Добавил:
okley
Опубликованный материал нарушает ваши авторские права? Сообщите нам.
Вуз:
Предмет:
Файл:Курсовой проект 5 кафедра (спецы 4 курс) / 83_Сборник статей по проекту ВВЭР СКД
.pdf
Список литературы
1. Драгунов Ю.Г. и др. Водооохлаждаемые реакторы со сверх-критическими пара-
метрами (ВВЭР СКД) // Перспективные реакторы 4-го поколения (доклад пред-
ставляется на 8-ю Российскую конференцию по реакторному материаловедению).
2. Глебов А.П., Клушин А.В. Реактор с быстро-резонансным спектром нейтронов, ох-
лаждаемый водой сверхкритического давления при двухходовой схеме движения
теплоносителя // Атомная энергия. 2006. Т.100. Вып.5. С.349-355.
3. Squarer D. (FZK, Karlsruhe, Germany), Bittermann D. (Framatome ANP, Erlangen,
Germany), Oka Y. (U. of Tokyo, Tokyo, Japan) et. al. High performance light water re-
acto+r (HPLWR) // CONTRACT N° FIKI-CT-2000-00033, summary report of the
HPLWR project, (HPLWR Deliverable D 13).
4. Supercritical water reactor research // Report FISA-2006. EURATOM 21231. 2006.
P. 287-304.
5. Oka Y., Koshizuka S. Design concept of once-through cycle supercritical pressure light
water cooled reactors // Proc. of the 1-st Int. Symp. on Supercritical Water-Cooled Reac-
tors. 6–9 November 2000. Tokyo. Japan. Report 101. P. 1-22.
6. Филиппов Г.А., Антикайн П.А. Применение существующих конструкционных
материалов для изготовления внутрикорпусных устройств и тепловыделяющих
сборок легководных реакторов на сверхкритические параметры пара //
Теплоэнергетика. № 8. 2005. С. 2-8.
7. Антикайн П.А. Металлы и расчет на прочность котлов и трубопроводов // М.: ЭАИ.
1990. С. 368.
8. Глебов В.П. и др. Внутритрубные образования в паровых котлах сверхкритическо-
го давления // М.: ЭАИ. 1983.
9. Разработка, производство и эксплуатация твэлов энергетических реакторов (в 2-х
книгах) // Под ред. Решетникова Ф.Г. М.: ЭАИ. 1995.
10. Цыканов В.А. и Давыдов Е.Ф. Радиационная стойкость твэлов ядерных реакторов //
М.: АИ, 1977 (главы 2 с. 37-58 и 4 с. 84-124).
11. Бибилашвили Ю.К. и др. Состояние проблемы конструкционныз материалов для
реакторов БН // Сборник докладов 6-ой Российской конференции по "Реакторному
материаловедению. Димитровград. НИИАР. 2002. Т.1. С.66-82.
12. Кочетков Л.А. К истории первой очереди Белоярской АЭС // История атомной
энергетики. М.: ИздАТ. 2001. Вып. 1. С. 117-133.
13. Developing and Evaluating Candidate Мaterials for GEN-IV Supercritical Water // INERI,
2003. Р. 26-28.
14. Акользин П.А. и др. Водный режим паротурбинных блоков сверхкритических па-
раметров. М.: Энергия. 1972.
15. Тепловые и атомные электрические станции // Справочник. М.: ЭАИ. 1989.
16. Химические очистки теплоэнергетического оборудования // Под ред. Маргуло-
вой Т.Х. М.: Энергия. 1969.
17. Study of solid moderators for the thermal-spectrum SCWCR // ICONE 11-36571. April.
2003.
