Результаты слепых расчетов экспериментов SP2 и SP3. на установке OSU MASLWR (стр. 2 )

Параметр	Ед. Изм.	Эксперимент	Слепой расчет	Открытый расчет
Давление в КД	МПа	8,720	8,718	8,73
Уровень в КД	м	0,3607	0,3455	0,352
Мощность нагревателей активной зоны групп 1/2	кВт	149,39/147,94	149,39/147,94	149,39/147,94
Температура питательной воды	ºC	21,39	21,35	21,35
Давление пара	МПа	1,411	1,411	1,421
Температура окружающей среды	ºC		25	25
Давление в ЗО	МПа	0,127	0,132	0,132
Температура воды в ЗО	ºC		26,70	26,70
Уровень воды в ЗО	м	2,8204	2,8222	2,79
Расход теплоносителя по первому контуру	кг/с		1,68	1,68
Температура теплоносителя на входе в активную зону	ºC	215,34/214,82 214,42/215,11	215,55	217,0
Температура теплоносителя на выходе из активной зоны	ºC	251,52	252,44	251,8
Расход питательной воды	кг/с		0,11	0,11
Недогрев теплоносителя на выходе из активной зоны	ºC		48,27	47

На рисунках 7 и 8 показано сравнение экспериментальных данных по уровню в защитной оболочке и корпусе реактора со слепыми и открытыми расчетами по РК СОКРАТ. Как следует из рисунков, мощность теплоотдачи к конечному поглотителю тепла, определяемая динамикой изменения уровня в интервале с, рассчитана РК СОКРАТ верно.

Рисунок 7 – Уровень теплоносителя в защитной оболочке
в эксперименте SP-2 OSU MASLWR

Рисунок 8 – Уровень теплоносителя в корпусе реактора
в эксперименте SP-2 OSU MASLWR

После перехода в режим длительного расхолаживания при поступлении холодной воды в нижнюю часть корпуса реактора циркуляция теплоносителя кратковременно прекращается. На рисунке 9 приведен расход теплоносителя через тяговый участок. В интервале до 4000  с пики расхода связаны с открытием клапана PCS-106A, а после 6000 с – повторным вскипанием теплоносителя в активной зоне и увеличения среднеобъемного паросодержания в подъемном участке до 0,1. Расчет по РК СОКРАТ в силу одномерности теплогидравлической модели корпуса реактора недооценивает локальное снижение температуры теплоносителя на входе в активную зону (рисунок 10), в то время как средняя температура по напорной камере рассчитана адекватно.

При интенсивном истечении теплоносителя в защитную оболочку в течение первых 50 с наблюдалось явление интенсивного перемешивания пара со всем объемом воды в защитной оболочке, не предсказанное в слепых расчетах также в силу одномерности модели. В открытых расчетах путем задания множественных контуров циркуляции удалось частично воспроизвести явление. На рисунке 11 показано, что в открытых расчетах температура воды в защитной оболочке на глубине 1,3 м под уровнем теплоносителя предсказывается РК СОКРАТ лучше, но на глубине 2,8 м, откуда происходит забор конденсата, по-прежнему теплоноситель не нагревается.

Рисунок 9 – Расход теплоносителя по первому контуру
в эксперименте SP-2 OSU MASLWR

Рисунок 10 – Температура теплоносителя на входе в активную зону
в эксперименте SP-2 OSU MASLWR

Рисунок 11 – Температура внутренней поверхности теплообменной пластины на уровне 1,57 м в эксперименте SP-2 OSU MASLWR

В паро-газовой области защитной оболочки (рисунок 12) расчетные различия в температуре стенки теплообменной пластины также существенны и вызваны переоценкой коэффициента теплоотдачи при конденсации из-за неучета пленки стекающего конденсата.

Рисунок 12 – Температура внутренней поверхности теплообменной пластины на уровне 4,17 м в эксперименте SP-2 OSU MASLWR

При переходе к режиму длительного расхолаживания в интервале  с наблюдается более интенсивное расчетное снижение давления в системе защитная оболочка – реактор из-за поступления более холодной воды в корпус реактора из защитной оболочки (рисунок 13). На рисунке 14 показано давление первого контура. Очевидно, и по этим данным тепловой поток к конечному поглотителю несколько завышен.

