Экспериментальное исследование влияния аксиальной неравномерности тепловыделения на критические тепловые потоки в пучках стержней

Размещено на http://www.allbest.ru/

Экспериментальное исследование влияния аксиальной неравномерности тепловыделения на критические тепловые потоки в пучках стержней

В.В. Большаков, Л.Л. Кобзарь, К.Б Косоуров,

Д.А. Олексюк, Ю.М. Семченков

РНЦ «Курчатовский институт», Москва

Описание экспериментов

В последние несколько лет в РНЦ «Курчатовский институт» проведены экспериментальные исследования кризиса теплоотдачи на моделях ТВС реакторов типа ВВЭР с различным аксиальным распределением тепловыделения. Полученные экспериментальные данные позволяют оценить, насколько точно наличие неравномерности тепловыделения учитывается в используемой для реакторов ВВЭР методике расчета запасов до кризиса теплоотдачи.

Исследования кризиса теплоотдачи проведены на четырех 19-стержневых моделях ТВС реактора типа ВВЭР-1000 на стенде КС в РНЦ «Курчатовский институт». Базовая модель (пучок 19RU) имела равномерное аксиальное распределение тепловыделения, обогреваемую длину 3,53 м и шаг расположения дистрешеток 255 мм, в трёх других моделях шаг расположения дистрешеток составлял 340 мм, а аксиальный профиль тепловыделения был неравномерным (ступенчатым); в пучке ВОС/2,5 моделировался профиль энерговыделения на начало работы топливной загрузки, в пучке ЕОС/2,5 - профиль на конец работы загрузки, в пучке ЕОС/2,5/НК моделировались профиль на конец работы загрузки и наличие направляющего канала.

Для создания аксиальной неравномерности тепловыделения использован способ, суть которого состоит в том, что при прямом электрическом нагреве в качестве имитатора твэла используется трубка с переменной по длине толщиной стенки (при постоянном наружном диаметре). Изменение толщины стенки - ступенчатое.

При выборе обогреваемой длины пучков с аксиальной неравномерностью тепловыделения принималось во внимание то, что при натурной длине ограничивается возможность получить в экспериментах отрицательные значения относительной энтальпии теплоносителя в месте наступления кризиса теплоотдачи, что требуется для проверки корреляций по кризису теплоотдачи, используемых при обосновании запасов до кризиса теплоотдачи в номинальном режиме работы реактора. Поэтому длина моделей ТВС с аксиальной неравномерностью тепловыделения была принята равной 2,5 м. При выборе уменьшенной обогреваемой длины пучка отбрасывалась нижняя часть модели.

Важным моментом при выборе ступенчатого профиля тепловыделения является обеспечение в ниспадающей части профиля совпадения границ ступенек и координат расположения дистрешеток (за аксиальную координату расположения дистрешетки принималась координата расположения ее нижней кромки), что дает определенность при анализе экспериментальных данных и облегчает выбор аксиальных координат расположения горячих спаев термопар для фиксации кризиса теплоотдачи.

Оба вида аксиального распределения тепловыделения показаны на рис. 1, где использованы следующие обозначения:

q_j/q_max - отношение текущего значения теплового потока к его максимальному значению;

z/H - относительная аксиальная координата (отношение расстояния от начала зоны тепловыделения к длине последней.

Окончательный профиль аксиального распределения тепловыделения определялся после изготовления имитаторов твэлов на основании измерений электрических сопротивлений имитаторов твэлов в целом и их отдельных ступенек.

Поперечное сечение экспериментального участка стенда КС, на котором проводились исследования, показано на рис. 2. Внутри корпуса экспериментального участка установлен набор электроизоляционных талькохлоритовых втулок, образующих шестигранный канал, в котором размещается исследуемый пучок стержней. Канал имеет размер "под ключ" 58 мм. Тепловыделение осуществляется за счет пропускания выпрямленного электрического тока по имитаторам твэлов.



Рис. 1 Аксиальное распределение относительного тепловыделения в пучке ВОС/2,5 (вверху) и в пучках ЕОС/2,5 и ЕОС/2,5/НК (внизу).

Направление течения - слева направо

Первым был исследован базовый пучок 19RU, имеющий равномерные радиальное и аксиальное распределения тепловыделения (рис. 2). Пучок собран из 19-ти имитаторов твэлов, изготовленных из трубок с наружным диаметром 9 мм и с толщиной стенки 2 мм. Материал трубок - нержавеющая сталь 12Х18Н10Т. Небольшая радиальная неравномерность тепловыделения вызвана незначительной разницей толщин стенок имитаторов твэлов.

