Содержание к диссертации
Введение
1 Анализ литературных источников и постановка задач исследования 10
1.1 Конструкции и опыт эксплуатации парогенерирующих установок 10
1.2 Методика расчёта парогенерирующих установок
1.2.1 Исходные данные, цели и последовательность рас чёта парогенератора 22
1.2.2 Анализ конструкции пгрубрест-од-300 24
1.2.3 Расчёт теплоотдачи отжидкометаллическихтеплоносителей 27
1.2.4 Теплогидравлическая устойчивость парогенерирующих установок 41
1.2.5 Теплопередача через зазор, заполненный лёгкой фазой 47
1.3 Постановка задач 50
2 Исследование свойств теплоизолирующего зазора опускного участка ПГ и верификация численной модели зазора 52
2.1 Причины создания теплоизолирующего зазора на опускном участке ПГ 52
2.2 Описание экспериментального стенда и программы экспериментов 54
2.3 Результаты экспериментального исследования свойств теплоизолирующего зазора 59
2.4 Численная модель теплоизолирующего зазора для рабочего участка стенда 65
2.5 Верификация численной модели теплоизолирующего зазора
2.5.1 граничные условия задачи 67
2.5.2 Полный обогрев рабочего участка 68
2.5.3 Частичный обогрев рабочего участка 74
2.5.4 Подача пароводяной смеси в водяной тракт 77
2.6 Выводы 80
3 Разработка численной модели ПГ 81
3.1 Общие требования к численной модели 81
3.2 Описание численной модели ПГ 81
4 Обоснование численной модели ПГ 90
4.1 Верификация численного моделирования теплоотдачи со стороны свинца с помощью экспериментов на стенде спрут 90
4.1.1 Характеристика стенда спр ути проведённых на нём опытов
4.1.2 О методической погрешности в измерении температуры пара 95
4.1.3 Расчётная модель стенда-модели ПГ 98
4.1.4 Результаты численного моделирования экспериментов на модели пг стендаспрут. 103
4.2 Оценка чувствительности численной модели 108
4.2.1 Влияние теплоотдачи со стороны свинца 108
4.2.2 Влияние других параметров 112
5 Применение численной модели ПГ 115
5.1 Режим полной мощности и частичные режимы 115
5.2 Анализ теплогидравлической устойчивости ПГ
5.2.1 Гидродинамическая характеристика парогенерирующей трубы 122
5.2.2 Автоколебания в одиночной парогенерирующей трубе 124
5.2.3 Теплогидравлическне параметры пг в стационарных режимах работы.
5.3 Режим экстренного снижения мощности 132
5.4 Течь из разрыва парогенерирующей трубы 138
5.5 Режим пуска ПГ 141
5.6 Выводы 148
Заключение 149
Список сокращений 150
Список литературы
- Исходные данные, цели и последовательность рас чёта парогенератора
- Результаты экспериментального исследования свойств теплоизолирующего зазора
- Описание численной модели ПГ
- Расчётная модель стенда-модели ПГ
Введение к работе
Актуальность темы исследования
Реализация приоритетного проекта атомной отрасли России «Прорыв» предусматривает создание ядерных энерготехнологий нового поколения на базе замкнутого ядерного топливного цикла с реакторами на быстрых нейтронах. Проект осуществляется в рамках федеральной целевой программы «Ядерные энерготехнологии нового поколения на период 2010-2015 годов и на перспективу до 2020 года». Одной из важнейших задач проекта является создание опытно-демонстрационной реакторной установки (РУ) БРЕСТ-ОД-300, где теплоносителем первого контура служит жидкий свинец.
Производство пара в РУ БРЕСТ-ОД-300 должно производиться в парогенераторе, обогреваемом свинцовым теплоносителем. Однако на сегодняшний день такие парогенераторы ещё не созданы. Разработка проекта такого парогенератора (ПГ) предполагает глубокое понимание теплогидравлических процессов, характерных для различных режимов работы. В связи с относительно высокой температурой плавления свинца и особенностями конструкции ПГ, работающего в контуре со свинцовым теплоносителем, повышенного внимания требуют процессы в опускных участках парогенерирующих труб, границы устойчивого течения в трубном пучке, переходные и пусковые режимы ПГ. Таким образом, исследования теплогидравлических процессов в ПГ, обогреваемом свинцовым теплоносителем, являются актуальными. Эта работа включает в себя создание, экспериментальное обоснование и применение методики расчёта теплогидравлических процессов в различных режимах работы парогенератора.
Степень разработанности темы исследования
Производство и использование пара в энергетических машинах имеет многолетнюю историю. Поэтому давно разработаны методы расчёта парогенерирующих установок. Однако использование тяжёлых жидкометаллических теплоносителей (ТЖМТ) для обогрева парогенерирующих труб является скорее частным случаем, характерным для отдельных военных и экспериментальных установок. Имеется ограниченное число экспериментальных исследований по теплогидравлике ТЖМТ, которые не всегда можно применить в силу неопределённости условий протекания различных теплогидравлических и химических процессов в новой конструкции парогенератора. Например, коэффициент теплоотдачи от свинца зависит от концентрации растворённого в теплоносителе кислорода, и для выявления указанной зависимости проводились экспериментальные исследования как в России (НГТУ,
ГНЦ РФ - ФЭИ), так и за рубежом, например, James J. Sienicky, Fenglei Niu, Robert Candalino, Ning Li. По результатам исследований, получены различные зависимости коэффициента теплоотдачи от концентрации кислорода, иными словами, возможна неоднозначность в оценке характеристик ПГ.