18. The Supercritical Water Cooled Reactor (SCWR) // ANS Winter Meeting. 2002.
117
ЧИСЛЕННОЕ ИССЛЕДОВАНИЕ ТЕПЛООБМЕНА В СБОРКАХ ТВС,
ОХЛАЖДАЕМЫХ ВОДОЙ СВЕРХКРИТИЧЕСКИХ ПАРАМЕТРОВ
(ИЗ ОБЗОРА ЗАРУБЕЖНЫХ РАБОТ)
В.А. Грабежная
ФГУП "ГНЦ РФ ФЭИ" имени А.И. Лейпунского, Обнинск
В последнее время и исследователи, и промышленность проявляют повышенный
интерес к реакторам, охлаждаемым водой сверхкритических параметров. Переход на
сверхкритические параметры в водоохлаждаемых реакторах рассматривается как
естественное продолжение разработок ВВЭР в целях создания АЭС нового поколения
[1–4]. Преимущества использования воды сверхкритического давления в реакторе на
тепловых или быстрых нейтронах в основном ясны – это возможность увеличения
к.п.д. АЭС с 33 до 44 %, сокращение количества оборудования, при прямоточной схеме
уменьшение металлоемкости ЯЭУ, более высокие показатели использования топлива,
сокращение объемов строительства.
Термогидравлические, особенно теплообменные характеристики воды при
сверхкритических параметрах сильно отличаются от докритических условий из-за
резкого изменения теплофизических свойств вблизи псевдокритической точки. При
высоких тепловых потоках и низких массовых скоростях возможно появление
локального ухудшения теплообмена, что приводит к резкому уменьшению
коэффициента теплообмена. Поэтому при конструировании реакторов необходимо
знание коэффициентов теплообмена в активной зоне.
Вопросам теплообмена при сверхкритических параметрах были посвящены обзоры
[5,6].
Из этих обзоров видно, что подавляющее число работ, имеющихся в открытой
литературе, посвящено экспериментальному исследованию теплообмена лишь в
круглых трубах. В [5] рассмотрены различные корреляции по расчету теплообмена,
полученные для труб. Если в области, далекой от псевдокритической температуры
расчеты, выполненные по разным формулам, дают близкие результаты, то в зоне
псевдокритической температуры различие велико, рис. 1. Все рассматриваемые
корреляции дают максимальные значения коэффициентов теплообмена при
температуре потока близкой, но несколько меньшей, чем псевдокритическая
температура, которая для давления Р = 25 МПа равна 384
о
С. В том случае, когда
температура потока сильно отличается от псевдокритической, наблюдается
удовлетворительное совпадение коэффициентов теплообмена, определенных по
различным соотношениям.
При больших тепловых потоках, в тех случаях, когда температура стенки
превышает псевдокритическую температуру, а температура потока ниже
псевдокритической температуры, возможно локальное ухудшение теплообмена, но ни
одна из представленных на рис. 1 корреляций не указывает на наличие этой области.
Однако при ρw = 1000 кг/(м
2
с) и q = 10
6
Вт/м
2
имеет место ухудшение теплообмена, [7].
Сравнение корреляций в виде, представленном на рис. 1, является не совсем
корректным, сравнение корреляций следует проводить с экспериментальными
данными.
118
▬▬ - Диттус-Болтер
○ - Yamagata
∆ - Bishop
X - Griem
ж - Swenson
Коэффициент теплообмена, Вт/(м
2
К)
Темпе
р
ат
ур
а потока
,
о
С
Рис. 1. Сравнение различных расчетных корреляций [5].
Р = 25 МПа, ρw = 1000 кг/(м
2
с), q = 10
6
Вт/м
2
.
В [5] указывается, что имеющиеся к настоящему времени рекомендации по
определению начала ухудшения теплообмена в трубах сильно отличаются между собой
и, как отмечается в [8], необходимо приложить немалые усилия, чтобы в дальнейшем
научиться рассчитывать теплообмен в области ухудшения теплоотдачи. Для этого
нужны как новые экспериментальные, так и расчетно-теоретические работы.
Использовать напрямую имеющиеся на сегодня корреляции при расчете
теплообмена в активной зоне реактора, охлаждаемого водой сверхкритических
параметров невозможно. Применение этих корреляций к геометрии сборок твэлов
требует дальнейшей модификации и верификации, что может быть достигнуто только
при наличии экспериментальных данных, полученных на сборках.
