Применение CFD кода для анализа эффективности смесительных дефлекторов решеток ТВС

Размещено на http://www.allbest.ru/

Применение CFD кода для анализа эффективности смесительных дефлекторов решеток ТВС

А.С. Носков, А.А. Фальков, Д.Л. Шипов

Введение

Целью работы является разработка расчетной модели ТВС реактора типа PWR, анализ с использованием CFD-кода CFX влияния геометрии смесительных дефлекторов на теплогидравлические характеристики топливных сборок и разработка рекомендаций по оптимизации конструкций дефлекторов дистанционирующих решеток (ДР) ТВС.

На первом этапе работы созданы упрощенные расчетные модели, состоящие из двух смежных ячеек и модели фрагмента ТВС размером 4х4 c 6 ДР, с наличием направляющего канала (НК) и без него.

Проведено тестирование и верификация моделей на аналитических и расчетных данных по распределению расходов (скоростей) и температур по ячейкам, полученных с помощью аттестованного ячейкового теплогидравлического кода КАНАЛ, а также на экспериментальных данных по гидросопротивлению и распределению температур теплоносителя по ячейкам ТВС. В результате был выбран размер сетки расчетной области и разработана методика проведения расчетов для дальнейшего использования.

На втором этапе работы созданы расчетные модели ТВС 4х4, проведены расчетные исследования для определения эффективности различных видов дефлекторов ДР на основании сравнения 4 критериев: интенсивности межъячейкового обмена, интенсивности вихревого воздействия смесительных дефлекторов, максимальных подогревов по сечению и коэффициента гидросопротивления ДР.

1. Разработка сетки расчетной области

Наиболее важным этапом CFD-исследования является дискретизация выбранной расчетной области, то есть создание сеточной модели (расчетной сетки). Для разработки расчетных моделей использовались две программы: Unigraphics, ICEM CFD. Исходными данными для создания сеточной модели фрагмента ТВС размером 4х4 являются чертежи, на базе которого в Unigraphics создается твердотельная модель. Геометрия расчетной модели, состоящей из двух смежных ячеек, создавалась с помощью средств ICEM CFD.

Ниже показаны твердотельная модель и различные варианты дискретизации расчетной области для двухъячейковой модели (рисунки 1-2).

Рисунок 1. Адаптированная модель двух гладких ячеек

Рисунок 2. Различные варианты дискретизации расчетной областиГеометрия двухъячейковой модели смежных ячеек и фрагмента ТВС размером 4х4 реактора типа PWR состоит из повторяющихся базовых элементов, совокупность которых и создает расчетную область. Процедура создания сеточной модели заключается в разработке расчетной сетки для базового элемента и последующего его копирования.

Гексаэдрическая расчетная сетка фрагмента пролета между ДР показана на рисунке 3.

Расчетная сетка фрагмента ДР состоит из тетраэдрических элементов (рисунок 4). теплогидравлический топливный дистанционирующий

Полномасштабная расчетная сеточная модель для случая двух смежных ячеек и фрагмента ТВС размером 4х4 показана на рисунках 5-6.

Размеры двухъячейковой модели при различных вариантах дискретизации расчетной области составили 550 тыс. и 4.9 млн. элементов соответственно, y⁺ изменялся от 240 до 4.5. Размеры моделей фрагмента ТВС 4х4 составили около 44 млн. элементов для случая без НК и 47 млн. элементов для варианта фрагмента с НК.

Рисунок 3. Гексаэдрическая расчетная сетка фрагмента пролета между ДР



Рисунок 4. Тетраэдрическая расчетная сетка фрагмента ДР с дефлекторами

Рисунок 5. Расчетная модель двух смежных ячеек

Рисунок 6. Полномасштабная расчетная модель фрагмента ТВС 4х4 с 6 ДР

2. Математическая модель

Коммерческий CFD-код CFX-14.0 разработки компании ANSYS, inc, предназначен для стационарных и нестационарных расчетов ламинарного и турбулентного тепло - массопереноса в жидких и газообразных теплоносителях в произвольных трехмерных областях.