Таким образом, для обоснования теплогидравлических характеристик вновь создаваемого парогенератора, обогреваемого ТЖМТ, необходимо использовать многовариантные расчёты различных режимов работы оборудования с анализом чувствительности результатов к изменению отдельных параметров. Такую возможность предоставляют теплогидравлические расчётные коды и современная вычислительная техника. Однако подобный подход требует создания специального инструмента исследования - численной модели проектируемого ПГ, а для подтверждения адекватности модели необходимо с помощью экспериментов провести её верификацию. Эта работа для ПГ РУ БРЕСТ проводится впервые, и её результаты отражены в данной диссертации.
Цели и задачи исследования
Целью данной работы является создание экспериментально обоснованной методики теплогидравлического расчёта парогенератора, обогреваемого жидкометаллическим теплоносителем, в конечном счёте, создание верифицированной численной модели ПГ РУ БРЕСТ-ОД-300, и проведение с помощью неё исследований теплогидравлических процессов в ПГ в стационарных и переходных режимах.
С учётом особенностей конструкции ПГ можно выделить следующие задачи исследования:
аналитический обзор литературных источников, содержащих сведения по конструкции, опыту эксплуатации и расчёту парогенерирующих установок, расчёту теплоотдачи от жидкометаллических теплоносителей, теплогидравлической устойчивости парогенерирующих установок, теплопередаче через зазор, заполненный лёгкой фазой;
разработка и экспериментальное обоснование численной модели теплоизолирующего зазора на опускной трубе;
разработка (с учётом численной модели теплоизолирующего зазора) численной модели ПГ РУ БРЕСТ-ОД-300 на основе теплогидравлического кода;
верификация численной модели ПГ по имеющимся экспериментальным данным;
оценка надёжности циркуляции в трубном пучке ПГ, то есть определение границ устойчивого течения, с учетом характера и масштабов колебаний параметров, а также возможности опрокидывания течения;
демонстрация работоспособности численной модели расчётом частичных и переходных режимов работы ПГ, оценка влияния вариаций интенсивности теплоотдачи от свинца на выходные параметры ПГ.
Научная новизна
Для теплоизоляции опускного участка парогенератора, обладающей специфическими свойствами, впервые разработана и верифицирована на экспериментальных данных численная модель, позволяющая с хорошей точностью моделировать теплопередачу на опускном участке.
Впервые разработана и верифицирована на экспериментальных данных численная модель ПГ РУ БРЕСТ-ОД-300.
Впервые в результате проведения расчётного анализа теплогидравлической устойчивости ПГ РУ БРЕСТ определена граница устойчивости, определены гидродинамические характеристики парогенерирующих труб при различном дросселировании на входе, определены теплогидравлические параметры ПГ в различных стационарных режимах работы.
С помощью экспериментальных данных и численного моделирования по двум кодам показана возможность достижения приемлемой точности расчёта теплогидравлических параметров при использовании в численной модели перегретого пара вместо жидкометаллического теплоносителя, при соответствующей корректировке входных параметров.
В результате численного моделирования режимов с отсечением водяного тракта с последующим снижением давления в ПГ, в том числе режима экстренного снижения мощности, впервые выявлено влияние алгоритма работы оборудования в этих режимах на параметры теплоносителей первого и второго контура.
Численное моделирование пускового режима ПГ позволило определить время выхода на стационарный режим работы модуля ПГ, а также динамику изменения теплогидравлических параметров воды, пара и свинца в этом режиме, а также градиенты температуры в стенке корпуса водяной камеры.
- При моделировании течи из разрыва парогенерирующей трубы определены
энтальпия и расход истекающей пароводяной смеси, а также масса попавшего в газовое
пространство пара при штатном срабатывании защитного оборудования.
Практическая значимость
Разработанная численная модель ПГ РУ БРЕСТ-ОД-300 позволяет проводить моделирование теплогидравлических процессов в различных режимах работы ПГ.
В связи с тем, что жидкий свинец не является распространённым теплоносителем, расчётные теплогидравлические коды, имеющие возможность его моделировать, в настоящее время либо находятся на стадии разработки, либо не доступны широкому кругу пользователей. Заменой в численной модели свинцового теплоносителя перегретым паром с соответствующей коррекцией расхода и коэффициентов теплоотдачи удалось решить данную проблему. В результате, все необходимые расчёты были выполнены с помощью распространенной и многократно верифицированной версии кода Relap5.
Расчётный анализ теплогидравлической устойчивости позволил выработать рекомендации по сужению области неустойчивой работы ПГ, в частности, определены оптимальные размеры дроссельной трубы и минимально допустимый расход питательной воды.