Имитаторы твэлов в пучке 19RU расположены по треугольной решетке с шагом 12,75 мм. Фиксация взаимного расположения имитаторов твэлов осуществляется дистанционирующими решетками, расположенными по высоте с шагом 255 мм. Дистанционирующие решетки изготовлены из ячеек штатных дистрешеток топливных сборок реактора ВВЭР-1000 типа УТВС, предоставленных ОАО «Машиностроительный завод» (ячейки имеют высоту 20 мм). Две крайние из трех периферийных ячеек дистрешетки, расположенных в трех гранях, имеют на наружной поверхности пуклевки, выступающие на 0,5 мм. Назначение пуклевок - дистанционирование пучка в обечайке.

Рис. 2 Поперечное сечение экспериментального участка с пучком 19RU

Для фиксации кризиса теплоотдачи внутри всех имитаторов пучка 19RU были установлены термопары с горячими спаями, расположенными на расстоянии 10 и 15 мм от верхней границы зоны тепловыделения.

После пучка 19RU были исследованы пучки ВОС/2,5, ЕОС/2,5 и ЕОС/2,5/НК. Имитаторы твэлов с наружным диаметром 9,1 мм и с переменной (ступенчатой) толщиной стенки расположены по треугольной решетке с шагом 12,8 мм (рис. 3). В центре пучка ЕОС/2,5/НК находился имитатор направляющего канала, представляющий собой стержень из талькохлорита наружным диаметром 13 мм. Тепловыделяющая часть имитаторов равна 2500 мм и включает в пучке ВОС/2,5 12 ступенек (рис. 1), в пучках ЕОС/2,5 и ЕОС/2,5/НК - 18 ступенек. Фиксация взаимного расположения имитаторов твэлов осуществляется дистанционирующими решетками, расположенными по высоте с шагом 340 мм. Ячейки дистрешеток, предоставленные НЗХК (г. Новосибирск), имеют высоту 30 мм. Две крайние из трех периферийных ячеек дистрешетки, расположенных в трех гранях, имеют на наружной поверхности дистанционирующие пуклевки, выступающие на 0,5 мм.

Наступление кризиса теплоотдачи фиксировалось по показаниям термопар, расположенных внутри имитаторов твэлов. Горячие спаи термопар находились на 15 мм ниже верхних границ ступенек ниспадающей части эпюры тепловыделения.

Термопары объединялись в зонды (рис. 4), в каждом из которых находилось от пяти до семи термопар, помещенных в общий стеклочулок. Кончики термопар с горячими спаями высовывались из стеклочулка и притягивались к зонду стеклонитью, наматываемой в виде буртика и пропитываемой термостойким составом. Буртик предотвращает касание неизолированным горячим спаем стенки имитатора твэла.

В таблице 1 приведены относительные тепловыделения имитаторов твэлов исследованных пучков, в таблице 2 - аксиальные распределения относительного тепловыделения пучков.



Рис. 3 Поперечные сечения пучков ВОС/2,5, ЕОС/2,5 (слева) и пучка ЕОС/2,5/НК (справа)

Рис. 4 Участок имитатора твэла с термопарным зондом

тепловыделение теплоотдача реактор энергетический

Таблица 1

Относительное тепловыделение имитаторов твэлов исследованных пучков

	19RU	BOC/2,5	EOC/2,5	EOC/2,5/HK
1	2	3	4	5
1	1,018	1,027	1,033
2	1,017	1,008	1,003	1,019
3	1,015	1,021	1,022	1,005
4	1,005	1,011	1,017	1,012
5	1,004	1,006	1,002	1,018
6	1,007	1,024	1,023	1,009
7	1,016	1,009	1,005	1,010
8	1,003	1,005	0,998	0,982
9	1,002	0,981	0,989	1,002
1	2	3	4	5
10	0,9987	0,994	0,993	1,001
11	0,9921	0,990	0,983	1,003
12	0,9860	0,994	0,995	0,985
13	0,9812	0,986	0,985	0,995
14	0,9790	1,000	0,997	0,983
15	0,9854	0,981	0,987	0,999
16	0,9914	0,993	0,995	0,993
17	0,9963	0,991	0,993	1,002
18	0,9996	1,000	0,997	0,989
19	1,003	0,983	0,986	0,996

Таблица 2

Аксиальное распределение относительного тепловыделения исследованных пучков

	BOC/2,5	EOC/2,5	EOC/2,5/HK
1	1,319	0,562	0,543
2	1,293	0,680	0,659
3	1,252	0,795	0,770
4	1,219	0,884	0,858
5	1,120	0,973	0,944
6	1,053	1,067	1,034
7	0,971	1,139	1,123
8	0,876	1,220	1,183
9	0,769	1,297	1,261
10	0,648	1,376	1,342
11	0,520	1,352	1,328
12	0,364	1,293	1,267
13		1,242	1,216
14		1,162	1,141
15		1,008	0,967
16		0,860	0,837
17		0,710	0,689
18		0,521	0,511

