Приведенные в табл. 5 данные о распределении скоростей в ячейках потока, не были выявлены проектными расчётами, поскольку традиционные ячейковые коды рассчитывают только среднюю скорость теплоносителя в ячейке потока. Тогда как в поверочном расчёте поле скоростей в ячейке находилось из решения уравнения плановой эпюры скоростей (4), а средняя скорость вычислялась в ячейке в результате интегрирования этих скоростей по угловой координате.
Результаты сопоставления расчётных значений кинематических характеристик свинцового теплоносителя в АЗ РУ БРЕСТ-ОД-300 при расходе 39,6Е+3 кг/с представлены в таблице 6.
Таблица 6
Результаты расчётов кинематических характеристик свинцового теплоносителя в АЗ РУ БРЕСТ-ОД-300 при расходе 39,6Е+3 кг/с
№ п/п | Наименование параметра | Данные проекта | Поверочный расчёт |
1. | Гидравлический диаметр, мм Центральная часть зоны; Промежуточная часть зоны; Периферийная часть зоны. | 12,87 11,82 10,39 | 12,85 11,80 10,35 |
2. | Число Рейнольдса: Центральная часть зоны; Промежуточная часть зоны; Периферийная часть зоны. | 1,45Е+5 1,24Е+5 0,93Е+5 | 1,44Е+5 1,25Е+5 1,02Е+5 |
3. | Гидравлические потери на 1 м длины твэльного участка; КПа | 57,38 | 120,44 |
В первой и второй строках таблицы 6 цифровые данные поверочного расчёта близки к данным разработчиков РУ. Это свидетельствует о том, что геометрия каналов АЗ описана правильно в ПС разработчиков РУ и поверочного расчёта.
В третьей строке представлены результаты расчёта гидравлических потерь на 1 м длины твэльного участка АЗ РУ БРЕСТ-ОД-300. Двукратное различие между приведенными результатами расчёта гидравлических потерь является недопустимо большим, поэтому было проведено специальное рассмотрение по выявлению причин такого расхождения. Основные этапы этого рассмотрения следующие.
В расчётах разработчиков РУ для уровня мощности 100% гидравлические потери на твэльном участке, длина которого 2,21 м, определены величиной 126,8 КПа, что в пересчёте на 1 м длины даёт величину потерь, равную 57,38 КПа. Потери на одной решётке составляют около 7 КПа; на 4 – х решётках, приходящихся на 1 м длины твэльного участка, потери составят 28 КПа. Вычитая эту цифру из величины потерь, приходящихся на 1 м длины твэльного участка, получим, что потери на стенках твэлов на участке длиной 1 м составляют 29,38 КПа. Чтобы проверить эту цифру, был выполнен поверочный расчёт в предположении отсутствия решеток в АЗ; при этом, естественно, эквивалентная шероховатость принималась равной абсолютной шероховатости стенок твэлов, то есть равнялась 0,01 мм, а расход был равен 39,6Е+3 кг/с. В результате поверочного расчёта было получено, что величина гидравлических потерь на твэльном участке длиной 1 м при отсутствии дистанционирующих решёток равна 29,87 кПа. Близость чисел (29,38 и 29,87) свидетельствует о том, что в расчётах разработчиков РУ гидравлические потери на участках между решётками получены по зависимостям, не учитывающим наличие решётки на входе в эти участки, то есть разработчиками (по умолчанию) принималось, что сразу же за решёткой поток «мгновенно забывает» о произведенном решёткой воздействии и в потоке мгновенно самоорганизуется другая вихревая структура, отличная от структуры вихрей, генерируемых решёткой. В реальном же потоке скорость перестройки турбулентной структуры не бесконечно большая; поэтому турбулентный поток обладает «памятью», а вихри, сгенерированные на решётке, сносятся по потоку, заполняют собой участок канала между решётками и тормозят течение на этом участке, то есть создают дополнительные гидравлические потери по отношению к потерям, рассчитанным по формулам, использованным разработчиками РУ.