Численное моделирование режимов с отсечением водяного тракта с последующим снижением давления в ПГ позволило, в частности, найти оптимальную скорость снижения давления в ПГ, а также алгоритм изменения расхода теплоносителя первого контура, при котором не происходит переохлаждение и затвердевание свинца. Выработаны рекомендации по значению максимального расхода пара через один главный предохранительный клапан (ГПК) и по разделению нескольких ГПК на группы с разными уставками срабатывания.
Совместно с выводами, сделанными при определении границы устойчивости, расчёт пускового режима способствовал разработке приемлемого алгоритма подъёма мощности реакторной установки и пуска ПГ. Кроме того, детальное моделирование водяной камеры в режиме пуска, позволило определить изменение температуры её стенки и получить исходные данные для прочностного расчёта.
Данные, полученные при расчёте течи из разрыва парогенерирующей трубы необходимы для проектирования системы локализации течи парогенератора.
Метод исследования представляет собой расчётное моделирование теплогидравлических процессов в парогенераторе, обогреваемом свинцовым теплоносителем. Для моделирования используется разработанная и верифицированная на экспериментальных данных численная модель ПГ на базе теплогидравлического расчётного кодаЯе1ар5.
Личный вклад автора
-
Собраны и проанализированы литературные данные по различным аспектам проектирования и теплогидравлических расчётов парогенерирующих установок.
-
Разработана численная модель ПГ, обогреваемого свинцовым теплоносителем. Разработаны подходы к моделированию различных элементов ПГ и процессов, протекающих в нём, при использовании теплогидравлического кода Relap5/mod3.2, с учётом его ограничений. В частности, сюда относятся замена свинца в численной модели перегретым паром с соответствующей коррекцией расхода и коэффициентов теплоотдачи, а также моделирование тепловой изоляции опускного участка ПГ параллельными элементами типа pipe.
-
Автор разработал пакет документов, необходимых для экспериментального исследования теплопередачи через теплоизолирующий зазор опускного участка ПГ -программа и методика, техническое задание на рабочий участок, требования к системе измерения, а также таблицы необходимых экспериментальных режимов стенда, которые были включены в рабочую программу исследований. Автором была разработана численная модель рабочего участка стенда и проведены претестовые и посттестовые расчёты различных режимов работы экспериментального стенда, что позволило выявить характерные особенности теплоизоляции до проведения эксперимента и конкретизировать задачи экспериментального исследования. Проведён анализ экспериментальных данных и результатов численного моделирования, что позволило скорректировать численную модель тепловой изоляции опускного участка ПГ и довести погрешность расчёта до приемлемых значений.
-
Выбраны режимы для экспериментов на стенде СПРУТ (ГНЦ РФ - ФЭП). Создана численная модель рабочего участка стенда СПРУТ и проведены верификационные расчёты для различных режимов работы стенда.
-
Проведён расчётный анализ работы ПГ РУ БРЕСТ-ОД-300 в стационарных и переходных режимах. Результаты расчёта учитывались при совершенствовании конструкции ПГ и уточнении алгоритмов работы РУ.
Достоверность результатов диссертации обеспечена использованием неоднократно верифицированного теплогидравлического кода Relap5/mod3.2, а также тем, что численная модель исследуемого парогенератора была верифицирована на экспериментальных данных. Результаты экспериментов и верификации приводятся в диссертации.
Апробация работы и публикации
Результаты диссертационной работы были изложены на различных конференциях:
на научно-технической конференции «Теплофизика-2012» (Обнинск, ФГУП «ГНЦ РФ - ФЭИ», 2012);
на конференции молодых специалистов «Быстрые реакторы» (Москва, ОАО «НИКИЭТ», 2012);
на четвёртой конференции «Тяжёлые жидкометаллические теплоносители в ядерных технологиях (ТЖМТ-2013)» (Обнинск, ФГУП «ГНЦ РФ - ФЭИ», 2013);
на конференции молодых специалистов «Инновации в атомной энергетике» (Москва, ОАО «НИКИЭТ», 2013).
Результаты диссертационной работы представлены в 2-х статьях, опубликованных в рецензируемых журналах, входящих в список, рекомендуемый ВАК Минобрнауки России: «Атомная энергия» и «Известия Высших учебных заведений «Ядерная энергетика»; в материалах вышеперечисленных конференций; в 4 статьях, опубликованных в годовых отчетах НИКИЭТ; 12 отчетах о научно-исследовательской работе.
Положения, выносимые на защиту
-
Постановка эксперимента по исследованию свойств теплоизолирующего зазора опускного участка ПГ и анализ результатов экспериментального исследования.
-
Разработанная численная модель парогенератора, обогреваемого свинцовым теплоносителем, и результаты её верификации на экспериментальных данных.
-
Результаты расчётного исследования теплогидравлических процессов, протекающих в парогенераторе, обогреваемом свинцовым теплоносителем.
Структура и объём диссертации.
Диссертация состоит из введения, пяти глав, заключения, списка сокращений, списка литературы из 189 наименований. Диссертация содержит 167 страниц текста, и включает в себя 85 рисунков и 20 таблиц.
