壓力對流場的作用：

(12)

(13)

采用譜元方法結(jié)合速度邊界條件即可求得當(dāng)前步速度分布，進(jìn)而完成時間分裂法求解瞬態(tài)N-S方程的步進(jìn)計(jì)算過程。

1.3 湍流模型

目前，CVR-PACA能夠支持高通濾波大渦模擬(HPF-LES)模型及URANS SSTk-ω模型。其中HPF-LES模型在文獻(xiàn)[2]中有較為詳細(xì)的介紹。濾波后的無量綱化N-S方程形式為:

(14)

(15)

URANS模型方面選擇SSTk-ω模型用于計(jì)算驗(yàn)證，該模型已廣泛應(yīng)用于攪混翼棒束通道流場預(yù)測[6-9]，并獲得了較高的認(rèn)可度。文獻(xiàn)[10]中詳細(xì)說明了相關(guān)模型的實(shí)現(xiàn)過程。

2 典型應(yīng)用算例

2.1 單棒光棒通道

為驗(yàn)證HPF-LES模型對棒間湍流攪混現(xiàn)象的預(yù)測能力，本文對韓國SOFEL實(shí)驗(yàn)段的單根光棒稠密柵元進(jìn)行建模[11]，預(yù)測流道中的湍流流動攪混特性。為使計(jì)算建模區(qū)域長度包含4個完整的子通道間湍流脈動擬序結(jié)構(gòu)，保障計(jì)算結(jié)果的正確性[12]，研究將建模區(qū)域長度設(shè)為40Dh，Dh為流道的水力直徑。軸向設(shè)置周期性邊界使計(jì)算區(qū)域封閉。計(jì)算預(yù)測的速度場分布如圖1所示。可以看到當(dāng)流場達(dá)到充分發(fā)展流態(tài)時，相鄰子通道間的窄縫處存在較為明顯的橫向脈動現(xiàn)象。

a——猝發(fā)過程；b——充分發(fā)展流態(tài)圖1 猝發(fā)及充分發(fā)展時的湍流無量綱速度場Fig.1 Turbulent dimensionless velocity field during burst and fully developed condition

算例對節(jié)徑比P/D=1.03、1.06，雷諾數(shù)Re=20 500條件下的湍流脈動現(xiàn)象進(jìn)行了定量分析，并與實(shí)驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對比，結(jié)果如圖2所示?？梢灾庇^看到，HPF-LES模型能準(zhǔn)確預(yù)測湍流脈動流場細(xì)節(jié)，獲取各脈動峰，脈動頻率計(jì)算方面也符合較好。為實(shí)現(xiàn)對湍流脈動現(xiàn)象的進(jìn)一步分析，采用湍流脈動系數(shù)β定量評估子通道間的湍流攪混能力：

a——節(jié)徑比1.03，Re=20 500；b——節(jié)徑比1.06，Re=20 500圖2 子通道間窄縫中心處的橫向湍流脈動速度瞬時值Fig.2 Transverse transient velocity at center of narrow gap between adjacent sub-channels

(16)

研究整理了P/D=1.06條件下β隨Re的變化，并與理論推導(dǎo)值和實(shí)驗(yàn)測量值進(jìn)行對比，結(jié)果如圖3所示?？梢钥吹?，該結(jié)果定量驗(yàn)證了HPF-LES模型在預(yù)測單棒通道內(nèi)湍流流場方面的精確程度，仿真計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)值及理論推導(dǎo)規(guī)律符合良好，采用相同的模型參數(shù)可外推至其他相似幾何條件用于準(zhǔn)確預(yù)測相關(guān)湍流脈動現(xiàn)象。

圖3 湍流脈動系數(shù)與Re的關(guān)系Fig.3 Relationship between turbulent mixing coefficient and Reynolds number

2.2 3×3稠密柵元光棒棒束通道

為進(jìn)一步分析稠密柵元光棒棒束通道內(nèi)更細(xì)致的湍流攪混現(xiàn)象，研究利用3×3棒束通道對不同類型子通道間的攪混現(xiàn)象進(jìn)行定量分析。計(jì)算所采用的網(wǎng)格生成策略與2.1節(jié)相似：近壁面第1層網(wǎng)格高度嚴(yán)格滿足y+<1，軸向長度為40Dh，流動出入口設(shè)為周期性邊界。P/D=1.06、Re=15 000時計(jì)算獲得的湍流流場瞬時值如圖4所示。

