導(dǎo)向管底部泄流孔水力損失計算分析

徐建航， 楊翊仁

(西南交通大學(xué)力學(xué)與工程學(xué)院， 成都 610031)

導(dǎo)向管底部泄流孔水力損失計算分析

徐建航， 楊翊仁

(西南交通大學(xué)力學(xué)與工程學(xué)院， 成都 610031)

核燃料組件導(dǎo)向管底部泄流孔的水力損失系數(shù)對控制棒落棒時間和落棒速度有著重要影響。在落棒問題分析中，能否采用疊加理論計算泄流孔的水力損失，必須進行具體分析和論證。采用CFD方法對“突縮-突擴”型和“突縮-突縮”型兩類四種泄流孔在不同流速下的水力損失進行了數(shù)值模擬計算，并與理論計算結(jié)果進行了對比。計算結(jié)果表明，對于流道內(nèi)未充分發(fā)展的流動，理論計算結(jié)果與數(shù)值模擬計算結(jié)果存在一定差異。

泄流孔；落棒；未充分發(fā)展流動；水力損失；FLUENT

引 言

在反應(yīng)堆安全分析中，緊急情況下的落棒時間是一個非常重要的參數(shù)。如圖1所示，在控制棒下落過程中，導(dǎo)向管內(nèi)部液體從導(dǎo)向管與控制棒間隙、上部泄流孔、底部泄流孔排出。液體從底部泄流孔排出的速度直接影響著控制棒的下落速度。獲取不同流速下底部泄流孔的局部水力損失，進而計算導(dǎo)向管內(nèi)部液體的排出速度，對于落棒時間分析非常重要。

圖1 控制棒落棒示意圖

導(dǎo)向管底部泄流孔是一個較為復(fù)雜的結(jié)構(gòu)，國內(nèi)學(xué)者在研究控制棒落棒運動時，多采用疊加理論計算底部泄流孔水力損失[1-3]。疊加理論的應(yīng)用對象均是充分發(fā)展的流動，通過分段計算疊加求和的方法獲得流道的水力損失。對于湍流而言，一般認(rèn)為速度分布在大約20 D～40 D的長度內(nèi)可以達到充分發(fā)展[4]。對于底部泄流孔而言，其各段流道長徑比均較小，流道內(nèi)的水流沒有足夠的空間進行充分發(fā)展。

另外，眾多學(xué)者針對管路突擴水流流態(tài)也進行了廣泛的研究，研究表明在管道截面突擴后部存在著回流、分離、重附和剪切等流動現(xiàn)象[5-7]，與充分發(fā)展水流流態(tài)存在較大差別。姚彥貴[8]等，針對反應(yīng)堆一回路中突擴管內(nèi)存在均勻孔板、突擴管與突縮管串聯(lián)情況，利用Fluent進行了流阻計算分析，發(fā)現(xiàn)在圓管突擴后的未充分發(fā)展區(qū)域內(nèi)放置阻力件時，采用疊加理論所得計算結(jié)果與數(shù)值模擬結(jié)果存在一定差異。因此，能否采用疊加理論計算泄流孔水力損失需要進行分析討論。

本文采用CFD軟件Fluent對導(dǎo)向管底部泄流孔的水力損失進行數(shù)值模擬，與疊加理論計算結(jié)果進行對比。探討在落棒研究中采用疊加理論計算導(dǎo)向管底部泄流孔水力損失的可行性，并對比分析不同類型泄流孔的消能效果。

1 模型簡述

本文在圖1所示底部泄流孔基礎(chǔ)上討論兩類截面突變泄流孔模型。一類是“突縮-突縮”型泄流孔，如圖2所示，分兩種計算工況，工況I的模型參數(shù)見表1，工況II的模型參數(shù)見表2。

圖2 “突縮-突縮”型泄流孔示意圖

另一類是“突縮-突擴”型泄流孔，如圖3所示，也分兩種計算工況，工況III的模型參數(shù)見表3，工況IV的模型參數(shù)見表4。

計算所需其他基本參數(shù)見表5。

圖3 “突縮-突擴”型泄流孔示意圖

長度/m直徑/m長徑比導(dǎo)向管0.0300.0101052.97一次突縮段0.0270.00213.5二次突縮段0.0100.00110

表2 工況Ⅱ泄流孔模型參數(shù)

表3 工況Ⅲ泄流孔模型參數(shù)

表4 工況Ⅳ泄流孔模型參數(shù)

表5 基本參數(shù)