Исходные данные, цели и последовательность рас чёта парогенератора
Выбор теплоносителя первого контура зависит, как от типа реактора (на быстрых нейтронах или на тепловых нейтронах), так и от желания получить как можно более высокий КПД ЯЭУ. Очевидным путём повышения КПД энергоблока является увеличение температуры пара, подаваемого на турбину. Однако температура пара напрямую связана с температурой теплоносителя, отводящего тепло от топлива в реакторе; чем выше температура теплоносителя на выходе из реактора, тем выше температура пара на входе в турбину. Температура теплоносителя первого контура ограничивается свойствами материалов активной зоны и физико-химическими свойствами теплоносителя, его поведением при облучении в активной зоне реактора. Удовлетворить предъявляемым требованиям могут жидкие металлы и газы. Достигнутые параметры газового теплоносителя и пара на различных АЭС приведены в таблице 1.2 [8].
Таким образом, несмотря на возможность достижения высоких параметров пара в ПГ, обогреваемых газовым теплоносителем, такие ПГ имеют большие размеры и требуют дополнительной интенсификации теплообмена со стороны газа. То есть имеют высокую металлоёмкость и сложны в изготовлении. Поэтому экономический эффект от повышения КПД установки, может быть нивелирован стоимостью оборудования.
Жидкометаллические теплоносители имеют высокую теплопроводность, значительно превышающую теплопроводность воды и тем более газов. Это позволяет достигать высокой интенсивности теплообмена, как в активной зоне реактора, так и в парогенерирующих установках. Невысокая теплоёмкость металлов компенсируется большим подогревом теплоносителя в активной зоне, то есть малая теплоёмкость не требует поддержания большого расхода теплоносителя. Фактически верхний предел по температуре задаётся жаропрочностью конструкционных материалов, а не свойствами теплоносителя. Иными словами, в парогенераторах обогреваемых жидкометаллическими теплоносителями имеется возможность получения высоких параметров пара. Например, на АЭС с реактором SUPERPHENIX температура жидкого натрия на входе в парогенератор составляла 520 С, а температура пара перед турбиной 487 С [9]; на АЭС с реактором БН-600 аналогичные температуры равны, соответственно 550 С и 500 С [10], что сравнимо с параметрами пара на АЭС с газовым теплоносителем.
Использование жидких металлов в качестве теплоносителя стало актуальным с началом разработки и эксплуатации реакторов на быстрых нейтронах, и являлось следствием особенностей физики быстрых реакторов [11]. Основными же условиями, определившими выбор жидких металлов в качестве теплоносителей для быстрых реакторов, являются: 1) высокая плотность энерговыделения в топливе быстрого реактора с необходимостью интенсивного теплосъёма, чтобы удерживать температуру твэлов в допустимых пределах; 2) малые замедляющие и поглощающие свойства теплоносителя; 3) приемлемые технологические свойства теплоносителя, в частности, стойкость к нейтронному и гамма излучению, невысокий уровень давления, коррозионные свойства [12, 13]. На начальном этапе разработки быстрых реакторов в качестве теплоносителей рассматривались: натрий, эвтектика натрия и калия, литий, ртуть, висмут, свинец, эвтектика свинца и висмута. Но в конечном итоге наиболее подходящими был признан натрий. Выбор был сделан по результатам сравнения основных теплофизических свойств металлов, которые представлены в таблице 1.3 [14].
У каждого металла есть свои преимущества и недостатки. Для того чтобы с металлическим теплоносителем было удобно работать, он должен обладать низкой температурой плавления, желательно ниже температуры, поддерживаемой в помещении ЯЭУ. Такая температура плавления у ртути и сплава натрия с калием. Однако эти теплоносители имеют более низкие теплоёмкость и теплопроводность, чем у рассматриваемых щелочных металлов. Литий обладает самой большой теплоёмкостью по сравнению с остальными металлами, однако температура плавления у него выше, чем у натрия и калия, кроме того, немаловажным является и тот факт, что литий имеет высокую стоимость. Температура плавления калия не значительно отличается от температуры плавления натрия, а остальные теплофизические свойства у него хуже. Теплофизические свойства свинца и эвтектики свинец -висмут значительно хуже, чем у щелочных металлов. Поэтому по всему комплексу теплофизических свойств натрий оказался наиболее подходящим теплоносителем. Следствием этого стало то, что в настоящее время на АЭС с реакторами, охлаждаемыми жидкометаллическим теплоносителем, используется натрий.
Начиная со второй половины 20-го века, в различных странах проектировались и были построены различные установки, охлаждаемые жидким металлом, их перечень приведён в таблице 1.4 [11, 15]. Все эти реакторные установки в качестве теплоносителя первого контура использовали натрий, за исключением DFR, охлаждаемой эвтектикой натрий-калий.
Обширный опыт разработки и эксплуатации быстрых реакторов типа БН отражён в [ 16 -23], где, в частности, рассмотрены вопросы повышения эксплуатационной надёжности парогенераторов установки БН-600 и применение этого опыта в установке БН-800. Опыт эксплуатации быстрых реакторов с натриевым теплоносителем за рубежом рассматривается, в частности, в [24 - 32]. Нужно отметить, что кроме французских реакторных установок PHENIX и SUPERPHENIX, других промышленных РУ с быстрым реактором за рубежом не построено.