1——中心通道間脈動速度提取點(diǎn)；2——邊通道間脈動速度提取點(diǎn)；3——邊通道與中心通道間脈動速度提取點(diǎn)；4——角通道與邊通道間脈動速度提取點(diǎn)圖4 3×3光棒棒束子通道內(nèi)的無量綱速度場分布Fig.4 Dimensionless velocity field distribution in sub-channel of 3×3 bare rod bundle

由圖4中縱截面可看出，不同子通道間的湍流脈動速度大小差異較為明顯。為定性研究該現(xiàn)象，選取圖4中標(biāo)出的4處窄縫中心位置提取橫向瞬時速度，用于定量對比。圖5示出P/D=1.06時不同Re條件下不同位置湍流脈動速度瞬時值的對比。對比同一子圖各曲線可知，湍流脈動速度的幅值和頻率受Re影響顯著，可采用監(jiān)測脈動速度的方式初步判斷流體流動的狀態(tài)(層流、轉(zhuǎn)捩、充分發(fā)展湍流流態(tài))；對比不同子圖中的相同Re條件下的曲線可知，湍流脈動速度幅值和頻率受監(jiān)測點(diǎn)兩側(cè)子通道幾何形狀影響顯著。在中心通道間的湍流脈動現(xiàn)象最為顯著，臨近角通道相連窄縫處的脈動攪混能力最弱。

a——點(diǎn)1處；b——點(diǎn)2處；c——點(diǎn)3處；d——點(diǎn)4處圖5 各監(jiān)測點(diǎn)的脈動速度瞬時值Fig.5 Transient turbulent mixing velocity at different monitoring points

研究采用快速傅里葉變換(FFT)方法對上述脈動速度進(jìn)行了頻域分析，獲得了相應(yīng)的脈動峰值特征頻率，P/D=1.06、Re=20 500時的結(jié)果如圖6所示。由圖6可見：脈動峰值受幾何位置影響顯著，監(jiān)測點(diǎn)距離角通道越近，脈動峰值越低。原因在于，相比于中心通道內(nèi)的流體渦旋，邊角通道內(nèi)的渦旋受幾何限制更為顯著，通道較為局促，流動摩擦阻力較大，渦旋含能較低，渦旋旋轉(zhuǎn)頻率減弱。但由于幾何形狀難以采用準(zhǔn)確的數(shù)學(xué)參數(shù)予以反映，因而目前可直接采用修正系數(shù)的方法反映幾何形狀對脈動頻率的影響。

a——點(diǎn)1處；b——點(diǎn)2處；c——點(diǎn)3處；d——點(diǎn)4處圖6 各監(jiān)測點(diǎn)脈動特征頻率Fig.6 Characteristic frequency at different monitoring points

對于湍流脈動引起的子通道間攪混效應(yīng)，同樣采用無量綱量湍流脈動系數(shù)β進(jìn)行定量分析，P/D=1.06時的仿真預(yù)測結(jié)果列于表1。由表1可見，幾何條件對湍流攪混效應(yīng)同樣具有較為顯著的影響，角通道間隙處的攪混系數(shù)較中心通道處降低25%左右。因此，在采用計(jì)算獲得的湍流攪混系數(shù)指導(dǎo)子通道程序計(jì)算子通道間橫向攪混計(jì)算時，與脈動頻率類似，可適當(dāng)引入修正系數(shù)，提高其建模精度；或可直接采用角通道臨近位置所獲得的脈動系數(shù)結(jié)果進(jìn)行計(jì)算，以保證計(jì)算過程的保守性。

表1 湍流脈動系數(shù)隨不同監(jiān)測點(diǎn)和Re的分布Table 1 Turbulent mixing coefficient distribution case at different monitoring points and Re

2.3 帶攪混翼棒束通道

為驗(yàn)證CVR-PACA在預(yù)測攪混翼下游湍流流場的精確程度，本文應(yīng)用該程序?qū)嚮煲戆羰ǖ阑鶞?zhǔn)題Matis-H進(jìn)行了建模計(jì)算[13]。幾何建模方面，計(jì)算域選取了中心3×3棒束所圍成的2×2子通道作為建模對象；周向采用4對周期性邊界用于計(jì)算域的封閉。速度入口邊界設(shè)定方面，本次計(jì)算測試了簡易速度邊界設(shè)置方案對計(jì)算結(jié)果的影響。簡易速度邊界的具體設(shè)置方案如下：1) 定位格架上游光棒長度不進(jìn)行加長處理，入口段光棒長度僅設(shè)置為1Dh；2) 速度入口面上的速度分布采用層流流動的速度分布，具體為：

