劉 凱，王明軍，田文喜，秋穗正，蘇光輝

(西安交通大學(xué) 核科學(xué)與技術(shù)學(xué)院，動(dòng)力工程多相流國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，陜西省先進(jìn)核能技術(shù)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，陜西 西安 710049)

反應(yīng)堆堆芯作為包容放射性裂變產(chǎn)物的場(chǎng)所，在核動(dòng)力系統(tǒng)運(yùn)行周期內(nèi)保持高度可靠性和完整性對(duì)于提升核動(dòng)力系統(tǒng)安全性具有重要意義。傳統(tǒng)的核反應(yīng)堆堆芯熱工水力分析方法大多采用一維或集總參數(shù)分析方法[1-3]，無(wú)法滿足未來(lái)先進(jìn)核動(dòng)力系統(tǒng)的設(shè)計(jì)研發(fā)及安全分析需求。近年來(lái)，隨著計(jì)算機(jī)技術(shù)的發(fā)展和數(shù)值反應(yīng)堆的提出，計(jì)算流體力學(xué)(CFD)目前已廣泛應(yīng)用于核反應(yīng)堆安全分析中[4-7]，但對(duì)堆芯的復(fù)雜棒束結(jié)構(gòu)進(jìn)行精細(xì)建模的計(jì)算資源消耗巨大，不利于開(kāi)展全堆芯模擬。子通道方法廣泛應(yīng)用于棒束組件和堆芯計(jì)算中，是目前國(guó)際上進(jìn)行堆芯熱工水力模擬的主要技術(shù)手段[8-11]，該方法認(rèn)為棒束間冷卻劑為平行一維流動(dòng)，將堆芯劃分為具有多個(gè)節(jié)點(diǎn)的不同子通道，計(jì)算其軸向流動(dòng)，并考慮橫向流動(dòng)在不同通道引起的質(zhì)量、動(dòng)量、能量交換，但程序模型中僅建立軸向動(dòng)量守恒方程，而不區(qū)分不同方向的橫向流動(dòng)，嚴(yán)格意義上不具有三維流動(dòng)物理意義，且如COBRA、FLICA等程序開(kāi)發(fā)時(shí)間較早、架構(gòu)老舊，不便于開(kāi)展多物理場(chǎng)耦合和大規(guī)模并行計(jì)算。

OpenFOAM平臺(tái)采用面對(duì)對(duì)象編程的C++語(yǔ)言，具有編程環(huán)境開(kāi)放、并行能力強(qiáng)大等諸多優(yōu)勢(shì)，相比于開(kāi)放程度較弱的商業(yè)CFD軟件，便于進(jìn)行數(shù)據(jù)接口創(chuàng)建、模型修改植入及求解器編寫(xiě)，更好地滿足用戶自主開(kāi)發(fā)的需求，已在航空航天、海洋船舶、化工過(guò)程等領(lǐng)域得到廣泛應(yīng)用。依托該平臺(tái)開(kāi)展反應(yīng)堆堆芯數(shù)值模擬研究、形成自主可控的全堆芯熱工水力特性分析平臺(tái)將是反應(yīng)堆安全研究的一個(gè)重要方向。

本文依托開(kāi)源CFD平臺(tái)OpenFOAM，針對(duì)壓水堆堆芯棒束結(jié)構(gòu)特點(diǎn)，建立冷卻劑流動(dòng)換熱模型、燃料棒導(dǎo)熱模型和耦合換熱模型，開(kāi)發(fā)一套基于有限體積法的壓水堆全堆芯熱工水力特性分析程序CorTAF，選取GE3×3、Weiss和PNL2×6燃料組件流動(dòng)換熱實(shí)驗(yàn)開(kāi)展模型驗(yàn)證。

1 模型建立

1.1 冷卻劑流動(dòng)換熱模型

本文基于有限體積法，建立考慮冷卻劑通道幾何結(jié)構(gòu)的質(zhì)量、動(dòng)量、能量守恒方程。對(duì)壓水堆堆芯內(nèi)冷卻劑通道建立控制體ABCD-A′B′C′D′，其頂點(diǎn)位于通道四周燃料棒的軸心位置，如圖1所示。

