四根繞絲定位19棒束組件流動(dòng)傳熱特性

李明剛 聶常華 徐長(zhǎng)哲

摘? ?要： 采用ANSYS CFX軟件，對(duì)四根繞絲定位19棒束組件的流動(dòng)傳熱特性進(jìn)行CFD數(shù)值模擬研究。對(duì)棒束組件進(jìn)行三維建模，研判適用的網(wǎng)格劃分方式，將各種湍流模型下的數(shù)值模擬結(jié)果與阻力試驗(yàn)數(shù)據(jù)、Rehme經(jīng)驗(yàn)關(guān)系式進(jìn)行比較，得出六面體網(wǎng)格劃分、BSL湍流模型最適用于四根繞絲定位19棒束組件的數(shù)值模擬研究。以光滑19棒束組件作為參照對(duì)比，探討繞絲對(duì)棒束組件流動(dòng)傳熱特性的影響。研究發(fā)現(xiàn)：1）繞絲使得棒束通道的阻力壓降增大了25%，二次流增大了1個(gè)數(shù)量級(jí)，子通道間的質(zhì)量交混與能量交混得以加強(qiáng)，整個(gè)棒束通道的溫度場(chǎng)變得更加均勻;2）繞絲螺距對(duì)阻力系數(shù)和努塞爾數(shù)都有一定的影響，截面無(wú)量綱化二次流的值與繞絲螺旋升角的余切值基本一致。

關(guān)鍵詞： 繞絲定位;棒束組件;流動(dòng)傳熱;湍流模型;CFD數(shù)值模擬;無(wú)量綱化

引言

稠密柵堆芯布置技術(shù)作為一種先進(jìn)的緊湊型反應(yīng)堆堆芯設(shè)計(jì)技術(shù)，通過(guò)縮小燃料元件棒的間距、減小堆芯的水鈾比，降低了堆芯的體積和重量，增大了堆芯內(nèi)核燃料的轉(zhuǎn)換比，起到了提高堆芯體積功率密度和延長(zhǎng)堆芯燃耗壽期等效果。

在稠密柵棒束組件（以下簡(jiǎn)稱(chēng)“棒束組件”）中，元件棒布置十分緊湊，相鄰元件棒之間的間隙非常小，不能采用傳統(tǒng)壓水堆的格架定位方式，而是通常采取繞絲或繞肋定位方式。繞絲或繞肋起到兩個(gè)非常重要的作用：一是對(duì)元件棒起到定位隔離作用;二是增加換熱面積，擾動(dòng)流體，加強(qiáng)交混，起到強(qiáng)化傳熱的效果。

國(guó)內(nèi)外針對(duì)單根繞絲定位棒束組件開(kāi)展了大量的試驗(yàn)和數(shù)值模擬研究工作。在試驗(yàn)研究方面：Rehme對(duì)不同棒束規(guī)模的單根繞絲定位棒束組件開(kāi)展了壓降試驗(yàn)，總結(jié)得到了評(píng)估阻力系數(shù)的經(jīng)典經(jīng)驗(yàn)關(guān)系式[1];Vijiayan等對(duì)單根繞絲定位19棒束組件開(kāi)展了壓降試驗(yàn)[2];Carajilescov等測(cè)量了單根繞絲定位7棒束組件的壓降及壁面剪應(yīng)力分布[3];Chun等對(duì)單根繞絲定位19棒束組件開(kāi)展了壓降試驗(yàn)，并利用試驗(yàn)數(shù)據(jù)對(duì)經(jīng)驗(yàn)關(guān)系式進(jìn)行了評(píng)估[4]。在數(shù)值模擬研究方面：Gajapathy等將繞絲嵌入元件棒0.5 mm，并證明了這樣的簡(jiǎn)化對(duì)數(shù)值模擬結(jié)果的影響不大[5];Natesan等采用Star CD研究了繞絲定位棒束組件的流動(dòng)傳熱特性[6];Ahmad等對(duì)單根繞絲定位7棒束組件的湍流流動(dòng)和傳熱特性進(jìn)行了三維數(shù)值模擬[7];Raza等采用SST湍流模型對(duì)單根繞絲定位7棒束、19棒束組件的熱工水力特性進(jìn)行了數(shù)值模擬和比較分析[8]。