Рисунок 13 – Давление в защитной оболочке в эксперименте SP-2 OSU MASLWR

Рисунок 14 – Давление первого контура в эксперименте SP-2 OSU MASLWR

При малой мощности температура стержней активной зоны несильно отличается от насыщения (рисунок 15). Добавление воздушного зазора в 0,02 мм между нагревателем и оболочкой в открытых расчетах позволило приблизить расчетную температуру нагревателя к измеренной величине.

Как отмечалось выше, базовые модели РК СОКРАТ переоценивают тепловой поток через теплопередающую пластину. Как следует из рисунка 16 локальный тепловой поток через теплопередающую пластину в интервале 50-4000 с превышен приблизительно в 1,4 раза из-за неучета теплового сопротивления стекающей пленки конденсата. При уменьшении коэффициента теплоотдачи к теплообменной пластине с внутренней стороны на 35% расчетные результаты начинают лучше коррелировать с экспериментальными. Это относится не только к среднему температурному напору на теплопередающей пластине (рисунок 17), но и интегральному потоку тепла из корпуса реактора, который можно оценить по повышению уровня конденсата (рисунок 18).

Рисунок 15 – Температура поверхности твэл в эксперименте SP-2 OSU MASLWR

Рисунок 16 – Температурный напор на теплопередающей пластине в эксперименте (слева) и слепом расчете по РК СОКРАТ (справа) для SP-2 OSU MASLWR

Рисунок 17 – Температурный напор на теплопередающей пластине в открытом расчете по РК СОКРАТ при уменьшении коэффициента теплоотдачи для SP-2 OSU MASLWR

Отметим, что в целом РК СОКРАТ адекватно моделирует пассивные системы расхолаживания OSU MASLWR. Возможно дальнейшее улучшение качества моделирования процессов после добавления модели стекания пленки конденсата по протяженной вертикальной тепловой структуре.

Рисунок 18 – Уровень в защитной оболочке в слепом и открытом (при уменьшении коэффициента теплоотдачи) расчетах по РК СОКРАТ для SP-2 OSU MASLWR

В эксперименте SP-3 на установке OSU MASLWR производилось одновременное увеличение мощности активной зоны и расхода питательной воды при поддержании стабильных параметров пара во втором контуре. При моделировании данного эксперимента наибольшую трудность вызвало моделирование стационарного состояния (таблица 5).

Таблица 5 – Параметры стационарного состояния для эксперимента SP-3 OSU MASLWR.

Параметр	Ед. Изм.	Эксперимент	Слепой расчет*	Открытый расчет
Давление в КД	МПа	8,719	8,718	8,729
Уровень в КД	м	0,3574	0,3440	0,3549
Мощность нагревателей активной зоны групп 1/2	кВт	21,19/21,00	21,19/21,00	21,19/21,00
Температура питательной воды	ºC	31,49	31,50	31,5
Давление пара	МПа	1,446	1,444	1,444
Температура окружающей среды	ºC		25	25
Расход теплоносителя по первому контуру	кг/с		0,78	0,80
Температура теплоносителя на входе в активную зону	ºC	250,11/250,69 250,21/------	251,30	249,4
Температура теплоносителя на выходе из активной зоны	ºC	262,76	261,67	259,9
Расход питательной воды	кг/с		0,012	0,0135
Недогрев теплоносителя на выходе из активной зоны	ºC		39,6	40
Потери тепла через корпус реактора	кВт		4,7	3,2
Тепловой поток ко второму контуру	кВт		33,7	37,7

* стационар не достигнут, рост температуры теплоносителя первого контура со скоростью 0,004 К/с

При квалификации данных, полученных системой измерений, обнаружено, что тепловой поток от нагревателей имитаторов твэл активной зоны составлял ~42 кВт, а поток тепла в парогенератор, основанный на показаниях расходомера – 34 кВт.

При потерях с корпуса, оцениваемых по различным данным от 2,5 до 5 кВт, в слепом расчете не получено стационарного состояния. В открытом расчете, исходя из способа измерения расхода второго контура, а также показаний расходомеров при нулевом расходе в тесте SP-2 было сделано предположение о занижении расходомером показаний при расходах, близких к минимально регистрируемым. На рисунке 19 показано, что в слепых расчетах расход второго контура был точно равен измеренному (расход задавался в качестве граничного условия). В открытых расчетах расход был увеличен на 0,0015 кг/с на протяжении всего эксперимента. Это приблизительно 1% от диапазона измерений расходомера второго контура. На рисунке 20 приведена мощность активной зоны, также задаваемая в качестве граничных условий.

