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
корреляциями. Рассматривалась труба внутренним диаметром 7,5 мм, обогреваемая
постоянным тепловым потоком плотностью 698 кВ/м
2
, массовая скорость воды на
входе – 1260 кг/(м
2
с). Расчеты велись как для области низких температур потока вблизи
псевдокритической температуры, так и в области высоких температур. Численные
результаты сравнивались с данными Ямагаты и др. [13] в области низких температур
потока, с корреляциями Ваттса [12] в области низких температур потока и Бишопа [16]
в области низких и высоких температур потока. Из всех рассмотренных моделей
турбулентности только двухслойная модель Хассида и Пурэ [25] и стандартная
(высокорейнольдсовая) k-ε модель турбулентности лучше всего описывают
рассмотренные экспериментальные данные [13]. В дальнейшем, используя
стандартную k-ε модель турбулентности, исследовался теплообмен в сборках с
треугольной (для SWFR) и квадратной (для SCWR) решетки стержней. При расчетах,
ввиду симметрии, рассматривалась 1/8 часть ячейки в случае квадратной решетки и 1/6
часть ячейки для треугольной решетки.
Размер твэла (7,6 мм) и шаг треугольной решетки (1,14) соответствуют параметрам,
заложенным в проект SWFR. Расчеты велись для равномерного теплового потока
плотностью 560 кВт/(м
2
), массовой скорости на входе 1550,9 кг/(м
2
с). Высота активной
зоны составляла 3,0 м. Выполненные расчеты показали, что в случае треугольной
решетки, температура оболочки твэла по периметру была почти одинаковой в данном
сечении, кроме области вблизи к псевдокритической температуры.
Аналогичный расчет был выполнен для квадратной решетки при параметрах,
совпадающих с параметрами треугольной решетки, но длиной 2 м. Результаты расчета
выявили существенную неравномерность температуры оболочки по периметру по всей
высоте сборки, рис. 8. Аналогичная тенденция отмечалась и в исследованиях Чена и др.
[17].
Температура оболочки
Рис. 8. Распределение температуры оболочки в ячейке квадратной решетки [24].
Авторы дают следующее объяснение сильной неравномерности температуры
оболочки по периметру для квадратной упаковки твэлов. На рис. 8 расчетная ячейка
условно поделена на две зоны: А и В. Площадь проходного сечения ячейки В
значительно меньше, чем ячейки А. Поскольку тепловой поток по периметру стержня
одинаков, то температура в ячейке В будет выше, чем в ячейке А из-за неравенства в
расходах воды через ячейки. Следовательно, значение температуры потока в этой
ячейке раньше достигнет псевдокритической. Резкое расширение вызовет скачек
127
давления, что, в свою очередь, ведет к оттоку воды из ячейки В в ячейку А, еще более
ухудшая теплосъем. Отсюда сильная неравномерность температуры оболочки стержня.
В случае треугольной упаковки ТВС этого не происходит, поскольку площади ячеек А
и В близки между собой. Изменение шага квадратной решетки с 1,1 (плотная упаковка)
до 1,25 привело, по данным расчета, к выравниванию по периметру температуры
оболочки стержня. Другим решением этой задачи является установка в ТВС решетки,
выравнивающей проходное сечение ячеек. В конструкции SCWR в ТВС располагаются
водяные каналы, поэтому на стенках этих каналов легко могут быть установлены
выступы, выравнивающие проходные сечения ячеек. Возможны и другие решения, но
они в [24] не рассматривались.
ВЫВОДЫ
1. На основании выполненных численных исследований по различным
коммерческим кодам авторы делают выводы о том, что существующие модели
турбулентности удовлетворительно описывают экспериментальные данные в трубах, в
области температур потока, удаленных от псевдокритической точки, а также при
высоких массовых скоростях, когда можно пренебречь подъемными силами, т.е. в
режимах без ухудшения теплообмена. Имеются модели турбулентности k-ε типа,
качественно указывающие на локальное улучшение (ухудшение) теплообмена в трубах.
Количественно описать эти явления в трубах рассмотренные модели не могут.