Анализ экспериментальных данных

Экспериментальные данные сравнивались с результатами поячейковых расчетов по программе SC-1 [1]. При этом критические тепловые потоки рассчитывались по формуле ОКБ «Гидропресс», которая для равномерного аксиального распределения тепловыделения имеет вид [2]:

, (1)

где qcr - критический тепловой поток, МВт/м²;

x - относительная энтальпия (равновесное массовое паросодержание) в месте кризиса теплоотдачи;

G - массовая скорость теплоносителя, кг/(м²с);

p - давление, МПа.

Учет аксиальной неравномерности тепловыделения сводится к умножению значения qcr, определяемого выражением (1), на фактор формы аксиального профиля (форм-фактор):

, (2)

где для показателя степени n в [2] было рекомендовано выражение:

 ; (3)

z - продольная координата, м;

pcr = 22,115 МПа - критическое давление.

Вид используемого в методике ОКБ «Гидропресс» форм-фактора (2), учитывающего влияние на критические тепловые нагрузки аксиальной неравномерности тепловыделения, основан на допущении, что на условия наступления кризиса теплоотдачи в данной аксиальной координате оказывает влияние профиль тепловыделения на предшествующем участке длиной 0,72 м, причем все точки профиля (и в начале, и в конце этого участка) влияют одинаково, то есть не учитывается ослабление влияния по мере удаления точки профиля от рассматриваемой аксиальной координаты. Нефизичность такого допущения сочетается с очень низкой среднеквадратичной ошибкой (6,9 %) описания с помощью выражений (2) и (3) тех данных по кризису теплоотдачи для пучков с аксиальной неравномерностью тепловыделения, которые имелись на момент получения этих выражений [2]. В [3] для n рекомендовано значение -1, с которым среднеквадратичная ошибка формулы (1) для расширенного по сравнению с [2] набора экспериментальных данных получена среднеквадратичная ошибка 13 %.

В расчетах, описываемых ниже, использованы формула (2) при n = -1.

Диапазоны изменения режимных параметров в исследованиях кризиса теплоотдачи на пучке 19RU указаны в таблице 3.

Во всех кризисных режимах, зафиксированных в экспериментах на пучке 19RU, кризис теплоотдачи возникал в конце зоны тепловыделения. В превалирующей части режимов кризис начинался на центральном имитаторе (имитатор № 1 на рис. 2), имеющем наибольшее относительное тепловыделение (1,018). В нескольких режимах, характеризующихся малыми массовыми скоростями теплоносителя, кризис теплоотдачи начинался на периферийном имитаторе № 17 (рис. 2).

Таблица 3

Диапазоны изменения режимных параметров в экспериментах на пучке 19RU

Давление на верхней границе зоны тепловыделения, МПа	От 15,11 до 16,17
Температура теплоносителя на входе в экспериментальный участок, оС	От 198,0 до 292,8
Средняя по поперечному сечению пучка массовая скорость теплоносителя, кг/(м2с)	От 1027 до 4951
Локальный критический тепловой поток, МВт/м2	До 2,524
Средняя по поперечному сечению пучка относительная энтальпия теплоносителя в месте кризиса теплоотдачи (на верхней границе зоны тепловыделения)	От -0,135 до 0,241

На рисунке 5 представлена нумерация ячеек и имитаторов твэлов, принятая в расчетах по программе SC-1 пучка 19RU и других пучков.

Рис. 5 Разбиение на ячейки поперечного сечения пучков в расчетах по программе SC-1

На рис. 6 экспериментальные данные по кризису теплоотдачи для пучка 19RU представлены в координатах x_cr - q_cr. В данных для массовой скорости 1000 кг/(м²с) точки, при получении которых кризис теплоотдачи начинался на имитаторе твэла 17, выделены в отдельную группу.

Отклонение расчетного значения критического теплового потока от экспериментального значения определялось по формуле:

(4)

Для всего массива экспериментальных данных для пучка 19RU среднеарифметическое отклонение получено равным +1,0 %, среднеквадратичное отклонение составляет 8,4 %. В расчете во всех режимах кризис теплоотдачи возникал на имитаторе 1 со стороны ячейки 6 (рис. 5)

Таким образом, для пучка 19RU результаты поячейковых расчетов с использованием формулы (1) удовлетворительно согласуются с экспериментальными данными.

