胡立強(qiáng)，田子豪，季松濤，何曉軍,*

(1.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；2.北京交通大學(xué) 機(jī)械與電子控制工程學(xué)院，北京 100044)

環(huán)形燃料是一種具有內(nèi)外雙冷卻通道的新型壓水堆燃料，選擇成熟的反應(yīng)堆與環(huán)形燃料先導(dǎo)組件組成混合堆芯開展隨堆運(yùn)行試驗(yàn)是環(huán)形燃料研發(fā)工作的重要環(huán)節(jié)之一，通過在實(shí)際反應(yīng)堆中的運(yùn)行試驗(yàn)，對燃料組件的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)、熱工安全等性能進(jìn)行全面驗(yàn)證，為后續(xù)建造環(huán)形燃料反應(yīng)堆，實(shí)施全面工程化應(yīng)用奠定基礎(chǔ)。混合堆芯為開式流道，環(huán)形燃料與周圍燃料之間可能發(fā)生冷卻劑的橫向流動，造成原堆芯局部冷卻劑減少，導(dǎo)致冷卻能力降低，進(jìn)而影響原堆芯熱工安全。目前，眾多學(xué)者對格架攪混翼的橫向流動特性開展了研究。In[1]基于計(jì)算流體力學(xué)(CFD)方法對4種不同攪混翼下游子通道流場進(jìn)行了模擬計(jì)算。Yang等[2]和Nematollahi等[3]利用CFX軟件分析了攪混翼對子通道速度場的影響，結(jié)果表明攪混翼可以在子通道內(nèi)產(chǎn)生橫向流動。Gergely等[4]和Wang等[5]通過進(jìn)一步研究表明增大攪混翼的偏轉(zhuǎn)角度可以有效強(qiáng)化子通道的橫向流動。Cui等[6]和Kim等[7]利用CFD方法分析了攪混翼橫向流動特性對子通道強(qiáng)化傳熱的影響。Tseng等[8]和Wei等[9]基于CFD方法的研究結(jié)果表明撕裂式攪混翼可以在子通道產(chǎn)生顯著的二次流動進(jìn)而強(qiáng)化子通道傳熱。另外，部分學(xué)者利用CFD方法對液態(tài)金屬反應(yīng)堆的橫向流動特性進(jìn)行了分析[10-14]。以上研究對象多為單一燃料組件，對于混合堆芯的相關(guān)研究尚未有公開文獻(xiàn)報道，同時對于環(huán)形燃料混合堆芯橫向流動特性研究也未有公開文獻(xiàn)報道。為此，本文建立環(huán)形燃料混合堆芯數(shù)值計(jì)算模型，對橫向流動特性進(jìn)行分析。

1 幾何模型

混合堆芯橫向流動發(fā)生在環(huán)形燃料外通道與原堆芯燃料之間，本文針對環(huán)形外通道建立的混合堆芯包括9個棒束組件，環(huán)形燃料外通道棒束組件(13×13)位于中心位置，四周布置有8個原堆芯燃料棒束組件(17×17)，其中環(huán)形燃料棒束與原堆芯燃料棒束具有相同的外形尺寸，對各棒束組件分別設(shè)置獨(dú)立的出入口，如圖1所示。

圖1 3×3混合堆芯示意圖Fig.1 Scheme of 3×3 mixed core

2 網(wǎng)格劃分

混合堆芯燃料組件沿軸向布置有11層格架，需要劃分為23段，其中包括11個格架段和12個棒束段。在格架段上下兩端設(shè)置交界面，并劃分非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格，同時在格架段的流體邊界沿法向共設(shè)置3層附面層網(wǎng)格，第1層網(wǎng)格高度為0.02 mm，增長率為1.2。最后通過拉升格架段交界面網(wǎng)格生成棒束段網(wǎng)格，為了防止因拉伸網(wǎng)格縱橫比突變導(dǎo)致計(jì)算發(fā)散，設(shè)置網(wǎng)格拉伸比為1.25，使拉伸網(wǎng)格尺寸由交界面位置逐漸增大。網(wǎng)格劃分如圖2所示。

