压水堆棒束定位格架两相搅混特性数值研究

陈 曦，张 虹

(中国核动力研究设计院 核反应堆系统设计技术重点实验室，四川 成都 610041)

压水堆燃料组件由采用格架定位的方形排列燃料棒束构成。定位格架主要有两方面作用：支撑燃料棒束和加强格架下游近壁面冷却剂的局部传热效果。热工水力的研究严重依赖于实验和数值模拟，特别是单相CFD研究[1-3]已取得显著成果。

近年来，随着现代计算机硬件技术和CFD模型的发展，将CFD程序用于研究两相流动问题成为可能[4-6]。本文基于CFD方法对压水堆棒束定位格架的两相搅混特性进行评价，将两种典型定位格架的数值和实验结果进行比较，初步验证CFD方法进行两相流动模拟的可行性。

1 方法构建

压水堆中的热工水力工况可能出现偏离泡核沸腾(DNB)。尽管目前无法采用CFD方法直接计算临界热流密度(CHF)，但汽泡流动的模拟结果表明CFD方法能有效支持燃料组件的设计。发生CHF之前，加热壁面附近存在含有较多汽泡的薄层(汽泡层)，有必要对其行为特性进行分析。为了预测CHF的发生机理，Tong等[7]提出了经典的汽泡壅塞(BC)模型，此模型适用于高流速、低含汽率的流动沸腾，在棒束中预测结果较好。该模型有以下假设。

1) 在过冷和低含汽率沸腾中，近壁面汽泡层沿通道生长，直至湍流漩涡太小以至无法输运径向汽泡。发生CHF时，汽泡层的厚度达到最大。

2) 当扁平椭圆形汽泡的维持无需相邻汽泡间明显接触时，汽泡层内的体积份额达到临界值，超过该临界值认为发生CHF。

3) 汽泡层蒸汽的体积份额取决于汽泡区与主流区交界面处向外流动的蒸汽和向内流动的液体之间的平衡。

汽泡壅塞模型如图1所示。流场分为靠近壁面的汽泡层和中心的主流区，汽泡层含汽率明显高于主流区，当汽泡区内的汽泡密集到一定的临界程度时，将会阻碍主流区的冷流体流向加热壁面，导致传热恶化，壁温急剧升高，发生沸腾临界。本文中提出的CFD方法基于该模型实现。

图1 汽泡壅塞模型

在评价格架的热工性能时，已有搅混准则均基于单相计算的结果，然而CHF发生在两相区，格架对汽泡的搅混性能有待研究。本文基于汽泡壅塞模型，提出一种表征燃料棒壁面附近汽泡分布情况的因子，即汽泡包覆因子Fbc：

(1)

其中：αlocal为局部空泡份额；αave为通道平均空泡份额；A为汽泡区面积；s为积分区域，如图2中的近壁面环形区域。图中L为汽泡层厚度。

图2 汽泡包覆因子定义

为确定汽泡层的厚度，基于汽泡壅塞模型，认为是5.5倍的汽泡脱离直径。实验数据显示，高压下的汽泡脱离直径dbw仅与加热棒近壁面区域的过冷度ΔTsub相关。汽泡脱离直径采用Tolubinsky关系式[8]进行计算：

dbw=min(0.6exp(-ΔTsub/45),1.4)

(2)

2 CFD计算

2.1 CFD分析

1) 几何建模

图3 计算域示意图

图3示出数值模拟的计算域。图3中：燃料棒直径为9.5 mm，棒间距为12.6 mm；燃料棒编号为R1～R9，轴向模拟了两道定位格架，分别为结构格架和搅混格架，主要分析的区域是搅混格架下游；计算域模型的长度为671 mm，其中上游为100 mm，约为10倍的水力直径，保证进格架前为充分发展的湍流；径向包括5×5的燃料棒束，外围是长度为65.1 mm的方形水域边界。

图4示出搅混格架的结构。本文模拟了两种格架，分别命名为Ⅰ型格架和Ⅱ型格架。Ⅰ型格架的搅混装置是较为少见的倾斜通道，Ⅱ型格架则采用常见的搅混翼结构。

2) 网格生成

传统的网格剖分方法是光棒区采用六面体的结构化网格，格架区采用四面体的非结构化网格，在CFX-pre中通过通用网格界面(GGI)方式进行网格粘接。为减少旧方法由于交界面处物理量传递引起的数值偏差，本文选用了一种新型混合网格粘接方式，如图5所示。

图4 搅混格架的结构

图5 混合网格剖面图

为获得合适的网格尺寸，通过进行网格敏感性分析，获得数值模拟需要的网格无关解。

3) 数值处理

本文计算选用商用CFD程序CFX12.0，表1列出数值计算的边界条件。入口处流速、温度和空泡份额均匀分布，出口处平均静压为零。格架表面为绝热边界，燃料棒表面设置热流密度，燃料棒、格架几何和外围水域边界均为无滑移条件。