目前，國(guó)內(nèi)外對(duì)多根繞絲定位棒束組件的研究工作尚不夠深入。本文在相關(guān)研究工作的基礎(chǔ)上，采用ANSYS CFX軟件對(duì)四根繞絲定位19棒束組件的流動(dòng)傳熱特性進(jìn)行CFD數(shù)值模擬研究，考察繞絲的存在與否、繞絲的螺距大小對(duì)19棒束組件流動(dòng)傳熱特性的影響。

1? 計(jì)算模型及方法

1.1? 幾何建模及網(wǎng)格劃分

四根繞絲定位19棒束組件如圖1所示。該組件由19根元件棒組成，總高度為800 mm，相鄰元件棒之間的間隙為1 mm。在每根元件棒外，螺旋纏繞四根繞絲，繞絲直徑為0.5 mm，繞絲螺距為165～315 mm。該繞絲定位棒束組件在結(jié)構(gòu)上與光滑的棒束組件存在很大區(qū)別，不具有橫向的十二分之一對(duì)稱(chēng)性，需對(duì)繞絲定位棒束組件所處的全部流體區(qū)域進(jìn)行三維CFD數(shù)值模擬與分析。

繞絲定位棒束組件的繞絲與繞絲之間是點(diǎn)接觸，繞絲與元件棒之間是線(xiàn)接觸。為滿(mǎn)足幾何結(jié)構(gòu)拓?fù)湟蟛⒈ＷC網(wǎng)格質(zhì)量，將繞絲嵌入元件棒，使得繞絲與繞絲之間的點(diǎn)接觸變?yōu)橄嚯x，繞絲與元件棒之間的線(xiàn)接觸變?yōu)槊娼佑|。在保證幾何處理所引起的誤差非常小的前提下，確定將繞絲嵌入元件棒0.05 mm，繞絲與繞絲之間的相離間距為0.1 mm。幾何處理之后的繞絲定位棒束組件流道截面如圖2所示。已有研究表明，這樣的幾何處理對(duì)流動(dòng)傳熱特性的影響幾乎可以忽略[5]。

由于緊密排列的繞絲定位棒束組件存在很多間隙較小的近壁面區(qū)域，如果采用四面體網(wǎng)格，則需要很大的網(wǎng)格數(shù)量才能獲得網(wǎng)格無(wú)關(guān)解。為節(jié)省計(jì)算資源并細(xì)化近壁面網(wǎng)格，本文采用六面體網(wǎng)格對(duì)緊密排列的繞絲定位棒束組件所處的全部流體區(qū)域進(jìn)行網(wǎng)格劃分[10]，如圖3所示。根據(jù)繞絲定位棒束組件流道的幾何特點(diǎn)，將流體區(qū)域分割為兩個(gè)部分，從而實(shí)現(xiàn)分區(qū)域六面體網(wǎng)格劃分。

出于對(duì)比參照的考慮，同時(shí)對(duì)光滑19棒束組件進(jìn)行建模。光滑棒束組件元件棒的幾何尺寸與繞絲定位棒束組件一致，只是在元件棒外表面未設(shè)置繞絲等結(jié)構(gòu)。由于光滑棒束組件通道的幾何結(jié)構(gòu)相對(duì)較為簡(jiǎn)單，因此將模型簡(jiǎn)化為十二分之一幾何結(jié)構(gòu)。光滑19棒束組件幾何結(jié)構(gòu)及其網(wǎng)格劃分示意圖如圖4所示，同樣采用六面體網(wǎng)格劃分，近壁面網(wǎng)格加密。

