十字焊點(diǎn)對(duì)定位格架水力特性影響的數(shù)值研究

盧志威

(中廣核研究院有限公司 核燃料研發(fā)設(shè)計(jì)中心，廣東深圳518026)

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十字焊點(diǎn)對(duì)定位格架水力特性影響的數(shù)值研究

盧志威

(中廣核研究院有限公司 核燃料研發(fā)設(shè)計(jì)中心，廣東深圳518026)

作為定位格架重要的結(jié)構(gòu)特征之一，其內(nèi)條帶間的十字焊點(diǎn)的形狀與定位格架的強(qiáng)度及水力特性密切相關(guān)。為深入研究該十字焊點(diǎn)形狀對(duì)定位格架水力特性的影響規(guī)律，以5×5燃料組件定位格架為研究對(duì)象，采用ANSYS CFX12.1對(duì)燃料棒束通道內(nèi)的流動(dòng)現(xiàn)象進(jìn)行數(shù)值模擬研究，得到了通道內(nèi)的流場(chǎng)分布。研究結(jié)果表明：增加十字焊點(diǎn)直徑能削弱格架下游近格架區(qū)域子通道內(nèi)冷卻劑的渦流強(qiáng)度以及子通道間的攪混強(qiáng)度，同時(shí)增強(qiáng)格架下游遠(yuǎn)格架區(qū)域子通道內(nèi)的渦流強(qiáng)度以及子通道間攪混強(qiáng)度；增加十字焊點(diǎn)直徑對(duì)格架下游子通道內(nèi)的攪混強(qiáng)度影響較??；定位格架的形狀阻力系數(shù)隨十字焊點(diǎn)直徑的增大而增加。以上結(jié)果說明采用較大直徑的十字焊點(diǎn)可使定位格架下游區(qū)域的換熱能力趨于均衡，從而使堆芯溫度分布更加均勻，但同時(shí)也會(huì)產(chǎn)生較大的壓力損失。

定位格架；十字焊點(diǎn)；水力特性；數(shù)值模擬

燃料組件作為壓水堆的關(guān)鍵部件，其熱工-水力特性及機(jī)械特性對(duì)反應(yīng)堆的設(shè)計(jì)及安全運(yùn)行起著至關(guān)重要的作用。在燃料組件中，定位格架不僅有固定和夾持燃料棒的作用，而且能夠增強(qiáng)冷卻劑的攪混效果，從而增強(qiáng)燃料棒與冷卻劑之間的傳熱能力，有效降低燃料運(yùn)行溫度，增加反應(yīng)堆運(yùn)行安全裕量。同時(shí)，在事故工況下，格架所承受的橫向沖擊載荷必須低于格架屈曲強(qiáng)度，以保證燃料組件的可冷卻形狀。Wang Tao等人[1, 2]的研究表明，十字焊點(diǎn)的尺寸會(huì)影響格架的強(qiáng)度，因此適當(dāng)增加格架十字焊點(diǎn)的尺寸及熔深成為增強(qiáng)定位格架屈曲強(qiáng)度的設(shè)計(jì)手段之一，而十字焊點(diǎn)的尺寸及形狀變化，必然會(huì)對(duì)定位格架的熱工-水力特性產(chǎn)生一定影響。因此有必要針對(duì)該結(jié)構(gòu)特征及其影響展開分析論證，從而更好地指導(dǎo)定位格架設(shè)計(jì)。

