Гидродинамика и процессы перемешивания теплоносителя в смешанной активной зоне реактора ВВЭР с ТВСА-Т тема диссертации и автореферата по ВАК РФ 05.14.03, кандидат наук Доронков Денис Владимирович

• Доронков Денис Владимирович
• кандидат наук
• 2022

Оглавление диссертации кандидат наук Доронков Денис Владимирович

Введение

ГЛАВА 1. СОВРЕМЕННОЕ СОСТОЯНИЕ ИССЛЕДУЕМОГО ВОПРОСА И ПОСТАНОВКА ЗАДАЧ ИССЛЕДОВАНИЙ

1.1 Аналитический обзор исследований теплогидравлики и гидродинамики теплоносителя за интенсифицирующими решетками для пучков твэлов гексагональной формы

1.2 Аналитический обзор исследований теплогидравлики и гидродинамики потока теплоносителя за интенсифицирующими решетками ТВС с коридорным шагом расположения твэлов

1.3 Аналитический обзор исследований теплогидравлики и гидродинамики теплоносителя в активных зонах ректоров типа PWR и ВВЭР

1.4 Аналитический обзор методов исследований

1.5 Выводы по Главе

ГЛАВА 2. НАУЧНО-ИССЛЕДОВАТЕЛЬСКИЙ СТЕНД И МЕТОДИКА ИССЛЕДОВАНИЯ ГИДРОДИНАМИКИ ТЕПЛОНОСИТЕЛЯ В АКТИВНОЙ ЗОНЕ РЕАКТОРА ВВЭР С ТВСА-Т

2.1 Описание научно-исследовательского стенда

2.2 Описание экспериментальных моделей фрагментов активной зоны реактора ВВЭР с ТВСА-Т

2.3 Элементы измерительной системы для проведения исследований методом инжекции контрастной примеси

2.4 Элементы измерительной системы для проведения исследований с использованием многоканального пневмометрического датчика

2.5 Мониторинг и обработка экспериментальных данных

2.6 Методика изучения гидродинамики теплоносителя в активной зоне реактора ВВЭР с ТВСА-Т

2.7 Выводы по Главе

ГЛАВА 3 РЕЗУЛЬТАТЫ ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫХ ИССЛЕДОВАНИЙ ЛОКАЛЬНОЙ ГИДРОДИНАМИКИ ТЕПЛОНОСИТЕЛЯ ВО ФРАГМЕНТАХ АКТИВНОЙ ЗОНЫ РЕАКТОРА ВВЭР

3.1 Результаты исследования коэффициента гидравлического сопротивления решеток различной конструкции

3.2 Результаты исследования перемешивания теплоносителя в активной зоне реактора ВВЭР с ТВСА-Т

3.3 Результаты исследований локальных полей скорости потока в фрагменте однородной активной зоны реактора ВВЭР с ТВСА-Т mod

3.4 Результаты сравнительного анализа локальных полей скорости потока за решеткой-интенсификатором ТВСА-Т mod. 2 в смешанной и однородной активной зоне

3.5 Результаты исследования перемешивания теплоносителя между ТВСА-Т mod. 2 методом инжекции контрастной примеси

3.6 Выводы по Главе

ГЛАВА 4. РАСЧЕТНОЕ МОДЕЛИРОВАНИЕ ПРОЦЕССА ПОПЕРЕЧНОГО ПЕРЕТЕКАНИЯ ТЕПЛОНОСИТЕЛЯ МЕЖДУ ТЕПЛОВЫДЕЛЯЮЩИМИ СБОРКАМИ ТВСА РАЗНОЙ КОНСТРУКЦИИ

4.1 Описание теплогидравлического кода КОРСАР и нодализационной схемы расчета поперечного перетекания теплоносителя между тепловыделяющими сборками

4.2 Результаты расчетного моделирования процесса поперечного перетекания теплоносителя между тепловыделяющими сборками ТВСА разной конструкции и сравнительных анализ их с эмпирическими данными

4.3 Выводы по Главе

ЗАКЛЮЧЕНИЕ

Благодарности

Список сокращений и условных обозначений

Список литературы

Приложение

Приложение

ВВЕДЕНИЕ

Введение диссертации (часть автореферата) на тему «Гидродинамика и процессы перемешивания теплоносителя в смешанной активной зоне реактора ВВЭР с ТВСА-Т»

Актуальность темы исследования

Одним из приоритетных направлений развития атомной энергетики Российской Федерации является создание стационарных реакторов ВВЭР с высокими эксплуатационными качествами и значительным экспортным потенциалом. В АО «ОКБМ Африкантов» и других отечественных проектных организациях ведутся активные работы по увеличению максимально допустимой мощности реактора для повышения выработки электроэнергии, что осуществимо только при гарантированном обеспечении надежной и безаварийной работы активной зоны. Обеспечение безаварийной работы активной зоны реактора требует проведения научно-исследовательских и опытно-конструкторских работ, направленных на увеличение эксплуатационного ресурса, надежности активной зоны и тепловыделяющих сборок.

Для решения поставленных задач требуется знание гидродинамических характеристик первого контура реактора. Для построения полноценной гидродинамической картины течения потока в активной зоне реакторов ВВЭР необходимо детально исследовать поперечное перетекание теплоносителя между соседними ТВС, которое во многом обусловлено использованием новых типов смесительных решеток в конструкции ТВС.

В активных зонах, состоящих из ТВС однотипной конструкции, возникающие поперечные течения теплоносителя обусловлены преимущественно геометрией пучка твэлов, размером зазора между ТВС и конструкцией смесительных решеток. Однако существуют варианты эксплуатации ядерного реактора, когда активная зона состоит из различного типа конструкции тепловыделяющих сборок. Топливные сборки могут отличаться не только геометрией смесительных и дистанционирующих решеток, но и их количеством и высотным расположением. В подобной конфигурации активной зоны может возникнуть интенсивное перераспределение потока теплоносителя из-за различий в перепадах давления на тепловыделяющих сборках разного типа. Подобное перераспределение потока теплоносителя может привести к образованию конвективных поперечных течений теплоносителя между соседними ТВС.

Значительные изменения поперечных потоков теплоносителя, также, как и осевых, могут вызвать изменение теплогидравлических характеристик теплоносителя и, таким образом, оказать влияние на тепловыделение в периферийных рядах твэлов и привести к возникновению кризиса теплообмена, что окажет негативное воздействие на теплотехнические характеристики всей активной зоны. Следовательно, обоснование теплотехнической надежности и работоспособности активной зоны невозможно без достаточно точного прогнозирования гидродинамических процессов в теплоносителе первого контура.

Таким образом, экспериментальное и расчетное исследование гидродинамики теплоносителя в активной зоне реактора ВВЭР является актуальной научной задачей, решение которой позволит обосновать теплотехническую надежность и безопасность активной зоны при работе на повышенном уровне мощности, в состав которой входят ТВС нескольких типов конструкции.

В настоящей диссертационной работе представлены результаты экспериментального и расчетного исследования гидродинамической картины перемешивания теплоносителя для смешанной и однородной активной зоны реактора типа ВВЭР. Смешанная активная зона состояла из ТВС двух типов конструкции: ТВСА-Т и ТВСА-Т mod.2, а однородная активная зона - только из ТВСА-Т mod.2. Два типа ТВСА отличаются не только конструкцией смесительных решеток, но и их высотным расположением в пучке тепловыделяющих элементов.

Степень разработанности темы диссертации

В процессе подготовки к диссертационному исследованию был проведен анализ исследовательских и поисковых научных работ, посвященных изучению теплогидравлики и перемешивания теплоносителя в тепловыделяющих сборках и фрагментах активных зон реакторов типа ВВЭР и PWR, и определены наиболее подходящие методы исследований.

Особый вклад в разработку выделенного научного направления внесли Ю.А. Безруков, В.П. Бобков, С.М. Дмитриев, П.Л. Кириллов, Е.А. Лисенков, С.А. Логвинов, О.В. Митрофанова, Н.И. Перепелица, Л.Н. Полянин, Н.А. Прибатурин, О.Б. Самойлов, В.И. Солонин, А.П. Сорокин, В.И. Субботин, П.А. Ушаков, А.Н. Чуркин, Ю.В. Юдов и др.