2 計算方法

2.1 疊加理論計算方法

充分發(fā)展的圓管內(nèi)流水力損失計算公式為：

hf=hl+hm

(1)

針對圖2與圖3所示模型，泄流孔水力損失疊加理論計算公式為：

hf=hl1+hl2+hl3+hm1+hm2

(2)

式中，hl1為導(dǎo)向管段沿程水力損失；hl2為中間段沿程水力損失；hl3為出口段沿程水力損失；hm1為水流由導(dǎo)向管段進入中間段局部水力損失；hm2為中間段進入出口段局部水力損失。

2.2 CFD計算方法

Fluent設(shè)置為3D模型，單精度，湍流模型采用Standard k-ε模型。壁面函數(shù)采用標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)，控制方程離散化先采用一階迎風(fēng)格式，在計算收斂后再采用二階迎風(fēng)格式提高計算精度。因為流體介質(zhì)為水，可以忽略其壓縮性，采用基于壓力的求解器進行求解。

3 計算結(jié)果及分析

記水力損失理論計算結(jié)果為hft，數(shù)值模擬計算結(jié)果為hfc，數(shù)值模擬水力損失系數(shù)為ξc。數(shù)值模擬與理論計算結(jié)果相對誤差為Ect=(hft-hfc)/hft×100%。

3.1 工況I泄流孔水力損失

工況I泄流孔為“突縮-突縮”型泄流孔。不同流速下的數(shù)值模擬和理論計算結(jié)果見表6。水力損失隨流速變化曲線如圖4所示。

由表6可知，工況Ⅰ泄流孔的水力損失數(shù)值模擬和理論計算結(jié)果吻合度偏低，相對誤差絕對值在6.46%～15.06%之間。另外，由圖4可知，隨著入流速度的增加，工況Ⅰ泄流孔水力損失數(shù)值模擬結(jié)果與理論計算結(jié)果吻合度降低。

表6 工況I泄流孔水力損失計算結(jié)果

圖4 工況Ⅰ水力損失隨入流速度變化圖

3.2 工況Ⅱ泄流孔水力損失

工況Ⅱ泄流孔也為“突縮-突縮”型泄流孔。不同流速下的數(shù)值模擬和理論計算結(jié)果見表7。水力損失隨流速變化曲線如圖5所示。

表7 工況Ⅱ泄流孔水力損失計算結(jié)果

圖5 工況Ⅱ水力損失隨入流速度變化圖

由表7可知，對于工況Ⅱ泄流孔的水力損失，數(shù)值模擬和理論計算結(jié)果具有較高吻合度，相對誤差絕對值在2.47%～9.67%之間。由圖5可知，隨著入流速度的增加，工況Ⅱ泄流孔水力損失數(shù)值模擬結(jié)果與理論計算結(jié)果吻合度降低。

3.3 工況Ⅲ泄流孔水力損失

工況Ⅲ泄流孔為“突縮-突擴”型泄流孔，不同流速下的數(shù)值模擬和理論計算結(jié)果見表8。水力損失隨流速變化曲線如圖6所示。

表8 工況Ⅲ泄流孔水力損失計算結(jié)果

圖6 工況Ⅲ水力損失隨入流速度變化圖

由表8可知，對于工況Ⅲ泄流孔的水力損失，數(shù)值模擬和理論計算結(jié)果吻合度較高，相對誤差絕對值在3.40%～6.74%之間。由圖6可知：入流速度較低時，泄流孔數(shù)值模擬結(jié)果與理論計算結(jié)果吻合度較高，隨著入流速度增加，吻合度降低。

3.4 工況Ⅳ泄流孔水力損失

工況Ⅳ泄流孔也為“突縮-突擴”型泄流孔。不同流速下的數(shù)值模擬和理論計算結(jié)果見表9，水力損失隨流速變化曲線如圖7所示。

表9 工況Ⅳ泄流孔水力損失計算結(jié)果

圖7 工況Ⅳ水力損失隨入流速度變化圖

由表9可知，對于工況Ⅳ泄流孔的水力損失，數(shù)值模擬和理論計算結(jié)果吻合度很高，相對誤差絕對值在0.08%～5.46%之間。由圖7可知，隨著入流速度的增加，工況Ⅳ泄流孔水力損失數(shù)值模擬結(jié)果與理論計算結(jié)果保持較高的吻合度。

3.5 消能效率對比

不同流速下4種工況水力損失系數(shù)見表10。

表10 不同流速下不同孔型水力損失系數(shù)