Если технология натриевого теплоносителя довольно хорошо изучена и широко применялась на промышленных и экспериментальных установках, то технология тяжёлых жидкометаллических теплоносителей (свинцового и свинцово-висмутового теплоносителя) использовалась в меньшей степени, хотя и изучалась на экспериментальных стендах, например на стендах 27/ВТ и КМ-1 [33, 34]. Это связано, прежде всего, с тем, что свинец и эвтектика свинец-висмут имеют худшие теплофизические свойства по сравнению с натрием и, кроме того, ТЖМТ более коррозионно агрессивны и требуют большей мощности для поддержания циркуляции в контуре [35]. Однако свинец и эвтектика свинец-висмут более безопасны в эксплуатации, так как слабо реагируют с водой и воздухом при рабочих температурах, имеют высокую температуру кипения. На ЯЭУ, охлаждаемых натрием, всегда имеется риск течи воды в натрий из аварийных труб ПГ, в результате быстро развивается бурная химическая реакция с большим энерговыделением и появлением водорода. Это обстоятельство привело к усложнению конструкции парогенерирующих установок на АЭС. Чтобы исключить попадание лёгкой фазы (водяной пар или водород) в активную зону ядерного реактора во время аварии с течью воды в натрий, на АЭС парогенератор обогревается натрием второго, промежуточного контура. В этом случае требуется монтаж значительно большего по объёму и массе оборудования и трубопроводов. Это хорошо видно на примере второго контура РУ SUPERPHENIX
Результаты экспериментального исследования свойств теплоизолирующего зазора
Бассейновая компоновка циркуляционного контура теплоносителя РУ БРЕСТ-ОД-300 предполагает верхний подвод питательной воды к парогенератору, как следствие, в парогенераторе имеются два участка: опускной, по которому холодная вода течёт вниз и подъёмный, он же витой, на котором вода испаряется, а пар перегревается и поднимается вверх. Свинец подаётся сверху как на подъёмный, так и на опускной участки. С точки зрения теплообмена, подача свинца на опускной участок не имеет большого смысла, так как витой участок имеет достаточную поверхность для испарения воды и перегрева пара до требуемой температуры. Однако вытеснение свинца с опускного участка усложняет конструкцию и требует дополнительных мер контроля. В тоже время наличие застойного свинца на опускном участке приводит к невозможности контроля концентрации кислорода в этом объёме свинца. Поэтому 5 % расхода через модуль ПГ направляется через опускной участок.
Температура подаваемой в парогенератор питательной воды не может быть ниже 340 С, что позволяет исключить возможность затвердевания свинца. С другой стороны, чтобы обеспечить гидродинамическую устойчивость течения в парогенерирующих трубах, питательная вода должна иметь недогрев до температуры насыщения, чтобы критерий Петрова (формула 1.36) имел приемлемые значения. При давлении на входе в парогенератор приблизительно 18,6 МПа, температура насыщения составляет -359,7 С. При нормальных условиях эксплуатации температура наружной поверхности труб должна быть не ниже 400 С, при этом обеспечивается приемлемый температурный режим свинцового теплоносителя. Подача питательной воды с температурой 340 С при заданном небольшом расходе свинца через опускной участок без тепловой изоляции приводит к тому, что вода быстро достигает температуры насыщения и закипает, а температура свинца становится равной температуре пароводяной смеси. В результате не соблюдается как условие по нижней границе температуры труб, так и условие поддержания минимально допустимой температуры свинца. Кроме того, кипение воды на опускном участке удлиняет испарительный и пароперегревательный участки, очевидно, это повышает гидравлические потери на этих участках и уменьшает их на экономайзерном, а значит критерий Петрова (формула 1.36) может уменьшиться до неприемлемых значений. Иными словами, сужается область гидродинамической устойчивости течения в трубах парогенератора. В связи с этим представляется необходимым установить тепловую изоляцию на опускных трубах. Снизив теплообмен на опускном участке, можно добиться того, что питательная вода на выходе опуска сохранит какой-то недогрев до температуры насыщения. По сути, опускной участок будет являться экономайзерным, а поворот пучка труб и витой участок испарительным и пароперегревательными участками. В этом случае температура свинца на опускном участке будет не ниже 400 С. Однако такое решение не лишено и недостатка. Как отмечалось ранее, при течении в вертикальных U-образных парогенерирующих трубах важную роль играет гравитация. Разность масс парового и водяного столбов в трубах приводит к появлению естественной циркуляции, а ГДХ парогенерирующей трубы при малых расходах воды становится многозначной. Появляется риск опрокидывания расхода в отдельных трубах парогенератора. Причём, чем тяжелее столб воды на опускном участке, тем больше расход, при котором возможно опрокидывание. Таким образом, установка тепловой изоляции на опускном участке приводит к улучшению одних характеристик, но ухудшает другие. Чтобы избежать этого, необходимо увеличить гидравлическое сопротивление экономайзерного участка. Установка внутрь основной трубы дроссельной трубы меньшего диаметра, существенно увеличило гидравлическое сопротивление экономайзерного участка. Одновременно с этим зазор между двумя соосными трубами, заполненный лёгкой фазой, стал выполнять функции тепловой защиты. Таким образом, дополнительная внутренняя труба опускного участка служит дросселем и формирует тепловую защиту опуска. Эффективность такого дросселирования подтверждена при эксплуатации парогенератора АЭС «Энрико Ферми», который схож по компоновке с ПГ РУ БРЕСТ-ОД-300. На этом парогенераторе справиться с пульсациями расхода удалось за счёт установки дроссельных труб внутрь парогенерирующих [95].