圖1 冷卻劑通道控制體示意圖

控制體幾何中心為P點(diǎn)，控制體體積為VP，邊界面為f，平行主流方向的邊界面面積為Sf，t，垂直主流方向的邊界面面積為Sf，a，控制體沿主流方向長(zhǎng)度為L(zhǎng)，燃料棒直徑為d。由守恒關(guān)系，通道內(nèi)冷卻劑各物理量φ在控制體內(nèi)滿足對(duì)流擴(kuò)散方程[12]，對(duì)其積分后離散得到控制方程：

(1)

式中：ρ為冷卻劑密度；Δt為時(shí)間步長(zhǎng)；u為冷卻劑速度；Sf為面通量；Sφ為物理量源項(xiàng)；Γφ為物理量廣義擴(kuò)散系數(shù)；上角標(biāo)n和n-1分別代表當(dāng)前和上一時(shí)間步；下角標(biāo)f代表界面值。

考慮真實(shí)冷卻劑通道中控制體的部分空間被燃料棒占據(jù)，根據(jù)幾何參數(shù)有：

(2)

S′f,t=Sf,t-dL

(3)

(4)

其中：V′P為冷卻劑通道體積；S′f,t和S′f,a為平行和垂直主流方向的冷卻劑通道交界面面積。則物理量φ在冷卻劑通道內(nèi)滿足控制方程：

(5)

其物理意義為：在單位時(shí)間間隔內(nèi)，冷卻劑通道內(nèi)的物理量增量等于由于對(duì)流和擴(kuò)散作用通過(guò)冷卻劑通道間交界面的物理量的凈值以及通道內(nèi)源項(xiàng)產(chǎn)生物理量的總和。

相鄰?fù)ǖ篱g的橫向脈動(dòng)流動(dòng)將引起質(zhì)量、動(dòng)量和能量的擴(kuò)散。在湍流攪混作用下，在相鄰冷卻劑通道交界面f處由P流向N和由N流向P的質(zhì)量流速為W′PN和W′N(xiāo)P，如圖2所示，則通道間凈質(zhì)量流速為0，即：

圖2 冷卻劑通道間橫向流動(dòng)示意圖

W′f=W′PN=W′N(xiāo)P

(6)

Rogers和Tahir通過(guò)對(duì)不同幾何形狀的冷卻劑通道間的湍流攪混進(jìn)行研究[13-14]，給出相鄰?fù)ǖ篱g冷卻劑質(zhì)量流速W′f的計(jì)算關(guān)系式：

(7)

式中：μ為冷卻劑動(dòng)力黏度；DeP和DeN分別為通道P和N的當(dāng)量水力直徑；ReP為通道P中的雷諾數(shù)；s為相鄰?fù)ǖ篱g交界面的寬度；K/Kg、b、r為常系數(shù)，對(duì)于正方形排布燃料棒束所形成的冷卻劑通道其推薦值分別為0.002 5、0.9和0.894。則相鄰冷卻劑通道間由湍流攪混引起的物理量交換可表示為：

M′f·Sf=-W′fSf(φP-φN)

(8)

式中：M′f為物理量在通道間交界面的擴(kuò)散通量，可表示為：

(9)

式中，PV為冷卻劑通道中心間距。

據(jù)此，考慮湍流攪混的冷卻劑通道內(nèi)控制方程如下。

質(zhì)量守恒方程：

(10)

動(dòng)量守恒方程：

(11)

能量守恒方程：

(12)

式中：h為冷卻劑比焓；M′M和M′E分別為動(dòng)量和能量湍流攪混項(xiàng)，即冷卻劑通道中由于湍流攪混而引入的動(dòng)量和能量擴(kuò)散作用；g為重力加速度；q為熱流密度；t為時(shí)間；SE為能量源項(xiàng)，表征冷卻劑與燃料棒表面的對(duì)流換熱；SM為動(dòng)量源項(xiàng)，包含由于燃料棒束、組件盒壁和定位格架等結(jié)構(gòu)引入的摩擦和形阻壓降。

控制體中，冷卻劑流過(guò)燃料組件時(shí)的壓降Δp為：

(13)

式中：L為控制體內(nèi)的流動(dòng)距離；De為流動(dòng)方向的特征長(zhǎng)度；f為阻力系數(shù)。

在燃料棒束區(qū)，對(duì)于層流和湍流，冷卻劑縱向流動(dòng)阻力系數(shù)分別按Hagen-Poiseuill公式[15]和Blasius公式[13]計(jì)算，其表達(dá)式為：