Анализ результатов, ранее проведенных научных работ показал, что в настоящее время недостаточно или совсем не рассмотрены вопросы, касающиеся:

- исследованию локальной гидродинамической картины течения теплоносителя в активной зоне реактора ВВЭР с ТВСА, как смешанной, так и однородной конструкции;

- изучению влияния поперечных течений теплоносителя между ТВСА разных конструкций на направленные конвективные течения теплоносителя за смесительными решетками;

- оценке расчетного прогнозирования областей образования и интенсивности поперечных потоков теплоносителя между совместно установленными тепловыделяющими сборками разных конструкции с использованием теплогидравлического кода КОРСАР.

Цели и задачи

Цель научного исследования заключалась в выявлении особенностей течения теплоносителя во фрагментах однородной и смешанной активных зон реактора ВВЭР с ТВСА-Т и в расчетном прогнозировании областей образования и интенсивности поперечных потоков

теплоносителя между совместно установленными ТВСА-Т разных конструкции с использованием кода КОРСАР.

Задачи диссертационного исследования:

1. Разработка методики проведения исследований гидродинамики теплоносителя в моделях фрагментов активной зоны реактора ВВЭР.

2. Обоснование представительности опытных данных.

3. Экспериментальное определение закономерностей перемешивания теплоносителя между соседними ТВСА идентичной и разной конструкции на основе полученных опытных данных о гидродинамических характеристиках потока в моделях фрагментов смешанной и однородной активных зон.

4. Выполнение расчетного прогнозирования областей образования и интенсивности поперечных потоков теплоносителя между совместно установленными тепловыделяющими сборками разных конструкции с использованием кода КОРСАР.

Объектом исследования являются гидродинамические процессы в теплоносителе первого контура реактора ВВЭР.

Предмет исследования - особенности гидродинамики теплоносителя при его течении через активную зону реактора ВВЭР с ТВСА новых типов конструкции.

Научная новизна

1. Впервые получена детальная гидродинамическая картина перемешивания теплоносителя между совместно установленными топливными сборками ТВСА разных конструкций.

2. Впервые экспериментально определена глубина распространения гидродинамических возмущений теплоносителя в пучке твэлов ТВСА при обтекании потоком решеток разной конструкции.

3. Выявлено влияние поперечных течений теплоносителя между соседними ТВСА разных конструкций на образование направленных конвективных течений за смесительными лопатками решеток-интенсификаторов.

4. Обосновано расчетное прогнозирование областей образования и величины поперечных потоков теплоносителя между ТВСА-Т разных конструкций с использованием кода КОРСАР.

Теоретическая и практическая значимость работы

Результаты исследований собраны в базу опытных данных, используемых специалистами АО «ОКБМ Африкантов» для локальной валидации CFD-программ, поячейковых кодов и одномерных теплогидравлических программ. Полученные детальные данные о гидродинамике течения теплоносителя в смешанной и однородной активных зонах

использованы при разработке и обосновании безопасности новейших активных зон реакторов ВВЭР, а также в рамках работ по модернизации конструкции смесительных и дистанционирующих решеток и оптимизации их числа и шага расположения в ТВС новых поколений.

Методология и методы исследования

Теоретической основой диссертационного исследования являются фундаментальные и прикладные исследования отечественных и зарубежных научных коллективов, а именно работы, посвященные изучению гидродинамики теплоносителя в активных зонах ядерных реакторов.

Методологической базой исследований являлись нормативные документы, материалы национальных и международных конференций, рецензируемые периодические издания.

Методическую основу исследований составляют методы проведения экспериментов по изучению гидродинамических характеристик потока на аэродинамическом стенде ФТ-50 в НГТУ им. Р.Е. Алексеева.

Личный вклад автора

Автор диссертационной работы принимал участие в проектировании и создании моделей, а также в пуско-наладке исследовательского стенда. Автором разработаны программы проведения исследований, проведена адаптация методов проведения экспериментов и измерительного комплекса, проведена серия экспериментов, обработаны и интерпретированы опытные данные, на основе которых сделаны выводы, изложенные в диссертации. Также автором проведена серия расчетов с использованием кода КОРСАР и осуществлен анализ сходимости результатов эксперимента и расчета.

Положения, выносимые на защиту

1. Результаты серии экспериментальных исследований гидродинамики теплоносителя в однородной и смешанной активных зонах реактора ВВЭР.

2. Результаты анализа гидродинамических характеристик потока, обуславливающих специфику течения теплоносителя в активной зоне реактора ВВЭР.

3. Результаты расчетного моделирования гидродинамики теплоносителя в смешанной активной зоне реактора ВВЭР с использованием программного комплекса КОРСАР.

4. Результаты сравнительного анализа опытных данных с результатами расчетного моделирования гидродинамических характеристик потока в смешанной активной зоне реактора ВВЭР.

Степень достоверности и апробация результатов

Достоверность полученных опытных данных базируется на обосновании представительности исследований, повторяемости измеряемых величин, анализе погрешностей

измерений. Измерительные устройства, используемые в исследованиях, аттестованы Федеральным Бюджетным Учреждением «Нижегородский региональный центр стандартизации, метрологии и испытаний в Нижегородской области». Основные научные положения и выводы в диссертационной работе хорошо согласуются с современными представлениями о гидродинамических процессах в пучках стержней при турбулентном режиме течения теплоносителя.

Результаты диссертационной работы представлялись и получили одобрение на: XXV-ой, XXVI-ой Нижегородской сессии молодых ученых (Технические науки) (г. Н. Новгород, 20202021 гг.); IX ой, XI ой Международной научно-технической конференции «Обеспечение безопасности АЭС с ВВЭР» (ОКБ Гидропресс, г. Подольск, 2015, 2019 гг.); Всероссийской научно-технической конференции студентов, аспирантов и молодых ученых Энергия-2021 (ИГЭУ им. В.И. Ленина, г. Иваново, 2021 г.); 2-й Международной научно-технической конференции «Автоматизированные системы управления технологическими процессами АЭС и ТЭС» (БГУИР, г. Минск, 2021 г.); III-ей Международной конференции «Современные проблемы теплофизики и энергетики» (НИУ МЭИ, г. Москва, 2020 г.); Научно-технической конференции «Теплофизика реакторов нового поколения», Теплофизика - 2020 (АО ФЭИ им. А.И. Лейпунского» г. Обнинск, 2020 гг.); Научно-практической конференции «Ядерные технологии: от исследований к внедрению» (НГТУ им. Р.Е. Алексеева, Нижний Новгород, 2019, 2021 г.).

Публикации

Результаты диссертационного исследования опубликованы в 31 печатном издании: 10 в сборниках трудов российских и международных конференций, 13 в журналах, входящих в список ВАК, 8 в изданиях, реферируемых в Scopus и Web of Science.

Структура и объем диссертации

Диссертация состоит из четырёх глав, списка использованных источников и двух приложений. Текст изложен на 169 страницах машинописного текста. Диссертация содержит 177 рисунков, 6 таблиц и библиографический список, включающий 135 наименований.

ГЛАВА 1. СОВРЕМЕННОЕ СОСТОЯНИЕ ИССЛЕДУЕМОГО ВОПРОСА И ПОСТАНОВКА ЗАДАЧ ИССЛЕДОВАНИЙ

Российскими и зарубежными фирмами постоянно ведутся конструкторские работы по усовершенствованию тепловыделяющих сборок водо-водяных реакторов. В частности, многие такие работы направлены на поиск оптимальной конструкции решеток-интенсификаторов теплообмена. Использование интенсифицирующих решеток в ТВС становится все более актуальным в связи с тем, что они увеличивают межъячейковый тепломассообмен теплоносителя и турбулизируют поток в ячейках, что позволяет получить равномерный профиль температуры по сечению ТВС и повысить теплотехнический запас до кризиса теплоотдачи. В результате, решетки дают возможность увеличить критический тепловой поток в активной зоне, и повысить тепловую мощность реактора.