Здесь следует заметить, что применение локального дросселя (например, шайбы) на входе в опускную трубу в рассматриваемых условиях неприемлемо как по технологическим причинам (диаметр отверстия меньше 1 мм - трудность изготовления плюс возможность засорения), так и по режимным - за дросселем исчезает почти целиком недогрев воды на входе, получится двухфазный поток почти на всём опускном участке.
Тепловая изоляция в виде зазора заполненного пароводяной смесью имеет достаточно простую конструкцию, однако по свойствам аналогична тепловой трубе. Именно поэтому необходимо было экспериментально уточнить особенности теплопередачи на опускном участке ПГ РУ БРЕСТ-ОД-300, а также с помощью экспериментов верифицировать численную модель тепловой защиты. Необходимые эксперименты были проведены в ОАО «НИКИЭТ», в соответствии с требованиями, сформулированными автором данной диссертации.
Характеристики физической модели - рабочего участка стенда определяются, с одной стороны, требованиями моделирования, с другой - реальными возможностями изготовления и обеспечения требуемых параметров испытаний. Требования к физической модели опускной трубы с теплоизолированным зазором были сформулированы в техническом задании, разработанном автором диссертации. Основные отличия физической модели (рабочего участка) от натурной опускной трубы заключаются в следующем: - в качестве греющей среды, вместо свинца, принят перегретый пар, однако при этом обеспечивается необходимая температура греющей среды и интенсивность теплоотдачи, близкая к таковой для свинцового теплоносителя; - длина опускного участка уменьшена до 6 м, но предусмотрена возможность обогрева как всего рабочего участка, так и отдельно только его нижней части; - для измерения температуры питательной воды вдоль опускного участка используется многозонная термопара, которая превратила опускную трубу в кольцевой канал с гидравлическим диаметром, равным натурному (поперечное сечение рабочего участка представлено на рисунке 2.1).
Рисунок 2.1 - Поперечное сечение гидравлических трактов рабочего участка
Конструкция и размеры, исследуемого теплоизолирующего зазора представлены на рисунке 2.2. В данном случае показан вариант с дистанционированием центральной трубы витой проволокой, который исследовался первым, затем после доработки конструкции, исследовался вариант с дистанционированием четырьмя продольными рёбрами (рисунок 2.3). На рисунке 2.4 представлена конструкция рабочего участка стенда. Греющий пар подается в кольцевой канал, образованный корпусом рабочего участка 0 40x5 мм и трубой 0 22x2 мм, которая вместе с трубой 0 12x1мм образует испытуемый теплоизолирующий зазор. Питательная вода подаётся в трубу 0 12x1 мм, в центре которой расположен термометрический зонд.
Описание численной модели ПГ
В расчетной схеме можно выделить три тракта: 1 - водяной тракт; 2 - тракт свинца опускного участка; 3 - тракт свинца витого подъёмного участка. Водяной тракт имеет входной объём с номером 001 и выходной объём с номером 399. Тракты свинца опускного и витого участков имеют общие входной и выходной объёмы с номерами 400 и 513 соответственно.
Вода из источника 001 поступает в напорный коллектор (элемент 003), к которому подключен запорно-регулирующий клапан (ЗРК) - элемент 004. В зависимости от моделируемого режима проходное сечение элемента 004 варьируется с целью получения требуемого расхода питательной воды при заданном перепаде давления между входным объёмом 001 и выходным объёмом 399. Уменьшение проходного сечения приводит к увеличению гидравлического сопротивления ЗРК и, как следствие, снижению расхода при заданном перепаде давления. Из водяного коллектора (элемент 089) через трубную доску (элемент 090) вода поступает в параллельные парогенерирующие трубы, которые на опускном участке и повороте моделируется элементами pipe с номерами от 100 до 120, а на витом участке элементами с номерами от 150 до 170. Из труб пар через трубную доску (элемент 091) поступает в паровой коллектор - элемент 300, и далее - в паропровод (элемент 397), который через отсечную арматуру (элемент 396) подключен к выходному объёму 399.