2. Результаты, полученные авторами в процессе численных исследований
теплообмена в ТВС, годятся только для исследуемой области режимных параметров.
3. Во многих работах отмечается, что необходимо провести эксперименты на
моделях сборок ТВС 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.
Список литературы
1. The Generation IV Technology Roadmap. Recommended Reactor System Concepts for
Research and Development Scooping. Technical Working Group Co-Chairs. Generation
IV Leadership Meeting. Houston. Texas. March 15. 2002.
2. Кириллов П.Л. Переход на сверхкритические параметры – путь совершенствования
АЭС с водоохлаждаемыми реакторами. – Теплоэнергетика. 2001. № 12. C.6-10.
3. Митенков Ф.М. Предложения в обеспечение перспективного развития атомной
энергетики. – В сб.: Избранные труды. Ф.М. Митенков. М.: ИздАТ. 2004. C.124-128.
4. . Oka Y. Review high temperature water and steam cooled reactor concept. – In: Proc. of
the First Intern. Symp. on Supercritical Water-Cooled Reactors. Design and Technology.
Nov. 6–9. 2000.
5. Cheng X., Schulenberg T. Heat transfer at supercritical pressures – literature review and
applications to a HPLWR. – Scientific report FZKA 6609. Forschungszentrum Karlsruhe.
May. 2001.
6. Pioro I.L., Khartabil H.F., Duffey R.B. Heat transfer at supercritical pressures (Survey). –
In: Proc. of the 11th Intern. Conference on Nuclear Engineering (ICONE-11). Tokyo.
Japan. April 20 – 23. 2003. Paper 36454.
128
7. Кириллов П.Л., Пометько Р.С., Грабежная В.А. Исследование теплообмена при
сверхкритических давлениях воды в трубах и пучках стержней. – Препринт ФЭИ-
3051. Обнинск. 2005.
8. Cheng X., Schulenberg T., Bittermann D., Rau P. Design analysis of core assemblies for
supercritical pressure conditions. – Nucl. Eng. Design. 2003. V.223. P.279 – 294.
9. Groeneveld D.C., Leung L.K.H., Aksan N. et. al. A general method predicting critical heat
flux in advanced water cooled reactors. – In: Proc. of the 9th Intern. Topical Meeting on
Nuclear Reactor Thermal-Hydraulics (NURETH-9). San Francisco. USA. October 3 – 8.
1999. Log 098.
10. Warner W., Kruse A. The industrial standard IAPWS-IF97 for the thermodynamic
properties and supplementary equations for other properties. – In: Properties of Water and
Steam. Springer. Heidelberg. 1997.
11. Kitou K., Nishada K., Matsuura M., Shiga S. Investigation of fuel assembly by using
subchannel analysis for supercritical water cooled reactor. – In: Proc. GENES4/ANP2003.
Sep. 15-19. 2003. Kyoto. Japan. Paper 1100.
12. Watts M.J., Chou C.T. Mixed convection heat transfer to supercritical pressure water. –
In: Proc. of the 7th Int. Heat Transfer Conf. Munchen. Germany. 1982. V.3. P.495-500.
13. Yamagata K., Nishikawa K., Hasegawa S. et. al. Forced convection heat transfer to
supercritical water flowing in tubes. – Int. J. Heat Mass Transfer. 1972. V.15. P.2575-
2593.
14. Kitoh K., Koshizuka S., Oka Y. Refinement of transient criteria and safety analysis for a
high-temperature reactor cooled by supercritical water. – In: Proc. of the 7th Intern.
Conference on Nuclear Engineering (ICONE-7). Tokyo. Japan. April 21 – 24. 1999. Paper
ICONE-7234.
15. Kamei K., Yamaji A., Ishiwatari Y., Oka Y. Fuel and core design of supercritical water
LWR with stainless steel cladding. – In: Proc. of ICAPP’05. Seoul. Korea. May 15-19.
2005. Paper 5527 (CD).
16. Bishop A.A., Sandberg R.O., Tong L.S. Forced convection heat transfer to water at near-
critical temperatures and supercritical pressures. – Report WCAP-2056. Part IV.
November. Westinghouse Electric Corp. Pittsburg. USA. 1964.