Конструкции интенсифицирующих решеток могут иметь различные геометрические формы, которые ограничены технологичностью изготовления. Решетки-интенсификаторы могут быть собраны из пластин, заключенных во внешнюю обечайку, и могут одновременно выполнять также функцию дистанционирования твэлов. Пластины пересекают друг друга и формируют ячейки для размещения в них тепловыделяющих элементов. Шаг расположения твэлов обеспечивается пружинными элементами, выемками, гофрами или путем выштамповки пластин. Так же дистанционирующие элементы могут быть сформированы из сотовых элементов, сваренных между собой. Отличительной особенностью интенсифицирующих решеток, в основном, является наличие смесительных элементов, устанавливаемых на верхних кромках пластин и предназначенных для создания конвективных турбулентных течений в межтвэльном пространстве и внутри самих ячеек. Геометрия смесительных элементов зависит от необходимой направленности создаваемых поперечных течений, а также от интенсивности турбулизации теплоносителя внутри ячеек за счет сознания вихревого течения потока.

Применение интенсифицирующих решеток в активной зоне реактора требует от разработчиков проведения комплексных экспериментальных исследований их характеристик.

Исследования, проводимые для отработки конструкции решеток и обоснования их эффективного использования, можно разделить на следующие типы:

- определение величины коэффициента гидравлического сопротивления интенсифицирующих решеток;

- получение гидродинамической картины движения потока за смесительной решеткой и схемы поперечных течений теплоносителя в отдельной тепловыделяющей сборке;

- изучение процесса перемешивания потока теплоносителя между совместно установленными тепловыделяющими сборками (идентичных и отличающихся конструкций),

который необходимо учитывать при обосновании работоспособности активной зоны в режимах, как с полной загрузкой ТВС идентичной конструкции, так и в условиях загрузки ТВС разной конструкции;

- исследование явления кризиса теплоотдачи на поверхности твэлов за интенсифицирующими решетками различной геометрии.

Результаты указанного выше комплекса научно-исследовательских работ применяются при обосновании теплотехнической надежности и работоспособности активных зон реакторов ВВЭР.

Конструкции тепловыделяющих сборок для отечественных и зарубежных реакторов имеют различные схемы расположения твэлов. В реакторах типов LWR (Light-water reactor) и ВВЭР твэлы в ТВС размещены в узлах треугольной решетки, а в реакторах PWR (Pressurized water reactor) - в узлах квадратной решетки.

Наиболее распространенные конструкции интенсифицирующих решеток для ТВС указанных типов реакторов, а также результаты экспериментальных и расчетных исследований тепло-гидродинамики теплоносителя в ТВС с интенсифицирующими решетками приведены в данном разделе.

1.1 Аналитический обзор исследований теплогидравлики и гидродинамики теплоносителя за интенсифицирующими решетками для пучков твэлов гексагональной формы

1.1.1 Результаты экспериментального изучения теплогидравлики теплоносителя в ТВС

реакторов LWR

В некоторых зарубежных компаниях, таких как Westinghouse Electric Company, Framatome ANP, British Nuclear Fuels plc., проводились работы по созданию работоспособных и технологичных конструкций смесительных дистанционирующих решеток для ТВС гексагональной геометрии реакторов LWR [1].

Проведенный анализ конструкций ТВС реакторов типа LWR позволяет выделить три основные группы решеток:

- набор различного типа отдельных втулок (трубчатых ячеек);

- совокупность пластин различной конфигурации, образующих центрирующие ячейки ромбовидной и шестиугольной формы;

- соединенные между собой пружинными элементами перфорированные пластины с отверстиями.

Форма и угол отгиба смесительных лопаток, а также способ и схема их размещения на решетках в значительной степени зависят от формы дистанционирующих элементов, а также необходимого направления конвективных течений теплоносителя.

Конвективные течения теплоносителя можно разделить следующим образом:

- имеющие заданное направление в поперечном сечении ТВС в пределах небольшой группы ячеек;

- локальные, преимущественно закрученные в пределах одной ячейки или зазора между твэлами;

- имеющие протяженное направление в поперечном сечении ТВС, обусловленное схемой ориентации турбулизаторов потока.

Количество предложенных конструкций решеток со смесительными элементами применительно к ТВС LWR гексагональной геометрии незначительно.

Показанная на рисунке 1.1 конструкция решетки предложена компанией Westinghouse Electric Company. Совокупность ромбовидных ячеек решетки образована посредством двух групп пластин. Центровка твэлов в каждой ячейке осуществляется при помощи двух пружинных элементов. На верхней кромке пластин имеются отклоняющие лопатки со спирально-криволинейным контуром, предназначенные для создания закрученных вокруг твэлов конвективных течений теплоносителя.

340, 370 - пластины; 402 - сварные соединения; 410, 420 - ячейки для твэлов;

430 - пружинный элемент; 440, 450 - центрирующие выступы; 460 - отклоняющая лопатка;

470 - линия отгиба Рисунок 1.1 - Фрагмент решетки Westinghouse Electric Company

Также образование центрирующих шестиугольных ячеек могут быть обеспечено и тремя группами пластин. Решетка, показанная на рисунке 1.2, предложена компанией British Nuclear Fuels plc. Данная конструкция решетки характеризуется совмещением между собой трех групп прямых пластин посредством соответствующих прорезей. В поперечном сечении решетки образуются ячейки двух видов: шестиугольные (для размещения твэлов) и треугольные (расположены между твэлами). Центровка каждого твэла осуществляется одной пластинчатой пружиной и двумя упругими выступами. Пружина формируется выгибом узкой листовой

пластины, находящейся между параллельными прорезями. На верхних кромках этой же группы пластин имеются смесительные лопатки, которые отогнуты в сторону треугольных ячеек, которые располагаются между твэлами. Малые лапки на кромках пластин предназначены для облегчения совмещения их между собой.

1a, 1b, 1c - три группы пластин; 3 - центрирующие ячейки; 5 - межтвэльные ячейки;

7а, 7б, 12, 19 - упругие выступы (впадины); 9, 14 - пружины; 10 - внешняя пластина (обод); 11 - большие лапки (смесительные лопатки); 13, 13а, 17, 17а, 23, 27 - маленькие лапки; 15, 19, 25 -

прорези

Рисунок 1.2 - Дистанционирующая решетка British Nuclear Fuels plc.

На рисунке 1.3 представлены перемешивающие решетки, разработанные компанией Framatome ANP. Как видно из рисунка, геометрия решеток образована из пересекающихся пластин с ячейками в виде отверстий шестиугольной или ромбовидной формы. Пластины снабжены направляющими (отклоняющими) лопатками, отогнутыми внутрь ячеек.

12 - пластины; 13 - направляющие лопатки Рисунок 1.3 -Фрагменты перемешивающих решеток Framatome ANP

Эффективность использования подобных завихрителей в ТВС подтверждена измерениями температур воды по центру проходных ячеек трубчатого канала трехстержневой экспериментальной сборки [2]. Тепловыделяющие элементы в экспериментальной ТВС имитировали металлическими трубками с внешним диаметром 10 мм, которые располагались

согласно тригональной упаковки. Шаг расположения трубок составлял 12,6 мм. Гидравлический диаметр модельной сборки равен 7,1 мм. На входном участке экспериментальной ТВС длиной 100 мм, а именно - на поверхности трубок, ориентированной к центральной ячейке, создавали локальный электрический нагрев воды без кипения. Опыты проведены с отсутствием и наличием в канале одного из трех типов завихрителей при атмосферном давлении, числе Рейнольдса 85000 и температуре воды на входе в макет сборки 40°С. Задняя кромка завихрителей по ходу потока воды находилась на расстоянии 200 мм от участка нагрева.

Измеренные значения температур представлены в безразмерном виде в результате соотношения измеренных значений со средней величиной их повышения под действием нагрева. В [2] показано, что средняя разность таких температур между центральной и одной из периферийных ячеек непосредственно перед завихрителями по ходу потока составляет 4,1. В случае установки во всех ячейках канала трехлопастных завихрителей указанная разность температур на расстоянии от них, равном 70 мм, составляет 0,64, таким образом происходит почти полное выравнивание температур воды в ячейках.