本文共設(shè)置3組不同網(wǎng)格模型進(jìn)行網(wǎng)格敏感性分析，網(wǎng)格模型Ⅰ、Ⅱ的計(jì)算結(jié)果顯示網(wǎng)格數(shù)量增加1倍時，混合堆芯壓降增加了15%，網(wǎng)格模型Ⅱ、Ⅲ的計(jì)算結(jié)果顯示，將模型Ⅱ的網(wǎng)格數(shù)量增加至3倍時，混合堆芯壓降僅變化0.1%。因此網(wǎng)格模型Ⅱ滿足本文計(jì)算要求。混合堆芯網(wǎng)格參數(shù)列于表1。

圖2 網(wǎng)格劃分Fig.2 Mesh arrangement

表1 混合堆芯網(wǎng)格參數(shù)Table 1 Mixed core mesh parameter

3 計(jì)算工況及邊界條件

本文計(jì)算工況與秦山二期實(shí)際運(yùn)行工況相同，冷卻劑物性根據(jù)秦山二期堆芯實(shí)際運(yùn)行壓力及冷卻劑平均溫度設(shè)置。環(huán)形燃料外通道流量為36.87 kg/s，湍流模型采用對分離流動預(yù)測較好的SST模型，堆芯雷諾數(shù)高達(dá)25萬左右，近壁面流場計(jì)算采用對高雷諾數(shù)流場具有良好預(yù)測準(zhǔn)確性的高y+方法。冷卻劑參數(shù)及邊界條件列于表2。

表2 冷卻劑參數(shù)及邊界條件Table 2 Coolant parameter and boundary condition

4 結(jié)果分析

4.1 混合堆芯橫向流動的評價指標(biāo)

1) 局部阻力特性

原堆芯燃料與環(huán)形燃料局部阻力差異會導(dǎo)致冷卻劑的橫向流動，針對兩種組件進(jìn)行獨(dú)立建模，通過對局部阻力特性的分析可以評價混合堆芯冷卻劑的橫向遷移能力。

2) 橫向速度場

通過描述混合堆芯各組件子通道的橫向速度場，直接反映混合堆芯各組件及組件交界面的橫向流動。

3) 混合堆芯流量偏差

直觀反映混合堆芯各組件冷卻劑流量的增減，評價混合堆芯組件之間的橫向流動。

4.2 混合堆芯組件間橫向流動特性

1) 局部阻力特性

局部阻力差異對混合堆芯的橫向流動有著重要影響，通過對環(huán)形燃料與原堆芯燃料分別獨(dú)立建模，分析了各格架段的阻力特性差異。為避免出入口效應(yīng)對統(tǒng)計(jì)結(jié)果的影響，選取格架段2～10作為壓降統(tǒng)計(jì)對象，環(huán)形燃料與原堆芯燃料各格架段的壓降對比如圖3所示，可看出5、7、9格架段環(huán)形燃料壓降大于原堆芯燃料，2、3、4、6、8、10格架段原堆芯燃料壓降大于環(huán)形燃料，各格架段壓降相對偏差均小于10%，混合堆芯各處阻力并無顯著差異。

圖3 格架段壓降對比Fig.3 Comparison of pressure drop of grid section

2) 速度場分布

圖4示出混合堆芯格架區(qū)的速度場分布，圖5示出混合堆芯第3層格架下游各截面的橫向速度分布。由圖4a可看出，原堆芯燃料格架對冷卻劑具有顯著的偏轉(zhuǎn)作用，偏轉(zhuǎn)后的流場呈放射狀向周圍子通道發(fā)展，而環(huán)形燃料格架由于無攪混翼，僅對冷卻劑產(chǎn)生局部加速作用，冷卻劑流動方向無改變。原堆芯燃料格架的這種偏轉(zhuǎn)作用使格架出口橫向速度達(dá)到0.76 m/s，且作用距離達(dá)到300 mm以上(圖4c)。但由圖5可看出，圍繞燃料棒形成“S”形的橫向流動僅局限于原堆芯燃料子通道內(nèi)，徑向影響范圍僅達(dá)到環(huán)形燃料邊通道，越過邊通道后橫向速度幾乎消失。這主要是因?yàn)樵研救剂献油ǖ喇?dāng)量直徑較大，約為11.06 mm，環(huán)形燃料外通道的當(dāng)量直徑僅為7.39 mm，比原堆芯燃料減小約34%。這表明混合堆芯原堆芯燃料子通道內(nèi)橫向流動無法引起冷卻劑流量向環(huán)形燃料的遷移。

