Cpctfa - calculative program to check thermal-hydraulics in fuel assemblies - код поверочного детерминистического расчёта теплогидравлики В ТВС (стр. 1 )

Cpctfa - calculative program to check thermal-hydraulics in fuel assemblies - код поверочного детерминистического расчёта теплогидравлики В ТВС

CPCTFA - CALCULATIVE PROGRAM TO CHECK THERMAL-HYDRAULICS IN FUEL ASSEMBLIES - КОД ПОВЕРОЧНОГО ДЕТЕРМИНИСТИЧЕСКОГО РАСЧЁТА ТЕПЛОГИДРАВЛИКИ В ТВС

ФБУ «НТЦ ЯРБ», г. Москва, Россия

Введение

По поручению Ростехнадзора Федеральное бюджетное учреждение «Научно-технический центр по ядерной и радиационной безопасности» (ФБУ «НТЦ ЯРБ») проводит экспертизу документов, прилагаемых к заявке на получение лицензии на право проведения работ в области использования атомной энергии. Одним из элементов этой экспертизы является независимая научная оценка качества расчётов, выполненных заявителем в обоснование безопасности объектов использования атомной энергии (ОИАЭ), а также программных средств (ПС), с использованием которых были получены доказательства безопасности ОИАЭ.

В общем случае, оценка качества расчётов – это оценка степени их соответствия объективной реальности, т. е. тем тестовым экспериментальным данным, которые получены на исследовательских установках (или натурном объекте) при изучении поведения ОИАЭ в режимах с параметрами, лежащими внутри диапазона тех значений, что позволяла воспроизвести исследовательская установка (или натурный объект).

При наличии «эталона» - тестовых экспериментальных данных, или же тестового расчёта с известными значениями погрешностей – проверка качества расчётов заявителя трудности не представляет. Однако, в документах заявителя, обосновывающих безопасность ОИАЭ, имеются и прогнозные расчёты, для проверки которых экспериментальных данных нет! (ни прямых, ни косвенных; поскольку прямые эксперименты на натурных объектах не всегда возможно проводить по соображениям безопасности, а экстраполяция модельных исследований на натурные объекты часто бывает не вполне правомерной [1]).

Что касается тестового расчёта с известными! значениями погрешностей, то его получение по ПС теплогидравлического расчёта (ТГР) способом тарировки коэффициентов (подбором поправочных коэффициентов в моделях турбулентного движения по условию наилучшего согласия результатов расчётов с опытными данными) требует наличия экспериментальных данных; при отсутствии экспериментальных данных принципиально не понятно как способом тарировки задать в ПС ТГР именно те значения коэффициентов, при которых прогнозные решения будут близки к реальности?; в этом суть проблемы достоверности расчётов по ПС ТГР.

Так мы приходим к необходимости определять поправочные коэффициенты в моделях турбулентного движения альтернативным приёму тарировки способом; например, по синергетическому критерию равновесия турбулентного потока с внешней средой [2], т. е. детерминистическим способом.

Если детерминистический способ реализовать на практике, то решения всецело будут зависеть от качества (физической корректности!) принятых моделей турбулентного движения, а не от того, насколько удачно были подобраны по результатам отдельных частных опытов эмпирические значения поправочных коэффициентов, что делает модели физически более прозрачными и создает основу для их улучшения.

В CPCTFA решения получают альтернативным приёму тарировки способом с использованием алгоритма, имитирующего самоорганизацию равновесия в системе «поток – внешняя среда».

В реальном потоке изменения кинематической структуры (поля скоростей) сопровождаются локальными эффектами противоположной направленности, не равными друг другу; их суммирование определяет интегральную направленность процесса самоорганизации (интегральный эффект). При стационарных внешних условиях равновесная им кинематическая структура устанавливается в момент, когда локальный эффект противодействия интегральному эффекту достигает своего максимума – в этом суть синергетического критерия равновесия [2].

В моделях турбулентного движения тоже можно увидеть (выделить) локальный эффект противодействия интегральному эффекту, сопоставляя поля скоростей, полученные варьированием значений поправочных коэффициентов при сохранении неизменными всех остальных параметров модели. Решение, в котором локальный эффект противодействия интегральному эффекту максимален, - равновесное заданному набору внешних условий.