Расчет процессов тепло - массопереноса производится на основе численного решения полной системы дифференциальных уравнений гидродинамики и тепломассопереноса. Для турбулентных течений используется форма усреднения по Рейнольдсу, параметры турбулентности рассчитываются на основе различных современных дифференциальных моделей (k-, k-l, LES и др.).

Течение среды может быть описано как в Эйлеровой, так и в Лагранжевой системе координат. Дифференциальные уравнения гидродинамики аппроксимируются по устойчивым неявным схемам. Для решения системы конечно-разностных уравнений используются итерационные численные методы.

При задании физических свойств теплоносителя использовалась международная библиотека данных IAPWS-IF97. В расчете были приняты следующие основные допущения:

- теплоноситель считается ньютоновской несжимаемой жидкостью;

- течение теплоносителя стационарное;

- для моделирования турбулентного режима течения теплоносителя применялась высокорейнольдсовая модель турбулентности SST.

Математическая модель для описания гидродинамических процессов, происходящих при течении жидкости в ТВС, состоит из системы уравнений, описывающих стационарное турбулентное движение несжимаемой вязкой жидкости.

Типы граничных условий - на входе задавался расход и температура, на выходе - давление, на поверхности стержней задавалась плотность теплового потока (в случае неизотермического режима).

3. Результаты верификации расчетных моделей

3.1 Распределение расходов теплоносителя в двух смежных ячейках

Для анализа выравнивания аксиальных скоростей рассмотрим две смежные гидравлически неидентичные ячейки, имеющие различные скорости потока на входе (рисунок 7). Геометрические характеристики ячеек соответствуют стандартной ячейке и ячейке НК ТВС.

Рисунок 7. Схема модели двух смежных ячеек

Для рассматриваемых ячеек в изотермическом режиме при отсутствии ДР условие одинаковых перепадов давления и баланса расхода запишется в виде:

, (1)

,

где - индекс ячейки, , , - КГС трения, проходное сечение и средняя скорость потока в i-ой ячейке.

Для случая одинаковых ячеек , , и при постоянном коэффициенте трения решение уравнения имеет вид:

, (2)

где - характерная длина выравнивания, - гидравлический диаметр.

Выполнены расчеты по коду CFX, ячейковому коду КАНАЛ (используемому для теплогидравлического обоснования активных зон) при рабочих параметрах активной зоны. Результаты прогноза по коду CFX, коду КАНАЛ и аналитическое решение по выравниванию скоростей для системы двух стандартных ячеек при постоянном коэффициенте трения и в случае гладких стенок представлены на рисунках 8-9.

Анализ результатов показал, что длина выравнивания скорости при по соотношению (2) составляет для двух стандартных ячеек - ? 1,83 м;

Расчетная длина выравнивания по CFD коду CFX для системы двух ячеек совпадает с расчетными данными, полученными по коду КАНАЛ, и аналитическими значениями.

Рисунок 8. Распределение скоростей по длине стандартных ячеек при постоянном коэффициенте трения.

Шероховатость 50 мкм.

Рисунок 9. Распределение скоростей по длине стандартных ячеек с учетом зависимости коэффициента трения от Рейнольдса.

Рассмотрен неизотермический режим течения в системе двух смежных ячеек с заданием энерговыделения в одной из ячеек. В расчетах по коду CFX варьировалось турбулентное число Прандтля в диапазоне . Изменение температуры по высоте ячеек в сравнении с кодом КАНАЛ приведено на рисунке 10.

Рисунок 10. Распределение температуры по длине стандартных ячеек

3.2 Распределение расходов и температур в модели ТВС 4х4. Сравнение с данными, полученными по коду КАНАЛ

Для верификации было выполнено сопоставление расчетных данных со значениями, полученными по коду КАНАЛ. Для расчета по CFD коду CFX была создана упрощенная геометрическая модель фрагмента ТВС 4х4, состоящая из гладкого пучка, без ДР и НК.

Расчет проводился при следующих параметрах:

- давление теплоносителя 15,7 МПа;

- массовая скорость теплоносителя 3200 кг/(м²·с);

- средний подогрев теплоносителя 15°С.

Схема расположения ячеек приведена на рисунке 11. Распределения массовых скоростей и температур по ячейкам на выходе из модели при различных числах показаны на рисунках 12-15.