當(dāng)前國內(nèi)外針對(duì)定位格架下游流場(chǎng)的研究集中于攪混翼、條帶、剛凸及彈簧等大尺寸結(jié)構(gòu)特征，而關(guān)于焊點(diǎn)形狀對(duì)格架流場(chǎng)的影響研究較少。實(shí)際上，十字焊點(diǎn)正好位于成對(duì)攪混翼中間空隙流道處，經(jīng)十字焊點(diǎn)導(dǎo)向后的冷卻劑會(huì)與攪混翼導(dǎo)流相互影響，進(jìn)而對(duì)流場(chǎng)產(chǎn)生影響。相對(duì)于攪混翼、彈簧等結(jié)構(gòu)特征，十字焊點(diǎn)對(duì)定位格架的水力特性影響相對(duì)較小，故為能夠深入細(xì)致地分析該特征產(chǎn)生的水力影響，相比較粗糙的試驗(yàn)手段，采用目前已經(jīng)成熟運(yùn)用于定位格架熱工-水力性能評(píng)估的計(jì)算流體力學(xué)(CFD)方法更佳。國內(nèi)外相關(guān)研究人員通過與試驗(yàn)結(jié)果的對(duì)比研究表明，CFD方法可以準(zhǔn)確計(jì)算并預(yù)測(cè)定位格架棒束通道內(nèi)單相水的三維流場(chǎng)[3，4]。國內(nèi)相關(guān)研究者采用CFD方法對(duì)5×5定位格架棒束通道的三維流場(chǎng)特征進(jìn)行了深入研究[5，6]，國外學(xué)者K.Podila等[7，8]也采用相同的方法對(duì)帶格架的棒束通道的流動(dòng)傳熱特性進(jìn)行了研究，并與試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行了對(duì)比驗(yàn)證。

為深入研究十字焊點(diǎn)的形狀對(duì)定位格架水力特性的影響規(guī)律，本文將以包含具有不同形狀十字焊點(diǎn)的5×5定位格架的棒束通道為研究對(duì)象，采用商業(yè)軟件ANSYS CFX12.1對(duì)其通道內(nèi)的三維流場(chǎng)特征進(jìn)行詳細(xì)分析。

1 數(shù)值模擬

1.1 幾何模型

本文選取的研究對(duì)象從壓水堆(PWR)使用的成熟燃料組件中截取。由于定位格架內(nèi)部的彈簧剛凸對(duì)格架下游橫向速度只會(huì)適當(dāng)強(qiáng)化但不會(huì)改變橫向速度的分布形式[9]，同時(shí)為單純地準(zhǔn)確評(píng)估相比彈簧剛凸具有較小尺度的焊點(diǎn)對(duì)格架水力特性的影響，排除彈簧剛凸形成的無規(guī)律紊流對(duì)本研究的噪聲影響，本文對(duì)格架條帶進(jìn)行了簡(jiǎn)化，不考慮彈簧與剛凸。

最終建立的5×5定位格架幾何外形如圖1 所示，該格架包含25個(gè)蛋簍型柵元。柵元節(jié)距為12.6mm，每個(gè)柵元放置一個(gè)直徑為9.5mm的燃料棒，定位格架外圍尺寸為64.4mm×64.4mm。流體域橫截面的尺寸如圖中所示，外側(cè)的流道壁面距定位格架的距離為0.5mm。

圖1 5×5定位格架Fig.1 5×5 spacer grid

圖2給出了計(jì)算流體域的縱向尺寸，入口位置位于定位格架下表面以下90mm，而出口位置則位于定位格架上表面以上400mm處。為方便后期數(shù)據(jù)處理，此處確定定位格架內(nèi)條帶上邊緣的軸向高度為0。

圖2 流體域參數(shù)Fig.2 Computational domain parameter

結(jié)合實(shí)際定位格架十字點(diǎn)焊工藝[2]，十字焊點(diǎn)的外形幾何建模如圖3所示。為研究該焊點(diǎn)形狀對(duì)定位格架水力特性的影響，本文分別針對(duì)具有不同焊點(diǎn)高度和焊點(diǎn)直徑的定位格架開展模擬計(jì)算分析，十字焊點(diǎn)的高度及焊點(diǎn)直徑結(jié)構(gòu)參數(shù)如圖3所示，表1詳細(xì)列出了不同算例中以上參數(shù)的具體數(shù)值。