Но самое значимое здесь то, что значения поправочных коэффициентов, найденные по синергетическому критерию равновесия, не зависят от того, имеются для заданного набора внешних условий результаты измерений теплогидравлических характеристик или нет. Равновесное (детерминистическое) решение с одинаковой! достоверностью отображает как уже известные результаты измерений, так и те, значения которых ещё только планируется «увидеть» в экспериментах. Именно это свойство детерминистического решения позволяет эксперту использовать его для проверки качества расчётов заявителя (в том числе и прогнозных), выполненных в обоснование безопасности ОИАЭ. Границы применимости детерминистического решения всегда существенно шире, чем у решений, полученных с использованием способа тарировки коэффициентов; поэтому оно всегда может быть поверочным для последних.

Подчеркнём, что детерминистические решения могут быть поверочными и для экспериментальных данных, если последние не привлекались в качестве тестовых при настройке моделей ПС детерминистического расчёта. В этом случае детерминистические решения становятся независимыми по отношению к проверяемым экспериментальным данным, поэтому их близость друг другу будет свидетельствовать о приемлемом качестве последних (отсутствии значимых ошибок).

Отметим, что по состоянию «на сегодня» только CPCTFA генерирует детерминистические решения; но детальное описание методики [2] и простота её реализации (здесь не требуются модели для вычисления энергии и энтропии турбулентного движения) позволяют прогнозировать создание на её основе других ПС с самонастройкой на детерминистические решения.

CPCTFA не заменяет собой ПС ТГР, а наоборот – дополняет их. Ведь до сопоставления между собой результатов поверочного и проверяемого расчётов ни откуда не следует, что в расчётах нет ошибок, например, опечаток при вводе исходных данных, обнаружить которые весьма затруднительно в условиях отсутствия «эталона», т. е. экспериментальных данных.

Далёкие между собой результаты сопоставления поверочного и проверяемого расчётов однозначно укажут на наличие ошибок в каком-либо из расчётов, а поиск и устранение возможных ошибок повысят доверие к результатам расчётного обоснования проектируемого объекта. Особенно это значимо на ранних стадиях НИОКР, когда ещё нет надёжных экспериментальных данных. При использовании CPCTFA совместно с ПС ТГР у разработчиков ОИАЭ появится возможность задолго до экспертизы в ФБУ «НТЦ ЯРБ» проверить качество своих расчётов на независимой феноменологической основе. Результаты такой проверки будут способствовать повышению надежности расчётного обоснования безопасности ОИАЭ, а это может привести и к сокращению сроков проектирования.

Подчеркнём, что использование для целей поверочного расчёта кодов, хотя и разработанных разными авторскими коллективами независимо друг от друга, но построенных на основе одних и тех же феноменологических законов и эмпирических зависимостей, не позволяет судить о качестве проверяемых прогнозных расчётов в режимах с отсутствием экспериментальных данных. По результатам сопоставления таких поверочных расчётов с проверяемыми можно (и вправе) сделать заключение только об отсутствии (или наличии) ошибок в исходных данных, ибо результаты таких расчётов не являются независимыми по отношению друг к другу.

1. Феноменологические модели CPCTFA

1.1. Уравнение плановой эпюры скоростей с коэффициентом анизотропии в роли параметра формы

Вид уравнений турбулентного движения сплошной среды зависит как от выбора системы координат, так и от тех гипотез и эмпирических зависимостей, с использованием которых в моделях турбулентного движения учитываются взаимодействия элементов сплошной среды (ячеек расчётной сетки) как между собой, так и со стенками канала.

В CPCTFA применена специальная! расчётная сетка, у ячеек которой, т. е. элементов сплошной среды, линейный размер по нормали к стенке равен местной глубине потока. Такая сетка с масштабом осреднения по местной глубине ставит в соответствие реальному трёхмерному полю скоростей двумерное поле средних на местной глубине скоростей (плановую эпюру скоростей). То есть она позволяет уйти от необходимости решать трёхмерные уравнения турбулентного движения и предоставляет возможность получать расчётные характеристики течения в каналах некруглого поперечного сечения из решения уравнения плановой эпюры скоростей, что существенно проще.