(17)

網(wǎng)格劃分方面，研究采用網(wǎng)格分區(qū)劃分結(jié)合網(wǎng)格分裂的方法建立復(fù)雜結(jié)構(gòu)的全六面體網(wǎng)格。分區(qū)方案如圖7a所示。為滿足大渦模擬湍流模型計(jì)算要求，在生成邊界層網(wǎng)格時，需嚴(yán)格滿足近壁面第1層網(wǎng)格高度y+<1的條件。最終建立的六面體網(wǎng)格的部分結(jié)果如圖7b、c所示。

a——網(wǎng)格劃分策略；b——定位格架條帶部分網(wǎng)格；c——定位格架下游光棒部分網(wǎng)格圖7 3×3棒束六面體計(jì)算網(wǎng)格Fig.7 Hex mesh of 3×3 rod bundle

不同模型攪混翼下游不同位置處時均速度場及脈動速度場計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)值的對比如圖8、9所示。由圖8，圖9a、b可看到，在時均場預(yù)測方面，HPF-LES模型及URANS SSTk-ω模型均與實(shí)驗(yàn)值較為接近，均能較好地預(yù)測撕裂式攪混翼下游的時均速度分布；然而，脈動場方面，由圖9c、d看到，URANS模型的預(yù)測能力明顯不足，HPF-LES模型準(zhǔn)確預(yù)測了脈動速度分布的峰值位置，在脈動場預(yù)測方面具備一定能力。

為驗(yàn)證簡易速度邊界設(shè)置方法配合HPF-LES模型的聯(lián)合計(jì)算方案對攪混翼下游流場的預(yù)測能力，將該方案計(jì)算結(jié)果與基準(zhǔn)題sp05算例[13]的計(jì)算結(jié)果進(jìn)行了定量對比。sp05算例與本研究采用相同的幾何建模方案，不同點(diǎn)在于sp05算例采用RSM-SSG RANS模型完成計(jì)算，入口段采用延長光棒長度的方式制造充分發(fā)展湍流流態(tài)支撐計(jì)算。圖9示出本文研究與sp05算例的流場對比，可以看處，HPF-LES模型在時均速度場預(yù)測方面更為準(zhǔn)確，脈動速度場預(yù)測方面，HPF-LES模型同樣能夠更好地捕捉相關(guān)細(xì)節(jié)，預(yù)測相關(guān)峰值，因而HPF-LES模型配合簡易速度邊界設(shè)置的聯(lián)合計(jì)算方案具有一定可行性。

a——攪混翼下游0.5Dh處y方向速度分量；b——攪混翼下游1.0Dh處x方向速度分量；c——攪混翼下游1.0Dh處z方向速度分量；d——攪混翼下游4.0Dh處z方向速度分量圖8 時均速度場綜合對比Fig.8 Comprehensive comparison of time-averaged velocity

a——攪混翼下游1.0Dh處時均速度z分量；b——攪混翼下游4.0Dh處時均速度z分量；c——攪混翼下游1.0Dh處脈動速度z分量；d——攪混翼下游4.0Dh處脈動速度z分量圖9 不同入口處理方案下攪混翼下游流場的對比Fig.9 Comparison of downstream flow field of mixing vane under different inlet treatment schemes

為進(jìn)一步探究HPF-LES模型與簡易入口設(shè)置方案匹配的具體原因，截取了定位格架處的速度剖面進(jìn)行研究，如圖10所示。由圖10可知：采用HPF-LES模型計(jì)算時，定位格架的下沿作為產(chǎn)生的前臺階幾何形狀能夠猝發(fā)湍流流態(tài)的形成，從而快速促進(jìn)湍流流態(tài)的發(fā)展；同時，湍流在流經(jīng)定位格架條帶結(jié)構(gòu)時，湍流流態(tài)迅速發(fā)展，流經(jīng)攪混翼附近時已轉(zhuǎn)化為充分發(fā)展?fàn)顟B(tài)；對比而言，由于URANS模型很大程度上均勻化了流場細(xì)節(jié)，難以利用條帶結(jié)構(gòu)促進(jìn)湍流渦的形成，因而不能很好地猝發(fā)湍流流型，獲得的脈動細(xì)節(jié)也不夠充分。

a——HPF-LES模型；b——URANS SST k-ω 模型圖10 HPF-LES模型及URANS模型的瞬時無量綱速度分布Fig.10 Transient dimensionless velocity distribution calculated by HPF-LES model and URANS model