Поверочный расчёт учитывал влияние решётки на структуру потока на участке между решётками посредством введения в рассмотрение, так называемой, «эквивалентной шероховатости стенки». Этим и объясняется различие в результатах гидравлических потерь на 1 м длины твэльного участка при сравнении проектного и поверочного расчётов. Величину эквивалентной шероховатости можно оценить, зная среднюю глубину проходного сечения ячейки потока и степень её затеснения материалом дистанционирующих решёток. Например, для ячейки "Т_1": 99,62 мм2 - площадь поперечного сечения ячейки, 9,4 мм - диаметр твэла, 29,53 мм - длина смоченного периметра, 3,37 мм - средняя глубина, 13,6% - степень затеснения; и эквивалентная шероховатость оценивается величиной 0,46 мм (3,37х0,136). В целом для всех ячеек ТВС А31 эквивалентная шероховатость оценена величиной 0,438 мм; для ТВС А32 и А33, соответственно, 0,423 мм и 0,416 мм.
Далее, представляло интерес оценить сколь сильно влияет занижение гидравлических потерь на пропускную способность каналов АЗ РУ БРЕСТ-ОД-300. Ещё один поверочный расчёт, выполненный для того же значения гидравлических потерь на 1м твэльного участка, что и в расчётах разработчиков РУ, то есть для значения 57,38 КПа, показал, что этим потерям отвечает расход через АЗ, равный 27,26Е+3 кг/с, но никак не 39,6Е+3 кг/с. То есть расчёт разработчиков РУ привёл к завышению пропускной способности каналов АЗ на 45% по отношению к пропускной способности, определенной в поверочном расчёте. Это неконсервативный результат, и, значит, применённая разработчиками РУ методика, не учитывающая эффекты памяти в турбулентном потоке, нуждается в корректировке, а полученные в обоснование проекта кинематические характеристики подлежат уточнению.
Поля температуры в ТВС А31, ТВС А32 и ТВС А33
В таблице 7 приведены для твэлов в ячейках «Т_1» значения максимальных расчётных температур (проектных и поверочных).
Таблица 7
Максимальные температуры (0С) в твэле диаметром 9,4 мм и в омывающей его ячейке «Т_1»
N п/п | Наименование параметра | Данные проекта | Поверочный расчёт |
1. | Центр топлива | 788 | 777 |
2. | Наружная поверхность топлива | 640 | 627 |
3. | Внутренняя поверхность оболочки | 621 | 607 |
4 | Наружная поверхность оболочки | 606 | 582 |
5 | Теплоноситель в сечении Z=1,21 м | 570 | 561 |
6 | Перепад температуры в поперечном сечении по наружной оболочке твэла | 0 | 4 |
Строки 1-5 таблицы показывают наличие небольшого консерватизма проектного расчёта по сравнению с поверочным, отметим это как положительный факт. Но вот в строке 6 таблицы проектный расчёт показал отсутствие перепада температуры в поперечном сечении по наружной оболочке твэла. А это уже следует рассматривать как отрицательный факт, ибо известно [4], что «даже при равномерном тепловом потоке на наружной поверхности стенки температура теплоотдающей поверхности канала сложной геометрии не будет постоянной по периметру, поскольку гидродинамические характеристики потока, а также коэффициенты переноса количества движения и тепла различаются в пристеночном слое в разных областях вдоль периметра канала».
Для твэла в расчётной ячейке «Т_1» при S/d = 1,38 перепад температуры 4 0С далёк от предельно допустимого значения 35 0С, принятого в проекте. Но вот для твэла ближайшего к центральной трубе (см. рис. 12) значение максимального перепада по смоченному периметру в его поперечном сечении равно, согласно поверочному расчёту, 32 0С; а это уже близко к предельному значению. Поле температуры в этом твэле и в омывающей его ячейке Т_8 показано в табл. 8. Чтобы не загромождать таблицу, в ней для всех Z приведены значения температуры при фиксированном значении угловой координаты φ = 180 о (это – минимальное расстояние от поверхности твэла до поверхности трубы); и только для Z=1,21 м даны распределения температуры по угловой координате φ с шагом 9 о.