1.1.2 Результаты экспериментальных исследований теплогидравлики теплоносителя за

В российских конструкторских организациях также проводятся работы по созданию эффективных перемешивающих решеток интенсификаторов. Учитывая объем выполненных расчетно-экспериментальных работ, можно выделить следующие основные конструкции решеток:

1. Сотовые дистанционирующие решетки с пуклевками, разработанные ПАО «МСЗ» (г. Электросталь).

Основным отличием сотовых дистанционирующих решеток от штатных является то, что пуклевки ячеек расположены под углом к оси твэла. Такая конфигурация пуклевок исключает сквозной проход теплоносителя в межъячеечном пространстве (рисунок 1.4).

перемешивающими решетками ТВС реакторов ВВЭР

А

В

А-А Б-Б В-В Г-Г

Рисунок 1.4 - Сотовая дистанционирующая решетка ПАО «МСЗ»

Решетка, собранная из ячеек с пуклевками, перемешивает теплоноситель не только с помощью турбулизации, но и создавая поперечные течения. Теплоноситель движется по каналам, образованным поверхностью твэл и поверхностью ячеек с пуклевками. За решеткой поток отклоняется от осевого направления движения, согласно наклона пуклевок.

В [3-9] были исследованы следующие конструкции СДР:

- решетка из ячеек с пуклевками, имеющими одинаковый угол наклона (рисунок 1.5), поперечные течения теплоносителя за такими решетками называются «закрутка»;

- решетка с чередованием ячеек, с разным углом наклона пуклевок (рисунок 1.6), поперечные течения теплоносителя за такими решетками называются «прогонка».

Рисунок 1.5 - Варианты конструкции СДР типа «закрутка»

Рисунок 1.6 - Варианты конструкции СДР типа «прогонка»

Исследования проводились экспериментально - на аэродинамическом стенде в МГТУ им. Н.Э. Баумана, а также расчетно - методами вычислительной гидродинамики с использованием программы STAR CCM+. Решетки были выполнены из ячеек с тремя пуклевками, ориентированными к оси ячейки под углом +20° (поперечные течения теплоносителя типа «закрутка») и ±20° (поперечные течения теплоносителя типа «прогонка»). В шестигранной формы канал модели устанавливались пучок твэлов-имитаторов диаметром 9,1 мм и решетки.

Анализ результатов экспериментов за решеткой, создающей поперечные течения теплоносителя типа «закрутка», показали, что на выходе из решетки вокруг стержней возникают винтовые течения теплоносителя. Величина тангенциальной скорости потоков составляет 0,15. За СДР каждое из винтовых течений теплоносителя направлено против часовой стрелки (рисунок 1.7), что приводит к образованию в ячейках вихрей с отличающимся направлением вращения.

\

)

Рисунок 1.7 - Гидродинамическая структура потока за СДР типа «закрутка»

Вихри в ячейках модели рассеиваются на расстоянии 25 гидравлических диаметров за СДР, а винтовые течения потока вокруг стержней затухают на разных расстояниях от решетки. Длина затухания винтовых течений зависит от режима течения потока в экспериментальном канале: при Яв = 40000 винтовое течение не наблюдается на расстоянии 8 гидравлических диаметров за СДР, а при числе Яв = 50000 - на расстоянии 14 гидравлических диаметров.

За СДР, создающей поперечные течения теплоносителя типа «прогонка», происходит формирование порядных течений теплоносителя (рисунок 1.8). Поперечная скорость теплоносителя в соседних рядах стержней на расстоянии 10 гидравлических диаметров за СДР составляет (10-12) % от среднерасходной скорости, а на расстоянии 30 гидравлических диаметров - (5-7) %.

Для определения эффективности перемешивания теплоносителя за СДР на воздушном стенде [3] исследована деформация температурной неоднородности потока за решетками с помощью метода теплового следа. Рассматривалось два входных профиля распределения температуры потока: центрально-симметричный (рисунок 1.9а) и ступенчатый (рисунок 1.9б). На рисунках 1.10 - 1.11 приведены результаты исследований на удалении 300 мм от решетки.

Рисунок 1.8 - Гидродинамическая структура потока за СДР типа «прогонка»

а)

б)

а) - центрально-симметричный; б) - ступенчатый Рисунок 1.9 - Профили входной неоднородности температуры потока

При центрально-симметричной температурной неоднородности за СДР, создающей поперечные течения теплоносителя типа «закрутка», максимум температуры локализован в центральной части пучка (рисунок 1.10а). За решеткой, создающей поперечные течения теплоносителя типа «прогонка», образуются два максимума температуры, смещенные в направлении поперечных течений (рисунок 1.10б).

Список литературы диссертационного исследования кандидат наук Доронков Денис Владимирович, 2022 год

И - Иа

С = Н5 - Н3

И - На

(2.9)

(2.10)

где На - псевдостатическое давление, определяется как среднее от показаний давления в приемных отверстиях датчика с второго по пятое (Н2^Н5). Формула расчета псевдостатического давления (2.11) представлена ниже.

На = (Н2+ Нз+ Н 4 + И)/4 (2.11)

Н - Н

Сл=■

1_стаж

Н - На

С. = Н1- Н

Н - На

(2.12)

(2.13)

В формулах 2.12 и 2.13 величины полного Нполн и статического Нстат давлений получены экспериментально в процессе тарировки датчика.

Зависимости коэффициентов Са, Ср, С$г, Ст от углов атаки и заноса, а также обратные зависимости представлены в виде картограмм (рисунки 2.24 - 2.29), которые построены с применением линейной интерполяции. Для последующего использования данные аппроксимированы полиномиальными зависимостями. Величина достоверности аппроксимации Я2 всех коэффициентов составляет 0,99.

I

а) линейная интерполяция данных б) аппроксимация данных тарировки

тарировки полиномиальной зависимостью

Рисунок 2.24 - Зависимость коэффициента Са от углов атаки и заноса

а) линейная интерполяция данных б) аппроксимация данных тарировки

тарировки полиномиальной зависимостью

Рисунок 2.25 - Зависимость коэффициента С от углов атаки и заноса

а) линейная интерполяция данных б) аппроксимация данных тарировки

тарировки полиномиальной зависимостью

Рисунок 2.26 - Зависимость коэффициента С^ от углов атаки и заноса

а) линейная интерполяция данных б) аппроксимация данных тарировки

тарировки полиномиальной зависимостью

Рисунок 2.27 - Зависимость коэффициента Сш от углов атаки и заноса

а) линейная интерполяция данных б) аппроксимация данных тарировки

тарировки полиномиальной зависимостью

Рисунок 2.28 - Зависимость угла атаки от коэффициентов Са и С

а) линейная интерполяция данных б) аппроксимация данных тарировки

тарировки полиномиальной зависимостью

Рисунок 2.29 - Зависимость угла заноса от коэффициентов Са и Ср

Методика определения величины и направления вектора скорости потока следующая:

1. По измеренным значениям давлений потока рассчитываются коэффициенты Са и Ср;

2. Определяются углы атаки и заноса набегающего потока с использованием зависимостей а(Са,Ср) и в(Са,Ср);

3. Определяются коэффициенты статического и полного давлений Ст и Сш в зависимости от углов атаки и заноса набегающего потока;

4. Значения статического и полного давления рассчитываются по формулам 2.14 и 2.15:

Н = Н - С • (Н, -Н ) (2 14)

стат 1 \ 1 а ' V • /

Н = Н - С • (Н, -Н ) (2 15)

полн 1 У 1 а/ V • /

5. Величина вектора скорости рассчитывается согласно зависимости 2.16:

W -

''абс

2 • (H — H )

V полн стат /

Р

(2.16)

6. Компоненты вектора скорости потока в экспериментальной модели рассчитываются согласно зависимостям, представленным ниже:

Wz -

W

абс

ф + tan2 а + tan2 Р W -—W • tana

(2.17)

(2.18)

W -— W • tan Р (2.19)

Затем проводится комплексный анализ полученных значений, составляющих вектора скорости в исследуемых экспериментальных каналах.

Автором диссертационного исследования разработана методика проведения экспериментальных исследований перемешивания теплоносителя между тепловыделяющими сборками, как идентичной, так и разной конструкций, определены погрешности измерений компонент вектора скорости и проведена апробация методов проведения исследований. Методики проведения исследований представлены ниже.