Диапазоны изменения режимных параметров в экспериментах на пучке ВОС/2,5 указаны в таблице 4. Экспериментальные данные по кризису теплоотдачи получены при трех значениях давления: 8; 12,5 и 16 МПа - и четырех значениях массовой скорости теплоносителя: 1000; 2000; 3000 и 4000 кг/(м²с). При давлении 16 МПа эксперименты проведены при всех указанных значениях массовой скорости, при давлениях 12,5 и 8 МПа - только при массовых скоростях 3000 и 4000 кг/(м²с). Кризис теплоотдачи возникал на центральном имитаторе № 1 (рисунок 3) на концах (по ходу потока) ступенек с номерами 5, 7, 8 и 9.

Диапазоны изменения режимных параметров в экспериментах на пучке ЕОС/2,5 указаны в таблице 5. Экспериментальные данные по кризису теплоотдачи получены при давлении 16 МПа и четырех значениях массовой скорости теплоносителя: 1000; 2000; 3000 и 4000 кг/(м²с). Кризис теплоотдачи возникал на имитаторах твэлов 1 и 7 (рис. 3) на концах (по ходу потока) ступенек с номерами 14, 16 и 17



Размещено на http://www.allbest.ru/

Размещено на http://www.allbest.ru/

Размещено на http://www.allbest.ru/

Размещено на http://www.allbest.ru/

Рис. 6 Зависимость критического теплового потока с «горячего» имитатора твэла от относительной энтальпии в самой «горячей» ячейке, прилегающей к «горячему» имитатору твэла

Таблица 4

Диапазоны изменения режимных параметров в экспериментах на пучке ВОС/2,5

Давление на верхней границе зоны тепловыделения, МПа	От 6,92 до 16,37
Температура теплоносителя на входе в экспериментальный участок, оС	От 179,4 до 294,3
Средняя по поперечному сечению пучка массовая скорость теплоносителя, кг/(м2с)	От 935 до 4409
Локальный критический тепловой поток, МВт/м2	До 2,898
Средняя по поперечному сечению пучка относительная энтальпия теплоносителя в месте кризиса теплоотдачи	От - 0,15 до +0,15

Таблица 5

Диапазоны изменения режимных параметров в экспериментах на пучке ЕОС/2,5

Давление на верхней границе зоны тепловыделения, МПа	От 15,27 до 16,16
Температура теплоносителя на входе в экспериментальный участок, оС	От 206,2 до 287,1
Средняя по поперечному сечению пучка массовая скорость теплоносителя, кг/(м2с)	От 955 до 4351
Локальный критический тепловой поток, МВт/м2	До 4,159
Средняя по поперечному сечению пучка относительная энтальпия теплоносителя в месте кризиса теплоотдачи	От -0,14 до +0,21

Диапазоны изменения режимных параметров в экспериментах на пучке ЕОС/2,5/НК указаны в таблице 6. Экспериментальные данные по кризису теплоотдачи получены при трех значениях давления: 8; 12,5 и 16 МПа - и четырех значениях массовой скорости теплоносителя: 1000; 2000; 3000 и 4000 кг/(м²с). При давлениях 16 и 8 МПа эксперименты проведены при всех указанных значениях массовой скорости, при давлении 12,5 МПа - только при массовой скорости 3000 кг/(м²с). Кризис теплоотдачи возникал на имитаторах твэлов внутреннего ряда (рис. 3) на концах (по ходу потока) ступенек с номерами 14, 16 и 17.

Таблица 6

Диапазоны изменения режимных параметров в экспериментах на пучке ЕОС/2,5/НК

Давление на верхней границе зоны тепловыделения, МПа	От 7,47 до 15,98
Температура теплоносителя на входе в экспериментальный участок, оС	От 176,3 до 289,2
Средняя по поперечному сечению пучка массовая скорость теплоносителя, кг/(м2с)	От 819 до 4288
Локальный критический тепловой поток, МВт/м2	До 2,996
Средняя по поперечному сечению пучка относительная энтальпия теплоносителя в месте кризиса теплоотдачи	От - 0,31 до +0,39

Экспериментальные данные по кризису теплоотдачи получены при трех значениях давления: 8; 12,5 и 16 МПа - и четырех значениях массовой скорости теплоносителя: 1000; 2000; 3000 и 4000 кг/(м²с). При давлениях 16 и 8 МПа эксперименты проведены при всех указанных значениях массовой скорости, при давлении 12,5 МПа - только при массовой скорости 3000 кг/(м²с).

Кризис теплоотдачи возникал на имитаторах твэлов внутреннего ряда (рис. 3) на концах (по ходу потока) ступенек с номерами 14, 16 и 17.