(14)

式中，Re為以冷卻劑通道的當(dāng)量水力直徑為特征長(zhǎng)度的雷諾數(shù)。

冷卻劑橫向流動(dòng)阻力系數(shù)按Gaddis-Gnielinski公式[16]計(jì)算，其阻力系數(shù)的表達(dá)式為：

(15)

式中：Re為以燃料棒直徑為特征長(zhǎng)度的雷諾數(shù)；fl和ft分別為流動(dòng)阻力中層流和湍流的影響因子，其表達(dá)式為：

(16)

(17)

式中：d為燃料棒直徑；p為棒間距。

而在定位格架區(qū)，冷卻劑受格架幾何結(jié)構(gòu)限制無(wú)橫向流動(dòng)，即橫向流動(dòng)阻力系數(shù)無(wú)窮大，而縱向流動(dòng)阻力系數(shù)按推薦值為1.04。

1.2 燃料棒導(dǎo)熱模型

假設(shè)單個(gè)控制體內(nèi)所有燃料棒具有相同的熱工狀態(tài)。根據(jù)燃料棒結(jié)構(gòu)特點(diǎn)將燃料棒沿徑向劃分N個(gè)節(jié)點(diǎn)，如圖3所示。外側(cè)兩計(jì)算節(jié)點(diǎn)分別位于包殼內(nèi)外兩側(cè)邊界，其他計(jì)算節(jié)點(diǎn)沿燃料棒芯塊中心向外側(cè)布置且有一節(jié)點(diǎn)位于芯塊邊界。忽略燃料棒軸向?qū)幔鶕?jù)能量守恒定律，對(duì)于節(jié)點(diǎn)i有導(dǎo)熱方程：

圖3 燃料棒節(jié)點(diǎn)示意圖

(18)

式中：ρi為節(jié)點(diǎn)i處材料密度；cp，i為節(jié)點(diǎn)i處材料比定壓熱容；Vi為節(jié)點(diǎn)i的等效控制體體積；Ti為節(jié)點(diǎn)i的溫度；Qi-1，i為從節(jié)點(diǎn)i-1傳導(dǎo)到節(jié)點(diǎn)i的熱量；Qi+1，i為節(jié)點(diǎn)i+1傳導(dǎo)到節(jié)點(diǎn)i的熱量；Qi為節(jié)點(diǎn)i處單位體積釋熱率。

燃料棒內(nèi)部節(jié)點(diǎn)間導(dǎo)熱量通過(guò)節(jié)點(diǎn)間溫差求得：

Qi-1,i=Ki-1,i(Ti-1-Ti)

(19)

Qi+1,i=Ki+1,i(Ti+1-Ti)

(20)

式中，Ki-1，i、Ki+1，i分別為節(jié)點(diǎn)i-1和i之間、節(jié)點(diǎn)i+1和i之間的等效導(dǎo)熱系數(shù)，是熱導(dǎo)率和燃料棒幾何參數(shù)的函數(shù)。

Ki-1,i=Ki,i-1=

(21)

(22)

(23)

根據(jù)燃料棒的導(dǎo)熱特點(diǎn)，可建立如下邊界條件：1)燃料棒中心為對(duì)稱(chēng)邊界，因此對(duì)于節(jié)點(diǎn)1的控制方程有K0，1=0；2)在燃料芯塊與包殼之間存在間隙導(dǎo)熱，此時(shí)QN-1，N-2=Hgap(TN-1-TN-2)，其中Hgap為等效間隙導(dǎo)熱系數(shù)，即KN-1，N-2=Hgap；3)在燃料棒包殼表面有Kf，N=HT，則Qf，N=HT(Tf-TN)，其中Tf為冷卻劑主流溫度，HT為燃料棒與冷卻劑之間的等效表面換熱系數(shù)。

1.3 耦合換熱模型

冷卻劑通道控制體的加熱功率來(lái)自與其內(nèi)部包含的燃料棒表面的對(duì)流換熱量：

(24)

式中：Q為冷卻劑通道內(nèi)的加熱功率；Nb為該段冷卻劑通道相鄰的燃料棒總數(shù)；Qc，i和qc，i分別為燃料棒i表面的對(duì)流換熱量和對(duì)流換熱熱流密度；Ai為控制體內(nèi)燃料棒i的換熱面積。

