Теплофизика высоких температур, 2022, T. 60, № 3, стр. 399-406

ВВЕДЕНИЕ

В настоящее время идет завершающий этап проектирования новой российской тепловыделяющей сборки ТВС-Квадрат для реакторов западного дизайна PWR [1]. Основываясь на исследовательских работах по обоснованию работоспособности, а также опыте конструирования и эксплуатации топливных сборок реакторов ВВЭР [2–8], для новой тепловыделяющей сборки был предложен ряд конструкций перемешивающих решеток-интенсификаторов с турбулизаторами потока – дефлекторами различных формы профиля и пространственной ориентации. Данные элементы конструкции предназначены для создания вихревого течения потока и межканального перетекания теплоносителя в твэльном пучке.

Данные процессы крайне важны, и их необходимо учитывать как при разработке формы профиля дефлекторов, так и при проектировании всех конструкций решетки-интенсификатора, а также при оценке эффективности перемешивания теплоносителя, способствующего интенсификации процесса конвективного теплообмена на поверхности твэлов и выравниванию неоднородности поля температур в поперечном сечении тепловыделяющей сборки, что обеспечивает рост теплотехнического запаса до кризиса теплоотдачи [9].

В настоящей статье изложены результаты экспериментальных исследований гидродинамики теплоносителя в области направляющего канала (НК). Проведение экспериментальных работ в данной области твэльного пучка тепловыделяющей сборки обусловлено наиболее острой проблемой увеличения запаса до кризиса теплоотдачи в области НК, поскольку ячейки данной области имеют в поперечном сечении отличную от регулярных ячеек ассиметричную геометрию, характеризуются значительным затеснением проходного сечения и, как следствие, условия течения теплоносителя в них сильно отличаются.

Таким образом, исследование гидродинамики теплоносителя в области НК с дефлекторами различной формы профиля и определение эффективности перемешивания теплоносителя турбулизаторами являются актуальной задачей, решение которой необходимо при обосновании теплотехнической надежности активных зон ядерных реакторов [9].

ИССЛЕДОВАТЕЛЬСКИЙ СТЕНД И МЕДОДИКА ПРОВЕДЕНИЯ ЭКСПЕРИМЕНТОВ

Аэродинамический исследовательский стенд [10–13] представляет собой разомкнутый контур, в котором течение водяного теплоносителя в твэльном пучке ТВС-Квадрат моделируется потоком воздуха на основе теории подобия [14].

Основные рабочие параметры исследовательского стенда:

а) рабочая среда – воздух;

б) производительность вентилятора – 18 540 м³/ч;

в) полное давление в ресиверной емкости  – 6 КПа;

г) температурный диапазон воздушного потока – 20–25°С.

Для изучения гидродинамики теплоносителя изготовлена экспериментальная модель, представляющая собой канал квадратного сечения, в котором поочередно размещались исследуемые решетки‑интенсификаторы в пучке стержней. В поперечном сечении экспериментальная модель повторяет четвертую часть штатной тепловыделяющей сборки (рис. 1а). Модели пропорционально увеличены относительного твэльного пучка штатной ТВС-Квадрат на коэффициент геометрического подобия K_г = 4.2.

Решетки-интенсификаторы собраны из взаимно перпендикулярных пластин, верхние кромки которых снабжены смесительными лопатками – дефлекторами. Решетки, поочередно устанавливаемые в модель, отличаются формой профиля дефлекторов и их углами отгиба, остальные элементы решеток идентичны (рис. 1б).

Поля давлений воздушного потока за решетками-интенсификаторами измерялись пятиканальным пневмометрическим датчиком (рис. 1в). Данное измерительное устройство перед проведением экспериментов подвергалось предварительной тарировке в воздушном потоке с заранее известной аксиальной скоростью и полным и статическим давлением в точке позиционирования прибора. Измеренное поле давлений потока в модели, согласно тарировочным зависимостям, пересчитывалось в значения компонент вектора скорости. Далее на основе локальных значений скорости определялась трехмерная картина потока в экспериментальных моделях. Поперечные и осевые скорости определялись с погрешностью, не превышающей 7%.

