7.1. Гидравлические сопротивления

ДИСТАНЦИОНИРУЮЩИХ РЕШЕТОК

ПРИ ДВИЖЕНИИ ОДНОФАЗНЫХ ПОТОКОВ

В рабочей кассете реактора ВК-50 на длине, равной 2 м, установлено на равном расстоянии друг от друга семь дистанционирующих и две концевые решетки. Ди-станционирующие решетки обеспечивают необходимое ди-станционирование 127 тепловыделяющих стержней по всей длине кассеты.

В технологическом канале реактора РБМК установлены две тепловыделяющие сборки длиной 3,5 м каждая с зазором между ними 20 мм. Сборка состоит из 18 твэлов йодной каркасной трубы, на которой крепятся 10 дистанцио-нирующих и одна концевая решетки. Следовательно, на полной длине технологического канала установлено на равном расстоянии друг от друга 20 дистанционирующих и две концевых решетки. При движении теплоносителя в кассете и технологическом канале потеря напора на ди-станционирующих и концевых решетках представляет собой главную часть общих гидравлических потерь в паро-генерирующем канале. Гидравлическое сопротивление ка-нала складывается из потерь давления на трение и на местные сопротивления в дистанционирующих и концевых решетках. Дистанционирующие решетки являются неотъемлемой частью канала и занимают определенную длину Δl. Следовательно, определение местных сопротивлений ди-станционирующих решеток простым измерением перепадов

давления до решетки и после нее не дает возможности определить сопротивление решетки в чистом виде, посколь-ку в измеренный перепад входит и потеря на трение на участке Δl:

Δр_з = Δр_р+Δр_Δl, (7.1)

где Δр_з — измеренный перепад давления; Δр_р — сопротив-ление дистанционирующей решетки; Δр_Δl — сопротивление на трение участка длиной Δl.

Практический и научный интерес представляет разделение полного гидравлического сопротивления на две составные части: сопротивление трения и местные сопротивления. Для этой цели составим систему из двух уравнений [52]. Полное гидравлическое сопротивление (рис. 7.1) первого экспериментального участка твэлов 2 длиной L₁ с числом b₁ дистанционирующих решеток 1 составит

Δp₁=L₁Δp_тр + bιΔр_Ρ, (7.2)

соответственно для второго участка длиной L₂ с числом дистанциони-рующих решеток b₂ полное сопротивление равно

Δp₂=L₂Δp_тр + b₂Δp_p. (7.3)

Таким образом, имеем систему из двух уравнений (7.2) и (7.3), в которой два неизвестных: Δp_тр — сопротивление трения на длине, равной 1 м, и Δp_p — сопротивление дистанционирующей решетки. Решая эту систему уравнений относительно Δp_p и Δp_тр, получаем

(7.4)

(7.5)

При выборе экспериментального участка необходимо учитывать следующее обстоятельство: при b₁—b₂(L₁/L₂)=0 и L₁—L₂(b₁/b₂)=0 уравнения (7.4) и (7.5) теряют смысл. Следовательно, в частном случае, когда b₁L₂=b₂L₁ и b₁/b₂=L₁/L₂, применение этого метода для определения гидравлических сопротивлений на дистанционирующих решетках и сопротивлений по длине пучка невозможно.

С учетом указанного обстоятельства в опытах, например, для реактора ВК-50 экспериментальный 19-стержневой пучок (рис. 7.1) был выбран с числом дистанционирующих решеток на первом участке b₁ =1, а на втором участке b₂=5. При этом длина первого участка стержней L₁=1 м, длина второго участка L₂=l,902 м.

Конструкционная форма дистанционирующих решеток в опытной

Put. 7.1. Схема опытного канала

19-стержневой сборке однозначно от-вечала конструкции дистанционирую-щих решеток рабочей кассеты реактора ВК.-50. Наружный диаметр стержней, геометрия и шаг размещения их в опытной сборке также соответствовали аналогичным натурным размерам кассеты.

В уравнении (7.4) полные ги-дравлические сопротивления на первом (Δp₁) и втором (Δp₂) экспериментальных участках определялись по перепадам уровней жидкости Δh₁ и Δh₂ в дифференциальных мано-

метрах в зависимости от скорости движения жидкости в канале w:

Δр₁=g(ρ_ж— ρ_пр)Δh₁+g(ρ_пр—ρ)L₁; (7.6)

Δp₂=g(ρ_ж— ρ_пр)Δh₂+g(ρ_пр—ρL₂, (7.7)

где ρ_ж, ρ_пр, ρ — соответственно плотность жидкости в дифференциальном манометре, в подводящих трубках и в канале. При условии, если температура жидкости, протекающей в экспериментальном канале, равна температуре окружающего пространства, ρ_пр=ρ и (7.6) и (7.7) примут более простой вид:

Δр₁=g(ρ_ж— ρ_пр)Δh₁; (7.8)

Δp₂=g(ρ_ж— ρ_пр)Δh₂. (7.9)

Сопротивление дистанционирующей решетки Δр_р выразим через ко-эффициент сопротивления ζ_р и скорость потока в канале w:

Δр_р=ζ_рρ(w²/2). (7.10)

Подставим значения Δр₁ и Δр₂ из уравнений (7,6) и (7.7) в формулу (7.4). Тогда

(7.11)

Коэффициент сопротивления дистанционирующей решетки можно по-лучить из (7.10) и (7.11):

(7.12)

Отметим, что опытным путем с использованием (7.12) определялся коэффициент сопротивления дистанционирующей решетки рабочих кас-

сет реактора ВК-50 в широком диапазоне изменения числа Рейнольдса (Re=7700÷200 000). Температура воды в опытах изменялась от 18 до 88 °С, скорость движения потока — от 0,5 до 4,76 м/с.

Опыты показали, что у двухрядной пластинчатой дистанциони-рующей решетки коэффициент сопротивления уменьшается с ростом Re.

В диапазоне Re=(70÷200) · 10³ можно определить ζ_р по следующей эмпирической зависимости:

(7.13)

Значение Re определялось по гидравлическому диаметру пучка d_г =4f/П, где f — площадь проходного сечения пучка; Π — полный смоченный периметр.

В области изменения Re=7700÷70 000 степень влияния последнего на коэффициент сопротивления дистанционирующей решетки иная:

ζ_р=6,05/Re^0,147. (7.14)

Описанный выше метод [с применением уравнений (7.4) и (7.12)] использовался при экспериментальном определении коэффициентов со-противления дистанционирующих решеток различных типов, нашедших широкое применение в других конструкциях водоводяных корпусных ядерных реакторов. Следует отметить, что конструкционная форма дистанционирующей решетки оказывает доминирующее влияние на значение коэффициента сопротивления.