На теплообмен в сборках (ТВС) оказывают влияние следующие факторы [8]:
Форма ячеек. Форма ячеек ТВС отличается от круглой. При одинаковых
гидравлических диаметрах в различных ячейках коэффициенты теплообмена могут
заметно отличаться друг от друга из-за различий в форме ячейки.
Дистанционирующие решетки. Дистанционирующие решетки увеличивают
турбулентность и, следовательно, теплообмен. Было проведено много исследований,
посвященных влиянию решеток на теплообмен, применительно к условиям работы
коммерческих PWR.Установлено, что степень интенсификации теплообмена и
расстояние, на котором проявляется это влияние, сильно зависит от условий течения.
Наиболее сильное влияние решеток отмечается в случае высоких массовых скоростей и
низких давлений [9]. Знания о влиянии дистанционирующих решеток на теплообмен в
активной зоне легководных реакторов при сверхкритических параметрах воды (SCWR)
все еще отсутствуют.
Неравномерность энерговыделения в ячейке. Ввиду сложной конфигурации
активной зоны SCWR тепловой поток по периметру ячейки может быть сильно
неравномерен, т.е. одна область ячейки обогревается (поверхность твэла), а другая –
охлаждается (поверхность трубки замедлителя, в качестве которого в SCWR
используется часть расхода питательной воды).
Внутриканальный обмен. Ввиду сильной неоднородности в распределении
температуры теплоносителя и его расхода по ячейкам существует сильный тепло- и
массообмен между ячейками. Этот внутриканальный (межячеичный) обмен влияет на
локальное распределение параметров внутри каждой ячейки и, следовательно, на
119
значения коэффициентов теплообмена. Этот эффект более всего будет проявляться в
SCWR, чем в обычных PWR или BWR. Поэтому требуется знание локальных
параметров в ячейках для правильного расчета локальных коэффициентов
теплообмена.
Для расчета теплогидравлики в активной зоне SCWR необходимо знать
характеристики потока в ячейках. Известные коммерческие коды, использующие
поячеичный анализ, в данном случае неприменимы, главным образом, по следующим
причинам:
Сильное изменение свойств. В большинстве случаев в коммерческих кодах
используется упрощенное приближенное описание теплофизических свойств. Однако в
случае воды сверхкритических параметров, когда вблизи псевдокритической точки
происходит резкое изменение теплофизических свойств, такой подход неоправдан.
Необходимо более точное приближение. Поэтому расчет теплофизических свойств
рекомендуется вести по международным таблицам – формуляции IF-97 [10].
Сложность конфигурации активной зоны. Активная зона реактора на
сверхкритические параметры воды содержит трубки с замедлителем, которые
гидравлически разделены, но термически связаны с различными ячейками. Вода в
трубке-замедлителе течет вниз, в отличие от основного потока, который поднимается
вверх. Это необходимо учитывать при разработке кодов.
К настоящему времени появилось значительное число работ, посвященных
численному исследованию теплогидравлики в АЗ SCWR. Рассмотри некоторые из них,
не вдаваясь в математическое описание физических моделей.
Одним из первых коммерческих кодов был STAFAS (Sub-channel Thermal-hydraulic
Analysis in Fuel Assemblies under Supercritical Conditions) [8]. Код позволяет
рассчитывать только стационарные процессы. Для каждой ячейки записываются
уравнения сохранения массы, количества движения и энергии в аксиальном
направлении. Однако для замыкания этих уравнений необходимы дополнительные
физические модели. Для описания турбулентного перемешивания между ячейками в
код заложены две модели. В первой модели полагается, что турбулентное
перемешивание обусловлено только обменом энтальпии между соседними ячейками,
но не вследствие движения потока. Межканальные пульсации массовой скорости
определяются при этом как
⎟
⎟
⎠
⎞
⎜
⎜
⎝
⎛
+
==
2
β
,,
''
'
JK
'
KJ
GG
iJiK
GG
Здесь: β – так называемый коэффициент перемешивания для однофазного потока;
индексы K и J соответствуют соседним ячейкам; индекс i указывает на разбиение в
осевом направлении.