圖3 流體域參數(shù)Fig.3 Computational domain parameter

1.2 網(wǎng)格劃分

為了能夠捕捉到定位格架部分的細(xì)節(jié)結(jié)構(gòu)特征，在定位格架計(jì)算區(qū)域采用非結(jié)構(gòu)化四面體網(wǎng)格，而在定位格架的上游和下游采用拉伸棱柱網(wǎng)格，同時(shí)在燃料棒、定位格架及流道壁面生成四層附面層網(wǎng)格。經(jīng)網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證，最終的網(wǎng)格數(shù)量為3000萬左右，詳細(xì)網(wǎng)格數(shù)量分布如表2所示。圖4給出了燃料棒束附近的網(wǎng)格劃分情況。

表1 十字焊點(diǎn)尺寸

表2 網(wǎng)格分布

圖4 網(wǎng)格細(xì)節(jié)Fig.4 Mesh detail(a) 定位格架表面; (b) 附面層

1.3 邊界條件及湍流模型

各算例基于Re(雷諾數(shù))60000工況開展計(jì)算，入口速度為4.547m/s，參考?jí)毫υO(shè)置為0.1MPa，燃料棒、定位格架及流道壁面采用無滑移壁面，其中燃料棒等效粗糙度設(shè)置為 0.5×10-3mm。

定位格架下游會(huì)產(chǎn)生復(fù)雜的流場(chǎng)，因此選擇合適的湍流模型至關(guān)重要。SSTk-ω湍流模型已被證明可以成功預(yù)測(cè)棒束流場(chǎng)形態(tài)[10]，故本文將采用SSTk-ω湍流模型開展計(jì)算。

2 結(jié)果處理

2.1 模型驗(yàn)證

為驗(yàn)證本文所述CFD計(jì)算模型的準(zhǔn)確性，基于Elvis E.Dominguez-Ontiveros等人[11]的試驗(yàn)研究，針對(duì)其中的雷諾數(shù)為16300工況開展驗(yàn)證計(jì)算。

試驗(yàn)中采用的5×5定位格架如圖5所示，其中彈簧、剛凸與燃料棒為線接觸，該結(jié)構(gòu)特征會(huì)對(duì)網(wǎng)格的劃分帶來困難，容易形成低質(zhì)量網(wǎng)格并影響計(jì)算精度，故需在網(wǎng)格劃分前對(duì)幾何模型做一定簡(jiǎn)化和處理，使燃料棒與彈簧和剛凸的接觸由線接觸轉(zhuǎn)變?yōu)槊娼佑|，處理結(jié)果如圖6所示。網(wǎng)格劃分方式仍采用1.2節(jié)所述方法。

圖5 試驗(yàn)5×5格架Fig.5 5×5 spacer grid for test

圖6 模型簡(jiǎn)化Fig.6 Simplification of model

驗(yàn)證數(shù)據(jù)的提取截面位置如圖7所示，截面在流體流動(dòng)方向的位置為從格架條帶上邊緣開始向上延伸52.5mm，并在X軸的不同位置分別求得整個(gè)截面在流體流動(dòng)方向上橫向速度的平均值。

圖7 試驗(yàn)數(shù)據(jù)提取截面位置Fig.7 Position of section for test data

計(jì)算值與試驗(yàn)值的對(duì)比如圖8所示，從圖中可以看出，模擬計(jì)算值與試驗(yàn)值的大部分?jǐn)?shù)值大小分布趨勢(shì)基本吻合；但幾個(gè)峰值處的速度存在相對(duì)較大的差異，原因可能為計(jì)算模型對(duì)剛凸和彈簧進(jìn)行了一定程度簡(jiǎn)化，且因制造工藝因素可能造成計(jì)算模型本身與試驗(yàn)?zāi)Ｐ痛嬖谝欢ǔ叽绮町悺?/p>

圖8 數(shù)據(jù)對(duì)比Fig.8 Comparison of data(a) A截面數(shù)據(jù)對(duì)比; (b) B截面數(shù)據(jù)對(duì)比