a——原堆芯燃料格架區(qū)速度場；b——環(huán)形燃料格架區(qū)速度場；c——格架橫向速度圖4 混合堆芯格架區(qū)速度場Fig.4 Grid velocity field of mixed core

圖5 混合堆芯第3層格架下游各截面的橫向速度Fig.5 Cross flow velocity of each cross section at the third grid downstream

3) 混合堆芯流量偏差

(1) 混合堆芯各組件出入口流量守恒性分析

圖6示出混合堆芯各燃料組件出入口流量偏差，負(fù)號表示出口流量小于入口流量。由圖6可看出，8個原堆芯燃料的出入口流量相對偏差小于0.8%，環(huán)形燃料出口流量比入口僅減少約1.8%。表明混合堆芯各組件出入口流量守恒，各組件之間無顯著的橫向流動發(fā)生。

圖6 混合堆芯各組件出入口流量偏差Fig.6 Flow deviation of inlet and outlet of each fuel assembly in mixed core

(2) 混合堆芯組件分段流量偏差分析

針對原堆芯燃料與環(huán)形燃料在中間各格架段(格架段2～10)的流量偏差進(jìn)行了統(tǒng)計(jì)，并結(jié)合中國原子能科學(xué)研究院聯(lián)合上海交通大學(xué)開展的相關(guān)試驗(yàn)結(jié)果[15]進(jìn)行了對比，結(jié)果如圖7所示。由圖7可見，計(jì)算值與試驗(yàn)值相對偏差小于16%。圖7a正值表示該格架段環(huán)形燃料流量大于原堆芯燃料，可看出計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果總體趨勢一致，僅在5、7、9格架段，環(huán)形燃料冷卻劑流量大于原堆芯燃料，這是由于這3個位置的環(huán)形燃料格架阻力較小造成的。在2、3、4、6、8、10格架段，原堆芯燃料冷卻劑流量大于環(huán)形燃料，其中僅6、8兩個格架段的流量相對偏差約為10%，其余格架段的流量相對偏差均小于10%，整個軸向流動過程中各格架段的最大流量相對偏差為12%，平均相對偏差僅約為9%，表明混合堆芯軸向各處冷卻劑無顯著的橫向流動，流量分布均勻。

a——混合堆芯各格架段流量相對偏差；b——流量相對偏差計(jì)算值與試驗(yàn)值對比圖7 格架段流量偏差Fig.7 Grid section flow deviation

5 結(jié)論

基于3×3混合堆芯數(shù)值計(jì)算模型，對環(huán)形燃料混合堆芯橫向流動特性進(jìn)行了計(jì)算分析，得到如下結(jié)論：1) 環(huán)形燃料外通道較小的當(dāng)量直徑對混合堆芯的橫向流動具有阻滯作用，使原堆芯燃料攪混翼對冷卻劑的偏轉(zhuǎn)作用在混合堆芯組件交界面上得到大幅度減弱，有效消除了混合堆芯組件之間的冷卻劑流量波動；2) 環(huán)形燃料與原堆芯燃料各格架段的阻力相對偏差均小于10%，在混合堆芯工況下，原堆芯燃料僅在5、7、9格架段的冷卻劑流量小于環(huán)形燃料，其余格架段均大于環(huán)形燃料，軸向各格架段最大流量相對偏差為12%，平均流量相對偏差約為9%，各組件出入口流量相對偏差小于1.8%，混合堆芯棒束區(qū)冷卻劑流量分布均勻，無顯著橫向流動。本文工作為環(huán)形燃料后續(xù)建立混合堆芯開展工程化應(yīng)用提供了有效指導(dǎo)和理論準(zhǔn)備。