圖11示出采用HPF-LES模型及URANS模型計(jì)算得到的攪混翼下游湍動能云圖及橫向速度矢量分布的預(yù)測結(jié)果，可以看到，HPF-LES模型預(yù)測結(jié)果顯示出了湍動能的分布規(guī)律：在與軸向垂直的橫截面上，湍動能一般集中分布在存在大型渦旋的子通道中央，同時可觀察到湍動能隨小渦旋在子通道間遷移的特性；軸向上，隨著橫截面到攪混翼的距離增加，流動的混亂程度減弱，湍動能也逐漸減弱。URANS模型不能很好預(yù)測這一分布規(guī)律，需采用合理的入口條件支撐計(jì)算。

a——HPF-LES模型，0.5Dh；b——URANS模型，0.5Dh；c——HPF-LES模型，4Dh；d——URANS模型，4Dh圖11 攪混翼下游不同截面處湍動能及橫向時均速度矢量分布Fig.11 Turbulent kinetic energy and time-averaged transverse velocity profiles at different cross sections of mixing vane downstream

2.4 帶繞絲棒束通道

研究KALLA-KIT 19棒束組件實(shí)驗(yàn)，對帶繞絲棒束通道內(nèi)的熱工現(xiàn)象進(jìn)行了計(jì)算分析，以驗(yàn)證建模方案的可行性和精確性。實(shí)驗(yàn)采用液態(tài)鉛鉍合金作為工質(zhì)。繞絲樣式采用簡化的垂直連接方式，其詳細(xì)幾何參數(shù)參見文獻(xiàn)[14]。計(jì)算采用網(wǎng)格分裂方案實(shí)現(xiàn)六面體網(wǎng)格生成，最終的網(wǎng)格劃分結(jié)果如圖12所示。

a——四面體網(wǎng)格總覽；b——截面網(wǎng)格細(xì)節(jié)圖12 19棒繞絲組件網(wǎng)格示意圖Fig.12 Mesh scheme of 19 wire-wrapped rod bundles

計(jì)算采用無量綱化N-S方程進(jìn)行。為還原KALLA-KIT實(shí)驗(yàn)采用的定熱流密度的加熱方案，本文采用固定入口流體溫度和壁面熱流密度的方式設(shè)定邊界條件，用于支持能量方程求解。壁面熱流密度的無量綱化方面采用下式實(shí)現(xiàn)：

(18)

式中：qw為壁面絕對熱流密度；ρ流體密度；T0為特征溫度；v0為特征速度，本算例設(shè)為入口平均速度；q′w為無量綱化壁面熱流密度；cp為流體比定壓熱容。為簡化假設(shè)，設(shè)定熱流密度均勻布置于燃料棒與繞絲的表面。

圖13、14分布示出19棒繞絲算例的速度與壓力瞬時值分布及壓力分布的細(xì)節(jié)。壓力細(xì)節(jié)方面，由于繞絲沿各燃料棒順時針繞動，相應(yīng)的導(dǎo)流特性使各截面上的壓力峰值區(qū)域也沿軸向按順時針變化；另外由于采用URANS模型計(jì)算，一定程度上反映了瞬時流場的流動細(xì)節(jié)，因而壓力場不盡光滑平順。

圖13 19棒繞絲組件的無量綱速度(a)及無量綱壓力(b)分布Fig.13 Dimensionless velocity (a) and dimensionless pressure (b) profiles in 19 wire-wrapped rod bundles

壓力分布：a——z=40Dh；b——z=80Dh；c——z=120Dh圖14 19棒繞絲組件的無量綱壓力分布細(xì)節(jié)Fig.14 Dimensionless pressure distribution detail in 19 wire-wrapped rod bundles

圖15示出z=20Dh處的瞬時溫度分布與橫向速度矢量分布。由圖15可見，截面內(nèi)溫度分布受流場影響顯著。由于子通道內(nèi)部存在渦旋，致使通道內(nèi)部溫度分布較為均勻；同時，繞絲的位置變化通過影響速度壓力分布，最終對溫度分布及峰值點(diǎn)存在影響：由于溫度梯度減小，液態(tài)金屬導(dǎo)熱輸熱能力減弱，致使繞絲與燃料棒焊接位置處的傳熱性能更為惡化，在繞絲的背離面，由于子通道內(nèi)壓力較低，使得局部流動受阻，背離面焊接處換熱惡化，因而出現(xiàn)溫度峰值。迎風(fēng)面由于壓力升高，促進(jìn)局部流體流動，因而導(dǎo)致子通道內(nèi)溫度梯度增大，改善換熱，局部溫度未達(dá)到峰值水平。