В открытых потоках местная глубина – это тривиальное понятие [3]; в поперечном сечении напорных потоков под местной глубиной понимается расстояние по нормали от стенки до границы контакта между ячейками Никурадзе, на которые самопроизвольно! распадается турбулентный поток в каналах некруглого поперечного сечения. Напомним обобщение, сделанное в [4]: «в каждой из зон турбулентного потока, ограниченных стенкой, линией максимальной скорости (ЛМС) и нормалью к стенке, проходящей через точку максимума скорости, существует самостоятельное вторичное течение». Вторичное течение - это движение жидкости в плоскости, перпендикулярной к направлению основного потока (в ламинарном потоке вторичных течений нет). Вторичные течения накладываются на основное поступательное движение и закручивают его в отдельные струи; а поскольку струи не перемешиваются между собой (сохраняют индивидуальность), то, в отличие от ламинарного потока, который двигался в канале как единое целое, движение турбулентного потока становится пространственно структурированным, т. е. поячейковым!. Впервые вторичные течения были обнаружены в опытах И. Никурадзе [5]; и чтобы подчеркнуть индивидуальность этой вихревой структуры по отношению к наблюдаемым в турбулентных потоках другим вихревым структурам, например, «ячейкам Бенара» и «вихрям Тейлора», мы называем здесь её элементы ячейками Никурадзе.

Элемент сплошной среды с линейным размером по нормали к стенке, равным местной глубине потока, показан на рис. 1 в цилиндрической системе координат (r,φ,z).

Рис. 1. Элемент сплошной среды с линейным размером по нормали к стенке, равным местной глубине потока

Здесь: r0 - радиус кривизны смоченной поверхности; h - местная глубина; τ0, τ - напряжения трения на смоченной и на боковой поверхностях элемента сплошной среды (для них нужно придумывать! модели).

Уравнение плановой эпюры скоростей получается при подстановке придуманных выражений для τ0 и τ в условие динамического продольного равновесия для элемента сплошной среды:

ρ g h r I - τ0 r0 + d (τ h )/ d φ = 0 (1)

Здесь: ρ - плотность жидкости; g - ускорение силы тяжести; r = r0 + h/2; I – пьезометрический уклон.

Каждой придуманной модели для τ0 и τ после её подстановки в уравнение (1) будет соответствовать своё! уравнение плановой эпюры скоростей.

В CPCTFA реализованы [2] следующие модели для τ0 и τ:

τ0 = λρ u2/ 2, (2)

τ = α (ρ 0,024 h √λ ) ∙ d(u2)/ (r d φ), (3)

√λ = 1/(4 lg (h /Δ) + 3,48) - при шероховатой стенке, = 1/(3,6 lg (u h /ν ) - 2,0) - при гладкой;

Здесь: u - средняя на местной глубине скорость; λ - коэффициент гидравлического трения в плоском потоке; ν - кинематическая вязкость; Δ - эквивалентная шероховатость;

α – поправочный коэффициент, его детерминистическое значение определяется по алгоритму, имитирующему переход из неравновесного состояния (с отсутствием турбулентного обмена) в состояние равновесия с внешней средой.

Подстановка (2,3) в (1) приводит к уравнению плановой эпюры скоростей:

d2(u2)/d φ2 + P(φ) d(u2)/d φ + Q(α, φ) u2 = F(α, φ), (4)

где P(φ) = (2/ h) d h/ d φ + (1/ 2λ) d λ/ d φ - (1/ r) d r/ d φ;

Q(α, φ) = - (r0 r √λ )/ (α 0,048 h2); F(α,φ) = - (r2 g I)/ (α 0,024 h √λ).

Уравнение (4) параметрическое относительно коэффициента α, т. е. каждому произвольному значению α = (0 ÷ ∞) оно ставит в соответствие своё поле скоростей u(α, φ). Но поскольку все поля скоростей u(α, φ) удовлетворяют уравнению (4) при одном и том же наборе исходных данных, то они все равноправны между собой по отношению к этому набору исходных данных; с позиции же концепции причинно-следственных отношений решение, равновесное внешним условиям, должно быть одно, т. е. детерминистическое.

Так возникает проблема отбора решения, адекватного реальному течению жидкости в режиме с установившимся движением. Традиционно её решают способом тарировки коэффициентов, подбирая значения поправочных коэффициентов в моделях турбулентного движения по условию наилучшего согласия результатов расчётов с опытными данными. В CPCTFA эта задач решена альтернативным приёму тарировки способом - по критерию самоорганизации в потоке состояния равновесия с внешней средой – максимуму! локального эффекта противодействия интегральному эффекту [2].