1.2? 邊界條件

參考?jí)毫υO(shè)為5～8 MPa，在流動(dòng)方向上采用入口質(zhì)量流速為1 000～3 500 kg/（m2·s）、入口溫度為100～120℃的入口邊界條件，靜壓為零的出口邊界條件。元件棒壁面和繞絲表面采用無(wú)滑移的絕熱或等熱流密度壁面邊界條件，邊壁面采用無(wú)滑移的絕熱壁面邊界條件。水物性采用ANSYS CFX軟件自帶的水和水蒸氣熱力性質(zhì)計(jì)算模型IAPWS IF97。計(jì)算時(shí)設(shè)置收斂殘差標(biāo)準(zhǔn)為10-5。

1.3? 湍流模型

國(guó)內(nèi)外有很多學(xué)者對(duì)棒束通道湍流模型的適用性作過(guò)分析與評(píng)價(jià)。Tzanos指出模型只能模擬棒束通道內(nèi)的部分流動(dòng)特征[9];Baglietto等認(rèn)為能準(zhǔn)確模擬湍流各向異性的湍流模型可以真實(shí)再現(xiàn)棒束通道內(nèi)的流動(dòng)以及元件棒壁面處的剪應(yīng)力[11];Natesan等采用、、雷諾應(yīng)力湍流模型模擬計(jì)算了繞絲定位19棒束通道，得到的阻力系數(shù)、努塞爾數(shù)基本相同[6]。基于方程的模型與SSG模型在壁面附近的模擬效果較差?；诜匠痰腟ST模型和BSL模型則能夠?qū)诿鎱^(qū)域的流動(dòng)進(jìn)行準(zhǔn)確的模擬。

既然本文所研究的對(duì)象是繞絲定位棒束組件，主要涉及近壁面區(qū)域，因此存在較為明顯的二次流。為了驗(yàn)證湍流模型對(duì)計(jì)算結(jié)果的影響，綜合考慮各個(gè)湍流模型的特點(diǎn)，擬選取渦粘性湍流模型和雷諾應(yīng)力湍流模型中較為典型的、SST、BSL、SSG這四種湍流模型進(jìn)行模擬、比較和分析，并用試驗(yàn)數(shù)據(jù)和經(jīng)驗(yàn)關(guān)系式進(jìn)行評(píng)價(jià)驗(yàn)證。

2? 數(shù)值模擬方法驗(yàn)證與初步討論

圖5給出了采用不同湍流模型數(shù)值模擬得到的阻力系數(shù)與試驗(yàn)值、Rehme關(guān)系式計(jì)算值的比較。

試驗(yàn)數(shù)據(jù)是在高溫高壓回路上對(duì)繞絲螺距為215 mm的19棒束組件開(kāi)展阻力試驗(yàn)獲得的。

式（1）和（2）中，為阻力系數(shù)，無(wú)量綱;為元件棒與繞絲的濕周，mm;為棒束通道的總濕周，mm;為棒直徑，mm;為絲直徑，mm;為繞絲定位棒束的節(jié)距，mm;為繞絲螺距，mm。式（1）的阻力系數(shù)關(guān)系式已成功運(yùn)用到單根繞絲定位棒束的阻力系數(shù)計(jì)算中，因此將其與試驗(yàn)數(shù)據(jù)和CFD計(jì)算結(jié)果進(jìn)行對(duì)比是合理的。該關(guān)系式的適用范圍為：棒束，7～217個(gè);雷諾數(shù)Re，1 000～300 000;，1.125～1.417;，8～50。本文所研究的工況及元件棒的相關(guān)技術(shù)規(guī)格都在上述范圍內(nèi)。

由圖5可見(jiàn)，所有的湍流模型都與試驗(yàn)數(shù)據(jù)有相同的趨勢(shì)，其中除了SSG湍流模型計(jì)算值外，其余的湍流模型計(jì)算值及Rehme關(guān)系式計(jì)算值均大于試驗(yàn)數(shù)據(jù)。BSL模型與試驗(yàn)數(shù)據(jù)吻合得最好，偏差小于3.5%;模型與試驗(yàn)數(shù)據(jù)的偏差小于5.5%;SST模型與試驗(yàn)數(shù)據(jù)的偏差小于10%;SSG模型與試驗(yàn)數(shù)據(jù)的偏差小于6.5%。BSL和模型計(jì)算值與Rehme關(guān)系式計(jì)算值吻合得最好，最大偏差為1.6%。由渦粘性湍流模型計(jì)算得到的阻力系數(shù)略大于雷諾應(yīng)力湍流模型的結(jié)果。