2.2 攪混特性

由于定位格架本身結(jié)構(gòu)復(fù)雜，且存在攪混翼對(duì)下游流體的強(qiáng)烈攪混作用，使格架下游流體流場(chǎng)變得紊亂，產(chǎn)生一定強(qiáng)度的渦流和叉流。渦流和叉流強(qiáng)度是表征冷卻劑攪混效果及換熱效率的重要指標(biāo)。相關(guān)研究人員采用了不同形式的評(píng)價(jià)因子量化格架下游的流動(dòng)特性[12-14]，從而間接評(píng)估格架下游燃料棒表面的換熱特性。

本文將采用渦旋因子、渦旋攪混率和橫向流攪混因子量化評(píng)價(jià)格架流動(dòng)特性，進(jìn)而研究并評(píng)價(jià)十字焊點(diǎn)對(duì)格架流動(dòng)特性的影響規(guī)律。取圖1中陰影區(qū)域所示的子通道為研究對(duì)象計(jì)算上述評(píng)價(jià)因子，并以軸向位置與棒束水力直徑比值為橫坐標(biāo)繪制該因子的沿程變化趨勢(shì)，取如圖2所示的格架上邊緣為軸向零點(diǎn)位置。

2.2.1 子通道內(nèi)冷卻橫流強(qiáng)度

渦旋因子用于表征子通道內(nèi)的橫向流動(dòng)強(qiáng)度，定義為：

(1)

式中：P——燃料棒中心距；

V——垂直于子通道橫截面的水平中心線和垂直中心線的橫向流速；

U——子通道截面平均軸向流速。

渦旋因子FSW的沿程變化趨勢(shì)如圖9所示，其中陰影部分代表格架位置。各算例在格架出口位置為最大值，出格架后急速衰減，到3.8Dh處達(dá)到極小值；隨后又開始緩慢增加并在8Dh左右達(dá)到第二個(gè)峰值，隨后開始逐漸緩慢衰減一直到出口位置；15Dh后達(dá)到較低水平，格架對(duì)子通道內(nèi)冷卻劑橫向流動(dòng)的影響趨于消失。

圖9 渦旋因子沿程變化Fig.9 Variation trend of FSW

對(duì)比各算例可以看出：在0～8Dh區(qū)間內(nèi)，隨著十字焊點(diǎn)直徑越大，渦旋因子衰減速度變慢，即子通道內(nèi)的橫向攪混越充分，但影響區(qū)域主要集中在較短的2.5Dh到7.5Dh區(qū)域內(nèi)，且影響的幅度較??；在8Dh至出口的區(qū)間內(nèi)，具有最大十字焊點(diǎn)的算例D2.4的渦旋因子相比其他算例稍小，即子通道內(nèi)橫向攪混強(qiáng)度稍低。以上現(xiàn)象說明增加十字焊點(diǎn)直徑可小幅度增強(qiáng)格架下游子通道內(nèi)的近格架區(qū)域(2.5～7.5Dh)的橫流強(qiáng)度，但同時(shí)小幅度減小遠(yuǎn)格架區(qū)域(10Dh后)的子通道內(nèi)橫流強(qiáng)度。

縱觀整個(gè)格架下游區(qū)域，子通道內(nèi)橫向攪混強(qiáng)度隨十字焊點(diǎn)直徑變化的幅度都很小，故在進(jìn)行定位格架設(shè)計(jì)時(shí)可不考慮該影響。

2.2.2 子通道內(nèi)渦流強(qiáng)度

渦旋攪混率用于評(píng)價(jià)子通道中渦流對(duì)流體的攪混強(qiáng)度，其定義為：

(2)