Алгоритм отбора детерминистического решения уравнения (4):

1. При αj = 0 находим решение без внутреннего трения (τ = 0)

u2(αj = 0, φ) = F(α, φ)/ Q(α, φ) = 2 g h I (1+ h/2r0)/ λ , (5)

среднюю скорость потока V(αj = 0) и границы «П» зон (периферийных, где местные скорости меньше средней скорости потока), т. е. фиксируем! границы «П» зон по условию:

u(αj = 0, φ) £ V(αj =

и вычисляем среднюю в «П» зонах скорость, т. е. Vп(αj = 0).

2. Увеличиваем αj на Δα (αj+1= αj + Δα), находим решение u(αj+1, φ), вычисляем Vп(αj+1) и ∆Vп(αj) = Vп(αj+1) – Vп(αj).

3. Если средняя скорость в «П» зонах прирастает (∆Vп(αj) > 0), то это означает, что при αj+1 решение ближе к равновесному, чем предыдущее. Но 2-й шаг процедуры надо повторять, пока не будет достигнут максимум Vп(αj); тогда мы получаем детерминистическое значение αφ = αj и соответствующее ему детерминистическое решение уравнения (4), т. е. u(αφ, φ).

1.1.1. Примеры детерминистических решений

1.1.1.1. Проект канала Сибирь – Средняя Азия

В СССР в институте «Союзгипроводхоз» проводились исследовательские работы по научному обоснованию технических решений по переброске и перераспределению вод реки Оби и реки Иртыш в Среднюю Азию. Рассматривались варианты канала длиной 2200 км с проектным расходом 2400 м3/с при I = 0,00002 и отметке наполнения 19,3 м.

На рис. 2 приведены результаты расчётов плановой эпюры скоростей и распределений напряжений трения по периметру канала Сибирь – Средняя Азия для варианта с частичным креплением откосов: пунктирные кривые - расчёты без учёта поперечного турбулентного обмена; сплошные кривые - детерминистический расчёт.

Рис. 2. Плановые эпюры скоростей (1,1/) и напряжения трения (2,2/) по смоченному периметру канала Сибирь – Средняя Азия при I = 0,00002 и отметке наполнения ▼ 19,3 м: 1,2 – детерминистическое решение (Q = 2320 м3/с); 1/,2/ - без учёта поперечного турбулентного обмена (Q0 = 2390 м3/с)

На рис. 2 обращает на себя внимание в детерминистическом решении скачок напряжений трения на границе асфальтобетона с грунтом в 1,7 раза, а на границе шпунта с грунтом в 2 раза. В расчётах же без учёта поперечного турбулентного обмена распределение напряжений трения по периметру имеет плавный характер, а вот плановая эпюра скоростей на границах крепления с грунтом, наоборот, терпит разрыв, что нефизично [6].

Отметим, что плановая эпюра скоростей без учёта поперечного турбулентного обмена практически идентична расчётам по формуле Шези для каждой вертикали, отсюда и близость расхода Q0 = 2390 м3/с проектному значению 2400 м3/с; интегрирование же детерминистического решения дало значение расхода Q = 2320 м3/с, что примерно на 3,3 % меньше проектного расхода.

1.1.1.2. Модель тепловыделяющей сборки с квадратной упаковкой твэлов

На рис. 3 показаны результаты сопоставления скоростей, измеренных вокруг центрального стержня на выходе модели с жидкометаллическим охлаждением, и рассчитанных способом тарировки коэффициентов по ПС класса CFD (Computational Fluid Dynamics) и детерминистическим способом по CPCTFA.

j, deg.

Рис. 3. Распределение скоростей по периметру центрального стержня на выходе модели с жидкометаллическим охлаждением. Данные электромагнитных измерений (¡) и результаты расчётов по ПС FLUENT (▲) и STAR-CD («) взяты из [7]; □ – расчёт по CPCTFA

Из рис. 3 видно, что детерминистическое решение, найденное по синергетическому критерию равновесия, согласуется с данными электромагнитных измерений скоростей с погрешностью ±10%, тогда как скорости, найденные по ПС класса CFD с использованием приёма тарировки, отличаются от измеренных скоростей на ± 20%.

1.1.1.3. Треугольная упаковка гладких стержней

На рис. 4 показаны результаты расчёта течения в канале из трёх плотно упакованных стержней, а на рис. 5 - при раздвинутых стержнях.