2.6.3 Методика экспериментальных исследований перемешивания теплоносителя между тепловыделяющими сборками с применением многоканального пневмометрического датчика

Исследования межкассетного перемешивания теплоносителя проводятся на масштабных моделях различных высотных фрагментов твэльного пучка смешанной и однородной активных зон реакторов ВВЭР с ТВСА-Т и ТВСА-Т mod. 2. Данные эксперименты заключаются в измерении вектора скорости потока многоканальным пневмометрическим датчиком в характерных областях поперечного и продольного сечений пучка стержней моделей.

Смешанная активная зона состоит из ТВСА-Т и ТВСА-Т mod. 2, а однородная зона состоит только из ТВСА-Т mod. 2.

По высоте твэльного пучка смешанной активной зоны были выбраны три характерные фрагмента, с ассиметричным расположением дистанционирующих решеток и решеток-интенсификаторов, представленные на рисунке 2.4. Пунктирной линией на рисунке 2.4 выделена область проведения исследований в продольном сечении моделей.

Важной конструктивной особенностью модели нижнего фрагмента твэльного пучка является равномерность входных условий течения потока, что обеспечивается установкой ДР единой конструкции. Особенностью модели среднего фрагмента является обеспечение неравномерности входных условий течения потока за счет установки ДР и КДР. Для модели верхнего фрагмента, помимо неравномерности входных условий течения потока, характерно наличие ПР.

По высоте твэльного пучка однородной активной зоны был выбран один характерный фрагмент, поскольку все типы решеток расположены симметрично (рисунок 2.5). Пунктирной линией на рисунке 2.5 выделена область проведения исследований в продольном сечении модели.

Экспериментальная модель фрагмента твэльного пучка однородной активной зоны имеет ряд важных конструктивных особенностей:

а) симметричное расположение дистанционирующих решеток и решеток-интенсификаторов по длине модели, позволяющее оценить интенсивность поперечных перетечек теплоносителя между соседними сборками в однородной активной зоне при одинаковых входных условиях течения потока, обеспеченных установкой идентичных ДР;

б) расположение системы из двух поясов дистанционирующих решеток и одного с решетками-интенсификаторами, позволяющей определить взаимное влияние данных элементов конструкции тепловыделяющих сборок на течение потока.

Область измерения вектора скорости потока в поперечном сечении моделей представлена на рисунках 2.30 и 2.31, на которой указана нумерация ячеек и обозначены характерные зазоры между твэлами.

Рисунок 2.30 - Расположения области измерения компонент вектора скорости потока в поперечном сечении модели фрагмента смешанной активной зоны

Рисунок 2.31 - Расположения области измерения компонент вектора скорости потока в поперечном сечении модели фрагмента однородной активной зоны

В характерной области поперечного сечения моделей смешанной и однородной активных зон можно выделить три части: межкассетное пространство, ряд твэлов, прилежащий к межкассетному пространству, последующие четыре ряда твэлов, лежащие в глубине каждой из смежных сборок.

Выделенные части имеют следующие особенности:

- для межкассетного пространства характерно отсутствие турбулизаторов потока, но имеется локальное затеснение поперечного сечения уголками жесткости (рисунки 2.32, 2.33);

- особенностью рядя твэлов, прилежащего к межкассетному пространству (первый ряд твэлов) является комплексное влияние на поток теплоносителя дефлекторов

решеток-интенсификаторов и зубчатого края обода решеток. Пространственная ориентация указанных конструктивных элементов решеток представлена на рисунках 2.32, 2.33;

- последующие четыре ряда твэлов, лежащие в глубине каждой из смежных тепловыделяющих сборок (с второго по четвертый ряд) характеризуются влиянием на течение теплоносителя схемы ориентации дефлекторов в зазорах между твэлами. Схема ориентации дефлекторов решеток-интенсификаторов смежных тепловыделяющих сборок представлена на рисунках 2.32, 2.33.

1 - твэл-имитатор; 2 - смесительная лопатка; 3 - зазор между тепловыделяющими сборками;

4 - вытеснитель

Рисунок 2.32 - Схема расположения дефлекторов потока на решетках-интенсификаторах

ТВСА-Т смешанной активной зоны

1 - твэл-имитатор; 2 - смесительная лопатка; 3 - зазор между тепловыделяющими сборками;

4 - направляющий канал; 5 - вытеснитель Рисунок 2.33 - Схема расположения дефлекторов потока на решетках-интенсификаторах

ТВСА-Т однородной активной зоны

2.6.4 Исследования перемешивания теплоносителя между тепловыделяющими сборками с применением метода впрыска контрастной примеси

Исследования перемешивания теплоносителя проводятся в модели фрагмента твэльного пучка однородной активных зон реакторов ВВЭР с ТВСА-Т mod. 2. Экспериментальная модель фрагмента твэльного пучка однородной активной зоны включает в себя систему решеток, состоящую из дистанционирующих решеток и решетки-интенсификатора. Схема позиционирования решеток всех типов, область проведения исследований, выделенная пунктирной линией, и положение точки подачи контрастной примеси представлены на рисунке 2.34.

Ж - направление движения потока воздушной рабочей среды Рисунок 2.34 - Схема расположения решеток модели фрагмента твэльного пучка однородной

активной зоны

Данные эксперименты проводятся с использованием метода диффузии контрастной примесей. Для этого поперечное сечение модели разделяется на ячейки с присвоением каждой из них порядкового номера. Контрастная примесь поочередно впрыскивается в характерные ячейки модели. Положение точек впрыска трассера указано на рисунках 2.35, 2.36. Далее с помощью измерительного твэла производятся замеры концентрации примеси в ячейках характерной области поперечного сечения модели, в нескольких сечениях в пролете между решетками. Исследования межкассетного перемешивания потока проводятся при подаче контрастной примеси в три типа ячеек:

- 1 Тип: ячейка №4, расположенная в межкассетном пространстве;

- 2 Тип: ячейка №27, расположенная в первом ряду твэлов от межкассетного пространства;

- 3 Тип: ячейки №40 и 53, расположенные в глубине тепловыделяющей сборки.

Выбор указанных выше ячеек впрыска контрастной примеси позволяет провести:

- экспериментальную оценку степени перераспределения потока из зазора в тепловыделяющие сборки и интенсивности поперечных перетечках теплоносителя между тепловыделяющими сборками;

- изучение влияния зубчатого края обода решетки на перераспределение поперечного потока между соседними тепловыделяющими сборками;

- определение глубины распространения поперечных потоков между соседними сборками.

Полученные экспериментальные данные интерпретируются в виде картограмм распределения трассера в поперечном сечении модели и графиков распределения трассера по исследуемому участку в пролете между решеткой-интенсификатором и дистанционирующей решеткой. Анализ полученных опытных данных позволил определить закономерности формирования потока при перемешивании теплоносителя между тепловыделяющими сборками однородной активной зоны.

Рисунок 2.35 - Схема разбиения поперечного сечения модели на элементарные ячейки

1 - твэл-имитатор; 2 - смесительная лопатка; 3 - зазор между тепловыделяющими сборками;

4 - точки подачи контрастной примеси; 5 - вытеснитель Рисунок 2.36 - Схема расположения смесительных лопаток на решетках-интенсификаторах ТВСА-Т mod. 2 с указанием расположения точек подачи контрастной примеси

2.6.5 Определение погрешности измерений составляющих вектора скорости

Точность полученных результатов экспериментов определяется их погрешностью, которая связана, в основном, с точностью измерительного оборудования, применяемого при проведении исследований и отклонением геометрических параметров моделей. Погрешности экспериментальных исследований имеют случайный характер с нормальным законом распределения их вероятностей.

Полное представление о точности оценки случайных отклонений результатов измерений составляющих вектора скорости требует вычисления доверительных границ 5, определяющих предельную погрешность измерения, которая связана со среднеквадратичной погрешностью а соотношением 3.20, представленным ниже:

(2.20)

где - величина обратного интерполирования нормальной функции распределения.

При доверительной вероятности равной 0,997 значения величины обратного интерполирования нормальной функции распределения 1р составляет 3.

