精選-帶定位格架的44棒束通道流動基準(zhǔn)實(shí)驗(yàn)CFD方法驗(yàn)證

1、1 前言目前，計算流體力學(xué)（CFD ）方法廣泛運(yùn)用于核反應(yīng)堆熱工水力設(shè)計與安全分析，包括 壓力容器內(nèi)三維流場計算、主管道熱交混分析、安全殼氫氣擴(kuò)散行為研究等。CFD 方法能夠提供更為精細(xì)的三維計算結(jié)果，使我們更清晰認(rèn)識復(fù)雜的物理過程。但是利用CFD 方法研究涉及復(fù)雜部件的物理過程時， 需要評價其計算結(jié)果的準(zhǔn)確性。 利用基準(zhǔn)實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證是評估 CFD 技術(shù)水平的一種方法。燃料組件定位格架上部裝有攪混翼， 在反應(yīng)堆正常運(yùn)行過程中會導(dǎo)致堆芯內(nèi)冷卻劑的橫 向流動，影響組件的熱工水力性能， 比如壓降、臨界熱流密度等。 上述性能均與反應(yīng)堆安全 有關(guān)，需在設(shè)計階段對于帶定位格架棒束通道內(nèi)的橫向流動進(jìn)行研究。目前

2、，國內(nèi)許多學(xué)者利用 CFD 方法對定位格架進(jìn)行熱工性能評價。 田瑞峰 1 等采用 CFD 方法對2X2定位格架棒束通道內(nèi)的單相水三維流場進(jìn)行模擬；陳畏葓 【2等利用CFX程序?qū)?于AFA 2G組件5X5帶格架棒束的三維流場進(jìn)行研究；陳曦3針對5X5帶定位格架的棒束通道，利用 CFD 方法研究并建立格架局部阻力特性的理論計算模型。為評價CFD方法對于燃料棒束通道流場分析的精確性，在IAEA CRP項(xiàng)目支持下，韓國KAERI機(jī)構(gòu)設(shè)計開展了基準(zhǔn)實(shí)驗(yàn)。該實(shí)驗(yàn)給出了帶攪混翼定位格架4X4棒束通道（兩種柵間距： P/D=1.35 和 1.08）的三維流場測量結(jié)果。中國核動力研究設(shè)計院參與了該驗(yàn)證項(xiàng) 目。本

3、文利用商用 CFD程序STAR-CCM+ v11.04，針對P/D=1.35未加熱實(shí)驗(yàn)工況進(jìn)行三維 流場計算，并給出與實(shí)驗(yàn)結(jié)果的名義偏差以評價 CFD 方法分析棒束通道流場的精確性。2 實(shí)驗(yàn)裝置基準(zhǔn)實(shí)驗(yàn)在KAERI OFEL實(shí)驗(yàn)裝置上開展。該回路包括：4X4棒束的測試段、離心泵、 給水管線、流量計等，如圖 1（左）所示。實(shí)驗(yàn)中整個回路壓力保持在 1atm 左右，進(jìn)口溫 度約為35C，測試段進(jìn)口平均流速為 1.5m/s。測試段區(qū)域包括正方形套管、棒束、 固定板、支撐部件和帶攪混翼的定位格架等，局部 結(jié)構(gòu)如圖 1（右）所示。在測試段上游安裝有整流板，以保證均勻的進(jìn)口速度。定位格架安 裝在測試段中部

4、，上游有5道支撐部件，下游有 3道支撐部件。套管邊長為 142mm，棒束直徑為25.4m m,柵間距為1.35。定位格架條帶高度為 40mm，攪混翼高度約為 25mm，支 撐部件厚度為3mm，相鄰支撐部件的距離為200mm。實(shí)驗(yàn)中利用 PIV 和 LDV 技術(shù)測量燃料棒束子通道內(nèi)的橫向速度,測量位置位于定位格 架下游，與格架上表面的垂直距離分別為1.5D、3D和6D （ D為棒束直徑）。另外還測量豎直中心線（x=0 , y=0）上的軸向速度（定位格架條帶上表面為基準(zhǔn)面，z=0mm ;軸向高度從40200mm ）。一箱電加熱器泵流量計圖1實(shí)驗(yàn)回路與測試段（局部）示意圖* « i3 CF

5、D模擬3.1計算對象計算區(qū)域包括定位格架、上、下游各3道支撐部件，進(jìn)口處留有充分發(fā)展段，計算區(qū)域高度約為2000mm。本文選擇不同高度（z=1.5,3,6D）的中心子通道 y=0方向（如圖2虛 線所示，中心位置為原點(diǎn)）上的橫向速度和豎直中心線的軸向速度進(jìn)行研究。3.2網(wǎng)格劃分與敏感性分析采用多面體網(wǎng)格劃分方案，在定位格架、支撐部件和棒束表面設(shè)有邊界層，另外在定位格架與支撐部件的中間區(qū)域采用拉伸網(wǎng)格方案。圖2測量位置為確保數(shù)值計算結(jié)果與網(wǎng)格量大小無關(guān)，以格架兩端壓降和下游某一測點(diǎn)（x=-0.17mm，y=0mm，z=36mm）的橫向、軸向速度作為評判依據(jù)，對于定位格架進(jìn)行網(wǎng)格敏感性分析， 如圖3