Рис. 4. Напряжения трения (1, 2, 4) и распределение скоростей (3, 5) на смоченном периметре канала из трёх плотно упакованных стержней:

1 – расчёт [8];

2,3 – детерминистический расчёт;

4, 5 – опытные данные [9];

чёрным цветом выделена ячейка Никурадзе

Рис. 5. Профили напряжения трения на стенке канала в треугольной упаковке раздвинутых стержней:

1 – S/d = 1,05;

2 - S/d = 1,1;

3 - S/d = 1,2;

точки – эксперимент [10, рис. 4.9] при Re = (1,5 – 11,5)·104;

кривые – детерминистический расчёт;

d – диаметр стержней;

S – расстояние между их осями

1.2. Модель теплопереноса

В CPCTFA совместно с уравнением (4) решается уравнение теплопереноса:

∂(ρ С T)/ ∂t + u ∂(ρ С T)/ ∂z = ∂(λz ∂T/ ∂z)/ ∂z +∂(λφ ∂T/ r∂φ)/ r∂φ

+∂(λr ∂T/ ∂r)/ ∂r + (λr/r) ∂T/ ∂r + q, (7)

где: t - время; Т – температура; С - теплоемкость; ρ - плотность; u – скорость теплоносителя (детерминистические значения u(φ) вычисляются по уравнению (4); в твердых телах u = 0 и (4) вырождается в уравнение теплопроводности); q - плотность тепловой мощности внутренних источников; λz, λφ, λr - коэффициенты теплопроводности вдоль координатных осей z, φ, r (их значения для твердых тел берутся из справочников, а для жидкостей они вычисляются с использованием различных моделей).

В CPCTFA турбулентные значения λk (k= r,φ,z) находят по формуле:

λk = C∙ρ∙νk/Prt (8)

Здесь: Prt - турбулентное число Прандтля,

Prt=1, если молекулярное число Прандтля Pr≤1; Prt=Pr, если Pr>1; (9)

νk – коэффициенты турбулентной вязкости,

νr = αr∙0,048 h u √λ ; νφ = αφ∙0,048 h u √λ ; νz = νφ (10)

Детерминистическое значение αr находится с использованием того же алгоритма, что и для вычисления αφ. Поскольку в реальном потоке νr≤νφ≤νz, то в процессе поиска αφ значение αj обязательно достигнет детерминистического значения αr, а затем и превысит его. Условие останова для определения αr: ∆Vп(αj) ≥ δVr = 0,35 мм/с; найдено способом тарировки. Условие νz = νφ приводит к занижению λz и, соответственно, к некоторому консерватизму (завышению) температуры поверхности стенки.

Уравнение (7) решается численно с использованием явной разностной схемы; если температура теплоносителя Тfk+1 в каком-либо элементе (l, m,n) расчётной сетки превысит Тs – температуру насыщения, то принимается, что в нём на временном шаге Δt = tk+1 - tk появляется паровая фаза с весовым паросодержанием X = С ∙(Тfk+1 – Тs)/r; здесь r - удельная теплота парообразования. При Х=1 расчёт прекращается, т. к. консервативно принимается, что этому условию отвечает начало кризиса теплообмена.

Отметим, что «карты режимов» и коэффициенты теплоотдачи от стенки к теплоносителю в CPCTFA не используются; здесь применена другая феноменологическая основа – коэффициенты турбулентной теплопроводности.

Решением уравнения (7) является трёхмерное поле температуры T(t, r,φ,z), изменяющееся во времени и неоднородное в границах расчётной области; в общем случае расчётная область - это многослойная стенка из различных материалов и омывающая её жидкость, например, твэл (топливо, зазор, оболочка), охлаждаемый теплоносителем (водой или жидким металлом).

2. Примеры расчёта теплогидравлики в ТВС со стержневыми твэлами

2.1. Сопоставление расчётов температуры по CPCTFA с результатами измерений в диагностической кассете ДК 1-1Р (АЭС «Райнсберг», Германия)

Эксперименты проводились на реакторе ВВЭР-70 (АЭС «Reinsberg», Германия) в диагностической кассете ДК 1-1Р, изготовленной на базе стандартной топливной кассеты ВВЭР-440. Кассета ДК 1-1Р имела длину зоны тепловыделения 2550 мм, размер «под ключ» 144,2 мм, толщину чехла 2,1 мм; содержала центральную трубу диаметром 10,3 мм и 126 твэлов наружным диаметром 9,2 мм, упакованных с шагом, равным 12,2 мм.