Для построения трехмерной картины течения теплоносителя за различными решетками-интенсификаторами выбрана показательная область НК (рис. 2а). Поперечное сечение области разбивалось на зоны, в каждой из которых измерялось поле давлений потока в характерных сечениях по длине модели за решетками, пересчитываемое затем в компоненты вектора скорости. Все измерения проводились при одном значении среднерасходной скорости воздушного потока на входе в модель. Значение скорости на входе равно 43.3 м/с, число Рейнольдса в твэльном пучке составляло 115 000. Далее графические зависимости и картограммы распределения поперечных и аксиальных скоростей потока за решетками-интенсификаторами различной конструкции строились на основе безразмерных скоростей, т.е. локальное значение каждой компоненты вектора скорости нормировалось на величину среднерасходной скорости на входе в модели, что позволило соотнести результаты экспериментов, полученных за дефлекторами различной формы профиля.

Исследования гидродинамики теплоносителя в экспериментальной модели проводились в зоне автомодельного течения воздушного потока. Под зоной автомодельного течения воздушного потока подразумевается режим движения рабочей среды в канале экспериментальной модели исследовательского стенда. Данный режим характеризуется одинаковым безразмерным профилем относительной скорости потока как для водяного теплоносителя реакторной установки, так и для воздушного потока в канале экспериментальной модели. Следовательно, результаты экспериментов могут быть перенесены на штатные условия течения теплоносителя в активной зоне ядерного реактора.

Начало зоны автомодельного течения воздушного потока определяется экспериментально:

1) на основе построения зависимости сопротивления трения пучка гладких труб от числа Рейнольдса Re;

2) на основе построения зависимости коэффициента гидравлического сопротивления (КГС) исследуемых типов перемешивающих решеток от числа Рейнольдса.

Анализ данных двух зависимостей показывает, что, начиная с некоторого числа Рейнольдса, величины сопротивления трения пучка гладких труб и КГС исследуемых типов перемешивающих решеток перестают значительно изменяться. Описанное явление говорит о начале зоны автомодельного течения воздушного потока. При проведении экспериментов зона автомодельного течения воздушного потока начиналась в диапазоне чисел Рейнольдса от 5.5 × 10⁴ до 6 × 10⁴.

В качестве характерного масштаба зоны автомодельного течения воздушного потока можно взять характерную скорость потока. При проведении экспериментов характерной скоростью являлась осевая скорость на входе в канал экспериментальной модели.

Число Рейнольдса определялось согласно формуле

где V – характерная скорость (м/с), d_г– гидравлический диаметр твэльного пучка экспериментальной модели (м), ν – кинематическая вязкость среды (м²/с).

Гидравлический диаметр d_г определялся только для пучка твэлов-имитаторов, расположенных в чехле экспериментальной модели. Локальные изменения геометрии пучка твэлов-имитаторов, обусловленные наличием перемешивающей решетки с дефлекторами, при определении гидравлического диаметра не учитывались.

Обоснование представительности экспериментов также показано в работах [15–17].

Кроме того, на исследовательском стенде был экспериментально определен коэффициент гидравлического сопротивления (КГС) решеток-интенсификаторов. Это вызвано тем, что для представительности экспериментов необходимо соблюсти равенство КГС штатных решеток и модельных. Результаты измерения КГС показали, что значения КГС решеток-интенсификаторов модели соответствуют значениям КГС штатных решеток при идентичных числах Рейнольдса.

В показательной области исследований можно выделить два типа ячеек.

1. Первый тип (ячейки №№ 27, 36) характеризуется сохранением ориентации дефлекторов, которая идентична положению дефлекторов в стандартных ячейках, расположенных через один ряд твэлов от НК (рис. 2б).

2. Второй тип (ячейки №№ 28, 35), для которого характерно изменение ориентации дефлекторов, а именно изменение последовательности отгиба дефлектора относительно смежных с ней стандартных ячеек (рис. 2б).

В работе рассмотрены три варианта формы профиля дефлектора, представленных на рис. 3.