При анализе и обобщении экспериментальных данных, полученных для пучков с аксиальной неравномерностью тепловыделения, рассматривались также данные ОКБ «Гидропресс» для двух 7-стержневых пучков с аксиальной неравномерностью тепловыделения. Оба пучка имеют равномерное радиальное распределение тепловыделения, обогреваемую длину 2,5 м, наружный диаметр имитаторов твэлов 9 мм, шаг расположение имитаторов твэлов в треугольной решетке 12,6 мм и шаг расположения дистрешеток 240 мм. Все стержни в пучках - обогреваемые. У одного из пучков коэффициент аксиальной неравномерности тепловыделения равен 1,36, у другого - 1,20.

Для облегчения совместного анализа результатов сравнения экспериментальных и расчетных данных по кризису теплоотдачи в охваченной исследованиями области режимных параметров выделены дискретные значения параметров. Выбранный ряд давлений: 16; 14; 12; 10 и 8 МПа. Ряд массовых скоростей теплоносителя в «горячей» ячейке: 4000; 3000; 2000 и 1000 кг/(м²с). При построении графиков каждая из полученных экспериментальных точек относилась к ближайшему из указанных дискретных значений давления и массовой скорости.

Сравнение расчетных и экспериментальных данных для всех анализируемых пучков дано на рис. 7 - 18. Использованные на этих рисунках обозначения экспериментальных точек приведены в таблице 7. Экспериментальные режимы с самыми высокими критическими тепловыми потоками характеризуются низкими входными температурами теплоносителя и низкими (отрицательными) относительными энтальпиями теплоносителя в месте кризиса теплоотдачи, а режимы с низкими критическими тепловыми потоками - высокими входными температурами теплоносителя и высокими относительными энтальпиями. т

Таблица 7

Обозначения экспериментальных точек на рисунках 7 - 18

Обозначение пучка	Цифровое обозначение точек	Метод расчета критического теплового потока
ВОС/2,5	1	Расчет по формулам (1) и (2) при n = -1
	2	Расчет по усовершенствованной методике
ЕОС/2,5	3	Расчет по формулам (1) и (2) при n = -1
	4	Расчет по усовершенствованной методике
ЕОС/2,5/НК	5	Расчет по формулам (1) и (2) при n = -1
	6	Расчет по усовершенствованной методике
Пучок ОКБ «Гидропресс», Kz = 1,36	7	Расчет по формулам (1) и (2) при n = -1
	8	Расчет по усовершенствованной методике
Пучок ОКБ «Гидропресс», Kz = 1,29	9	Расчет по формулам (1) и (2) при n = -1
	10	Расчет по усовершенствованной методике

Результаты расчетов, полученные по методике ОКБ «Гидропресс», то есть с использованием формулы (1) с выражением (2) при n = -1 обозначены точками различной конфигурации без заливки. Относительно этих данных можно высказать следующие комментарии.

При давлении 16 МПа и массовой скорости 4000 кг/(м²с) имеются экспериментальные данные только для пучков ВОС/2,5, ЕОС/2,5 и ЕОС/2,5/НК (рисунок 7). Согласие расчета с экспериментом удовлетворительное. Для пучка ВОС/2,5 расчет занижает критические тепловые потоки в среднем на 10 %, а для пучков ЕОС/2,5 и ЕОС/2,5/НК, наоборот, завышает на 5 - 10 %.

При давлении 16 МПа и массовой скорости 3000 кг/(м²с) имеются экспериментальные данные для всех анализируемых пучков (рисунок 8). Для пучка ВОС/2,5 средняя ошибка расчета близка к 0. Для пучков ЕОС/2,5 и ЕОС/2,5/НК расчет завышает критические тепловые потоки (в некоторых режимах - существенно).

При давлении 16 МПа и массовой скорости 2000 кг/(м²с) имеются экспериментальные данные для всех анализируемых пучков (рисунок 9). Для пучков ВОС/2,5 и ЕОС/2,5 экспериментальные критические тепловые нагрузки ниже, чем по расчету, в среднем на 10 %. Для пучка ЕОС/2,5/НК расчет завышает критические тепловые потоки в среднем на 17 %, при низких относительных энтальпиях - до 50 %. Занижение критических тепловых потоков у пучка ЕОС/2,5/НК по сравнению с пучком ВОС/2,5 можно объяснить отрицательным влиянием необогреваемой стенки. Для пучка № 82 получено завышение расчетных критических тепловых потоков в среднем на 12 %, для пучка № 91 - завышение в среднем на 13 %.