式中：r——子通道流域內(nèi)各點(diǎn)距子通道中心線的距離；

Vlateral——子通道橫截面上引起渦流的橫向流速；

Ulocal——橫截面上各點(diǎn)的當(dāng)?shù)剌S向速度；

RS——漩渦半徑，定義為從子通道中心線到燃料棒表面的距離；

s——子通道截面面積。

圖10給出了渦旋攪混率SM的沿程變化趨勢(shì)。從圖中可以看出，各算例在格架出口位置為最大值，隨后小幅振蕩一次后開始衰減，一直到出口位置。

圖10 渦旋攪混率沿程變化Fig.10 Variation trend of SM

對(duì)比各算例可以看出：在格架下游主要影響區(qū)域0～20Dh區(qū)間內(nèi)，隨著十字焊點(diǎn)直徑的增加，SM減小，即增加十字焊點(diǎn)直徑會(huì)減小子通道內(nèi)的渦流強(qiáng)度；在20Dh以后至出口的格架弱影響區(qū)區(qū)間內(nèi)則呈現(xiàn)相反的規(guī)律，即增加十字焊點(diǎn)直徑會(huì)增強(qiáng)子通道內(nèi)的渦流強(qiáng)度。

子通道內(nèi)因渦流產(chǎn)生的離心力會(huì)加速燃料棒表面的氣泡脫落速率，從而增強(qiáng)燃料棒泡核沸騰及傳熱速率，由圖10可知，采用較大的十字焊點(diǎn)直徑可使定位格架整個(gè)下游區(qū)域的換熱能力向均衡趨勢(shì)發(fā)展，從而使堆芯內(nèi)燃料棒的軸向溫度分布更加均勻。

2.2.3 子通道間冷卻劑攪混強(qiáng)度

橫向流攪混因子用于評(píng)價(jià)子通道間冷卻劑橫向攪混強(qiáng)度，其定義為：

(3)

式中：S——相鄰燃料棒距離；

Vcross——相鄰燃料棒間隙處的橫向流速；

U——子通道截面平均軸向流速。

橫向流攪混因子的沿程變化趨勢(shì)如圖11所示。各算例在格架出口為最大值，隨后急速衰減，到2Dh處達(dá)到極小值；隨后又開始急速增大并在3Dh達(dá)到第二個(gè)峰值后開始緩慢衰減一直到出口位置，其中在7Dh～13Dh區(qū)間內(nèi)有緩慢增加的趨勢(shì)。對(duì)比各算例，F(xiàn)CM隨焊點(diǎn)尺寸的變化規(guī)律與SM類似，即增加十字焊點(diǎn)直徑會(huì)削弱下游近格架區(qū)域(0～20Dh區(qū)間)中子通道間冷卻劑橫向攪混強(qiáng)度，而增強(qiáng)下游遠(yuǎn)格架區(qū)域(20Dh后)中子通道間冷卻劑橫向攪混強(qiáng)度。

子通道間的冷卻劑質(zhì)量交換可以更好的平衡子通道之間的焓升，由圖11可知，采用較大的十字焊點(diǎn)直徑可使定位格架整個(gè)下游區(qū)域的子通道間冷卻劑質(zhì)量交換能力向均衡趨勢(shì)發(fā)展，從而可使堆芯各高度處的徑向溫度分布更加均勻。

圖11 橫向流攪混因子沿程變化Fig.11 Variation trend of FCM

2.3 流動(dòng)阻力特性

如式(4)所示，流道的總壓力損失包括形狀阻力壓力損失和摩擦阻力壓力損失[15]。

Δp=Δploc+Δpfr

(4)

式中： Δp——總壓力損失；

Δploc——形狀阻力壓力損失；

Δpfr——摩擦阻力形狀損失。

形狀阻力系數(shù)可由式(5)定義[14]:

ξloc=Δploc/(ρv2/2)

(5)

式中：ξloc——形狀阻力系數(shù)；

ρ——流體密度；

v——流體平均速度。

針對(duì)本文的研究對(duì)象，總壓力損失Δp可通過進(jìn)出口壓力差求得，Δpfr則通過5×5無格架棒束算例求得，然后通過式(4)和式(5)求得各算例格架的形狀阻力系數(shù)。