本文针对空气-水两相流动进行模拟，表2列出了详细设置。需要指出的是，本模拟不考虑界面间质量传输，忽略了汽泡直径的不同、汽泡的合并和分裂等的影响，主要关注汽泡的分布趋势。此外，5×5规模下两道格架的网格量超过2 000万。综合考虑研究对象和计算资源，选择空气-水流动进行模拟。

表1 边界条件设置

表2 空气-水模拟设置

为相对准确地模拟复杂几何的分离流，液相采用基于k-ω的SST模型，气相采用分散零方程模型[9]。模拟在主频为3.47 GHz的四核并行HP工作站上进行，计算结果显示收敛性较好，均方根残差小于10-3，监控点数值基本稳定。

2.2 结果讨论

1) 汽泡分布

图6示出两种搅混格架下游200 mm处的空泡份额和横向流速度矢量分布。如图6a所示，由于Ⅰ型格架斜通道的搅混作用，燃料棒近壁区域的空泡份额明显高于主流区。从横向速度分布看，认为顺时针或逆时针方向速度矢量的周向分布较为均匀，不利于汽泡远离加热壁面向主流区运动。此外，子通道中心到近壁区的压力梯度导致汽泡向棒表面附近聚集。

从图6b可见，经过Ⅱ型格架的搅混作用，空泡份额的峰值位于涡旋中心，近壁区的空泡明显低于主流区。分析原因，可能是因为强烈涡旋破坏了壁面附近的汽泡聚集效应，且涡旋中心形成的低压区促使汽泡向远离壁面的方向运动。

图6 Ⅰ型格架(a)和Ⅱ型格架(b)空泡份额和横向速度矢量分布

2) 两相搅混特性

为进一步研究定位格架的两相搅混特性，图7示出Ⅰ型和Ⅱ型格架热棒的汽泡包覆因子轴向的变化。由于主要关注搅混格架下游的汽泡分布情况，根据式(2)，取搅混格架出口处的热棒表面流体过冷度确定汽泡脱离直径。对同一种格架而言，其下游各热棒表面附近的汽泡分布情况无明显差异，因此对比R1～R9这9根棒的平均值。由图7可见，Ⅰ型格架的Fbc远大于Ⅱ型，认为Ⅰ型格架的热工性能相对较差。

不同热棒的Fbc沿轴向的变化示于图8。

图7 Fbc沿轴向变化

图8 不同热棒的Fbc沿轴向的变化

由图8a可见，对Ⅰ型格架，中心热棒R1的Fbc远大于外围热棒R2～R9的平均值，本文推测R1棒更可能发生CHF。相反，图8b表明Ⅱ型格架中心热棒的Fbc低于外围热棒。

3 氟里昂CHF实验

3.1 实验装置

中国核动力研究设计院开展了以氟里昂为替代工质的CHF实验[10]。图9示出了热工水力实验装置示意图。实验装置的设计压力为4.0 MPa，设计温度为120 ℃，设计流量为50 m3/h，最大热功率为500 kW。

图10示出定位格架的轴向布置，包括三道结构格架，两道搅混格架和两道简单支撑格架。因对搅混格架下游流动和传热影响最大的是上游的相邻格架，故本文在轴向上模拟两道格架是可行的。

图9 实验装置示意图

图10 定位格架的轴向安装位置

3.2 实验结果

图11示出不同质量流密度下Ⅰ型和Ⅱ型格架CHF的对比。由图11可见，Ⅰ型格架的CHF低于Ⅱ型格架，且差距随着质量流密度的增加呈增大趋势。表3列出临界棒位置的对比。由表3可见，Ⅰ型格架的中心热棒相对于外围热棒，更易发生CHF。通过对比CHF和临界棒位，发现数值分析结果很好地解释了实验结果。

质量流密度：a——1 000 kg/(m2·s)；b——2 000 kg/(m2·s)；c——3 000 kg/(m2·s)；d——4 000 kg/(m2·s)

表3 临界棒位置

4 结论

1) 在机理模型的基础上，提出了用于评价定位格架两相搅混特性的汽泡包覆因子，通过将数值分析与实验结果进行对比，初步验证了这种基于CFD技术的方法的可行性，可应用于先进燃料组件的设计中。

2) 基于空气-水CFD模拟结果发现，斜通道型格架的两相搅混特性不如搅混翼型格架，与实验结果一致。

3) 采用本文提出的新方法，发现斜通道型格架中心热棒容易发生CHF的重要原因之一，可能是因为相对于外围热棒更加严重的近壁区汽泡聚集效应。

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