圖15 19棒繞絲組件的無量綱溫度與橫向速度矢量分布Fig.15 Dimensionless temperature and transverse velocity vector profiles in 19 wire-wrapped rod bundles

上述流場流動特性也可由圖16直觀觀察：相鄰子通道1和子通道2的流線起始端由紅色圈及橘黃色圈標(biāo)注。其中子通道1為背離面子通道，子通道2為迎風(fēng)面子通道?？梢钥吹接L(fēng)面子通道流體在黃色方框處受繞絲擠壓有所偏移，在下游處有部分流體壓入子通道2；同時由于子通道2中存在渦旋，對流動有一定的約束作用，使得紅色圈內(nèi)的流線初始呈直線分布(深藍(lán)色流線簇)；隨著流體流動，由于紅色箭頭所指繞絲的背離，形成局部真空，子通道2中的部分流體被吸入該繞絲的背離子通道中，同時由于子通道2中的繞絲旋入子通道1中，對流體產(chǎn)生了擠壓，因而在后段部分更多的流體被壓入上層子通道中，使得流線分布范圍更加寬泛，流體在子通道間的攪混更為復(fù)雜充分。

圖16 19棒繞絲組件的局部流場流線示意圖Fig.16 Scheme of local streamline in 19 wire-wrapped rod bundles

綜合分析可知，采用瞬態(tài)URANS模型計(jì)算能獲得繞絲棒束內(nèi)更多的流動和換熱細(xì)節(jié)，為驗(yàn)證設(shè)計(jì)的熱工特性提供更加豐富的數(shù)據(jù)，更為精準(zhǔn)地指導(dǎo)相關(guān)設(shè)計(jì)的優(yōu)化改進(jìn)。

3 結(jié)論

本文采用CVR-PACA對單棒光棒通道湍流流場、3×3光棒棒束湍流流場、Matis-H壓水堆棒束通道基準(zhǔn)題、19棒帶繞絲組件通道湍流流場進(jìn)行了仿真計(jì)算，驗(yàn)證了基于高精度譜元數(shù)值方法的HPF-LES模型及URANS SSTk-ω模型的適用性和計(jì)算精度。模擬過程采用網(wǎng)格分裂技術(shù)，結(jié)合混合網(wǎng)格生成技術(shù)實(shí)現(xiàn)了帶攪混翼棒束通道、帶繞絲棒束通道等復(fù)雜幾何結(jié)構(gòu)的全六面體網(wǎng)格劃分，實(shí)現(xiàn)了利用高精度數(shù)值方法對各類堆芯組件內(nèi)流動換熱現(xiàn)象預(yù)測的典型應(yīng)用。通過計(jì)算分析，可得到以下結(jié)論。

1) 對照實(shí)驗(yàn)結(jié)果，HPF-LES模型能精確計(jì)算光棒稠密柵元棒束通道內(nèi)的湍流流場，精細(xì)預(yù)測子通道間的湍流攪混現(xiàn)象。該現(xiàn)象受Re及幾何條件影響顯著，計(jì)算獲得的相關(guān)結(jié)論可用于子通道程序的精細(xì)化模型開發(fā)及修正。

2) 配合高精細(xì)劃分的全六面體網(wǎng)格，HPF-LES模型及URANS模型均可較好地預(yù)測帶有攪混翼的定位格架棒束通道下游的時均流場。對于湍流脈動流場，HPF-LES模型受入口段影響較小，可以準(zhǔn)確預(yù)測脈動速度峰值，但URANS模型受入口段流態(tài)影響顯著，因此采用具有充分發(fā)展湍流流態(tài)的入口對于URANS模型計(jì)算極為重要。

3) 研究實(shí)現(xiàn)了繞絲棒束的全六面體網(wǎng)格的生成策略，采用URANS模型預(yù)測了繞絲幾何條件下的流動換熱現(xiàn)象，基于高精度CFD方案的URANS模型能獲得子通道內(nèi)的精細(xì)化壓力分布和子通道內(nèi)的旋渦分布情況，獲得的流場結(jié)果與溫度場分布規(guī)律契合較好。通過觀察流線能夠更為直觀地了解繞絲棒束通道內(nèi)的攪混特性。

通過上述分析方法能夠獲得更精確的流動和換熱細(xì)節(jié)，為驗(yàn)證設(shè)計(jì)的熱工特性提供更加豐富的數(shù)據(jù)支撐，為方案優(yōu)化改進(jìn)提供定量反饋。