В кассете в отдельных ячейках потока теплоносителя проводились измерения распределения температуры по высоте активной зоны (АЗ), а также на поверхности некоторых твэлов выборочно по их высоте были установлены термопары, которыми измерялась температура наружной оболочки этих твэлов. Погрешность измерения температуры теплоносителя в ячейках потока составляла ±2 0С; величина погрешности измерения температуры наружной оболочки твэла не известна.

В таблице 1 показаны результаты сопоставления измеренных температур наружной оболочки твэла (Т) и теплоносителя (Тf) с рассчитанными (Тc, Тfc) по CPCTFA; здесь: Z – расстояние от начала АЗ, мм; N/N0 - профиль относительного тепловыделения по высоте АЗ в режиме «VII-08»; ΔТ = Т – Тf; ΔТс = Тс – Тfс.

Таблица 1

Температуры (0С) наружной оболочки твэла с относительным тепловыделением 0,906 в диагностической кассете ДК 1-1Р и теплоносителя, омывающего его (режим «VII-08»)

Z, мм	0	491	651	1611	1771	2550
N/N0	0,197	1,368	1,450	1,050	0,915	0,042
Т				301,9	301,4
Тf	246,4	256,4	261,2	293,9	294,5	300,6
опыт: ΔТ = Т - Тf				8	6,9
Расчёт по CPCTFA:
Тс	254,5	272,8	279,7	299,9	301,5	300,6
Тfс	246,4	260,0	266,2	291,8	294,9	299,8
ΔТс = Тс - Тfс	8,1	12,8	13,5	8,1	6,6	0,8

В режиме с идентификатором «VII-08» параметры имели следующие значения: N0 = 2,67 МВт – мощность кассеты; Твх = 246,4 0С – температура теплоносителя на входе в кассету; G = 9,1 кг/с - расход теплоносителя через кассету; Рвых = 10,3 МПа – давление на выходе; ρV = 1070 кг/(м2с) - массовая скорость; Q = 313,3 КВт/м2 – средняя плотность теплового потока.

2.2. Сопоставление расчётов температуры внутренней поверхности оболочки центрального имитатора твэла с результатами измерений на 7-ми стержневом стенде ОКБ ГП

В таблице 2 приведено сопоставление расчётов с результатами измерения температуры внутренней поверхности оболочки центрального имитатора твэла в составе 7-ми стержневого пучка имитаторов твэлов с равномерным аксиальным профилем тепловыделения.

Таблица 2

Температуры (0С) оболочки центрального стержня на выходе из обогреваемого участка 7-ми стержневого стенда ОКБ ГП

№ опыта	Твх,	Рвых, МПа	ρW, кг/(м2*с)	Q, КВт/м2	Т, (опыт)	Т1,(вн. пов-ть)	Т2,(нар. пов-ть)	Т3, (вода)	Ts(Рвых)
1	300,9	14,91	1571	984	360,0	369,8	344,3	339,1	341,6
2	304,8	15,61	1549	1185	366,7	379,5	349,0	345,2 X=0,03	345,2
3	299,7	15,47	1574	1240	365,5	380,2	348,3	344,5 X=0,01	344,5
4	304,5	15,97	1534	1470	373,9	388,9	351,2	347,1 X=0,09	347,1
5	306,0	15,75	1948	1645	376,4	392,2	350,1	345,9 X=0,05	345,9
6	298,0	15,72	1901	1760	378,3	395,8	350,8	345,8 X=0,04	345,8
7	308,9	14,22	3085	1515	369,0	379,9	340,8	337,8	337,8
8	303,1	15,16	3122	1803	373,3	396,4	355,1	336,8	342,9
9	300,9	15,53	3043	2146	381,0	403,8	347,3	341,6	344,8
10	296,1	15,38	3090	2193	381,2	404,2	346,8	339,0	344,0
11	298,3	15,55	3033	2318	383,7	409,3	350,5	343,6	344,9

В серии из 11 опытов обогреваемая длина пучка равнялась 1250 мм, наружный диаметр имитаторов твэлов был равен 9,1 мм, толщина оболочки 0,6 мм; пучок размещался в шестигранном канале с размером «под ключ», равным 35,5 мм, и с шагом упаковки стержней, равным 12,75 мм. Температура внутренней поверхности оболочки центрального имитатора измерялась на выходе обогреваемого участка с погрешностью ± 5 0С.