Таблица 8
Поле температуры (0С) в «базовом» твэле диаметром 9,4 мм и в омывающей его ячейке “Т_8” при стационарной работе РУ на номинальной мощности
Z, м | Т0, в центре твэла | Т1, наружная поверхн. топлива | Т2, внутренняя поверхн. оболочки | Т3, наружная поверхн. оболочки | Т4, в теплоноси-теле | ∆Т3 = Т3(φ) – Т3(φ=27) |
0,11 | 425,5 | 422,7 | 422,2 | 421,4 | 420,4 | 0,4; φ=180 |
0,21 | 599,4 | 509,5 | 494,7 | 467,5 | 429,7 | 14,4; φ=180 |
0,31 | 645,7 | 539,6 | 521,9 | 489,6 | 456,1 | 20,3; φ=180 |
0,41 | 692,5 | 570,1 | 549,7 | 512,3 | 472,8 | 24,9; φ=180 |
0,51 | 728,9 | 596,0 | 573,8 | 533,0 | 489,5 | 28,0; φ=180 |
0,61 | 762,6 | 620,8 | 597,2 | 553,7 | 506,5 | 30,0; φ=180 |
0,71 | 784,2 | 639,7 | 615,7 | 571,4 | 522,9 | 31,1; φ=180 |
0,81 | 793,0 | 651,8 | 628,5 | 585,4 | 537,8 | 30,1; φ=180 |
0,91 | 793,0 | 659,0 | 636,9 | 596,3 | 550,9 | 27,9; φ=180 |
1,01 | 779,0 | 658,2 | 638,6 | 602,2 | 561,5 | 24,0; φ=180 |
1,11 | 756,2 | 652,1 | 635,2 | 604,2 | 569,4 | 19,2; φ=180 |
1,21 | 728,5 | 642,5 | 628,8 | 603,4 | 574,9 | 14,0; φ=180 |
1,21 | 727,4 | 629,0 | 614,4 | 591,4 | 569,7 | 2,0; φ=0 |
1,21 | 727,4 | 628,6 | 614,0 | 590,7 | 568,7 | 1,3; φ=9 |
1,21 | 727,4 | 628,2 | 613,5 | 589,8 | 567,3 | 0,4; φ=18 |
1,21 | 727,5 | 628,1 | 613,2 | 589,4 | 566,1 | 0; φ=27 |
1,21 | 727,5 | 628,3 | 613,5 | 589,8 | 565,5 | 0,4; φ=36 |
1,21 | 727,6 | 628,7 | 613,8 | 590,2 | 565,7 | 0,8; φ=45 |
1,21 | 727,6 | 629,3 | 614,4 | 590,6 | 567,0 | 1,2; φ=54 |
1,21 | 727,7 | 630,4 | 615,6 | 592,0 | 569,1 | 2,6; φ=63 |
1,21 | 727,8 | 631,9 | 617,4 | 594,2 | 571,8 | 4,8; φ=72 |
1,21 | 727,9 | 633,5 | 619,2 | 596,5 | 574,2 | 7,1; φ=81 |
1,21 | 728,0 | 634,9 | 620,7 | 598,2 | 575,6 | 8,8; φ=90 |
1,21 | 728,1 | 635,7 | 621,5 | 599,0 | 575,6 | 9,6; φ=99 |
1,21 | 728,2 | 636,1 | 621,9 | 599,3 | 574,6 | 9,9; φ=108 |
1,21 | 728,2 | 636,5 | 622,3 | 599,3 | 573,2 | 9,9; φ=117 |
1,21 | 728,3 | 638,2 | 624,0 | 597,6 | 571,6 | 8,2; φ=126 |
1,21 | 728,4 | 638,8 | 624,5 | 597,6 | 571,5 | 8,2; φ=135 |
1,21 | 728,4 | 639,6 | 625,4 | 598,6 | 572,2 | 9,2; φ=144 |
1,21 | 728,5 | 640,7 | 626,6 | 600,3 | 573,2 | 10,9; φ=153 |
1,21 | 728,5 | 641,8 | 627,9 | 602,1 | 574,2 | 12,7; φ=162 |
1,21 | 728,5 | 642,5 | 628,8 | 603,4 | 574,9 | 14,0; φ=171 |
1,31 | 570,3 | 566,8 | 566,3 | 565,3 | 564,0 | -2,4; φ=180 |
1,41 | 568,7 | 564,0 | 563,5 | 562,3 | 560,8 | -5,9; φ=180 |
1,51 | 567,9 | 563,2 | 562,7 | 561,6 | 560,2 | -6,9; φ=180 |
В целом для ТВС А31 поверочный расчёт подтвердил вывод разработчиков РУ о том, что в стационарном режиме работы РУ на номинальной мощности теплотехническая надёжность твэлов гарантированно обеспечивается.