則該控制體內(nèi)的能量源項(xiàng)可表示為：

(25)

式中：SE為能量源項(xiàng)；V為冷卻劑通道的體積。

根據(jù)燃料棒導(dǎo)熱模型假設(shè)，單個(gè)控制體內(nèi)所有燃料棒表面與冷卻劑的對(duì)流換熱狀態(tài)相同，則各燃料棒的對(duì)流換熱熱流密度可統(tǒng)一按牛頓冷卻公式計(jì)算：

qc=hc(Tcs-Tf)

(26)

式中：Tcs為燃料棒包殼表面溫度；hc為燃料棒包殼表面的對(duì)流換熱系數(shù)，采用下式計(jì)算：

(27)

式中：λ為冷卻劑導(dǎo)熱系數(shù)；De為當(dāng)量水力直徑。

燃料棒包殼表面對(duì)流換熱系數(shù)既影響冷卻劑流動(dòng)換熱，又作為邊界條件參與燃料棒導(dǎo)熱計(jì)算，因此考慮耦合換熱求解，具體步驟為：1)假定初始冷卻劑流場(chǎng)和溫度場(chǎng)，計(jì)算得到燃料棒包殼表面對(duì)流換熱系數(shù)；2)以對(duì)流換熱系數(shù)為邊界條件求解燃料棒導(dǎo)熱方程，獲得燃料棒內(nèi)部溫度分布和表面溫度；3)根據(jù)燃料棒包殼表面溫度、冷卻劑溫度、換熱面積和表面換熱系數(shù)求得表面對(duì)流換熱量；4)換熱量作為冷卻劑的能量源項(xiàng)代入流體控制方程中進(jìn)行求解，獲得冷卻劑流場(chǎng)和溫度場(chǎng)。將第4步得到的冷卻劑流場(chǎng)和溫度場(chǎng)重新代入第1步進(jìn)行計(jì)算，反復(fù)迭代直至得到收斂結(jié)果。

2 數(shù)值模擬與結(jié)果分析

2.1 GE3×3實(shí)驗(yàn)

GE3×3實(shí)驗(yàn)是由美國(guó)通用電氣公司所設(shè)計(jì)開(kāi)展的燃料組件內(nèi)冷卻劑流動(dòng)實(shí)驗(yàn)[17-18]，該實(shí)驗(yàn)獲得了不同工況下棒束通道內(nèi)工質(zhì)水的速度分布特性。實(shí)驗(yàn)段由呈3×3排列的9根燃料棒和正方形組件盒組成，如圖4a所示。實(shí)驗(yàn)段總長(zhǎng)為1 892 mm，組件盒邊長(zhǎng)為59 mm，邊角采用半徑為10 mm的圓角，燃料棒直徑為14 mm，間距為19 mm。將網(wǎng)格節(jié)點(diǎn)布置于燃料棒中心，所建立的計(jì)算網(wǎng)格如圖4b所示。

圖4 GE3×3實(shí)驗(yàn)段(a)及網(wǎng)格(b)示意圖

本文選取4組工況，分別采用CorTAF和COBRA程序進(jìn)行計(jì)算。實(shí)驗(yàn)段壓力為6.89 MPa，冷卻劑入口溫度為常溫，入口速度分布均勻，分別為0.651、1.343、2.048和2.672 m·s-1。各工況下中心通道、邊通道和角通道的冷卻劑速度計(jì)算結(jié)果如圖5所示。

由圖5可見(jiàn)，同一工況內(nèi)邊通道和角通道內(nèi)冷卻劑受組件盒壁額外的摩擦影響，與中心通道相比流速較小。CorTAF程序計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)符合良好，表明該程序能有效預(yù)測(cè)燃料組件內(nèi)冷卻劑速度分布特性。CorTAF與COBRA程序間計(jì)算結(jié)果的偏差可能是由阻力系數(shù)關(guān)系式選取不同而導(dǎo)致，在相同硬件平臺(tái)和求解設(shè)置下二者的計(jì)算相對(duì)誤差和耗時(shí)列于表1，可見(jiàn)CorTAF程序在相近的計(jì)算精度下計(jì)算效率更高。

圖5 GE3×3實(shí)驗(yàn)計(jì)算結(jié)果

表1 GE3×3實(shí)驗(yàn)?zāi)M的誤差和耗時(shí)