На опускном участке ПГ имеется теплоизолирующий зазор, который образован за счёт размещения в основной трубе дроссельной трубы меньшего диаметра. Из водяного коллектора вода опускается по внутренней трубе до нижней части трубного пучка, где поступает в наружную трубу большего диаметра. Зазор между внутренней и внешней трубами сверху заглушён, поэтому между трактом свинца и воды на опуске существует пароводяная прослойка, ограниченная стенками внешней и внутренней трубы. В численной модели зазор моделируется двумя вертикальными элементами pipe для каждой парогенерирующей трубы. Суммарное проходное сечение указанных элементов равно проходному сечению щелей выбранной группы труб, а для расчёта гидравлического диаметра использовались геометрические размеры зазора одной трубы. В модели элементы, моделирующие зазор, имеют номера от 600 до 620 и от 700 до 720, соответственно для каждой модельной парогенерирующей трубы с номерами от 100 до 120. Проходное сечение «каналов» с номерами от 600 до 620 равно 70% проходного сечения щели, а проходное сечение «каналов» от 700-го до 720-го - 30 %, то есть предполагается, что цилиндрическая поверхность, разделяющая эти «каналы» имеет диаметр, приблизительно равный среднему диаметру зазора. Вертикальные «каналы», моделирующие зазор, связаны между собой горизонтальными гидравлическими связями - элементы mtpljun с номерами от 800 до 820. Эти же элементы связывают нижние ноды «каналов» (номер нода - 40) с 41 нодом парогенерирующих труб с номерами от 100 до 120. Ноды с 11 по 40 элемента 600 с помощью тепловой структуры 1200, моделирующей стенку внешней трубы, связан с опускным трактом свинца (ноды с 1 по 30 элемента 504), а «канал» 700 тепловой структурой 1200, моделирующей внутреннюю трубу, связан с трактом воды - ноды с 1 по 40 элемента 100. Аналогично и для остальных труб, но со своими номерами.
В модуле ПГ реально присутствует 784 трубы, а не 21 как в расчётной модели, поэтому «трубы» численной модели имеют проходные сечения не одной реальной трубы, а группы труб объединённых схожестью геометрических размеров (основное отличие в длине), при этом гидравлический диаметр соответствует диаметру одиночной трубы. Для сохранения эквивалентного теплового потока в тепловых структурах пропорционально увеличивается площадь теплопередающей поверхности. Такой подход является обычным приёмом численного моделирования и неоднократно опробован в различных ситуациях. Для расчётного анализа, в котором требуется иметь в модели одиночную трубу, добавлен ещё один элемент pipe с проходным сечением одной трубы. Соответственно, площадь проходного сечения этой трубы вычтена из одной из 20-ти групп.
Короткая выходная часть опускной трубы и половина поворотного участка (ноды с 41 по 45 элементов от 100 до 120) связаны с потоком свинца опускного участка (ноды с 31 по 57 элемента 504) с помощью тепловых структур с номерами от 1300 до 1320. Вторая половина участка поворота моделируется нодами 46-50 элементов с номерами от 100 до 120, этот участок связан с потоком свинца витого участка (элемент 404) тепловыми структурами с номерами от 1400 до 1420. Вода после поворота поступает в витую часть (элементы от 150 до 170), на этом участке нагрев воды осуществляется от потока свинца, находящегося в элементе pipe с номером 404, через стенки труб, которые здесь смоделированы продолжением тепловых структур 1400-1420.
Десять верхних нодов водяного тракта, как на входе, так и на выходе лежат выше уровня свинца и проходят через газовый объём, где теплота переносится к трубам в условиях естественной конвекции газа, когда коэффициент теплоотдачи составляет несколько Вт/(м -К). Здесь тепловой поток к воде на два-три порядка ниже, чем под уровнем свинца. Это позволяет не учитывать в модели теплообмен в газовом объёме.
Свинец подаётся из объёма 400 с расходом, задаваемым в элементе 401, в объём 402, а далее поступает в элемент pipe 404. 95 % расхода свинца поступает на витой участок, а 5 % с помощью элемента 406 отбирается в опускной участок (элемент 504) из первого нода трубы 404. Два потока свинца смешиваются в районе поворота парогенерирующей трубы, это осуществляется с помощью горизонтальных гидравлических связей в нижней части каналов 504 и 404. После смешения свинец поступает в объём 506, а затем в выходной объём 513.
Численная модель модуля ПГ РУ БРЕСТ-ОД-300 разработана для кода Relap5/mod3.2, в котором отсутствует возможность задать в качестве теплоносителя жидкий свинец. Это вызвано тем, что доступная для использования новая версия кода Relap5 с поддержкой жидких металлов в качестве теплоносителей имела ограничения по максимальному числу расчётных объёмов, что не позволяло запустить разработанную численную модель. Однако отсутствие прямой поддержки кодом в качестве теплоносителя свинца, не является серьёзным ограничением. Так как от модели свинцового тракта требуется только соответствие температур и коэффициента теплоотдачи между моделью и натурой, то было принято решение заменить в модели свинец на перегретый пар и скорректировать расходы пропорционально отношению теплоёмкости свинца и пара. Давление пара в «свинцовом» контуре было принято равным 2,738 МПа, при этом давлении среднее значение теплоёмкости пара в заданном диапазоне температур равно 2238,7 Дж/(кг-К), а отклонения от среднего значения не превышают ± 0,25%. Так как теплоёмкость свинца равна 147,3 Дж/(кг-К), то для соответствия температуры модельного пара температуре свинца расход пара в расчётной модели должен быть меньше расхода свинца в 2238,7/ 147,3 15,2 раза. Для стационарных режимов соответствие объёма контура модели и реального объёма свинцового контура не важно. Для корректного моделирования переходных режимов объём тракта в модели был увеличен на коэффициент определяемый по формуле
Расчётная модель стенда-модели ПГ
Как уже упоминалось, по гидродинамической характеристике ПГ можно определить границу устойчивости течения. Неустойчивость течения появляется в области неоднозначности ГДХ. На рисунке 5.5 представлена ГДХ одиночной трубы ПГ, которая была получена в процессе работы по расчётному анализу теплогидравлическои устойчивости ПГ. По характеру кривой можно ожидать развития колебаний расхода и опрокидывания циркуляции в отдельных трубах ПГ в диапазоне расхода воды от нуля до -18 % от номинала (переход ГДХ в положительную область происходит при 17,5 % расхода).