考慮到幾何結(jié)構(gòu)的復(fù)雜性、計(jì)算模型的簡(jiǎn)化以及試驗(yàn)數(shù)據(jù)測(cè)量所引入的誤差，根據(jù)本次計(jì)算的結(jié)果，所有湍流模型的計(jì)算結(jié)果都是可以接受的，說(shuō)明所選擇的網(wǎng)格劃分方式、網(wǎng)格尺寸、入口邊界條件的設(shè)置等適用于繞絲定位棒束組件的數(shù)值模擬計(jì)算。

綜上所述，由于繞絲定位棒束組件的流道存在較多的窄縫近壁區(qū)，因此能否準(zhǔn)確地模擬近壁面處的流動(dòng)傳熱對(duì)計(jì)算結(jié)果影響較大。基于 方程的SST模型和BSL模型則能通過(guò)混合因子函數(shù)來(lái)調(diào)節(jié)模型的方程，融合了基于 方程的模型與基于 方程的模型的優(yōu)點(diǎn)，能夠?qū)谔幍牧鲃?dòng)進(jìn)行準(zhǔn)確的模擬。根據(jù)繞絲定位棒束組件的幾何結(jié)構(gòu)特點(diǎn)以及湍流模型的適用范圍，確定采用BSL模型用于繞絲定位棒束組件的CFD數(shù)值模擬研究。

3? 影響因素分析與討論

3.1? 繞絲的存在對(duì)棒束組件流動(dòng)傳熱特性的影響

圖6給出了繞絲定位棒束與光滑棒束之間的壓降與阻力系數(shù)的對(duì)比。繞絲的引入形成了一定的形阻壓降，整個(gè)棒束通道的阻力壓降增大了25%。繞絲的引入同時(shí)也減小了棒束通道的水力直徑，由2.65 mm減小到2.18 mm。兩個(gè)因素相結(jié)合，使得繞絲定位棒束組件的阻力系數(shù)略小于光滑棒束組件。

圖7是距離出口200 mm處通道截面的靜壓分布云圖，繞絲定位棒束通道、光滑棒束通道截面的靜壓分布相差較大。對(duì)于光滑棒束通道，整個(gè)通道截面的壓力極大值在元件棒與通道邊壁的間隙區(qū)域，而各子通道中心處的壓力最低，極大值與極小值之差處于10～20 Pa范圍，靜壓分布較為均勻。對(duì)于繞絲定位棒束通道，整個(gè)通道截面的壓力極大值在繞絲與繞絲相互靠近的間隙區(qū)域，極小值在繞絲與繞絲相互遠(yuǎn)離的間隙區(qū)域，極大值與極小值之差處于100～200 Pa范圍。

圖8是距離入口0.4 m處的截面二次流速度矢量圖。在光滑棒束通道中，二次流呈對(duì)稱(chēng)分布，而且在各子通道中形成了較多的渦流，子通道間隙處的二次流較弱。相比于光滑棒束通道，繞絲定位棒束通道內(nèi)的二次流非常復(fù)雜，二次流的對(duì)稱(chēng)分布被引入的繞絲打破。繞絲定位棒束組件通道內(nèi)的流體沿著繞絲螺旋前進(jìn)，流線(xiàn)與流線(xiàn)之間會(huì)相互地卷曲、纏繞，流體從一個(gè)子通道流向另一個(gè)子通道。在相鄰兩根元件棒的間隙處，從兩根元件棒表面進(jìn)入間隙的二次流方向相反，反向的兩股流體在交界區(qū)域產(chǎn)生交混，強(qiáng)化了整個(gè)棒束組件的交混作用。在子通道內(nèi)，相鄰的三根元件棒的表面存在三個(gè)方向的二次流，相遇之后形成了子通道內(nèi)部的一個(gè)旋渦，減弱了整個(gè)棒束組件的交混作用，但是強(qiáng)化了通道內(nèi)部的交混作用。當(dāng)流體的運(yùn)動(dòng)遇到繞絲時(shí)，流通面積減小，流速增大，在繞絲的后緣發(fā)生分離流。