Вторая модель основана на предположении, что турбулентные пульсации скорости
по обеим сторонам поверхности раздела ячейки одинаковы. Максимальные пульсации
массовой скорости определяются как
iK ,
ρ
2
β
⎟
⎟
⎠
⎞
⎜
⎜
⎝
⎛
+
=
iJ,
iK,
'
KJ
uu
G
и
iJ ,
ρβ
⎟
⎟
⎠
⎞
⎜
⎜
⎝
⎛
+
=
2
iK,
iJ,
'
JK
uu
G
.
Здесь: u
K,I
– линейная скорость в K-ой ячейке в осевом направлении.
Оба приближения дают одинаковые результаты, в том случае, если разница в
плотностях между ячейками пренебрежимо мала. В тех случаях, когда плотности среды
в ячейках сильно разнятся, вторая модель турбулентного перемешивания между
ячейками предпочтительнее [8]. Коэффициенты перемешивания, рассчитанные по
моделям, которые верифицированы на экспериментальных данных, полученных при
докритических параметрах, не совсем соответствуют коэффициентам перемешивания
ТВС с плотной упаковкой твэлов при сверхкритических параметрах.
120
Поскольку рассматриваемый код одномерный, то для расчета теплообмена между
твердой стенкой и потоком жидкости в код STAFAS были заложены различные
корреляции. Однако для расчетов, приведенных в [8], авторы при расчете теплообмена
из-за недостатка корреляций, соответствующих параметрам SCWR, использовали
формулу Диттус-Болтера как наиболее простую. Они подчеркивают, что выбор
корреляций для расчета теплообмена влияет только на температуру оболочки, а их
влияние на распределение температуры теплоносителя пренебрежимо мало.
Для определения массовой скорости на входе в каждую ячейку в коде предложены
два варианта: равномерное распределение массовой скорости на входе в ТВС, а во
втором случае массовая скорость рассчитывалась из условия равенства перепада
давления на первом шаге для всех ячеек. Численная процедура кода характеризуется,
по мнению авторов, высокой устойчивостью и сходимостью.
С помощью кода STAFAS был выполнен анализ теплогидравлического состояния
одного из имеющихся вариантов ТВС с квадратной и гексагональной упаковками
твэлов, рис.2.
труба замедлителя
твэл
твэл
труба замедлителя
Рис. 2. Схемы ТВС с квадратной (А) и гексагональной (В) упаковками твэлов [8].
В гексагональной ТВС размещены 252 твэла и 31 канал с замедлителем. В
квадратной ТВС – 216 твэлов и 25 каналов с замедлителем. Высота ТВС – 4,2 м,
диаметр твэла – 8 мм. При расчетах рассматривались ячейки, входящие в 1/8 часть
квадратной упаковки и в 1/12 часть гексагональной упаковки топливных элементов. В
каждой геометрии присутствовали четыре вида различных ячеек, рис. 3.
В качестве переменных геометрических размеров брались: относительный шаг,
зазор между внешним твэлом и чехлом ТВС, зазор между наружной стенкой трубки-
замедлителя и твэлом.
Расчеты велись для косинусного профиля энерговыделения по высоте сборки,
начальная температура питательной воды составляла 280
о
С, расход воды в трубках
замедлителя составлял 20 % от общего расхода воды.
121
Рис. 3. Конфигурации ячеек в квадратной (А) и гексагональной (В) упаковке [8].
(А)
(В)
Одним из факторов, обуславливающих работу ТВС, является недопустимость
превышения температуры оболочки твэла выше определенного значения. Результаты
расчета максимальной температуры оболочки твэла в зависимости от относительного
шага (s/d) приведены на рис. 4.
Темпе
р
ат
ур
а
,
о
С
(
В
)
(А)
Температура,
о
С
Рис. 4. Максимальная температура оболочки твэлов в различных ячейках
в квадратной (А) и гексагональной (В) упаковке [8].
