環形燃料混合堆芯橫向流動特性數值模擬研究

胡立強，田子豪，季松濤，何曉軍,*

(1.中國原子能科學研究院 反應堆工程技術研究所，北京 102413；2.北京交通大學 機械與電子控制工程學院，北京 100044)

環形燃料是一種具有內外雙冷卻通道的新型壓水堆燃料，選擇成熟的反應堆與環形燃料先導組件組成混合堆芯開展隨堆運行試驗是環形燃料研發工作的重要環節之一，通過在實際反應堆中的運行試驗，對燃料組件的結構設計、熱工安全等性能進行全面驗證，為后續建造環形燃料反應堆，實施全面工程化應用奠定基礎。混合堆芯為開式流道，環形燃料與周圍燃料之間可能發生冷卻劑的橫向流動，造成原堆芯局部冷卻劑減少，導致冷卻能力降低，進而影響原堆芯熱工安全。目前，眾多學者對格架攪混翼的橫向流動特性開展了研究。In[1]基于計算流體力學(CFD)方法對4種不同攪混翼下游子通道流場進行了模擬計算。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，結果表明攪混翼可以在子通道內產生橫向流動。Gergely等[4]和Wang等[5]通過進一步研究表明增大攪混翼的偏轉角度可以有效強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化傳熱的影響。Tseng等[8]和Wei等[9]基于CFD方法的研究結果表明撕裂式攪混翼可以在子通道產生顯著的二次流動進而強化子通道傳熱。另外，部分學者利用CFD方法對液態金屬反應堆的橫向流動特性進行了分析[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研究尚未有公開文獻報道，同時對于環形燃料混合堆芯橫向流動特性研究也未有公開文獻報道。為此，本文建立環形燃料混合堆芯數值計算模型，對橫向流動特性進行分析。

1 幾何模型

混合堆芯橫向流動發生在環形燃料外通道與原堆芯燃料之間，本文針對環形外通道建立的混合堆芯包括9個棒束組件，環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置獨立的出入口，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置交界面，并劃分非結構網格，同時在格架段的流體邊界沿法向共設置3層附面層網格，第1層網格高度為0.02 mm，增長率為1.2。最后通過拉升格架段交界面網格生成棒束段網格，為了防止因拉伸網格縱橫比突變導致計算發散，設置網格拉伸比為1.25，使拉伸網格尺寸由交界面位置逐漸增大。網格劃分如圖2所示。

本文共設置3組不同網格模型進行網格敏感性分析，網格模型Ⅰ、Ⅱ的計算結果顯示網格數量增加1倍時，混合堆芯壓降增加了15%，網格模型Ⅱ、Ⅲ的計算結果顯示，將模型Ⅱ的網格數量增加至3倍時，混合堆芯壓降僅變化0.1%。因此網格模型Ⅱ滿足本文計算要求。混合堆芯網格參數列于表1。

圖2 網格劃分Fig.2 Mesh arrangement

表1 混合堆芯網格參數Table 1 Mixed core mesh parameter

3 計算工況及邊界條件

本文計算工況與秦山二期實際運行工況相同，冷卻劑物性根據秦山二期堆芯實際運行壓力及冷卻劑平均溫度設置。環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測較好的SST模型，堆芯雷諾數高達25萬左右，近壁面流場計算采用對高雷諾數流場具有良好預測準確性的高y+方法。冷卻劑參數及邊界條件列于表2。

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

4 結果分析

4.1 混合堆芯橫向流動的評價指標

1) 局部阻力特性

原堆芯燃料與環形燃料局部阻力差異會導致冷卻劑的橫向流動，針對兩種組件進行獨立建模，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，通過對環形燃料與原堆芯燃料分別獨立建模，分析了各格架段的阻力特性差異。為避免出入口效應對統計結果的影響，選取格架段2～10作為壓降統計對象，環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作用，偏轉后的流場呈放射狀向周圍子通道發展，而環形燃料格架由于無攪混翼，僅對冷卻劑產生局部加速作用，冷卻劑流動方向無改變。原堆芯燃料格架的這種偏轉作用使格架出口橫向速度達到0.76 m/s，且作用距離達到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，徑向影響范圍僅達到環形燃料邊通道，越過邊通道后橫向速度幾乎消失。這主要是因為原堆芯燃料子通道當量直徑較大，約為11.06 mm，環形燃料外通道的當量直徑僅為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橫向流動無法引起冷卻劑流量向環形燃料的遷移。

a——原堆芯燃料格架區速度場；b——環形燃料格架區速度場；c——格架橫向速度圖4 混合堆芯格架區速度場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形燃料在中間各格架段(格架段2～10)的流量偏差進行了統計，并結合中國原子能科學研究院聯合上海交通大學開展的相關試驗結果[15]進行了對比，結果如圖7所示。由圖7可見，計算值與試驗值相對偏差小于16%。圖7a正值表示該格架段環形燃料流量大于原堆芯燃料，可看出計算結果與試驗結果總體趨勢一致，僅在5、7、9格架段，環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——流量相對偏差計算值與試驗值對比圖7 格架段流量偏差Fig.7 Grid section flow deviation

5 結論

基于3×3混合堆芯數值計算模型，對環形燃料混合堆芯橫向流動特性進行了計算分析，得到如下結論：1) 環形燃料外通道較小的當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形燃料，其余格架段均大于環形燃料，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%，混合堆芯棒束區冷卻劑流量分布均勻，無顯著橫向流動。本文工作為環形燃料后續建立混合堆芯開展工程化應用提供了有效指導和理論準備。