從圖8中還可以看出，繞絲定位棒束組件的二次流最大值出現(xiàn)在繞絲與繞絲相離處以及元件棒與邊壁的間隙處，即整個(gè)流道較為狹窄的區(qū)域，而這些區(qū)域正是整個(gè)通道的主流速度較小的區(qū)域，這樣的二次流分布可以加強(qiáng)子通道之間的湍流交混，減弱導(dǎo)熱能力較差區(qū)域的溫度峰值。繞絲定位棒束通道內(nèi)的二次流大小在10-1量級(jí)，比光滑棒束通道內(nèi)的二次流大了1個(gè)數(shù)量級(jí)。

圖9是出口截面的流體溫度分布云圖。光滑棒束通道截面的溫度分布不均勻，中心通道的溫度分布較為均勻，角通道的溫度最高，邊通道的溫度最低，整個(gè)通道截面的溫度極大值與極小值之差為83 K。繞絲定位棒束通道截面的溫度分布相對(duì)較為均勻，中心通道的溫度最高，邊通道溫度最低，流體的溫度峰值出現(xiàn)在繞絲的前緣與元件棒接觸位置附近，整個(gè)通道截面的溫度極大值與極小值之差為48 K，相比光滑棒束通道截面的情形減小了42%。繞絲的引入明顯地增強(qiáng)了子通道之間的流體的質(zhì)量交混與能量交混作用，使得整個(gè)通道的溫度場(chǎng)更加均勻。

3.2? 繞絲螺距對(duì)棒束組件流動(dòng)傳熱特性的影響

圖10給出了繞絲螺距對(duì)平均努塞爾數(shù)（以下簡(jiǎn)稱(chēng)“努塞爾數(shù)”）、阻力系數(shù)的影響。隨著繞絲螺距的增大，阻力系數(shù)逐漸減小，最大偏差為4%;努塞爾數(shù)則是先增大后逐漸減小，當(dāng)螺距為215 mm時(shí)，努塞爾數(shù)達(dá)到最大。分析認(rèn)為，這是由于當(dāng)繞絲螺距小于215 mm時(shí)，繞絲與元件棒的銳角接觸點(diǎn)處的傳熱較差，而當(dāng)繞絲螺距大于215 mm時(shí)，截面的二次流減小。圖10也說(shuō)明了繞絲螺距對(duì)傳熱的影響較大。

圖11給出了繞絲螺距對(duì)二次流的影響。二次流采用主流速度進(jìn)行無(wú)量綱化。隨著繞絲螺距的增加，二次流減小，流體間的交混作用減弱。從圖11中還可以看出，無(wú)量綱化的二次流的值與繞絲螺旋升角的余切值基本相當(dāng)，說(shuō)明流線(xiàn)的旋轉(zhuǎn)螺距與繞絲螺距基本一致。

4? 結(jié)論

（1）采用BSL模型、六面體網(wǎng)格用于四根繞絲定位19棒束組件的CFD數(shù)值模擬研究是恰當(dāng)?shù)?

（2）繞絲的引入使得19棒束通道的阻力壓降增大了25%，二次流增大了1個(gè)數(shù)量級(jí)，同時(shí)也加強(qiáng)了子通道間的質(zhì)量交混與能量交混，強(qiáng)化了整個(gè)棒束通道的傳熱能力，使得整個(gè)棒束通道的溫度場(chǎng)更加均勻;

（3）繞絲螺距對(duì)阻力系數(shù)和努塞爾數(shù)都有一定的影響，不同螺距的棒束通道的截面無(wú)量綱化二次流的值與繞絲螺旋升角的余切值基本一致。

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