2.2 Weiss實(shí)驗(yàn)

Weiss實(shí)驗(yàn)是由美國(guó)西屋公司所設(shè)計(jì)開(kāi)展的兩個(gè)并聯(lián)開(kāi)式燃料組件內(nèi)的冷卻劑流動(dòng)實(shí)驗(yàn)[19-20]。實(shí)驗(yàn)研究單個(gè)組件堵塞時(shí)兩個(gè)并聯(lián)開(kāi)式燃料組件間的流量分配規(guī)律，實(shí)驗(yàn)段如圖6a所示。

圖6 Weiss實(shí)驗(yàn)段(a)及網(wǎng)格(b)示意圖

實(shí)驗(yàn)段下部的兩入口裝有流量調(diào)節(jié)閥，通過(guò)控制冷卻劑流量來(lái)模擬入口堵塞工況下兩組件的流量差異。實(shí)驗(yàn)段內(nèi)的燃料組件均含有呈14×14排列的196根燃料棒，工質(zhì)在棒束通道中豎直向上流動(dòng)。如圖6a中虛線內(nèi)區(qū)域所示，模擬中所選取的計(jì)算域?yàn)閺慕M件入口到出口截面間的并聯(lián)組件棒束通道，組件橫截面及計(jì)算網(wǎng)格示如圖6b所示。該實(shí)驗(yàn)工質(zhì)為常溫液態(tài)水，回路壓力為常壓，實(shí)驗(yàn)相關(guān)參數(shù)列于表2。

表2 Weiss實(shí)驗(yàn)段相關(guān)參數(shù)

選取Weiss實(shí)驗(yàn)中右側(cè)組件入口部分堵塞工況進(jìn)行模擬。左右兩側(cè)組件的冷卻劑入口流速分別為3.52 m·s-1和1.76 m·s-1，流量占比分別為66.7%和33.3%。兩組件內(nèi)冷卻劑流量占比的計(jì)算結(jié)果如圖7a、b所示，并聯(lián)通道內(nèi)冷卻劑流速在不同高度處沿水平方向的分布如圖7c所示。在并聯(lián)組件通道中左側(cè)組件內(nèi)的冷卻劑通過(guò)組件間交界面流入右側(cè)組件內(nèi)，隨流動(dòng)發(fā)展組件間的冷卻劑流量差異逐漸減小?？梢?jiàn)計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)符合良好，表明CorTAF程序能有效預(yù)測(cè)入口堵塞工況下并聯(lián)開(kāi)式組件內(nèi)流量分配特性。

a——工質(zhì)速度分布；b——兩側(cè)組件流量占比；c——水平方向速度分布

2.3 PNL2×6實(shí)驗(yàn)

PNL2×6實(shí)驗(yàn)是由美國(guó)太平洋西北實(shí)驗(yàn)室開(kāi)展的棒束通道內(nèi)冷卻劑熱工水力特性實(shí)驗(yàn)[21]。該實(shí)驗(yàn)通過(guò)設(shè)定燃料棒的功率分布，研究棒束通道內(nèi)橫向非均勻加熱條件下的冷卻劑流動(dòng)換熱特性。實(shí)驗(yàn)段為矩形組件盒，其中包含呈2×6排列的12根燃料棒，燃料棒采用電加熱，冷卻劑在實(shí)驗(yàn)段內(nèi)豎直向上流動(dòng)，在實(shí)驗(yàn)段的不同高度處共設(shè)有9個(gè)測(cè)量窗口，如圖8a所示。模擬中所選取的計(jì)算域?yàn)榧訜岫渭捌淝昂蠼^熱段，組件橫截面及計(jì)算網(wǎng)格如圖8b所示。該實(shí)驗(yàn)的相關(guān)參數(shù)列于表3。

表3 PNL2×6實(shí)驗(yàn)段相關(guān)參數(shù)

本文選取1組穩(wěn)態(tài)實(shí)驗(yàn)工況進(jìn)行模擬。冷卻劑入口速度和溫度分別為0.1 m·s-1和285.15 K，運(yùn)行壓力為0.1 MPa，圖8b中編號(hào)1～6燃料棒的功率為1.134 kW，編號(hào)7～12燃料棒的功率為0.567 kW。計(jì)算得到的實(shí)驗(yàn)段中心各通道內(nèi)冷卻劑的溫度和速度橫向分布如圖9所示，其中還給出CUPID和MATRA程序的計(jì)算結(jié)果[22]。