Поверочный расчёт теплотехнической надёжности твэлов в ТВС А32 и ТВС А33 показал следующее:
1. Из-за малой величины зазора между вытеснителем и ближайшим к нему твэлом, равной 0,9 мм в ТВС А32 и 0,55 мм в ТВС А33, поверхность твэла на стороне, обращенной к вытеснителю, охлаждается не достаточно интенсивно. В результате этого в ТВС А32 перепад температуры по периметру наружной оболочки твэла диаметром 9,8 мм в диапазоне Z от 0,36 м до 0,86 м превысил предельно допустимое значение 35 0С. Аналогично для ТВС А33: перепад температуры по периметру наружной оболочки твэла диаметром 10,5 мм в диапазоне Z от 0,46 м до 0,76 м превысил предельно допустимое значение, равное 35 0С.
2. Другие критерии безопасности твэлов гарантировано выполняются; но с оговоркой, что все геометрические размеры в активной зоне при этом идентичны проектным величинам (ситуации с изменённой геометрией требуют специального рассмотрения).
Приведенные результаты показывают, что даже при отсутствии представительных экспериментальных данных проверить качество проектных расчётов возможно, если поверочный расчёт проведен с использованием альтернативной методики.
Заключение
Результаты сравнения расчётов с данными измерений температуры и скорости в ТВС показали, что феноменологические закономерности, применённые в CPCTFA, корректно моделируют теплогидравлику в ТВС со стержневыми твэлами как с водяным, так и с жидкометаллическим охлаждением.
Автор полагает, что уникальная особенность CPCTFA - альтернативность любым другим теплогидравлическим кодам - привлечёт внимание разработчиков ОИАЭ; и код, разработанный для внутренних целей ФБУ «НТЦ ЯРБ», окажется востребованным и у нас, и за рубежом (E-mail автора: *****@***ru ; E-mail ФБУ «НТЦ ЯРБ»: *****@***ru ).
Список литературы
1. Гордон теплогидравлических процессов на крупномасштабных исследовательских установках// Теплоэнергетика. 1993. № 6.
2. , Ложкин самоорганизации и его применение в расчёте турбулентных потоков. – Germany, Saarbrücken: LAP LAMBERT Academic Publishing, 2012. (E-mail: *****@***com)
3. Шеренков плановые задачи гидравлики спокойных потоков. - М.: Энергия, 1978.
4. Структура турбулентного потока и механизм теплообмена в каналах. - М.: Атомиздат, 1978. (Авт.: , , ).
5. Nikuradze I. Undersuchungen über turbulente strömungen nichtkreisförmingen Röhren. – Ingenieur-Archiv, 1930, Bd. 1, s. 306-332.
6. Железняков способность русел каналов и рек. - Л.: Гидрометеоиздат, 1981.
7. , , Сорокин бенчмарк-эксперимента по гидравлике и теплообмену в сборке имитаторов твэлов с жидкометаллическим охлаждением. – Атомная энергия, 2005, т.99, вып. 5, с. 336-348.
8. , Мирович в продольном потоке жидкости в треугольной решётке стержней// Вопросы атомной науки и техники. Сер.: Физика и техника ядерных реакторов. – 1980.- Вып– С. 63-72.
9. , , Ушаков скоростей теплоносителя и напряжений на стенке плотно упакованных стержней// Атомная энергия. – 1967. – Т. 22. – Вып. 3. - С. 218 – 226.
10. и др. Гидродинамика и теплообмен в атомных энергетических установках (основы расчета). – М.: Атомиздат, 1975.
|
Из за большого объема этот материал размещен на нескольких страницах:
1 2 3 4 5 |
