流場和溫度場的瞬態(tài)數(shù)值計算范文
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《核動力工程雜志》2014年第三期
1.1堵塞工況的模擬方法一維系統(tǒng)分析程序均采用等效模擬的手段計算板狀燃料組件堵流事故，即先在流道入口處加入閥門控制體，然后通過改變閥門開度來模擬冷卻劑中異物堵塞流道的事故工況。但是將堵流簡單等效成為流量減小顯然缺乏說服力，過度簡化了這一復(fù)雜問題。堵流事故大多是由固體異物隨冷卻劑循環(huán)流入堆芯而引發(fā)的，所以在考慮ANSYSFLUENT軟件自身特性的同時，本文采用在堵塞通道中加入一個薄面的方法來進行直接模擬，即在正常工況的穩(wěn)態(tài)計算時，將薄面的邊界條件定義為內(nèi)部面，而在開始堵流事故瞬態(tài)計算前，再將其屬性改為固壁，以模擬異物堵塞在流道入口的效果。相比于系統(tǒng)分析程序的做法，本文模擬方式的優(yōu)點：①不同于加入閥門控制體的間接模擬方式，這是一種直接模擬；②在建模、網(wǎng)格剖分和計算中操作簡單、容易實現(xiàn)；③對不同堵塞程度（20%、40%堵塞等）和不同堵塞位置（如入口，中間堵塞等）的模擬，均可通過修改薄面面積和薄面所處位置來實現(xiàn)，具有很大靈活性。
1.2湍流模型模擬計算采用ANSYSFLUENT軟件中應(yīng)用廣泛的Realizablek-ε兩方程模型。其中有關(guān)湍動能k和湍動能耗散率ε的輸運方程為。
1.3邊界條件假設(shè)冷卻劑的總流量和堆芯總功率在堵流事故發(fā)生前后均保持不變，并且燃料板釋熱功率為沿冷卻劑流動方向的截斷余弦，其具體形式為。
2數(shù)值計算結(jié)果分析
2.1正常工況穩(wěn)態(tài)計算穩(wěn)態(tài)計算所得Y+值范圍是：16.26<Y+<176.52，其中Y+<30的網(wǎng)格都分布在燃料板下端部。這是因為流道從窄矩形到下腔室的突擴變化，使得冷卻劑在燃料板端部處具有速度損失，因此在采用全局統(tǒng)一的網(wǎng)格剖分標準后，此處計算所得的Y+值較小。但這部分區(qū)域所占比重很少，而且通過燃料板端部傳導(dǎo)出的熱量又很小，因此其對于整個計算域的影響可以忽略。在上腔室部分和流道入口處Y+值則較大，其原因與此正相反。當貼壁處應(yīng)用壁面函數(shù)計算時，最為理想的方式是根據(jù)壁面每個位置冷卻劑具體流動狀態(tài)來進行獨立的網(wǎng)格剖分，如此便可保證所有貼壁網(wǎng)格的Y+值都在30左右，計算所得的流固耦合換熱量也將是最準確的。與此同時也加大了網(wǎng)格剖分難度，并且在劃分結(jié)構(gòu)體網(wǎng)格時有可能導(dǎo)致其他區(qū)域網(wǎng)格質(zhì)量下降，故需要在計算精度和速度之間進行必要的權(quán)衡。本文計算所得的Y+值滿足ANSYSFLUENT12.1軟件的要求（表2），由此可認為對冷卻劑和燃料板包殼流固耦合計算是合理的，在這個前提下，便可以開始堵塞事故瞬態(tài)計算。
2.2堵流事故瞬態(tài)計算當堵流事故發(fā)生后，各流道冷卻劑流量迅速發(fā)生重新分配。堵塞發(fā)生流道（Channel-1）因入口面積減小導(dǎo)致流動阻力增加，所以其內(nèi)部冷卻劑流量大幅度減少、流速降低。相應(yīng)的，由于冷卻劑總流量不變，其他2個流道（Channel-2和Channel-3）內(nèi)的冷卻劑流量增大、流速增加，并且Channel-2在受到臨近流道堵塞的影響，其內(nèi)部冷卻劑流量和流速的增幅要稍小于Channel-3。冷卻劑流量再分配將導(dǎo)致燃料板包殼外表面熱流量的重新分配。正常工況下，熱量是從燃料板兩側(cè)包殼外表面向冷卻劑中均勻傳遞（各占約25%），燃料板端部傳出的熱流量則極少(約占總熱流量的0.08%)。堵流事故發(fā)生后，因Channel-1內(nèi)冷卻劑流量降低，使其與該側(cè)燃料板包殼外表面對流換熱強度減弱，故通過這一側(cè)面?zhèn)鬟f出的熱流量開始減小。相應(yīng)的，由于燃料板熱功率不變，從其另一側(cè)面?zhèn)鞒龅臒崃髁看蠓黾印６c堵塞流道不相鄰的燃料板兩側(cè)包殼外表面熱流量變化不大，可見堵流事故對熱流量重新分配的影響主要集中在緊鄰堵塞流道的燃料板上。冷卻劑流量和燃料板熱流量再分配使得整個計算域流場和溫度場發(fā)生了顯著變化（圖1和圖2）。