Абсолютная среднеквадратичная погрешность определения псевдостатического давления, учитывающая среднеквадратичную погрешность определения давлений в приемных отверстиях многоканального пневмометрического датчика, определяется по формуле (3.21) и составляет ±4,5 Па.

5 = -а

а(Иа) = ±

дН,

а( Н 2)

+

дН

дН

а( Н3)

+

Н

дН.

а( Н 4)

+

Н

дН,

а( Н 5)

(2.21)

Абсолютная среднеквадратичная погрешность определения коэффициента угла атаки определяется по формуле (3.22) и составляет ±0,0345.

а (С а) = ±

дС^

дН,

■а( Н1)

+

С

дН

■а( Н2)

+

С

дН

■а( Н4)

+

дС

дН

а( На)

(2.22)

Абсолютная среднеквадратичная погрешность определения коэффициента угла заноса определяется по формуле (3.23) и составляет ±0,0344.

а(С„) = ±.

дС.

дН

■а(Н)

С

дН,

а(Н3)

+

С

дН,

■ а( Н5)

+

С дН

■а( На)

(2.23)

Величина погрешности определения углов атаки а и заноса в зависит от:

1. Неточности определения показаний датчиков давления (о(а)ызм, о(в)изм);

2. Неточности аппроксимации полученных значений в программе обработки данных

(о(а)прогр, о(в)прогр).

3. Неточности установки датчика при его тарировке (о(а)коорд=±2°, а(в)коорд=±2°).

2

2

2

2

2

Погрешность программы обработки данных оценивается путем расчетного определения углов набегания и величины скорости потока по давлениям в отверстиях датчика, получаемых при тарировке. Определяется среднеквадратичное отклонение результатов расчета от

экспериментальных величин по соотношениям, приведенным ниже.

^=(2.24)

&(аизМ ) =

да дС~

■°(Са )

(2.25)

Абсолютная среднеквадратичная погрешность определения угла атаки а(а) составляет

±2,1о.

Р) = ±^(Рим / +°(АРогр)2 +°(Аоорд)2

°(Рим ) =

др

дСя

■°(С0 )

(2.26) (2.27)

Абсолютная среднеквадратичная погрешность определения угла заноса а(в) составляет

±2,2о.

Абсолютные среднеквадратичные погрешности определения полного и статического давлений определяются по формулам 3.28 и 3.29, приведенным ниже:

Н полн) = ±.

дН„

дС„

+

дН

дН

■а(Н,)

дН

дН

■*( Н а)

^(Нстат ) ±-

дН„

дС

+

дН

дН

•а( Н1)

дН

дН

Н а )

(2.28)

(2.29)

Погрешности определения полного и статического давлений составляют ±25,6 Па и ±11,4 Па соответственно.

Абсолютная среднеквадратичная погрешность определения величины вектора скорости:

а(Ж) = ±.

дЖ дН„„„,

Нполн )

+

дЖ

дН_

^ (Нстат )

+

дЖ др

°(Р)

(2.30)

Погрешность определения величины вектора скорости составляет ±0,69 м/с. Абсолютная среднеквадратичная погрешность определения компонент скорости потока в экспериментальных моделях рассчитывается по формулам 2.31-2.33:

а(Ж2) = ±,

Ж дЖ

а(Ж)

+

Ж

да

■а(а)

+

Ж др

■а(Р)

(2.31)

2

2

а(Жх ) = ±.

дК

д Ж

а(Ж)

Ж

да

а(а)

а(Ж ) = ±.

дж,

дЖ

■а(Жг)

дж д^

■а(Р)

(2.32)

(2.33)

Среднеквадратичные отклонения величин абсолютной скорости, полного и статического давлений в исследуемой точке составляют 0,69 м/с, 25,6 Па и 11,4 Па соответственно, их предельные отклонения не превышают 2,07 м/с, 76,8 Па, 34,2 Па. Среднеквадратичные отклонения величины компонент скорости равны 0,72 м/с; 0,72 м/с; 0,8 м/с соответственно, и предельные отклонения не превышают 2,16 м/с; 2,16 м/с 2,4 м/с, что составляет не более 7,5% от абсолютной скорости.

2.6.6 Апробация методов исследований гидродинамики теплоносителя

На первом этапе была проведена апробация метода определения аксиальной скорости. Для этого проведены измерения аксиальной скорости по центрам и зазорам между твэлами-имитаторами всех ячеек экспериментальных моделей. Измерения проводились при расходах воздушной среды, использующихся при проведении экспериментов, в ряде характерных сечений моделей.

Полученные значения скорости в точках интегрировались по площади проходного сечения ячеек для определения расхода через модель. В результате было получено, что отклонение величины суммарного расхода воздуха по ячейкам не превышает 3% от величины расхода, измеренной с помощью расходомерного коллектора.

На втором этапе была проведена апробация метода измерения концентрации контрастной примеси газоанализатором по сечению моделей, основанная на сравнении расхода примеси, в месте её впрыска, с расходом, найденным интегрированием локальных расходов примеси по всем ячейкам за решетками-интенсификаторами в нескольких характерных сечениях.

Примесь подавалась в ячейки впрыска с расходом gнач=2 л/мин. Измерения её концентрации производились во всех ячейках поперечного сечения моделей. Значения концентрации примеси пересчитывались в относительные доли, и на основании измерения осевой скорости пневмометрическим датчиком определялся расход газо-воздушной смеси через ячейки моделей. В результате расчетов определено, что отклонение расхода газа, интегрируемого по ячейкам моделей, не превышает 5% от значений расхода в месте впрыска.

2

2

2

2.7 Выводы по Главе 2

1. Доработан аэродинамический стенд для исследования перемешивания теплоносителя в однородной и смешанной активных зонах реактора ВВЭР.

2. Изготовлены модели различных фрагментов твэльного пучка активной зоны.

3. Проведена адаптация средства измерения для проведения серии экспериментов.

4. Применяемы измерительные устройства аттестованы Федеральным Бюджетным Учреждением «Государственный региональный центр стандартизации, метрологии и испытаний в Нижегородской области».

5. Адаптированы методики нахождения границ зон автомодельного течения потока воздушной рабочей среды и величины гидравлического сопротивления решеток, для подтверждения представительности исследований гидродинамики перемешивания теплоносителя между тепловыделяющими сборками.

6. Разработана методика проведения исследований гидродинамических характеристик потока на моделях фрагментов твэльного пучка активной зоны реактора ВВЭР с решетками-интенсификаторами.

7. Апробированы методы проведения экспериментов для подтверждения достоверности результатов, а также определены погрешности измеряемых величин.

ГЛАВА 3 РЕЗУЛЬТАТЫ ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫХ ИССЛЕДОВАНИЙ ЛОКАЛЬНОЙ ГИДРОДИНАМИКИ ТЕПЛОНОСИТЕЛЯ ВО ФРАГМЕНТАХ АКТИВНОЙ ЗОНЫ

РЕАКТОРА ВВЭР

3.1 Результаты исследования коэффициента гидравлического сопротивления решеток

различной конструкции

Проведение данного комплекса экспериментов связано с:

1. Необходимостью нахождения нижней границы зоны автомодельного течения воздушной среды исследовательского аэродинамического стенда, которая в свою очередь определяется из зависимости коэффициента сопротивления трения пучка стержней от числа Ке.

2. Обоснованием представительности проводимых исследований, которое требует соблюдение равенства гидравлического сопротивления всех типов штатных и модельных решеток.

Результаты экспериментальных исследований по определению коэффициента гидравлического сопротивления макетов решеток разной конструкции представлены в таблице 3.1. На рисунке 3.1. приведена зависимость коэффициента сопротивления трения пучка стержней от числа Ке.

Таблица 3.1 - Коэффициенты гидравлического сопротивления различных типов решеток

Тип решетки ^реш

Дистанционирующая решетка 0,34

Перемешивающая решетка 0,55

Комбинированная дистанционирующая решетка 1,15

Анализ полученных опытных данных, выполненный автором диссертационной работы, позволил сделать следующие выводы:

1. Зона автомодельного течения воздушной рабочей среды исследовательского стенда в моделях начинается при числах Яе лежащих в диапазоне от 55000 до 60000, что можно увидеть из зависимости коэффициента сопротивления трения от числа Ке, представленной на рисунке 3.1. Граница начала области автомодельного течения определялась по точке перегиба кривой

I (Ке).