17. Cheng X., Larien E., Yang Y.H. CDF analysis of heat transfer in supercritical water in
different flow channels. – In: Proc. of GLOBAL 2005. Tsukuba. Japan. Oct. 9-13. 2005.
Paper 369.
18. Cheng X., Kuang B., Yang Y.H. Numerical analysis of heat transfer in supercritical water
cooled flow channels. – Nucl. Eng. Design. 2007. V.237. P.240 – 252.
19. Yakhot V., Orzag S.A. Renormalization group analysis of turbulence. Basic theory. – J.
Sci. Comput. 1986. V.1. P.3.
20. Launder B.E., Reece G.J., Rodi W. Progress in development of Reynolds-stress
turbulence closure. – J. Fluid Mechanics. 1976. V.68. P.537-566.
21. Speziale C.G., Sarcar S., Gatski T.B. Modeling the pressure-strain correlation of
turbulence: An invariant dynamical systems approach. – J. Fluid Mechanics. 1991. V.277.
P.245-272.
22. Menter F.G., Zonal two equation k-ω turbulence models for aerodynamic flows. – In:
Proc. 24th Fluid Dynamic Conf. Orlando. Florida. USA. July 6-9. 1993. Paper AIAA-93-
2906.
23. AEA Technology Engineering Software Ltd. 2002. CFX 5.6 Manuals.
24. Yang J., Oka Y., Ishiwarati Y., Liu J., Yoo J. Numerical investigation of heat transfer in
upward flows of supercritical water in circular tubes and tight fuel rod bundles. – Nucl.
Eng. Design. 2007. V.237. P.420 – 430.
25. Hassid S., Poreh M. A turbulent energy dissipation model for flows with drag reduction. –
J. Fluid Eng. 1978. V.100. P.107-112.
129
ПРОГРАММА ТЕПЛОГИДРАВЛИЧЕСКОГО РАСЧЕТА АКТИВНОЙ ЗОНЫ
РЕАКТОРА, ОХЛАЖДАЕМОГО ВОДОЙ ПРИ СВЕРХКРИТИЧЕСКОМ
ДАВЛЕНИИ
Г.П. Богословская, А.А. Карпенко, П.Л. Кириллов, А.П. Сорокин
ФГУП "ГНЦ РФ ФЭИ" имени А.И. Лейпунского, Обнинск
kirillov@ippe.obninsk.ru, sorokin@ippe.obninsk.ru
АННОТАЦИЯ
В настоящее время основу тепловой энергетики многих стран мира составляют
энергоблоки сверхкритического давления. Основываясь на многолетнем опыте их
эксплуатации, предлагается разработать новый тип ядерного реактора на быстрых
нейтронах, охлаждаемого водой при сверхкритическом давлении. Это позволит
существенно повысить экономические показатели ЯЭУ.
В докладе приводятся результаты анализа теплогидравлических характеристик
тепловыделяющих сборок, охлаждаемых водой при сверхкритическом давлении,
выполненного на базе поканального метода. Разработанная программа МИФ-СКД,
построенная по блочному принципу, позволяет рассчитывать распределения
температуры и скорости теплоносителя в каналах ТВС, температуры оболочек твэлов и
чехлов ТВС при нерегулярных геометрических характеристиках и неравномерном
распределении энерговыделения по длине и радиусу ТВС.
ВВЕДЕНИЕ
Проблема повышения экономических и экологических показателей
водоохлаждаемых реакторов может быть решена путем увеличения давления в контуре.
Основываясь на многолетнем опыте тепловой энергетики, ряде проектов АЭС, в
настоящее время проводятся оценки физических и теплогидравлических характеристик
реактора на быстрых нейтронах, охлаждаемого водой сверхкритических параметров
(Oka and Koshizuka, 2000, Heusener et al., 2000, Bushby et al., 2000, Oka, 2000).
Критическое давление воды 22,064 МПа. При больших давлениях отсутствует
фазовый переход жидкость-пар. Тепло отводится в основном в области
псевдокритической температуры, которая определяется как температура,
соответствующая максимуму теплоемкости. Для сверхкритического давления в 25МПа
эта температура ~ 385°С. При СКД отсутствует такое явление, как критический
тепловой поток, который в ВВЭР (PWR, BWR) может привести к пережогу твэлов.