Исходная форма профиля дефлектора (рис. 3а): линия отгиба дефлектора лежит под углом в 15° относительно грани пластины решетки, угол отгиба дефлектора относительно вертикали составляет 25°, турбулизатор имеет наименьшую площадь из всех представленных.

Первая альтернативная форма профиля дефлектора (рис. 3б): площадь профиля увеличена на 6.5% относительно исходной, линия отгиба дефлектора лежит под углом в 10° относительно грани пластины решетки и поднята от кромки пластины решетки, угол отгиба дефлектора относительно вертикали составляет 30°.

Вторая альтернативная форма профиля дефлектора (рис. 3в): площадь профиля увеличена на 8.5% относительно исходной, дефлектор имеет две линии отгиба. Первая линия отгиба лежит параллельно грани пластины решетки, вторая линия отгиба расположена под углом 70° относительно горизонтали. Отгиб дефлектора по первой линии производится на 30°, а по второй – на 20°.

В каждой из ячеек исследуемой области присутствует пара дефлекторов различной формы (рис. 2б). Первый дефлектор, называемый “основной”, обладает широким основанием (рис. 3) и отогнут в направлении зазора между твэлом и НК (рис. 2б). Второй дефлектор, образующий пару, имеет на 20% уменьшенную ширину основания относительно “основного” дефлектора и отгиб в направлении зазора между твэлами. Данный турбулизатор называется “дополнительным”.

Экспериментальные исследования включали в себя следующие этапы:

1) изучение особенностей формирования вихревого течения потока в ячейках показательной области за дефлекторами разной формы;

2) исследование образования поперечных течений потока между ячейками области НК за дефлекторами разной формы;

3) выбор оптимального профиля дефлектора для оценки интенсивности перемешивания потока теплоносителя при использовании таких интегральных параметров, как межъячеечный обмен F_mix и завихренности потока F_vor [18].

РЕЗУЛЬТАТЫ ИССЛЕДОВАНИЙ

За каждым типом дефлектора в потоке теплоносителя возникают вихри внутри ячеек с изменяющейся топологией и различными продолжительностями жизни, а также направленные поперечные течения между соседними ячейками, которые имеют различную структуру и интенсивность (рис. 4).

За дефлекторами исходной формы профиля на расстоянии L/d_г = 1.85 за решеткой в ячейках с сохраненной ориентацией турбулизаторов образуются два вихря, локализованные в областях поперечного сечения ячеек, не занятых профилем лопаток (рис. 4а). Затем на расстоянии L/d_г = 5.27 за решеткой наблюдается процесс смещения вихрей в направлении зазоров, движение потока в которых организовано дополнительным дефлектором, на расстоянии L/d_г = 7.91 вихревые структуры полностью рассеиваются. В ячейках с измененной ориентацией турбулизаторов образуется один вихрь, расположенный в центре ячейки (рис. 4а), который рассеивается на различных расстояниях от решетки, а именно в ячейках №№ 28, 35 вихревое течение потока прекращается на расстояниях L/d_г = 15.82 и 18.46 соответственно. Смещения вихрей в направлении зазоров между твэлами в ячейках с измененной ориентацией турбулизаторов не наблюдается.

За дефлектором первой альтернативной формы профиля зарождение вихря в ячейках наступает на большем расстоянии от решетки, чем за дефлектором исходной формы, и не зависит от типа ориентации турбулизаторов в ячейках, а расстояние зарождения вихря от решетки составляет L/d_г = 3.43 (рис. 4б). В ячейках с сохраненным расположением дефлекторов вихрь занимает большую часть поперечного сечения и имеет круглую форму, при этом топология вихря не изменяется. Вихревая структура в ячейках данного типа наблюдается по всей длине исследуемого участка продольного сечения модели. В ячейках с измененной ориентацией турбулизаторов вихревая структура овальной формы в центре ячейки исчезает на расстоянии L/d_г = 15.82 от решетки.

За дефлектором второй альтернативной формы профиля зарождение вихря в ячейках наступает на том же расстоянии от решетки, что и за дефлектором исходной формы. В ячейках образуется один большой вихрь эллиптической формы, расположенный в центре (рис. 4в). Вне зависимости от схемы расположения дефлекторов вихри из центра ячейки смещаются в зазор между твэлами, движение потока в котором организуется дополнительным дефлектором, и рассеиваются на расстоянии L/d_г = 10.55 за решеткой.