2. Значения коэффициентов гидравлического сопротивления макетов решеток в области автомодельного течения соответствуют гидравлическому сопротивлению штатных решеток.

0,038 -0,035 -0,033 -

■

0,03 -0,027 -0,024 -0,021 -

0,02 -0,017 -0,016 -0,015 -0,014 -0,013 -0,012 -0,011 -

2x10* 1x104 6x104 8x104 1()!

Re

Рисунок 3.1 - Зависимость гидравлического сопротивления трения от числа Re

3.2 Результаты исследования перемешивания теплоносителя в активной зоне реактора

ВВЭР с ТВСА-Т

3.2.1 Результаты исследований распределения компонент вектора скорости потока в характерных областях смешанной активной зоны с ТВСА-Т и ТВСА-Т mod. 2

Экспериментальные исследования проводились на масштабных моделях нижнего, среднего и верхнего фрагментов твэльного пучка смешанной активной зоны реактора ВВЭР при числах Re равных 78000, среднерасходной скорости воздушной рабочей среды в моделях равной 27,5 м/с, согласно методики, изложенной в п 2.6.3. Результаты экспериментальных исследований представлены в [101 - 123].

Важной конструктивной особенностью модели нижнего фрагмента твэльного пучка является равномерность входных условий течения потока, что обеспечивается установкой ДР единой конструкции (рисунок 2.4 а). Особенностью модели среднего фрагмента является обеспечение неравномерности входных условий течения потока за счет установки ДР и КДР (рисунок 2.4 б). Для модели верхнего фрагмента, помимо неравномерности входных условий течения потока, характерно наличие ПР (рисунок 2.4 в).

Экспериментальные исследования заключались в измерении вектора скорости потока в характерной области поперечного сечения модели (рисунок 2.30), в которой было выделено три части: межкассетное пространство, ряд твэлов, прилежащий к межкассетному пространству (первый ряд твэлов), последующие четыре ряда твэлов, лежащие в глубине каждой из сборок. Выделенные части имеют следующие особенности:

- для межкассетного пространства характерно отсутствие турбулизаторов потока, но имеется локальное затеснение поперечного сечения уголками жесткости смежных тепловыделяющих сборок (рисунки 2.30);

- особенностью ряда твэлов, прилежащего к межкассетному пространству (первый ряд твэлов) является комплексное влияние на поток теплоносителя дефлекторов решеток-интенсификаторов и зубчатого края обода решеток. Пространственная ориентация указанных конструктивных элементов решеток-интенсификаторов представлена на рисунке 2.30;

- последующие четыре ряда твэлов, лежащие в глубине каждой из тепловыделяющих сборок (с второго по четвертый ряд) характеризуются влиянием на течение теплоносителя схемы ориентации дефлекторов, представленной на рисунке 2.30.

Анализ результатов экспериментальных исследований перемешивания теплоносителя в смешанной активной зоне, выполненный автором диссертационной работы, показал:

1. В процессе обтекания теплоносителем расположенных на разных уровнях решеток (рисунок 2.4), с отличающимся коэффициентом гидравлического сопротивления, возникают поперечные потоки различной интенсивности, оказывающие влияние на движение теплоносителя в смежных тепловыделяющих сборках. Поперечные потоки имеют следующую структуру: при обтекании теплоносителем КДР поперечный поток направлен в ТВСА-Т.mod.2, а перед ДР и ПР в ТВСА-Т.

2. Ярко выраженное экспоненциальное нарастание интенсивности поперечного потока по длине фрагментов твэльного пучка наблюдается, начиная с расстояния АЬМ^(5^10) перед решетками. На оставшемся участке пролета между решетками наблюдается линейное нарастание интенсивности. Максимальной интенсивностью поперечный поток обладает непосредственно перед решетками. Такое протекание процесса образования поперечных потоков характерно для всех фрагментов твэльного пучка.

3. Осредненное значение поперечной скорости потока при обтекании КДР составляет /^) =0,58, что на 20% больше, чем при обтекании ДР ((жу / ^) =0,47), это во многом

обусловлено значительным различием в величине коэффициентов гидравлического сопротивления решеток.

4. При рассмотрении процесса обтекания теплоносителем КДР и ДР соседних тепловыделяющих сборок выявлен эффект постепенного «ослабления» поперечного потока в среднем на (10^12) % при рассмотрении различных исследуемых фрагментов твэльного пучка. Данное явление обусловлено: наличием потока с высокими аксиальными скоростями, движущегося через зазор между тепловыделяющими сборками, а также воздействием на теплоноситель смесительных лопаток КДР и ПР, создающих конвективные течения разной направленности. Величины поперечных скоростей потока представлены в Таблице 3.2;

Таблица 3.2 - Значения поперечной скорости потока в зазоре межу тепловыделяющими

сборками

Нижний фрагмент твэльного пучка

Тип решетки (Wx / W ) (Wy/ W )

КДР 0,13 0,32

ДР 0,12 0,32

Средний фрагмент твэльного пучка

Тип решетки (Wx / W) (Wy/ W)

КДР 0,09 0,29

ДР 0,09 0,28

Верхний фрагмент твэльного пучка

Тип решетки (Wx / W) (Wy/ W)

КДР 0,07 0,25

ДР 0,07 0,25

5. В зазоре между тепловыделяющими сборками отмечено:

а) величина поперечной скорости потока при обтекании решеток в два раза меньше, чем в пучке твэлов, это обусловлено продольным течением потока с высокими аксиальными скоростями, на (15^20) % большими, чем в твэльном пучке. Так же аксиальный поток выравнивает неравномерность в интенсивности поперечных потоков при обтекании решеток. Данный факт подтверждается усредненными значениями поперечной скорости при обтекании КДР и ДР, которые близки и составляют {Жу /Ж) =0,33 для среднего фрагмента твэльного пучка,

а для нижнего и верхнего фрагментов {Жу / Ж) =0,32 и {Жу / Ж) =0,26 соответственно (рисунок

0,55 --

0,5 ■ 0,45 -

W

Значение поперечной скорости в межкассетном пространстве

-ф-Нижний фрагмент твэльного пучка

~0,45 " -1-Средний фрагмент твэльного пучка

-0,5 - -д.-Верхний фрагмент твэльного пучка

... _______,_,_____,_____________,_/

-0,55 '...............—1-1-1-1-1-1-1-1-1-1-1-1-'-1-

300 290 280 270 260 250 240 230 220 210 200 190 180 170 160 150 140 130 120 110 ЮО 90 80 70 60 50 40 30 20 10 о

шг

Рисунок 3.2 - Поперечная скорость (Wy /W) потока в зазоре между тепловыделяющими

сборками

б) при обтекании теплоносителем ПР поперечных поток направлен в ТВСА-Т, значение

поперечной скорости составляет (^у / W) =0,23 (рисунок 3.2). Данный процесс характерен

только для межкассетного пространства, поскольку ПР находится на одном уровне с КДР, обод которой не дает распространиться поперечному течению теплоносителя в пучок твэлов ТВСА-Т;

в) на верхнем фрагменте твэльного пучка турбулизирующие дефлекторы ПР, расположенные в первом ряду твэлов ТВСА-Т шоё.2, оказывают воздействие на образование поперечного потока, выраженное в дифференциации значений поперечной скорости, а именно: если дефлектор отклонен в сторону межкассетного пространства, то величина поперечной скорости потока составляет {^у / ^ ) =0,3, что на 30% больше, чем в случае, когда дефлектор

отклонен стону твэльного пучка. Распределение поперечной скорости представлено на рисунке 3.3. На остальных фрагментах твэльного пучка данный процесс не наблюдается, ввиду отсутствия ПР. Схема ориентации дефлекторов, применяемая на КДР, не приводит к созданию сильных конвективных течений теплоносителя в межкассетном пространстве;

Рисунок 3.3 - Поперечная скорость (^у / W) потока в межкассетном пространстве в зависимости от ориентации дефлекторов ПР

г) для всех рассматриваемых фрагментов твэльного пучка характерен процесс образования поперечного потока теплоносителя, направленного против оси абсцисс, из-под уголков жесткости смежных тепловыделяющих сборок, проявляющийся наиболее ярко перед КДР, расположенной на нижнем фрагменте. Поперечная скорость потока имеет значение (жх / W) =(0,12^0,16). Перед ДР на каждом фрагменте величина поперечной скорости на 10 %

меньше чем перед КДР, что объяснено различием в коэффициентах гидравлического сопротивления решеток. По мере движения теплоносителя по активной зоне наблюдается постепенное снижение интенсивности поперечного потока: перед КДР на среднем фрагменте значения поперечной скорости составляют (жх /W) =(0,08^0,12), а на верхнем фрагменте

(жх / W) =(0,05^0,08). Распределение поперечной скорости представлено на рисунке 3.4;

Значения поперечных скоростей потока в области межкассетного пространства при обтекании теплоносителем решеток с различным гидравлическим сопротивлением сведены в Таблицу 3.2.