Проведенный авторами [8] численный анализ ТВС в рамках европейского проекта
по коду STAFAS показал, что:
• Из-за сильного изменения теплофизических свойств воды при сверхкритических
параметрах на распределение теплогидравлических характеристик в ячейках ТВС
сильное влияние оказывает геометрия сборки.
• Максимальная температура оболочки твэла очень чувствительна на изменение
относительного шага, зазора между обечайкой и твэлом, расхода воды в трубках-
замедлителях, а также от величины коэффициента перемешивания β.
• Для квадратной ТВС подходит плотная упаковка топливных элементов, в то время
как для гексагональной – полуплотная, причем в случае квадратной упаковки
122
температура оболочки имеет наименьшую температуру при относительном шаге s/d
=1,15.В случае гексагональной упаковки наименьшая температура соответствует
шагу s/d =1,3. Исходя из этого, делается вывод, что квадратная упаковка твэлов в
ТВС реактора SCWR предпочтительнее гексагональной.
Примерно в то же время в Японии была завершена разработка другого
одномерного кода для расчета теплогидравлики в активной зоне SCWR с квадратной
упаковкой топливных элементов [11], в основу которого был положен код SILFEED
(Simulation of Liquid Film Evaporation, Entrainment and Deposition), разработанный для
поканального анализа теплогидравлики в условиях кипящих реакторов (BWR). Этот
код состоит из двух частей. Первая часть, основанная на коде SILFEED, включает в
себя расчет распределения расхода и температуры питательной воды по ячейкам
топливной сборки. Вторая часть – расчет максимальной температуры оболочки твэла.
Из-за отсутствия экспериментальных данных по измеренному профилю массовой
скорости в ТВС при сверхкритических параметрах, верификация первой части
расчетного кода велась на данных, полученных для однофазного потока в модельной
сборке при докритических параметрах. Разброс в измеренных и расчетных значениях
массовой скорости был менее 10 %.
Расчетные распределения массовой скорости и температуры теплоносителя по
сечению ТВС являются входными данными для расчета температуры оболочки твэла.
Как и в [8], в рассматриваемой работе для расчета теплообмена между твэлом и
потоком теплоносителя заложены различные формулы по определению коэффициента
теплообмена при сверхкритических параметрах (Ваттс [12], Ямагата [13], Китохи [14]),
а также формула Диттус-Болтера, не имеющая отношения к сверхкритическим
параметрам. Следует подчеркнуть, что все расчетные корреляции получены для труб. А
использование авторами [11] формулы Ваттса вызывает некоторое недоумение,
поскольку в основу ее заложены данные, полученные на трубах большого диаметра (d
= 25,4 – 32,2 мм).
Авторами [11] был выполнен теплогидравлический анализ ТВС с квадратной
упаковкой твэлов. Сборка состоит из 301 топливного элемента, одного пэла и 36
водяных каналов, являющихся замедлителем. В расчете рассматривалась 1/8 часть
ТВС, рис. 5.
Выполненный анализ показал, что массовая скорость была высокой вблизи
обечайки и становилась меньше вблизи стенки каналов-замедлителей. На
распределение массовой скорости сильное влияние оказывает размер зазора между
твэлом и каналом-замедлителем. Изменение этого зазора достигалось путем
уменьшения диаметра канала-замедлителя. Были рассмотрены четыре варианта зазора:
0,5; 0,75; 1,0 и 1,25 мм. Выполненные расчеты показали, что в случае зазора в 1,0 мм
наблюдается наименьшее отклонение в распределении массовой скорости и
температуры теплоносителя по ячейкам.
При рассмотрении влияния различных корреляций на максимальную температуру
оболочки твэла оказалось, что формула Ваттса дает наибольшее значение температуры.
Поэтому эта формула, как наиболее консервативная, использовалась в расчетах по
определению влияния зазора между твэлом и стенкой канала-замедлителя на
температуру оболочки твэла.
Результаты выполненных расчетов представлены на рис. 6, из которого видно, что
при зазоре между твэлом и водяным стержнем в 1,0 мм максимальная температура
оболочки твэла не превышает 600
о
С.