К настоящему времени выполнено большое количество экспериментальных и
расчетных работ по исследованию теплогидравлических характеристик при течении
воды при сверхкритическом давлении в трубе и только одна экспериментальная работа
для пучков стержней. Были обнаружены области как более интенсивного, так и
ухудшенного конвективного теплообмена по сравнению с обычными режимами.
Наличие расчетной программы для определения локальных теплогидравлических
характеристик ТВС, охлаждаемых водой при сверхкритическом давлении, позволит
проводить расчеты для оптимизации геометрических и режимных показателей, оценить
чувствительность рабочих параметров к изменению входных условий.
Цель настоящей работы – модифицировать поканальную теплогидравлическую
программу МИФ для расчета теплогидравлических характеристик тепловыделяющей
сборки реактора, охлаждаемого водой при сверхкритическом давлении, и сопоставить
результаты расчетов с имеющимися экспериментальными данными.
130
1. ОСОБЕННОСТИ ТЕПЛООБМЕНА ПРИ СКД
Обзор особенностей теплообмена при СКД представлен в (Грабежная и Кириллов,
2003), где показано, что эти особенности связаны с тремя моментами:
1) резким изменением теплофизических свойств с температурой;
2) ускорением потока из-за изменения плотности по длине канала при подогреве;
3) развитием естественной конвекции за счет архимедовых сил в связи с разницей
плотностей в различных точках сечения потока.
1.1. Изменение теплофизических свойств с температурой
В около критической области наблюдается сильное, немонотонное изменение
теплофизических свойств с температурой, особенно теплоемкости – с
р
, плотности - ρ,
коэффициента объемного расширения - β и числа Прандтля (рис. 1).
Рис.1. Изменение свойств воды с температурой
р
“псевдокритической” (Т
m
) и может быть вычислена по формуле
[]
Р
T
m
ln5204,24
9229,4924
−
=K , (1)
где Р - [Па]. Температуре Т
m
соответствует энтальпия h
m
.
1.2. Ускорение потока из-за изменения плотности по длине канала при
подогреве
Сильное уменьшение плотности с температурой вызывает ускорение потока,
вычисляемое из теплового баланса (Петухов и Поляков, 1986, Поляков, 1975) как:
p
2
cd
Gq
dx
wd
w
ρ⋅
β
±=
4
, (2)
где «+» относится к случаю нагревания; «-» к охлаждению; G – массовая скорость,
кг/(м
2
с).
Ускорение потока приводит к уменьшению турбулентности, перемешивания,
пульсаций скорости, температуры и, таким образом, к ухудшению теплообмена.
Коэффициент сопротивления трения (
ξ
) при термическом ускорении значительно ниже,
чем в изотермическом потоке (
ξ
0
) – (
ξ
/
ξ
0
≈ 0,2 – 1,0), а основная часть перепада
давления в трубах затрачивается на ускорение потока.
200 300 400 500 Т
,
0
С
70
60
50
40
30
10
0 0
1
5
2
10
3
1
2
λ
ρ
μ
h
c
p
h
c
p
μ
λ
ρ
с
р
, кДж/(кг⋅К); λ×10
5
, кВт/(м⋅К)
h×10
-3
, кДж/кг
ρ×10
-2
, кг/м
3
μ
×10
4
,
Па⋅с
131
1.3. Развитие естественной конвекции за счет архимедовых сил
В связи с разницей плотностей вблизи стенки и в центре потока возникают
архимедовы силы, которые при нагреве приводят к образованию М - образного
профиля скорости с максимумом вблизи стенки. Здесь
∂
w/
∂
r=0, а, следовательно, и
касательное напряжение в этой точке равно нулю. Таким образом, за счет ускорения
потока и естественной конвекции при подъемном течении вблизи стенки образуется
«запирающий слой», препятствующий переносу тепла, в котором турбулентная
теплопроводность и турбулентная температуропроводность
α
=λ
Т
/(ρс
р
) малы. В
конечном счете, это приводит к ухудшению теплообмена в межфазной области и к
повышению температуры стенки при q = const.