各算例的形狀阻力系數(shù)值如圖12所示。從圖中可以得出，隨著焊點(diǎn)尺寸的增加，形狀阻力系數(shù)增大，當(dāng)十字焊點(diǎn)直徑由1.2mm增加一倍到2.4mm時(shí)，形狀阻力系數(shù)增加7.6%。該現(xiàn)象可解釋為十字焊點(diǎn)加強(qiáng)了格架下游局部湍流并增強(qiáng)了冷卻劑動(dòng)量交換及能量耗散，進(jìn)而導(dǎo)致壓力損失增加。

圖12 形狀阻力系數(shù)變化趨勢(shì)Fig.12 Variation trend of local resistance coefficient

3 結(jié)論

采用ANSYS CFX12.1對(duì)含有不同尺寸十字焊點(diǎn)的5×5定位格架棒束進(jìn)行了水力特性研究。研究表明：

(1) 在格架下游近格架區(qū)間(2.5～7.5Dh)內(nèi)，十字焊點(diǎn)直徑越大，渦旋因子越大，即子通道內(nèi)的橫向攪混越充分；同時(shí)增加十字焊點(diǎn)直徑會(huì)減小遠(yuǎn)格架區(qū)域(10Dh后)的子通道內(nèi)橫流強(qiáng)度；但以上影響幅度很?。?/p>

(2) 在格架下游主要影響區(qū)域0～20Dh區(qū)間內(nèi)，隨著十字焊點(diǎn)直徑的增加，子通道內(nèi)的渦流強(qiáng)度及子通道間冷卻劑橫向攪混強(qiáng)度減??；在20Dh以后至出口的格架弱影響區(qū)區(qū)間內(nèi)則呈現(xiàn)相反的規(guī)律；說明采用較大直徑的十字焊點(diǎn)可使定位格架下游區(qū)域的換熱能力趨于均衡，從而使堆芯溫度分布更加均勻；

(3) 隨著十字焊點(diǎn)直徑的增大，定位格架形狀阻力系數(shù)增加；當(dāng)十字焊點(diǎn)直徑由1.2mm增加一倍到2.4mm時(shí)，形狀阻力系數(shù)增加7.6%；

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Numerical Investigation on Hydraulic Performance of Spacer Grid with Cross Weld

LU Zhi-wei

(Nuclear Fuel Research and Development Center, China Nuclear Power Technology Research Institute, Shenzhen 102413, China)

As an important structural parameter of spacer grid, the shape of the cross weld between inner straps is closely related to the strength and hydraulic characteristics of the spacer grid.In order to deeply study the influence of the shape of the cross weld on the hydraulic characteristics of the spacer grid, numerical investigation on the flow field of the rod bundle using ANSYS CFX12.1 is conducted taking the 5×5 spacer grid as research object.The numerical result show that increasing the diameter of the cross weld can reduce swirling strength in the subchannels and the coolant exchange strength between subchannels nearby the grid in the grid downstream area, and enhance them far away from grid in the grid downstream area；Increasing the diameter of the cross weld only has a slight effect on the mixing strength in subchannels in the grid downstream area.Local resistance coefficient of the spacer grid increases as the diameter of the cross weld increases.It can be concluded that heat transfer performance in the downstream region of the spacer grid tend to be balanced by using larger diameter cross weld, thus the temperature distribution of the core is more uniform; At the same time, greater pressure loss will be produced.

Spacer grid; Cross weld; Hydraulic characteristics; Numerical investigation

2016-10-20

國家重大專項(xiàng)資助項(xiàng)目(2015ZX06004-001)

盧志威(1985-)，男，內(nèi)蒙古呼和浩特人，工程師，碩士研究生，現(xiàn)主要從事核燃料設(shè)計(jì)方面研究

TL33

A

0258-0918(2017)03-0487-08