6、所示（括號內(nèi)為網(wǎng)格尺寸），支撐部件同樣進(jìn)行了網(wǎng)格敏感性分析。研究表明，如表 1的網(wǎng)格劃分方案能夠滿足計算需求，因此后續(xù)計算均采用該網(wǎng)格劃分方案。最終得到網(wǎng)格 數(shù)約為1.1億，最小網(wǎng)格質(zhì)量為0.5，格架、棒束、壁面的y+分別為：0.033<ygrid+<6.6，0.025<yrod+<6.3， 0.046<ywaii+<5.56，局部網(wǎng)格見圖 4。表1網(wǎng)格劃分方案參數(shù)定位格架支撐部件網(wǎng)格尺寸/mm0.640.75最大面網(wǎng)格尺寸/mm0.480.75最大小網(wǎng)格尺寸/mm0.160.3拉伸網(wǎng)格尺寸/mm0.640.75網(wǎng)格生長率1.11.1邊界層總厚度/mm0.1

7、50.15邊界層層數(shù)33nMnion如00如DD24科咼益5121巧如加圖4網(wǎng)格示意圖(局部)HESS訃:.:圖3網(wǎng)格敏感性分析3.3模型設(shè)置計算采用絕熱假設(shè)，支撐部件表面均采用無滑移壁面。其他參數(shù)如表進(jìn)口采用均勻流速設(shè)置,出口采用靜態(tài)壓力設(shè)置。 棒束、定位格架、2所示。計算中采用三種湍流模型：標(biāo)準(zhǔn)k-£、可實(shí)現(xiàn)k-£和SST，分別進(jìn)行三維流場計算，并將計算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行比較。其 中計算過程中，選擇某一監(jiān)測面的平均壓力和某一監(jiān)測點(diǎn)的速度為收斂依據(jù)，當(dāng)壓力與速度 的相對變化小于0.1%，則認(rèn)為計算收斂。表2計算參數(shù)設(shè)置參數(shù)進(jìn)口速度/(m/s)溫度廠C壓力/atm岀口靜壓/

8、Pa湍流模型數(shù)值1.53510標(biāo)準(zhǔn)k- £模型可實(shí)現(xiàn)k- £模型SST模型4結(jié)果分析4.1速度分布圖5給出不同高度上中心子通道y=0上的橫向速度（y方向）變化情況。橫向流動的方向與攪混翼布置的方向保持相同。在z=1.5D時，橫向流動仍處于發(fā)展過程，所以橫向速度分布出現(xiàn)兩個峰值；隨著與定位格架的距離越來越遠(yuǎn)，橫向速度最大值越來越小，橫向交混效應(yīng)越來越弱；當(dāng)流體運(yùn)動到z=3D時，橫向流動基本趨于穩(wěn)定。三種湍流模型計算的橫向速度變化趨勢與實(shí)驗(yàn)一致；當(dāng)z=3D時，橫向速度最大值均略高于實(shí)驗(yàn)值。另外z=6D時，SST模型高估了橫向速度。 表3給出全部監(jiān)測點(diǎn)橫向速度計算值與實(shí)驗(yàn)值的名義

9、偏差。名義N Vyi Vye偏差定義為：Wd二匚，其中Vyi和Vye分別為第i個測點(diǎn)的計算值與實(shí)測值。N表3橫向速度的名義偏差湍流模型名義偏差/%標(biāo)準(zhǔn)k- e21.3可實(shí)現(xiàn)k-e25.4SST33.8圖6給出豎直中心線的軸向速度（z方向）變化情況。剛離開定位格架時，流體軸向速 度略有下降，隨后不斷增加，靠近測試段出口時基本趨于穩(wěn)定。三種湍流模型均低估了軸向速度，并且在流體剛離開格架時的偏差很大。其中標(biāo)準(zhǔn)k- &模型的計算值更接近實(shí)驗(yàn)值，其名義偏差為9.62%。1 D.q Q I,Il*i.I丘!lil'-20-15-10-5 D 510152044 jfi mm(a) . z=

10、1.5D20*15-10505101520iiT 離,nm(b). z=3D*20-15 -ID ,05101520（c）.z=6D圖5橫向速度（y方向）0Q !11111*111050100150200250圖6軸向速度（z方向）4.2 RMS速度分布圖7給出不同高度上中心子通道 y=0上RMS速度（y方向）變化情況。SST模型計算 的RMS速度變化趨勢與實(shí)驗(yàn)基本相同；在 z=1.5D，6D時，標(biāo)準(zhǔn)k-£模型與可實(shí)現(xiàn)k-£模 型計算的RMS速度變化趨勢與實(shí)驗(yàn)相差較大。但是三種湍流模型計算的RMS速度均小于實(shí)驗(yàn)測量值，尤其當(dāng) z=6D時，實(shí)驗(yàn)測量的 RMS速度遠(yuǎn)大于計算值。圖 8給出豎直中心線 的RMS速度（z方向）變化情況。當(dāng)處于格架下游100mm后，三種湍流模型的計算趨勢與實(shí)驗(yàn)基本相同，但是計算值仍小于實(shí)驗(yàn)值。低估RMS速度值主要是由于 RANS模型采用時均方法，沒辦法模擬瞬態(tài)的脈動量。(a). z=1.5Dstandard k-a, *k-Bj=3G<nm-l tixpF?B3Gmm0.8* - 5ST, z«75mm standard k-8Fz=75mm 4 reali7ec1 k-e,?=75mm里 E fe'*gwE0 0 11b11用0 J5 *10-505101520flj AFrnm(b) . z=3D