Для другого варианта трубного пучка была получена ГДХ, показанная на рисунке 5.6(a), и, как видно из рисунка, опрокидывание расхода в трубах можно было ожидать даже при расходе питательной воды 60 % от номинала. Улучшение ситуации возможно за счёт уменьшения проходного сечения внутренней трубы на опускном участке. Расчётный анализ теплогидравлическои устойчивости парогенератора с увеличенным дросселированием на входе показал увеличение гидравлического сопротивления экономайзерного участка до 1,5 МПа, что привело к смещению границы устойчивости до расхода 20 % номинального, рисунок 5.6 (б).
Дополнительное смещение границы устойчивости приблизительно на 2 % достигнуто за счёт увеличения массовой скорости воды и пара из-за уменьшения внутреннего диаметра парогенерирующей трубы, а также уменьшения количества труб (рисунок 5.5).
Появление автоколебаний в одиночной парогенерирующей трубе связывают с присутствием упругого объёма вблизи входа в испарительный участок [154, 155]. В нашем случае теплоизолирующий зазор на опускном участке, открытый внизу и частично заполненный паром, представляет собой тот самый упругий объём. Из упомянутых исследований можно заключить, что амплитуда пульсаций расхода при таких автоколебаниях пропорциональна объёму пара в теплоизолирующем зазоре.
Чтобы проанализировать влияние парового объёма образованного на опускном участке теплоизолирующим зазором, были проведены расчёты, как с подключенным паровым объёмом, так и без него, для этого в численной модели отключались гидравлические связи зазора с основным трактом. На рисунках 5.7 и 5.8 показано поведение относительного расхода за выходом опускного участка парогенерирующей трубы и на ее выходе при номинальных параметрах воды и свинца («единичным» принят расход в трубе без присоединённого объёма). Из рисунков видно, что без присоединенного парового объема колебания расхода отсутствуют. Создаваемые им автоколебания с амплитудой до 3 % номинального расхода, затухают к выходу из парогенерирующей трубы (амплитуда 1 %). Наибольшее изменения расхода при пульсациях приходятся на участок с высокой теплоотдачей, где температурный напор (Тст s) составляет всего несколько градусов. Поэтому автоколебания такого масштаба не представляют угрозы для целостности парогенерирующей трубы, так как не приводят к существенному смещению начала зоны ухудшенного теплообмена, а значит и не приводят к колебаниям температуры стенки.
Небольшое смещение вниз графика расхода в трубе с присоединённым паровым объёмом, вызвано увеличенным гидравлическим сопротивлением по сравнению с трубой без присоединённого парового объёма.
Автоколебания, как следствие присутствие теплоизолирующего зазора, будут проявляться во всех режимах работы ПГ. Поэтому их масштаб может служить своеобразным репером для определения границы появления гидродинамической неустойчивости в пучке парогенерирующих труб.
На рисунке 5.9 представлены результаты расчётов номинального режима работы ПГ. В представленной группе рисунков графики «а» и «б» демонстрируют размах колебаний расхода на входе и выходе различных парогенерирующих труб. На графиках расход показан в относительных единицах, который определялся следующим образом. Номинальный расход через модуль ПГ делится на число труб в ПГ, получается средний номинальный расход через одну парогенерирующую трубу. С учётом того, что каждая из 21 «трубы» в численной модели имеет своё проходное сечение, средний номинальный расход на одну парогенерирующую трубу умножается на количество труб сведённых в одну модельную трубу, в результате получается средний номинальный расход для каждой из модельных труб. Именно этот расход принимается «единичным» для каждой модельной трубы ПГ. Верхний уровень прямоугольника на графиках «а» и «б» показывает максимальное зарегистрированное значение расхода на расчётном интервале времени, нижний уровень прямоугольника - минимальное зарегистрированное значение расхода. Уровни расхода, относительно которых идут колебания (точка внутри прямоугольника), вычислены как среднее арифметическое от всех зарегистрированных значений расхода в рассматриваемой трубе на заданном интервале времени.
На графике «в» показано изменение (колебания) общего расхода питательной воды на входе в модуль ПГ. На всём рассматриваемом временном интервале колебания общего расхода практически отсутствуют (размах около 0,01 %). Однако колебания в отдельных трубах ПГ имеют место. На графике «г» приведено изменение относительного расхода для трубы с максимальной амплитудой колебаний (труба №20). В данном случае единичным расходом считался средний расход (среднее арифметическое от всех зарегистрированных на рассматриваемом интервале времени) в выбранной трубе. Максимальный размах 2 %. Все эти результаты относятся к установившемуся режиму - временные интервалы расчета более 2000 с. Как видно из графиков «д» и «е», где показано поведение температур свинца, воды и пара до 2000 с, к рассматриваемому отрезку времени режим можно считать полностью установившимся, так как температуры постоянны во времени.