Роль естественной конвекции в теплообмене учитывается критериями GrRe
-2
или
критерием k = (1 - ρ
w
/ρ
f
)GrRe
-2
. Здесь Gr = g(1 - ρ
w
/ρ
f
)d
3
/ν
2
; Re = Gd/μ
f
.
При k < 0,4 или GrRe
-2
< 0,6 наблюдается снижение (ухудшение) теплоотдачи, а при
больших значениях этих величин - улучшение теплоотдачи.
1.4. Гидравлические сопротивления трения в пучках стержней при
продольном обтекании
Гладкие стержни
Обобщающая формула для расчетов коэффициентов трения в треугольных пучках
гладких стержней имеет вид (Субботин, Ибрагимов и др., 1975, Жуков и др., 1984,
Жуков и др., 1980):
12% )],(-
±
−
⋅
+
−
⋅
+
=ξξ аexpх 1[53,0)1(18,057,0/
о
(3)
Здесь ξ
о
– коэффициент трения в эквивалентной круглой трубе; x = s/d –
относительный шаг расположения стержней;
1)-(9,21)]}-([-70 ххexpа
⋅
+
⋅
−
⋅
= 1{58,0 ;
1)]-([-10 xexpb
⋅
=
.
Формула (3) справедлива для x=1 ÷ 10; Re = 2⋅10
4
÷ 2⋅10
5
.
Пучки оребренных стержней
Исследования гидравлического сопротивления пучков стержней со спиральными
проволочными навивками, изложенные в (Субботин, Ибрагимов и др., 1975) показали,
что для стержней в треугольной решетке при касании ребра по ребру и s/d = 1,05 ÷ 1,10
коэффициенты сопротивления оребренных пучков с погрешностью ± 15 % совпадают с
данными для пучков с гладкими стержнями, если за характерный размер в расчетах
принят гидравлический диаметр d
г
, а Т – шаг навивки ребер более 20 диаметров
стержня. При уменьшении Т/d с 20 до 5 коэффициенты сопротивления увеличиваются
более чем в 2 раза. Увеличение числа ребер с двух до четырех не влияет на
коэффициент сопротивления при Т/d>20.
Данные для раздвинутых пучков стержней с s/d = 1,13 ÷ 1,20 при Т/d>20 и Re>5⋅10
3
практически совпадают с данными для пучков гладких стержней (Субботин,
Габрианович и др., 1975).
Для турбулентного течения коэффициент сопротивления в зависимости от шага
расположения стержней (s/d) и шага навивки (Т/d) описывается эмпирической
формулой:
1]-/
р
dsdT [)/(6001
2
⋅⋅+=
ξ
ξ
−
, (4)
справедливой при Re = 10
4
÷ 2⋅10
5
; s/d = 1,05 ÷ 1,25; Т/d>5; n = 2 ÷ 4; здесь n – число
ребер; ξ – коэффициент сопротивления трения для пучка гладких стержней, формула
(3).
Для неизотермического режима (с учетом изменения свойств по длине
канала) в работе (Дядякин и Попов, 1977) рекомендована формула:
132
%20
0
1,02,0
2,0
2
±
⎟
⎟
⎠
⎞
⎜
⎜
⎝
⎛
ρ
ρ
⎟
⎟
⎠
⎞
⎜
⎜
⎝
⎛
μ
μ
⎟
⎟
⎠
⎞
⎜
⎜
⎝
⎛
ρ
ρ
⎥
⎥
⎥
⎥
⎦
⎤
⎢
⎢
⎢
⎢
⎣
⎡
=ξ
х
in
f
х
in
f
х
f
w
x
Re
8
lg
,55
. (5)
Здесь индекс in указывает на то, что свойства берутся при температуре воды, f –
при температуре пара, w – при температуре стенки, x – указывает на значения
параметров в сечении, отстоящем от начала пучка на расстоянии х.