堵流事故發(fā)生后，Channel-1出口冷卻劑平均溫度逐漸升高。受此影響，Channel-2出口冷卻劑平均溫度也有小幅度的升高，而距離堵塞流道較遠的Channel-3由于內(nèi)部冷卻劑流量的增加，換熱能力提高，所以其出口冷卻劑平均溫度降低，并且在95%和100%2種堵塞工況下，所有通道內(nèi)的冷卻劑均沒有發(fā)生沸騰。計算域溫度場的另一個顯著變化是燃料板最高溫度點發(fā)生偏移。如圖2所示，正常工況計算域內(nèi)最高溫度點位于燃料板幾何中心處，但在堵流事故發(fā)生后，燃料板兩側(cè)包殼的不對稱冷卻導(dǎo)致其內(nèi)部最高溫度點的位置向堵塞流道一側(cè)偏移，但是這種不對稱的溫度分布僅僅存在于緊鄰堵塞流道的1號燃料板，而2號燃料板的溫度分布依然是中心對稱的。
類似于系統(tǒng)分析程序的計算結(jié)果[2]，圖1和圖2所反映的只是堵流事故前后計算域內(nèi)溫度場宏觀變化情況。將其與正常工況、95%部分堵流事故工況和全部堵流事故工況對比后可知，正常工況下的溫度場是以燃料板為中心對稱分布的，并且因熱功率沿Z軸方向的余弦分布，冷卻劑溫度是逐漸升高的；而在堵流事故工況下，堵塞通道一側(cè)的溫度場在沿Z軸方向上隨冷卻劑流動狀態(tài)的不同而不斷變化。堵塞流道（Channel-1）內(nèi)部冷卻劑溫度場和流場的具體細節(jié)顯示，在正常工況下，流道內(nèi)冷卻劑沿流動方向被逐漸加熱，溫度逐漸升高。在入口發(fā)生95%部分堵流事故后，流道截面減小使得冷卻劑呈噴射狀流入其中，并形成上、下游兩個漩渦區(qū)。漩渦區(qū)內(nèi)部高溫流體的熱量只能通過射流部分的流體帶出，因此在其中心處溫度升高。由于熱功率沿流道方向呈余弦分布，體始終處于被加熱狀態(tài)，所以下游漩渦區(qū)中心處的流體溫度要更高些。同時，在流道出口處存在明顯的冷卻劑回流效應(yīng)，這也說明了本文在建模過程中加入下腔室的必要性和正確性。
在全部堵流事故中，雖然沒有上述現(xiàn)象，但是由于流道出口處的回流效應(yīng)，也同樣使得堵塞通道內(nèi)部生成了上、下游2個漩渦區(qū)域；由于這種攪渾方式較弱，使得熱量不能及時傳遞到流道外部，所以其內(nèi)部冷卻劑最高溫度要比95%堵塞時更高。作為包容放射性物質(zhì)的第一道屏障，燃料板包殼上的高溫區(qū)域?qū)⑹嵌铝魇鹿薀峁し治龅闹匾獏?shù)之一。表4給出了兩類堵流事故下不同區(qū)域內(nèi)的最高溫度值。堵流事故發(fā)生后，channel-1流道的堵塞導(dǎo)致該側(cè)燃料板包殼外表面溫度逐漸升高。在95%部分堵塞工況下，該面上的最高溫度區(qū)域形狀為窄長條形；而全部堵流事故中高溫區(qū)域的形狀為近似占流道2/3寬度的長矩形，由此可知，全部堵流事故時在該燃料板包殼上形成的危險區(qū)域更大。在單一流道薄面堵塞方式下，這個最高溫度值均在燃料板包殼所能承受的安全范圍內(nèi)。通過以上分析可知，堵塞流道內(nèi)流場復(fù)雜，存在多個流動漩渦區(qū)域。由于無法對這些流場細節(jié)進行模擬，使得系統(tǒng)分析程序?qū)Χ氯鹿实挠嬎悴粔驕蚀_、偏于保守，就此而言，利用CFD手段研究堵流事故具有較大的優(yōu)勢。
3結(jié)論與展望
在證明本文所采用的網(wǎng)格剖分方式的合理性基礎(chǔ)上，通過正常工況和2種入口堵流事故工況的計算，得到以下結(jié)論：（1）流固耦合界面處網(wǎng)格剖分和湍流模型中壁面函數(shù)的選取是否合理，都需要通過壁面處Y+值進行判斷，并且需要在邊界層加密網(wǎng)格和總計算時間及計算精度上進行必要的權(quán)衡。（2）在堵流事故發(fā)生后，各通道冷卻劑流量將重新分配，并引發(fā)燃料板包殼外表面釋熱的重新分配，使得計算域內(nèi)的溫度場和流場發(fā)生劇烈變化。但以本文所假設(shè)的面堵塞方式，無論95%堵流事故還是全部堵流事故均沒有發(fā)生冷卻劑沸騰的現(xiàn)象。(3)堵塞流道內(nèi)部存在上、下游漩渦區(qū)，并在緊鄰堵塞流道的燃料板包殼上形成了不同形狀的高溫區(qū)域，由于無法對這些流場和溫度場細節(jié)進行模擬，使得系統(tǒng)分析程序?qū)Χ氯鹿实挠嬎悴粔驕蚀_、偏于保守，就此而言，利用CFD手段研究堵流事故具有較大的優(yōu)勢。
作者：宋磊郭赟曾和義單位：核安全與仿真技術(shù)國防重點學(xué)科實驗室哈爾濱工程大學(xué)