Рисунок 19 – Расход второго контура через внешние трубки парогенератора
в эксперименте SP-3 OSU MASLWR

Рисунок 20 – Мощность активной зоны в эксперименте SP-3 OSU MASLWR

На рисунке 21 приведен уровень в компенсаторе давления, который зависит от средней плотности воды первого контура. Отметим, что отсутствие стационара в слепом расчете привело к дальнейшему росту средней температуры первого контура в течение эксперимента. В открытом расчете результаты согласуются гораздо лучше. В интервале времени  с из-за рассогласования мощностей активной зоны и парогенератора первый контур начал быстро остывать. Во избежание оголения нагревателей КД экспериментаторы добавили приблизительно 9 литров воды.

Рисунок 21 – Уровень в компенсаторе давления в эксперименте SP-3 OSU MASLWR

Также в слепом расчете были недооценены теплопотери от КД к окружающей среде. Из анализа давления первого контура (рисунок 22) можно сделать вывод о недостаточной скорости конденсации пара в КД. В открытом расчете теплопотери от КД к окружающей среде увеличены на 1 кВт одновременно с ростом средней мощности нагревателей КД также на 1 кВт.

Рисунок 22 – Давление первого контура в эксперименте SP-3 OSU MASLWR

На рисунках 23 и 24 показаны температуры теплоносителя на входе и выходе из активной зоны. Отметим хорошее согласование экспериментальных и расчетных данных в слепом расчете – отклонение от экспериментальных данных не превышает нескольких градусов и приблизительно в 4 раза меньше чем изменение самого параметра. Для открытых расчетов совпадение практически идеальное, не превышающее точность системы измерений. Этого удалось добиться корректировкой граничных условий для получения теплового баланса на установке.

Отметим, что температурный напор оболочка твэл – теплоноситель достигал 80 К, температура оболочки временами незначительно (на 1-2 К) превышала температуру насыщения, что могло вызвать поверхностное подкипание недогретого теплоносителя.

Рисунок 23 – Температура теплоносителя на входе в активную зону
в эксперименте SP-3 OSU MASLWR

Рисунок 23 – Температура теплоносителя на выходе из активной зоны
в эксперименте SP-3 OSU MASLWR

4. Полученный опыт моделирования экспериментов SP-2 и SP-3

Одновременно с проведением расчетов экспериментов на установке OSU MASLWR производилась модернизация и верификация РК СОКРАТ. В частности, в РК СОКРАТ добавлена модель Жукаускаса по теплообмену с пучком труб при поперечном обтекании [3]. Получен опыт моделирования длительного расхолаживания системы реактор – защитная оболочка.

Дополнительно верифицированы следующие модели РК СОКРАТ:

-  Расход в течь, включая критический

-  Одно - и двухфазная естественная конвекция

-  Конденсация на стенках

-  Теплообмен в активной зоне

-  Теплообмен в парогенераторе

По результатам моделирования пассивных систем безопасности были сделаны следующие выводы:

-  Необходимо повышать точность корреляций и замыкающих соотношений в некоторых режимах

-  Важно правильно учитывать в одномерном коде теплообмен со структурами с явно выраженной азимутальной асимметричностью

-  В некоторых случаях необходима модель перемешивания среды во всем объеме (например, парогазовой смеси в защитной оболочке)

-  Необходимо добавить в РК СОКРАТ модель стекающей пленки конденсата.

Заключение

По РК СОКРАТ проведено слепое и открытое моделирование двух экспериментов на установке OSU MASLWR, предназначенной для исследования стабильности процессов естественной циркуляции однофазного и двухфазного теплоносителя.

Для всех определяющих параметров в слепых расчетах получено хорошее согласие с экспериментальными данными.

Открытые расчеты позволили незначительно улучшить результаты моделирования эксперимента SP-3. С использованием дополнительных параметров было проведено взаимное сопоставление экспериментальных данных и в открытых расчетах использованы наиболее достоверные из них.

Список литературы

1.  S. M. Modro, J. E. Fisher, K. D. Weaver, J. N. Reyes, Jr., J. T. Groome, P. Babka, and T. M. Carlson. “Multi-Application Small LightWater Reactor Final Report”. DOE Nuclear Energy Research Initiative Final Report, Idaho National Engineering and Environmental Laboratory, December 2003.

2.  OSU MASLWR Test Facility Modification Description Report IAEA Contract Number USA-13386.

3.  Zukauskas, A. “Heat Transfer From Tubes in Crossflow,” Advances in Heat Transfer, 8:87-1