1.5. Теплообмен в пучках стержней
Пучок твэлов обычно содержит дистанционирующие элементы (решетки, навитую
проволоку, ребра и т. п.), которые могут разрушать пристенный «запирающий» слой,
препятствующий переносу тепла при СКД от стенки к центру потока. При правильном
конструировании они могут исключить ухудшение теплообмена, наблюдаемое в
круглых трубах при СКД. Этому же будет способствовать межканальное
перемешивание потока между отдельными ячейками пучка, что подтверждается
результатами – (Silin et al., 1993).
При докритических давлениях воды коэффициент теплообмена в пучке гладких
стержней в треугольной упаковке с шагом s/d описывается зависимостью (Bishop et al.,
1964):
, (6)
4,0
ff
f
PrReANu ⋅⋅=
0,8
где
15,0
(
0
⎟
⎠
⎞
⎜
⎝
⎛
⋅
⎥
⎥
⎦
⎤
⎢
⎢
⎣
⎡
⋅+=
d
s
ds
A
2
)/
0,91
-10,02,0165
; Nu
f
=α
⋅
d
г
/λ
f
;, Re=w
⋅
d
г
/ν
f
.
Диапазон использования формулы: s/d = 1,1 ÷ 1,8; Re = 5⋅10
3
÷ 5⋅10
5
; Pr = 0,7 ÷ 20.
Для более тесных пучков стержней s/d < 1,1 необходим учет параметра теплового
подобия твэлов - ε
к
, рассчитанного по основной гармонике k = 6 (подробнее см. (Bishop
et al., 1964, Жуков и др., 1980).
В этом случае
{
}
)1/(96,0] −+ε⋅⋅≈ dss/dexpA
к
0,1-1)-([-10,4-10,02
, (7)
где
d
к
δ
⋅
λ
λ
⋅=ε
2
f
w
к
, d –диаметр твэла; δ, λ
w
– толщина и теплопроводность оболочки; k = 6.
Формулы (6) и (7) получены при обтекании пучка водой при докритических
параметрах, хотя диапазон чисел Pr довольно значителен.
Согласно обработке данных единственного эксперимента на пучке из 7-и стержней
с витыми ребрами при Р=24,5 МПа, опубликованных Дядякиным Б.Д. и Поповым А.С.
(1977), коэффициенты теплообмена подчиняются зависимости:
%20
5,2
1021,0
1,02,0
45,0
7,08,0
±
⎟
⎟
⎠
⎞
⎜
⎜
⎝
⎛
+
⎟
⎟
⎠
⎞
⎜
⎜
⎝
⎛
ρ
ρ
⎟
⎟
⎠
⎞
⎜
⎜
⎝
⎛
μ
μ
⎟
⎟
⎠
⎞
⎜
⎜
⎝
⎛
ρ
ρ
=
Гin
x/d
f
in
f
f
w
хх
PrReNu
, где
f
f
λ
μ
⋅
−
−
=
fw
fw
x
tt
hh
Pr
(8)
2. ПОКАНАЛЬНЫЙ МЕТОД ТЕПЛОГИДРАВЛИЧЕСКОГО РАСЧЕТА ПРИ
СВЕРХКРИТИЧЕСКИХ ПАРАМЕТРАХ
Поканальная программа МИФ-СКД является модифицированной версией кода
МИФ, разработанного ранее в ГНЦ РФ ФЭИ (см. например в (Методические указания,
1988). В свое время программа МИФ (межканальный обмен и формоизменение)
предназначалась для теплогидравлического расчета формоизмененных ТВС с
жидкометаллическим теплоносителем.
133
Вво
д
исхо
д
ных
д
анных
Расчет геометрии сборки
Формирование массива
э
н
ер
г
о
вы
де
л
е
ния
Расчет свойств теплоносителя
п
р
и входной темпе
р
ат
ур
е
Расчет скорости теплоносителя
на вхо
д
е в ТВС
Расчет свойств теплоносителя
+
Расчет скорости и температуры
теплоносителя на n+1 шаге на
вхо
д
е в ТВС
Расчет температур оболочек
Переадресация
nnnn
TTWW →→
++ 11
,
Вывод результатов расчета
на печать
Сравнение
n
TT
1n
об
с
+
Конец зоны
эне
р
говыделения
Д
а
Д
а
Рис.2. Блок-схема программы МИФ-СКД
Программа позволяет учитывать наличие дистанционирующих устройств, деформацию чехла
ТВС и пучка твэлов, локальные геометрические и мощностные неравномерности,
стохастические отклонения параметров от номинального значения и другие факторы.