За дефлектором второй альтернативной формы профиля во всех ячейках после рассеяния большого вихря возникают вторичные малые вихри, расположенные около стенки НК (рис. 5). В ячейках с сохраненной ориентацией дефлекторов вторичные вихри возникают на расстоянии L/d_г = 13.19 за решеткой. В ячейках с измененной ориентацией турбулизаторов зарождение вторичных вихрей начинается на расстоянии L/d_г =18.46 за решеткой, вторичные вихри сохраняют свою структуру по всей оставшейся длине проведения измерений. В ячейках с сохраненным расположением дефлекторов вторичные вихри исчезают на различных расстояниях: в ячейке № 36 на расстоянии L/d_г = 18.46 за решеткой, а в № 27 на расстоянии 23.73. Различие в продолжительности жизни вторичных вихрей может быть обусловлено различной интенсивностью перестроения поперечных потоков в области исследований, а также различной ориентацией турбулизаторов в ячейках.

Непосредственно за решеткой-интенсификатором, вне зависимости от профиля дефлектора и ориентации турбулизаторов в ячейках, максимальные значения поперечной скорости локализованы в областях ячеек, лежащих за вершинами дефлекторов (рис. 6). Величина поперечной скорости составляет 0.35–0.55 от среднерасходной скорости. В сечении L/d_г = 3.43 за решеткой наблюдается процесс перемещения максимумов поперечной скорости из областей ячеек, расположенных на вершинах дефлекторов в зазорах между твэлами, куда направлен поперечный поток, созданный турбулизатором. Для этого процесса характерно снижение поперечной скорости до 0.4 от среднерасходной скорости. В сечении L/d_г = 5.27 максимумы поперечной скорости локализуются в самой узкой части зазора между стержнями, а поперечная скорость имеет значение 0.35 от среднерасходной.

В сечении L/d_г = 7.91 за всеми исследуемыми формами профилей дефлекторов наблюдается формирование устойчивых конвективных макротечений в исследуемой области, направление и интенсивность которых определяются не только формой профиля дефлекторов, но и рядом других факторов. На расстоянии L/d_г = 10.55 за решеткой процесс формирования конвективных потоков завершается, и далее, начиная с сечения L/d_г = 13.19, наблюдаются постепенное затухание поперечных течений и выраженное уменьшение тангенциальных скоростей. Направления движения конвективных течений за различными типами дефлекторов представлены на рис. 7. На формирование устойчивых конвективных макротечений оказывают влияние следующие факторы: разрушение либо сохранение поперечных потоков через зазоры между твэлами и НК, а также продолжительность существования вихрей в ячейках.

За решетками-интенсификаторами с дефлекторами исходной формы и второй альтернативной формы профилей наблюдается процесс разрушения поперечных потоков между ячейками НК, характеризующийся сменой знака поперечной скорости. За дефлектором первой альтернативной формы профиля направление поперечного течения теплоносителя в области НК не изменяется, поскольку не происходит изменения знака поперечной скорости. Сохранение устойчивых поперечных течений в области НК за дефлектором первой альтернативной формы можно объяснить наличием когерентных вихрей, сохраняющих структуру и не дающих разрушиться поперечным течениям между ячейками НК.

Таким образом, за дефлекторами исходной формы и второй альтернативной формы профилей поперечные макротечения преимущественно организуются вне области НК, а за дефлектором первой альтернативной формы профиля, наоборот, в области НК.

Наибольшие значения осевой скорости наблюдаются в областях ячеек, локализованных за вершинами профилей основных дефлекторов на расстоянии L/d_г = 1.85 за решеткой, величина осевой скорости составляет $\left( {{{W}_{z}}{\text{/}}\overline W } \right)$ = 1.3. Вблизи поверхности стержней, расположенных в области поперечных макротечений потока, имеются зоны низкой осевой скорости ${{W}_{z}}{\text{/}}\overline W $ = 0.85–0.9, которые локализованы возле диагоналей, проходящих через центры стержней (рис. 8). За решеткой-интенсификатором с дефлектором первой альтернативной формы профиля количество зон низкой осевой скорости меньше, чем за решеткой с дефлекторами исходной формы профиля и первой альтернативной формы.