При давлении 16 МПа и массовой скорости 1000 кг/(м²с) имеются экспериментальные данные только для пучков ВОС/2,5, ЕОС/2,5 и ЕОС/2,5/НК (рисунок 10). Для всех пучков экспериментальные значения критических тепловых потоков значительно ниже расчетных: для пучка ВОС/2,5 - в среднем на 70 %, для пучка ЕОС/2,5/НК - в среднем на 42 %. С понижением относительной энтальпии теплоносителя завышение расчетных значений критнагрузок увеличивается: для пучка ВОС/2,5 - до 97 %, для пучка ЕОС/2,5/НК - до 42 %. Меньшее расхождение с расчетом экспериментальных данных для пучков ЕОС/2,5 и ЕОС/2,5/НК связано с тем, что эксперименты на этих пучках проведены только при больших входных температурах теплоносителя (высоких относительных энтальпиях в «горячих» ячейках). По этой же причине не отмечается отрицательное влияние необогреваемой стенки в пучке ЕОС/2,5/НК. Из рисунков 7 - 9 следует, что это влияние проявляется только при низких относительных энтальпиях (больших тепловых потоках).

При давлении 14 МПа и массовой скорости 2000 кг/(м²с) имеются экспериментальные данные только для двух пучков ОКБ «Гидропресс» (рисунок 11). Для пучка с K_z = 1,36 расчет завышает критические тепловые потоки в среднем на 9 %. Для пучка с K_z = 1,20 средняя ошибка расчета близка к 0, но имеется значительный разброс экспериментальных данных.

При давлении 12 МПа и массовой скорости 4000 кг/(м²с) имеются экспериментальные данные только для пучка ВОС/2,5 (рисунок 12). Расчет занижает критические тепловые потоки в среднем на 3 %.

При давлении 12 МПа и массовой скорости 3000 кг/(м²с) имеются экспериментальные данные для всех анализируемых пучков, кроме пучка ЕОС/2,5 (рисунок 13). Для пучка ВОС/2,5 средняя ошибка расчета близка к 0. Для пучка ЕОС/2,5/НК расчет завышает критические тепловые потоки в среднем на 8 %. Для пучков ОКБ «Гидропресс» расчет завышает критические тепловые потоки на 10 - 15 %.

При давлении 12 МПа и массовой скорости 2000 кг/(м²с) имеются экспериментальные данные только для пучков ОКБ «Гидропресс» (рисунок 14). Для пучка с K_z = 1,36 расчет завышает критические тепловые потоки в среднем на 16 %, для пучка с K_z = 1,20 - на 6 %.

При давлении 10 МПа и массовой скорости 2000 кг/(м²с) имеются экспериментальные данные только для пучков ОКБ «Гидропресс» (рисунок 15). Для пучка с K_z = 1,36 расчет завышает критические тепловые потоки в среднем на 10 %, для пучка с K_z = 1,20 - на 2 %.

При давлении 8 МПа и массовой скорости от 3000 до 4000 кг/(м²с) имеются экспериментальные данные только для пучков ВОС/2,5 и ЕОС/2,5/НК (рисунок 16). Согласие расчета с экспериментом удовлетворительное. Для пучка ВОС/2,5 расчет занижает критические тепловые потоки в среднем на 5 %, а для пучка ЕОС/2,5/НК - в среднем на 3 %.

При давлении 8 МПа и массовой скорости 2000 кг/(м²с) имеются экспериментальные данные только для пучков ЕОС/2,5/НК и пучка с K_z = 1,36 (рисунок 17). Согласие расчета с экспериментом удовлетворительное. Для пучка ЕОС/2,5/НК расчет завышает критические тепловые потоки в среднем на 2 %, а для пучка K_z = 1,36 - в среднем на 4 %.

При давлении 8 МПа и массовой скорости 1000 кг/(м²с) имеются экспериментальные данные только для пучка ЕОС/2,5/НК (рисунок 18). В эксперименте критические тепловые потоки ниже, чем по расчету, в среднем на 14 %. Максимальное завышение критнагрузки в расчете составляет 27 %.