圖8 PNL2×6實(shí)驗(yàn)段(a)及網(wǎng)格(b)示意圖

由圖9可見(jiàn)，由于燃料棒功率橫向非均勻分布，冷卻劑溫度由高功率側(cè)向低功率側(cè)逐漸下降，受溫度分布的影響，速度沿水平方向的變化趨勢(shì)相同。CorTAF程序計(jì)算結(jié)果略低于實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)，二者整體橫向變化趨勢(shì)相同，計(jì)算誤差如圖10所示，溫度計(jì)算誤差基本在5 K以?xún)?nèi)，速度計(jì)算誤差基本在0.5 m·s-1以?xún)?nèi)，各程序計(jì)算結(jié)果均較為接近，表明CorTAF程序能獲得棒束通道內(nèi)橫向非均勻加熱條件下的冷卻劑流動(dòng)換熱特性。

a——窗口3冷卻劑溫度；b——窗口3冷卻劑速度；c——窗口7冷卻劑溫度；d——窗口7冷卻劑速度

計(jì)算誤差：a——冷卻劑溫度；b——冷卻劑速度

對(duì)實(shí)驗(yàn)段進(jìn)行流場(chǎng)精細(xì)建模的CFD模擬，得到窗口3和7處通道中心冷卻劑溫度水平方向分布，如圖11所示?？梢?jiàn)CorTAF程序計(jì)算結(jié)果與CFD精細(xì)建模計(jì)算結(jié)果整體較為符合，由于通道中心線上冷卻劑溫度和速度波動(dòng)較大，分析誤差來(lái)源可能是數(shù)據(jù)獲取方法的差異：CorTAF程序計(jì)算獲得的冷卻劑溫度為通道內(nèi)平均溫度，CFD精細(xì)建模計(jì)算獲得的冷卻劑溫度為沿通道中心線的水平分布，而實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)為測(cè)點(diǎn)處局部冷卻劑溫度，數(shù)據(jù)獲取方法的差異導(dǎo)致三者間存在一定偏差。

圖11 窗口3(a)和窗口7(b)工質(zhì)溫度計(jì)算結(jié)果

3 結(jié)論

依托開(kāi)源CFD平臺(tái)OpenFOAM，針對(duì)壓水堆堆芯棒束結(jié)構(gòu)特點(diǎn)，建立了冷卻劑流動(dòng)換熱模型、燃料棒導(dǎo)熱模型和耦合換熱模型，開(kāi)發(fā)了一套基于有限體積法的壓水堆全堆芯通道級(jí)熱工水力特性分析程序CorTAF，主要結(jié)論如下。

1)選取GE3×3實(shí)驗(yàn)進(jìn)行模擬，組件內(nèi)各通道冷卻劑流速分布的計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)符合良好，表明該程序能有效預(yù)測(cè)燃料組件內(nèi)冷卻劑流動(dòng)特性。在相近的計(jì)算精度下CorTAF程序計(jì)算效率比COBRA程序更高。

2)選取Weiss實(shí)驗(yàn)進(jìn)行模擬，組件冷卻劑流量分布的計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)符合良好，表明該程序能有效預(yù)測(cè)入口堵塞工況下并聯(lián)開(kāi)式組件內(nèi)流量分配特性。

3)選取PNL2×6實(shí)驗(yàn)進(jìn)行模擬，中心各通道冷卻劑溫度和速度分布的計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)基本符合，與CUPID和MATRA程序計(jì)算結(jié)果較為接近，表明該程序能獲得棒束通道內(nèi)橫向非均勻加熱條件下的冷卻劑流動(dòng)換熱特性，誤差來(lái)源可能為數(shù)據(jù)獲取方法的差異。

本文工作對(duì)壓水堆堆芯安全分析工具開(kāi)發(fā)具有參考和借鑒意義，后續(xù)將進(jìn)行模型驗(yàn)證優(yōu)化、全堆芯滿功率穩(wěn)態(tài)及事故工況瞬態(tài)熱工水力特性分析，并依托OpenFOAM的優(yōu)勢(shì)開(kāi)展核熱耦合等研究。