Рисунок 3.4 - Поперечная скорость / W) потока в межкассетном пространстве

д) в областях межкассетного пространства, расположенных между твэлами, значения поперечной скорости потока на 35 % ниже чем областях, расположенных между межтвэльными зазорами, что обусловлено созданием дополнительного гидравлического сопротивлением поперечному потоку поверхностями тепловыделяющих элементов. Распределение поперечной скорости (Жу / W| в областях между твэлами представлено на рисунке 3.5;

Рисунок 3.5 - Поперечная скорость потока (¡¥х / W ) в межкассетном пространстве

е) перераспределение аксиальной составляющей вектора скорости при обтекании КДР и ДР на нижнем и среднем фрагментах твэльного пучка, представленное на рисунке 3.6, имеет схожий характер: перед КДР значения осевой скорости потока возрастают в среднем на 12%, а

перед ДР, наоборот, снижаются на 10%. На верхнем фрагменте перераспределение аксиальной скорости потока носит иной характер: перед совместно расположенными ПР и КДР происходит уменьшение осевой скорости потока на 12%, за тем наблюдается ее рост, а перед ДР осевая скорость уменьшается на 11 %, данное явление можно объяснить наличием ПР, которая дает дополнительное гидравлическое сопротивление потоку теплоносителя.

Рисунок 3.6 - Осевая скорость потока в межкассетном пространстве

7. В ряду твэлов, прилежащих к межкассетному пространству выявлено: а) максимальная интенсивность поперечных течений теплоносителя между тепловыделяющими сборками локализована в ряду твэлов, прилежащих к межкассетному пространству. Наибольшей интенсивностью поперечный поток обладает непосредственно перед ободами решеток. Пиковые значения поперечной скорости наблюдаются непосредственно перед КДР и ДР, расположенными на нижнем фрагменте твэльного пучка и составляют 0,7 и 0,5 соответственно. Распределение поперечной скорости потока представлено на рисунке 3.7 и сведены в Таблицу 3.3;

Таблица 3.3-Экспериментальные значения поперечной скорости (Жу /Ж) потока в рядах твэлов соседних ТВСА-Т, прилежащих к межкассетному пространству

Нижний фрагмент твэльного пучка

Тип решетки ТВСА-Т ТВСА-Т.шоё.2

КДР 0,7 0,6

ДР 0,44 0,5

Средний фрагмент твэльного пучка

Тип решетки ТВСА-Т ТВСА-Т.шоё.2

КДР 0,61 0,58

ДР 0,46 0,49

Верхний фрагмент твэльного пучка

Тип решетки ТВСА-Т ТВСА-Т.шоё.2

КДР 0,54 0,48

ДР 0,4 0,44

твэлов от

Рисунок 3.7 - Осредненная поперечная скорость потока {Жу /Ж) в первом ряду '

межкассетного пространства

б) на всех исследуемых фрагментах твэльного пучка за решетками-интенсификаторами на течение теплоносителя в ряду твэлов, прилежащем к межкассетному зазору, оказывает воздействие ряд факторов, а именно: поперечный поток из смежной тепловыделяющей сборки, а также одновременное влияние дефлекторов и зубчатого края обода решеток-интенсификаторов. В поперечном сечении области измерений модели были выделены следующие типы зазоров между твэлами: дефлектор и зубчатый край обода решетки создают встречные конвективные течения (зазор 1 типа) и течения, направленные в твэльный пучок (зазор 2 типа). Выделенные типы зазоров между твэлами представлены на рисунке 3.8;

Рисунок 3. 8 -Типы зазоры в первом ряду твэлов от межкассетного пространства

в) за КДР, расположенной в ТВСА-Т, в зазорах между твэлами 1 типа (рисунок 3.8), где организованы встречные конвективные течения, наблюдается изменение направления движения теплоносителя на обратное, вызванное, как сопротивлением зубчатого края обода, так и поперечным потоком из ТВСА-Т mod. 2. Непосредственно за КДР поток направлен в смежную

тепловыделяющую сборку, поперечная скорость (Wy / Wj изменяет значение от 0,09 на нижнем

фрагменте твэльного пучка до 0,21 на верхнем фрагменте. Изменение направления движения поперечного потока, созданного дефлектором, происходит на расстоянии ALd~4 за решеткой на нижнем фрагменте твэльного пучка, а на среднем и верхнем фрагментах изменение направления движения наблюдается на расстоянии AL/d^6 и AL/d^8 соответственно. Значения поперечной скорости потока перед следующей ДР ТВСА-Т mod. 2, в зависимости от рассматриваемого фрагмента твэльного пучка, уменьшается от (Wy / Wj ~0,4 на нижнем

фрагменте до (Wy / Wj~0,2 на верхнем (рисунки 3.9 - 3.11).

В зазорах между твэлами, относящихся к типу 2 (рисунок 3.8), где дефлектор и зубчатый край обода создают конвективные течения, направленные в твэльный пучок, изменение направления поперечного потока отсутствует, что подтверждается отсутствием изменения знака поперечной скорости (Wy / Wj. На протяжении всего исследуемого участка наблюдается

линейный рост поперечной скорости с максимумом перед ДР, что говорит о воздействии поперечного потока из смежной тепловыделяющей сборки. Значения поперечной скорости перед ДР ТВСА-Т mod. 2, в зависимости от рассматриваемого фрагмента твэльного пучка, уменьшаются и составляют (Wy / Wj ~0,6 на нижнем, а на среднем и верхнем (Wy / Wj ~0,5 и

(Wy / Wj~0,43, соответственно (рисунки 3.9 - 3.11);

шг

Рисунок 3.9 - Поперечная скорость потока {Жу /Ж) в ряду твэлов ТВСА-Т, прилежащем межкассетному пространству, на нижнем фрагменте твэльного пучка

Рисунок 3.10 - Поперечная скорость {Жу /Ж) потока в ряду твэлов ТВСА-Т, прилежащем межкассетному пространству, на среднем фрагменте твэльного пучка

Рисунок 3.11 - Поперечная скорость (Wy / Wj потока в ряду твэлов ТВСА-Т, прилежащем межкассетному пространству, на верхнем фрагменте твэльного пучка

г) за ПР ТВСА-Т mod. 2 в выделенных типах зазоров между твэлами наблюдается распределение конвективных течений по длине исследуемого участка твэльного пучка, отличающееся от картины течения теплоносителя за КДР. В зазорах 1 типа наблюдается линейное нарастание интенсивности поперечного потока с максимумом перед ДР, значение поперечной скорости (Wy / Wj составляет 0,6, а в зазоре 2 типа наблюдается изменение

направления поперечного потока на расстоянии AL/d2~10 за решеткой (рисунок 3.12), обусловленное воздействием встречного поперечного потока, образовавшегося при обтекании ДР. Поперечная скорость потока (Wy / Wj перед ДР равняется 0,35;

ДР IIP / ^s f w

i /

1 —pj СДР

О 1 2 3 4 5 6 7 а 9 1Q 11 12 13 14 1 5 16 17 18 19 2 0 21 22 23 24 25

шг

Рисунок 3.12 - Поперечная скорость {Wy / Wj потока в ряду твэлов ТВСА-Т mod. 2, прилежащем межкассетному зазору, на верхнем фрагменте твэльного пучка