Рис. 7 Сравнение экспериментальных значений критических тепловых потоков с расчётными значениями при давлении 16 МПа и массовой скорости 4000 кг/(м²с). Обозначения экспериментальных точек даны в таблице 7



Рис. 8 Сравнение экспериментальных значений критических тепловых потоков с расчётными значениями при давлении 16 МПа и массовой скорости 3000 кг/(м²с)

Обозначения экспериментальных точек даны в таблице 7



Рис. 9 Сравнение экспериментальных значений критических тепловых потоков с расчётными значениями при давлении 16 МПа и массовой скорости 2000 кг/(м²с)

Обозначения экспериментальных точек даны в таблице 7



Рис. 10 Сравнение экспериментальных значений критических тепловых потоков с расчётными значениями при давлении 16 МПа и массовой скорости 1000 кг/(м²с)

Обозначения экспериментальных точек даны в таблице 7



Рис. 11 Сравнение экспериментальных значений критических тепловых потоков с расчётными значениями при давлении 14 МПа и массовой скорости 2000 кг/(м²с)

Обозначения экспериментальных точек даны в таблице 7



Рис. 12 Сравнение экспериментальных значений критических тепловых потоков с расчётными значениями при давлении 12 МПа и массовой скорости 4000 кг/(м²с)

Обозначения экспериментальных точек даны в таблице 7



Рис. 13 Сравнение экспериментальных значений критических тепловых потоков с расчётными значениями при давлении 12 МПа и массовой скорости 3000 кг/(м²с)

Обозначения экспериментальных точек даны в таблице 7



Рис. 14 Сравнение экспериментальных значений критических тепловых потоков с расчётными значениями при давлении 12 МПа и массовой скорости 2000 кг/(м²с)

Обозначения экспериментальных точек даны в таблице 7



Рис. 15 Сравнение экспериментальных значений критических тепловых потоков с расчётными значениями при давлении 10 МПа и массовой скорости 2000 кг/(м²с)

Обозначения экспериментальных точек даны в таблице 7



Рис. 16 Сравнение экспериментальных значений критических тепловых потоков с расчётными значениями при давлении 8 МПа и массовой скорости 3000 кг/(м²с)

Обозначения экспериментальных точек даны в таблице 7



Рис. 17 Сравнение экспериментальных значений критических тепловых потоков с расчётными значениями при давлении 8 МПа и массовой скорости 2000 кг/(м²с)

Обозначения экспериментальных точек даны в таблице 7



Рис. 18 Сравнение экспериментальных значений критических тепловых потоков с расчётными значениями при давлении 8 МПа и массовой скорости 1000 кг/(м²с)

Обозначения экспериментальных точек даны в таблице 7

Усовершенствование методики расчета критических тепловых потоков

На основании проведенного выше анализа экспериментальных данных по кризису теплоотдачи можно сделать следующие выводы:

- Экспериментальные данные для пучка 19RU удовлетворительно описываются формулой (1), среднеквадратичная погрешность расчета составляет 8,4 %.

- Получено значительное занижение экспериментальных критических тепловых потоков в пучках ВОС/2,5, ЕОС/2,5 и ЕОС/2,5/НК по сравнению с расчетными при низких массовых скоростях и относительных энтальпиях теплоносителя, что не наблюдалось в экспериментах на пучке 19RU с равномерным аксиальным распределением тепловыделения. Это можно объяснить наличием аксиальной неравномерности тепловыделения в сочетании с увеличенным по сравнению с пучком 19RU шагом расположения дистрешеток (340 мм вместо 255 мм).

- Отмечено влияние необогреваемой стенки в «горячей» ячейке в пучке ЕОС/2,5/НК, проявившееся в снижении экспериментальных критических тепловых потоков по сравнению с данными для пучка ВОС/2,5 (в среднем на 15 % при массовой скорости 4000 кг/(м²с)). Отрицательный эффект необогреваемой стенки возрастает при снижении относительной энтальпии теплоносителя. С уменьшением массовой скорости теплоносителя отрицательное влияние необогреваемой стенки снижается и практически исчезает при массовой скорости 1000 кг/(м²с).

Для учета влияния на кризис теплоотдачи отмеченных факторов предложены следующие усовершенствования методики расчета критических тепловых потоков, основанной на использовании формулы (1).

Для форм-фактора использовано выражение, предложенное Л. Тонгом [4]:

(5)

Размерная величина с в [4] полагается функцией относительной энтальпии и массовой скорости теплоносителя:

(6)

Константы выражения (6) в [4] имеют следующие значения: А = 6,9; B = 4,31; D = 0,478. При оптимизации формулы (5) по экспериментальным данным, полученным на пяти рассматриваемых пучках с аксиальной неравномерностью тепловыделения, получено: А = 5,2; В = 5,0; D = 0,33.