Другая группа японских исследователей провела расчетный анализ альтернативной
ТВС с квадратной упаковкой твэлов [11]. ТВС состоит из 300 твэлов, 36 водяных
каналов-замедлителей, размещенных внутри сборки, и 24 прямоугольных водяных
каналов-замедлителей, размещенных по периферии. Твэл наружным диаметром 10,2 мм
имеет оболочку из нержавеющей стали толщиной 0,63 мм. На внутренней поверхности
123
каналов-замедлителей в качестве тепловой изоляции помещен тонкий слой ZrO
2
, без
которого температура замедлителя могла бы превысить псевдокритическую
температуру. Для теплогидравлического анализа использовался одномерный код
SPROD. В этом коде для упрощения расчетов рассматривались усредненные по
сечению параметры, хотя известно, что в ТВС имеются различные ячейки,
отличающиеся друг от друга по граничным условиям, геометрическим размерам и т.п.
Авторы намереваются учесть их при новых расчетах. Поскольку код SPROD
одномерный, то для расчета теплообмена в сборке необходимо заложить определенные
корреляции для сверхкритических параметров воды. Были взяты корреляции Ваттса
[12], Ока-Кошизуки [14], Бишопа [16], а также Диттуса-Болтера для конвекции воды
докритических параметров. При сравнении максимальных температур оболочки твэла,
рассчитанных по разным корреляциям, оказалось, как и в [11], что формула Ваттса дает
наибольшие значения, а разброс в значениях максимальной температуры оболочки не
превышает 35
о
С.
изменяемый зазор
зона большого расхода
зона малого расхода
Рис. 5. Расчетная модель ТВС [11].
Авторы [15] отмечают, что крайне необходимо провести эксперименты на сборках
для того, чтобы определить влияние дистанционирующих решеток на подавление
локального ухудшения теплообмена и на интенсификацию теплообмена, получить
более точные корреляции по теплообмену для области высоких температур,
учитывающие эти эффекты, что позволит точнее рассчитывать максимальную
температуру оболочки твэла. Эффекты, обусловленные ячейками разного вида, авторы
планируют учесть в дальнейших исследованиях.
124
■ – 0,5 мм
● – 1,0 мм
Безразмерная высота
Температура,
о
С
Рис. 6. Влияние размера зазора на температуру оболочки твэла [11].
В рассмотренных выше кодах при определении температуры оболочки твэла
использовались эмпирические корреляции для коэффициентов теплообмена при
сверхкритических параметрах. Однако все они были получены для круглых труб
разного диаметра, и не всегда теплоносителем являлась вода, чаще в экспериментах
использовались модельные жидкости (CO
2
, N
2
, Не, фреоны). Поскольку геометрия ТВС
далека от круглой трубы, использовать имеющиеся корреляции можно только для
оценочных расчетов. Поэтому в последнее время появилось значительное число работ,
в которых вместо эмпирических корреляций теплообмен между твэлом и
теплоносителем при сверхкритических параметрах рассчитывается с помощью
различных моделей турбулентности.
В работах [17,18] приводятся результаты численного исследования теплообмена
при сверхкритических параметрах воды в каналах разной геометрии с использованием
кода CFX5.6. Анализировался эффект различных моделей турбулентности, заложенных
в код, на результаты расчета. В рассматриваемом коде заложены два типа моделей
турбулентности: модели турбулентности ε-типа и модели турбулентности ω-типа.
В качестве моделей турбулентности ε-типа представлены: стандартная k-ε модель
(STD), RNG k-ε модель [19] (RNG), модель Лаундера [20] (LRR) и k-ε модель Шпезиаля
[21] (SSG). Два последних ε-типа турбулентности относятся к моделям турбулентности
второго порядка. В качестве моделей турбулентности ω-типа были взяты: так
называемая SST k-ω модель [22] и RSO k-ω модель. Подробное описание
рассматриваемых моделей дано в описании кода CFX5.6 [23].