Впоследствии была разработана версия программы МИФ-ВВ для расчета
134
теплогидравлики ТВС, охлаждаемых водяным теплоносителем, в гомогенном
приближении.
Следующим шагом развития программы МИФ явилась модификация программы
применительно к сверхкритическим параметрам, учитывающая особенности
теплообмена, изложенные выше. Новая версия МИФ-СКД позволяет рассчитать
температуру теплоносителя в любом сечении по высоте в каждой ячейке ТВС,
температуру оболочки твэлов, распределение температуры чехла ТВС, учитывая при
этом переменность свойств теплоносителя по длине ТВС, переменность скорости
теплоносителя, неравномерность энерговыделения по длине и в поперечном сечении
ТВС, наличие дистанционирующих устройств и другие факторы.
Закритическое давление снимает некоторые проблемы теплоотвода из реактора,
присущие докритическому. В частности, при закритическом давлении отсутствует
область совместного существования паровой и жидкой фазы – во всем используемом
интервале вода представляется одной фазой, что позволяет проводить расчеты в
гомогенном приближении.
Программа построена по блочному принципу, каждая подпрограмма позволяет
решать отдельные подзадачи.
На рисунке 2 представлена блок схема программы МИФ-СКД.
Теплогидравлический расчет включает ряд этапов. Прежде всего, производится
считывание файла тепловыделения. Программа МИФ-СКД позволяет задавать любые
профили энерговыделения по высоте. В частности, в работе (Баранаев и др., 2004) был
предложен вариант "слоеного" по высоте реактора для того, чтобы избежать
положительного пустотного эффекта реактивности (Рис. 3). Для выравнивания
энерговыделения по высоте и радиусу активной зоны предлагалось профилирование
загрузки топлива (Рис. 4 и 5).
На следующем этапе рассчитывается геометрия сборки и производится
формирование расчетной сетки.
Табличное задание энерговыделения позволило учесть неравномерность поля
энерговыделения по высоте ТВС.
При входной температуре рассчитываются свойства теплоносителя (плотность,
энтальпия, коэффициент теплопроводности, коэффициент кинематической вязкости и
т.д.) в соответствии с «Системой уравнений IAPWS-IF97 для вычисления
термодинамических свойств воды и водяного пара в промышленных расчетах 1997
года» (Александров, 1998), определяющей зависимость свойств от температуры. Затем,
с учетом коэффициента сопротивления трения, определяется значение скорости
теплоносителя на входе в ТВС.
Подобным образом рассчитываются свойства, скорость, температура
теплоносителя и температура оболочки твэла на следующем шаге по продольной
координате. Далее производится сравнение значений температур оболочек твэл со
значениями, рассчитанными на предыдущем шаге. Если расхождения в значениях не
превышают установленную погрешность, то расчет продолжается, в противном случае
расчет производится заново.
135
Рис.3: Схема энерговыделения по высоте активной зоны
1 – Подзона с МОХ-топливом, 2 – Подзона с обедненным ураном и гидридом циркония
3 – Верхний отражатель, 4 – Нижний отражатель
Рис.4: Поперечное сечение ТВС ВВЭР-СКД
Входными данными программы являются: геометрия сборки и твэла,
распределение энерговыделения, расход.
Конечно-разностные вычисления выполняются вплоть до окончания зоны
энерговыделения.
В результате расчета в выходной файл записываются следующие данные:
1) входные данные;
2) доля мощности в торцевых экранах;
3) таблица исходных параметров ТВС;
4) геометрические характеристики (зазор между периферийными твэлами и чехлом
у каждой грани без учета выпуклостей граней, диаметр твэлов и средний шаг твэльной
136
Соседние файлы в папке Курсовой проект 5 кафедра (спецы 4 курс)