Из анализа расчетных данных распределения массовых скоростей по ячейкам по кодам КАНАЛ и CFX следует хорошее совпадение результатов, среднеквадратичная погрешность для 16 стержневой модели не превышает 0,6%, при этом различие в температурах теплоносителя составляет .

Рисунок 11. Схема нумерации ячеек

Рисунок 12. Распределение массовых скоростей по ячейкам на выходе,

Рисунок 14. Распределение массовых скоростей по ячейкам на выходе,

Рисунок 13. Распределение температуры по ячейкам на выходе,

Рисунок 15. Распределение массовых скоростей по ячейкам на выходе,

3.3 Верификация на экспериментальных данных по гидросопротивлению и распределению температуры на модели ТВС 4х4

Массив экспериментальных данных для модели со стандартной ячейкой и модели с НК включает в себя по 2 экспериментальных режима измерения локальных температур теплоносителя в ячейках в следующем диапазоне параметров:

- давление теплоносителя 15,7 МПа;

- массовая скорость теплоносителя 1700 - 3400 кг/(м²·с);

- средний подогрев теплоносителя 40 - 90°С.

Зависимость расчетной и экспериментальной температур на выходе модели от поперечной координаты показана на рисунке 16. Распределение температуры по сечению на выходе представлено на рисунках 17-18.

По результатам статистической обработки среднеквадратичная погрешность расчета локальных подогревов температур теплоносителя в ячейках модели 4х4 составляет ~3%.

Анализ расчетных и экспериментальных значений локальных температур показывает, что в моделях 4х4 с ДР со смесительным дефлектором показывает в выходном сечении происходит выравнивание температур.

Величина коэффициента гидравлического сопротивления (КГС) получена на основе экспериментальных данных на полномасштабном макете при натурных параметрах теплоносителя. Длина участка, на котором измерялся перепад давления, составляет 245 мм, нижнее сечение находилось на расстоянии 76,5 мм от ДР. КГС вычислялся по формуле:

(3)

где , G, f, - перепад давления на измеряемом участке, массовый расход, площадь проходного сечения и средняя плотность теплоносителя.

Поправка на КГС, учитывающая потери на трение на чехле модели вычисляется по формуле:

(4)

где L, , - длина участка, гидравлический диаметр ТВС (без чехла и с чехлом соответственно), а - коэффициент сопротивления трения

(- абсолютная шероховатость).

Сопоставление расчетных и экспериментальных значений КГС для участка с ДР приведено в таблице 1.

Таблица 1

Параметр	Экспериментальные значения	Расчетные значения
Перепад давления по высоте, ,	8789,5	10009,7
Массовая скорость	3200
Величина поправки		0,13
Средняя плотность ,	705
КГС модели с учетом поправки на чехол, о	1,21	1,25

Отклонение от экспериментальных значений КГС участка с ДР для 16 стержневой модели составило -3.3%.

Рисунок 16. Зависимость расчетной и экспериментальной температур моделей со стандартной ячейкой и ячейкой НК от поперечной координаты

Рисунок 17. Распределение температуры по сечению на выходе из модели со стандартной ячейкой, режим №1

Рисунок 18. Распределение температуры по сечению на выходе из модели с НК, режим №1

4. Исследование эффективности различных видов дефлекторов

В расчетных экспериментах с помощью CFD кода CFX определяется эффективность различных видов дефлекторов с различными углами наклона для ТВС на основании сравнения четырех критериев: межъячейкового обмена, интенсивности вихревого воздействия смесительных дефлекторов, максимальной температуры по сечению после ДР и коэффициента гидросопротивления ДР.

Для исследования эффективности моделировался фрагмент тепловыделяющей сборки с одной пластинчатой дистанционирующей решеткой, без НК и с наличием НК. Рассмотрены 2 типа дефлекторов: прямой гиб с вариацией угла наклона и косой гиб с вариацией угла линии гиба (рисунки 19-20).

Рисунок 19. Дефлекторы вида «прямой» гиб

Рисунок 20. Дефлектор вида «косой» гиб

4.1 Критерий межъячейкового обмена

Коэффициент межъячейкового обмена определялся по формуле:

, (5)

Здесь - зазор между твэлами, - компонента скорости теплоносителя через границу между ячейками, - средняя скорость теплоносителя по сечению ячейки в направлении потока.