При введении поправки, учитывающей влияние на критический тепловой поток снижения массовой скорости и относительной энтальпии теплоносителя, за основу было положено то, что данный эффект проявляется только на пучках ВОС/2,5, ЕОС/2,5 и ЕОС/2,5/НК, исследованных в РНЦ «Курчатовский институт». Характерным для этих пучков является увеличенный шаг расположения дистанционирующих решеток. Поправочная функция, которая является множителем к формуле (1), была записана в виде:

, (7)

где f₁(G) - функция массовой скорости теплоносителя в рассматриваемой ячейке пучка;

f₂(x) - функция относительной энтальпии теплоносителя в рассматриваемой ячейке пучка;

f (h/d_h) - функция шага между дистанционирующими решетками;

h - шаг между дистанционирующими решетками;

d_h - гидравличкский диаметр пучка.

В результате оптимизации были получены следующие выражения для указанных функций в выражении (7):

, (8)

где G - массовая скорость теплоносителя в ячейке, кг/(м²с);

, (9)

где x - относительная энтальпия теплоносителя в ячейке;

; (10)

при f (h/d_h) > 1 принимается: f (h/d_h) = 1; при f (h/d_h) < 0 принимается: f (h/d_h) = 0.

Функция f (h/d_h) обеспечивает введение поправок на низкие значения массовой скорости и относительной энтальпии теплоносителя только для пучков с относительными шагами расположения дистрешеток, большими 30.

Функция f₁(G) обеспечивает сохранение неизменным рассчитанного критического теплового потока при G = 3000 кг/(м²с), снижение его при G < 3000 кг/(м²с) и незначительное увеличение при G > 3000 кг/(м²с).

Функция f₂(х) обеспечивает уменьшение критического тнплового потока при снижении относительной энтальпии теплоносителя.

Все функции, входящие в выражение (7), справедливы в тех диапазонах изменения G и x, которые были охвачены в анализируемых экспериментах.

Таким образом, критический тепловой поток предлагается рассчитывать по формуле:

, (11)

где функции F и K определяются по формулам (5) и (7).

Для учета влияния необогреваемой стенки на критический тепловой поток при поячейковых расчетах использована возможность более детальной разбивки поперечного сечения пучка в районе расположения необогреваемой стенки. Такая разбивка для пучка ЕОС/2,5/НК показана на рисунке 19.



Размещено на http://www.allbest.ru/

1 - имитатор НК,

2 - 19 - имитаторы твэлов,

1 - 42 - ячейки

Рисунок 19 Разбиение на ячейки поперечного сечения пучка ЕОС/2,5/НК в расчетах по программе SC-1

На рисунке 19 вокруг имитатора направляющего канала выделены ячейки с номерами от 37 до 42. Выделение из традиционной ячейки участка, относящегося к необогреваемой стенке, производится по линиям, равноудаленным от смачиваемых периметров стержней (по линиям максимальных скоростей). Такое разбиение на ячейки предлагается использовать в том случае, если в предварительных расчетах при традиционном разбиении на ячейки самой “горячей” оказывается ячейка, расположенная у необогреваемой стенки. В проведенных расчетах с показанным на рисунке 19 разбиением на ячейки фактор, учитывающий вытянутость в направлении поперечного тепломассообмена и взаимную удаленность двух соседних ячеек и равный отношению ширины протока между ячейками к межцентровому расстоянию, задавался равным 1.

Результаты расчетов критических тепловых потоков по усовершенствованной методике приведены выше на рисунках 7 - 18, где результаты расчетов по усовершенствованной методике обозначены точками с заливкой.

Для всего массива анализируемых экспериментальных точек суммарные среднеарифметическая и среднеквадратичная ошибки расчета, равные соответственно -7% и 17 % при использовании формул (1) и (2) при n = -1, снизились до 0 и 12 % при использовании выражения (11).

Список литературы

1 Л.Л. Кобзарь, Д.А. Олексюк. Развитие и верификация программы SC-1, предназначенной для поячейкового теплогидравлического расчета активных зон ВВЭР. Труды второй Всероссийской научно-технической конференции “Обеспечение безопасности АЭС с ВВЭР”, Подольск, 2001.

2 В.И. Астахов, Ю.А. Безруков, С.А. Логвинов, В.Г. Брантов. Исследование влияния профиля тепловыделения по длине на кризис теплообмена в пучках стержней. Труды семинара «Теплофизика-78», т. 2. - Будапешт, 1978. с. 589-600.

3 Ю.А. Безруков, В.И. Астахов, А.М. Трушин, А.С. Богданов, С.А. Логвинов, А.В. Селезнев. Исследование кризиса теплообмена применительно к реальным аксиальным профилям тепловыделения. Труды третьей научно-технической конференции “Обеспечение безопасности АЭС с ВВЭР”, Подольск, 26-30 мая 2003 г.

4 Л.Тонг. Кризис кипения и критический тепловой поток. М. Атомиздат. 1976.

Размещено на Allbest.ru

...