Выравнивание неоднородности поля осевой скорости в поперечном сечении области НК происходит на разных расстояниях от решетки и зависит от конструкции дефлектора: за дефлектором исходной формы профиля аксиальные скорости выравниваются при L/d_г ≈ 20, за дефлектором первой альтернативной формы профиля аксиальные скорости выравниваются при L/d_г ≈ 15, за дефлектором второй альтернативной формы профиля – при L/d_г ≈ 18.

ОЦЕНКА ЭФФЕКТИВНОСТИ ПЕРЕМЕШИВАНИЯ ПОТОКА В ОБЛАСТИ НАПРАВЛЯЮЩЕГО КАНАЛА ДЕФЛЕКТОРАМИ РАЗЛИЧНОЙ КОНСТРУКЦИИ

Эффективность перемешивания потока оценивалась с помощью параметров межъячеечного обмена F_mix и завихренности потока F_vor [18].

Параметр межъячеечного обмена ${{F}_{{{\text{mix}}}}}$ характеризует поперечное перетекание потока в области НК и определяется по формуле

Здесь S – ширина зазора между твэлами, ${{V}_{{{\text{cross}}}}}$ – компонента вектора скорости потока через зазор между твэлами, U – средняя аксиальная скорость потока в ячейке.

Параметр завихренности потока описывает интенсивность вихревого течения потока отдельно внутри каждой ячейки области исследований и определяется по формуле

Здесь V_lat – поперечная составляющая вектора скорости потока; U_loc – локальная аксиальная скорость потока в зоне измерения; r – расстояние от центра ячейки до точки, в которой измеряются поперечные скорости потока; ${{R}_{S}}$ – расстояние от центра ячейки до поверхности стержня.

По результатам определения параметров можно отметить следующее. За дефлектором с первой альтернативной формой профиля параметр межъячеечного обмена больше на 20%, чем за дефлекторами с исходной формой и второй альтернативной формой профилей (рис. 9). Такое распределение значений параметра межъячеечного обмена говорит о различной организации поперечных потоков за дефлекторами разных форм. Конвективные течения теплоносителя за дефлекторами исходной формы и второй альтернативной формы профилей преимущественно организуются вне области НК. За дефлектором первой альтернативной формы профиля конвективные течения теплоносителя организуются в ячейках области НК.

Осредненный по всей области исследований параметр межъячейкового взаимодействия показывает, что интенсивность поперечного потока между ячейками имеет близкие величины для всех исследуемых форм профилей дефлекторов и составляет непосредственно за решеткой 0.18–0.23, а на расстоянии L/d_г = 24 за решеткой имеет значение 0.08 (рис. 9).

Осредненный по всей исследуемой области параметр завихренности потока за дефлектором первой альтернативной формы профиля имеет в 2–3 раза большую величину, чем за другими турбулизаторами (рис. 10). Данное распределение параметров говорит о большей интенсивности вихревого течения потока за дефлектором первой альтернативной формы, чем за другими турбулизаторами.

ЗАКЛЮЧЕНИЕ

Основываясь на изложенных результатах, можно заключить, что наиболее эффективно перемешивает поток в области направляющего канала дефлектор первой альтернативной формы профиля. Данная конструкция турбулизатора создает устойчивые, крупные вихри со значительно большей продолжительностью существования за перемешивающей решеткой-интенсификатором, чем за другими дефлекторами, об этом говорит в 2–3 раза большая величина параметра завихренности потока, а конвективные поперечные макротечения за дефлектором первой альтернативной формы профиля проходят преимущественно в области направляющего канала. За другими дефлекторами поперечные макротечения локализованы преимущественно вне области направляющего канала либо на границах области.

Работа выполнена в рамках государственного задания в сфере научной деятельности (тема № FSWE-2021-0008).