Схема для определения коэффициента показана на рисунке 21.

Рисунок 21. Схема для определения коэффициента межъячейкового обмена

Зависимость коэффициента межъячейкового обмена от расстояния после ДР показана на рисунке 22-23.



Рисунок 22. Зависимость коэффициента межъячейкового обмена от расстояния для стандартной ячейки

Рисунок 23. Зависимость коэффициента межъячейкового обмена от расстояния для ячейки НК

4.2 Критерий вихревого воздействия дефлекторов

Интенсивность вихревого воздействия дефлекторов определялась как средний по ячейке момент импульса вращательного движения:

. (6)

Здесь - тангенциальная составляющая скорости теплоносителя, - аксиальная компонента скорости теплоносителя в точке, - радиальное расстояние от центра до точки, в которой измеряются скорости, - минимальное расстояние от центра ячейки до поверхности стержня.

Схема для определения критерия интенсивности вихря приведена на рисунке 24.

Рисунок 24. Схема для определения интенсивности вихря в ячейке



Рисунок 25. Зависимость интенсивности вихря от расстояния для стандартной ячейки

Рисунок 26. Зависимость интенсивности вихря от расстояния для ячейки НК

4.3 Сравнение максимальных температур по сечению модели на участке после ДР

Зависимость максимальных температур по поперечному сечению модели фрагмента ТВС от расстояния после ДР приведены на рисунках 27 и 28.

Рисунок 27. Максимальные температуры по сечению для 16-ти стержневой модели

Рисунок 28. Максимальные температуры по сечению для модели с НК

4.4 Сравнение коэффициента гидравлического сопротивления ДР с различными видами дефлекторов

Отклонение расчетных КГС ДР с дефлекторами с разными углами наклона от расчетных КГС ДР с дефлекторами со стандартным углом наклона приведены в таблице 2.

Исходя из полученных результатов, можно судить о том, что с увеличением угла наклона смесительного дефлектора вида «прямой» гиб, незначительно возрастает перепад давления по высоте ДР, и коэффициент гидравлического сопротивления. Изменение угла линии гиба для дефлектора вида «косой» гиб практически не оказывает влияния на КГС ДР.

Таблица 2.

Коэффициенты гидравлического сопротивления ДР для 2 видов дефлекторов

Параметр	«прямой» гиб	«косой» гиб
Минимальный угол (-5 град)	0,937	0,942
Стандартный угол	1	0,941
Максимальный угол (+5 град)	1,059	0,937

Заключение

Разработана расчетная модель фрагмента ТВС реактора типа PWR с использованием CFD-кода CFX-14.0. Выполнено тестирование модели на экспериментальных данных по гидросопротивлению, распределению локальных температур теплоносителя и результатах расчета по ячейковому теплогидравлическому коду КАНАЛ.

Представлен анализ эффективности различных видов смесительных дефлекторов ДР при вариации угла наклона градусов и угла линии гиба градусов.

Для дефлектора вида «прямой» гиб сильный эффект оказывает максимальный угол наклона, однако с увеличением расстояние после ДР интенсивность перемешивания, межъячейковый обмен, интенсивность вихревого воздействия в стандартной ячейке ослабевают быстрее, чем для стандартного угла наклона. Минимальный угол наклона дефлектора оказывает наиболее слабый эффект как в целом по перемешиванию, так и по интенсивности вихря и межъячейкового обмена с увеличением расстояния после ДР.

Для дефлектора вида «косой» гиб варьирование угла линии гиба не привело к значительным изменениям межъячейкового обмена и вихревого воздействия.

Полученные результаты позволяют косвенно судить, что стандартный угол наклона дефлектора обеспечивает оптимальные характеристики перемешивания теплоносителя.

Список литературы

1. ANSYS CFX-Solver Modeling Guide, Release 14.0, Ansys Inc. Southpoint, 275 Tehnology Drive, Canonsburg, November 2010.

2. Моделирование турбулентных течений: учебное пособие, И.А. Белов, С.А. Исаев; Балт. гос. техн. ун-т, СПб, 2001. 108с.

Размещено на Allbest.ru