Верификация различных моделей турбулентности, заложенных в код, проводилась
на экспериментальных данных Ямагата и др. [13], полученных в круглой трубе при Р =
24,5 МПа. Проводилось сравнение расчетных величин коэффициента теплоотдачи с
экспериментальными значениями. Наиболее неудовлетворительные результаты дали
обе k-ω модели турбулентности. Ближе всего к экспериментальным данным были
расчеты, выполненные по стандартной k-ε модели, а обе модели турбулентности
второго порядка давали на 30 % выше значения коэффициента теплообмена, чем в
экспериментах. В дальнейшем, используя стандартную k-ε модель турбулентности,
авторы провели расчеты по влиянию теплового потока на коэффициент теплообмена в
трубе внутренним диаметром 7,5 мм, Р = 25,0 МПа и массовой скорости 740 кг/(м
2
с).
Результаты расчета показали, что при высоких тепловых потоках возможно появление
локального ухудшения теплообмена, причем с ростом теплового потока наблюдалось
смещение пика ухудшения теплообмена в область более низких температур потока.
125
Значения тепловых потоков, при которых наступает ухудшение теплообмена, близки к
данным [9].
В дальнейшем, используя все модели турбулентности ε-типа , заложенные в код,
были проведены численные расчеты сборки с квадратной и треугольной упаковкой
стержней. Рассматривался идеализированный случай бесконечной решетки. Поэтому,
ввиду геометрической симметрии, бралась ¼ часть ячейки в случае квадратной
упаковки и 1/3 часть ячейки в случае треугольной упаковки. Отобранные режимные
параметры соответствуют предлагаемой концепции SCWR.
Расчет проводился для случая равномерного распределения плотности теплового
потока по длине канала по SSG модели турбулентности, поскольку только она в
состоянии была описать анизотропное поведение турбулентности. Результаты расчета
показали, что в случае квадратной упаковки топливных элементов при относительном
шаге 1,2 неравномерность теплообмена (числа Нуссельта) по азимуту существенна,
причем наихудшая теплоотдача наблюдается в зазоре между твэлами, рис. 7. В
треугольной упаковке максимальная неравномерность по азимуту не превышала 20 %.
0
щ
45
щ
23
щ
исло Нуссельта
Температура потока
Рис. 7. Число Нуссельта в квадратной упаковке, s/d=1,2 [17].
Уменьшение относительного шага до 1,1 (плотная упаковка) приводит к тому, что
число Нуссельта в зазоре в 10 раз меньше, чем в зоне симметрии ячейки.
В [18] сделано сравнение чисел Нуссельта для трех каналов (круглая труба,
квадратная и треугольная упаковки стержней с s/d=1,2), имеющих одинаковый
гидравлический диаметр (6,7 мм), одинаковую массовую скорость (743 кг/(м
2
с)) и
плотность теплового потока (600 кВт/м
2
). Оказалось, что в центральной области ячеек
наблюдается хорошее совпадение в числах Нуссельта для треугольной и квадратной
упаковок, в то время как в области щели между стержнями теплообмен в квадратной
упаковке значительно хуже (в 3-5 раз), чем в треугольной.
При температуре потока далекой от псевдокритической температуры теплообмен в
круглой трубе существенно хуже, чем в центральной области ячеек рассмотренных
сборок. Поэтому, корреляции, полученные для круглых труб, не могут напрямую
применяться при расчетах в сборках разной геометрии.
Результаты выполненного анализа, по заключению авторов, не следует
распространять на другой диапазон как геометрических, так и режимных параметров.
Необходимо проводить дополнительные расчеты для расширенной области
параметров.
Численному исследованию теплообмена в плотной упаковке стержней посвящена
работа [24]. Поскольку точность численного моделирования сильно зависит от
рассматриваемых моделей турбулентности, авторы использовали в своем анализе 13
различных моделей турбулентности. Расчеты велись с помощью коммерческого кода
STAR-CD 3.24. Перед тем, как перейти к расчету теплообмена в сложных каналах, для
выбора подходящих моделей турбулентности были проведены расчеты для круглой
трубы и выполнено сравнение с имеющимися экспериментальными данными и
126
Соседние файлы в папке Курсовой проект 5 кафедра (спецы 4 курс)