由表10可知，在相同入流速度下，“突縮-突擴”型泄流孔的水力損失系數(shù)要高于“突縮-突縮”型泄流孔，即“突縮-突擴”型泄流孔的消能效率更高。消能效率過高，則導(dǎo)向管內(nèi)部液體排出速度慢，控制棒下落速度低，落棒時間過長。消能效率過低則會導(dǎo)致控制棒下落速度過快，引起控制棒碰撞破壞。因此在選擇導(dǎo)向管底部泄流孔類型時，應(yīng)綜合考慮泄流孔類型對落棒時間和落棒速度的影響。

4 結(jié) 論

利用CFD軟件FLUENT，對核燃料組件導(dǎo)向管底部泄流孔在不同孔型和不同入流速度下的水力損失進行了數(shù)值模擬計算，并與理論計算結(jié)果進行了對比。計算結(jié)果表明：

(1) 由于底部泄流孔各段流道“長徑比”較小，流道內(nèi)流動未充分發(fā)展，采用疊加理論計算底部泄流孔水力損失會存在偏差。

(2) 對于未充分發(fā)展流動的水力損失計算，疊加理論計算結(jié)果往往要低于數(shù)值模擬結(jié)果。除工況Ⅰ泄流孔外，對于本文所探討的其他孔型，均是隨著來流速度的增加，數(shù)值模擬計算結(jié)果與理論計算結(jié)果吻合度降低。

(3) “突縮-突擴”型泄流孔比“突縮-突縮”型泄流孔的消能效率高。

(4) 在落棒問題的流阻分析過程中，對于未充分發(fā)展流動的水力損失計算應(yīng)做出詳細(xì)的分析。對于具體問題，是否可以采用疊加理論計算水力損失，需要進行充分的分析和討論，避免引起誤差。

[1] 于建華,魏泳濤,孫磊,等.控制棒組件在流體環(huán)境中下落時所受阻力的計算[J].核動力工程,2001,22(3):236-241.

[2] 徐偉,劉彤,張炯,等.控制棒組件落棒時間分析[C]//中國力學(xué)學(xué)會反應(yīng)堆結(jié)構(gòu)力學(xué)專業(yè)委員會.第十七屆全國反應(yīng)堆結(jié)構(gòu)力學(xué)會議論文集.上海:中國力學(xué)學(xué)會反應(yīng)堆結(jié)構(gòu)力學(xué)專業(yè)委員會,2012:5.

[3] 趙良舉,彭云康,曾丹苓.秦山300 MW核反應(yīng)堆控制棒熱態(tài)落棒實驗數(shù)值擬合[J].重慶大學(xué)學(xué)報:自然科學(xué)版,2000,23(6):107-109,120.

[4] 張明遠(yuǎn).流體力學(xué)[M].北京:高等教育出版社,2010.

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[7] 趙妍.應(yīng)用FLUENT對管路細(xì)部流場的數(shù)值模擬[D].大連:大連理工大學(xué),2004.

[8] 姚彥貴,施楊,張鍇,等.一回路系統(tǒng)中冷卻劑流動形阻分析[J].核動力工程,2015,36(5):83-86.

Hydraulic Loss Analysis of Bottom Drain Hole of Guide Tube

XUJianhang,YANGYiren

(School of Mechanics and Engineering, Southwest Jiaotong University, Chengdu 610031, China)

Hydraulic loss coefficient of bottom drain hole of the guide tube of the nuclear fuel assemblyhas has important influence on the drop-time and the drop-speed of the control rod. In rod drop analysis, it is necessary to make a concrete analysis and demonstrate whether the hydraulic loss of the drain hole can be calculated by the classical superposition theory. The hydraulic losses of “sudden contraction-sudden expansion” and “sudden contraction-sudden contraction” two types, four kinds of drain holeat different flow velocities were calculated by CFD method, the results of which were compared with those of the theoretical calculation. The calculation results show that there are some differences between theoretical calculation and numerical simulation results.

drain hole; rod drop; un-fully developedflow; hydraulic loss; FLUENT

2016-03-21

國家自然科學(xué)基金項目(11372258)

徐建航(1992-),男,山東日照人,博士生,主要從事流固耦合動力學(xué)方面的研究,(E-mail)1689629924@qq.com; 楊翊仁(1959-),男,江西東鄉(xiāng)人,教授,博士生導(dǎo)師,主要從事流固耦合動力學(xué)方面的研究,(E-mail)yangyiren05@126.com

1673-1549(2016)06-0044-04

10.11863/j.suse.2016.06.09

TB115

A