автореферат диссертации по энергетике, 05.14.03, диссертация на тему:Экспериментальные исследования гидродинамического кризиса противоточных потоков пара и воды в элементах оборудования АЭС

На правах рукописи

АЛЕКСЕЕВ Сергей Борисович

ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫЕ ИССЛЕДОВАНИЯ ГИДРОДИНАМИЧЕСКОГО КРИЗИСА ПРОТИВОТОЧНЫХ ПОТОКОВ ПАРА И ВОДЫ В ЭЛЕМЕНТАХ ОБОРУДОВАНИЯ АЭС

Специальность 05.14.03 — «Ядерные энергетические установки, включая проектирование, эксплуатацию и вывод из эксплуатации»

Автореферат

диссертации на соискание ученой степени кандидата технических наук

1 5 СЕН 2011

Санкт-Петербург - 2011 г.

4853033

Работа выполнена в открытом акционерном обществе «Санкт-Петербургский Атомэнергопроект» (ОАО «СПбАЭП») и в открытом акционерном обществе «Научно-производственное объединение по исследованию и проектированию энергетического оборудования им. И.И. Ползунова (ОАО «НПО ЦКТИ»).

Научный руководитель:

доктор технических наук, профессор Федорович Евгений Данилович

Научный консультант:

доктор технических наук, профессор Валунов Борис Федорович

Официальные оппоненты:

доктор технических наук, профессор Готовский Михаил Абрамович

доктор технических наук, профессор Хабенский Владимир Бенцианович

Ведущая организация: открытое акционерное общество «Опытное конструкторское бюро машиностроения им. И.И. Африкантова» (ОАО "ОКБМ Аф-рикантов"), г. Нижний Новгород.

Защита диссертации состоится 7 октября 2011 г. в 10 часов на заседании диссертационного совета Д 520.023.01 при открытом акционерном обществе "Научно-производственное объединение по исследованию и проектированию энергетического оборудования им. И.И.Ползунова" (ОАО "НПО ЦКТИ") по адресу: 191167, Санкт-Петербург, ул. Атаманская, д. 3/6.

С диссертацией можно ознакомиться в научно-технической библиотеке ОАО «НПО ЦКТИ».

Автореферат разослан 11 г.

Отзыв на автореферат, заверенный печатью организации, просим направлять по адресу Диссертационного Совета ОАО "НПО ЦКТИ": 191167, Санкт-Петербург, ул. Атаманская, д. 3/6 Факс: (812) 717-4300 E-mail: general@ckti.ru

Ученый секретарь диссертационного совета,

кандидат технических наук В.М. Ляпунов

Общая характеристика работы

Развитие современного общества определяет неуклонный рост объемов потребляемой энергии. Существенную долю в её производство вносят ядерные энергетические установки (ЯЭУ).

Расположение ЯЭУ вблизи крупных населенных районов и специфика производственных процессов предъявляют к эксплуатации этих установок повышенные требования по безопасности. Основным из них является предотвращение выхода радиоактивных веществ в окружающую среду при любых авариях. Выход радиоактивных продуктов возможен при значительном повреждении оболочки тепловыделяющих элементов (твэл), связанном с перегревом топливной композиции в результате ухудшения теплоотвода от поверхности твэ-лов. Такой тепловой дисбаланс может возникнуть при нарушении циркуляции через активную зону (A3), например, в аварии с разгерметизацией охлаждающего контура с частичной потерей теплоносителя.

Анализ аварии с течью 1 -го контура реакторной установки (РУ) с водово-дяным реактором (ВВЭР) показывает, что при функционировании систем безопасности возможно сохранение A3 под уровнем воды. При этом охлаждение тепловыделяющих сборок (TBC) осуществляется теплоносителем в режиме естественной циркуляции с образованием гидравлических контуров в оборудовании РУ. Предельным случаем таких режимов является полное прекращение направленного движения теплоносителя через A3 при разрыве контуров циркуляции. Охлаждение TBC в этих условиях осуществляется теплоносителем из объемов, расположенных над A3 при противоточном движении потоков пара (вверх) и воды (вниз). При этом может иметь место кризисное гидродинамическое явление «захлёбывание» (flooding), ограничивающее поступление жидкости (Gi) в канал сверху при данном расходе пара (G2), т.е. «захлёбывание» определяет максимальный расход гравитационно стекающей жидкости при данном расходе восходящего потока пара (рис. 1, линия ВС). Наиболее часто рассматриваются два частных случая «захлёбывания»:

- прекращение поступления жидкости в канал сверху Gi=0 (точка В на линии ВС). Этот случай, называемый «опрокидывание», определяет условие перехода от противоточного к однонаправленному подъёмному движению парового ядра и пристенной плёнки жидкости;

- переход к «захлёбыванию» (точка А

gi

с

1. Gi=G2 - Линия баланса расходов

2. Gi><G2 - Линия "захлебывания"

\ а

© / © i ^---

i в g2

Рис.1 Взаимосвязь расходов противоточ-ных потоков воды (Gi) и пара (G2) при «захлёбывании» (линия ВС).

на линии ВС), который характеризует достижение линией баланса расходов Gi=Ö2 (линия ОА) кривой «захлёбывания» ВС. Эта точка определяет критический расход пара (G2l(p) и соответствующую ему критическую мощность (Т^кр=02крГ) заглушённых снизу парогенерирующих каналов (ПГК), например, TBC (в условиях отсутствия подвода теплоносителя через её нижнее сечение) или термосифонов. Значение определяет временной промежуток после глушения тепловыделяющей сборки реактора типа РБМК, по прошествии которого мощность остаточных тепловыделений становится меньше значения NKp, и допустимо закрытие клапана на входе в технологический канал с исключением его из режима циркуляции.

При дальнейшем увеличении расхода пара G2>G2xp (мощности ПГК N>NKp) взаимосвязь расходов фаз описывается отрезком AB линии «захлёбывания», т.е. G2>Gi. Это нарушение баланса расходов приводит к постепенному осушению канала и через определённый промежуток времени к ухудшению теплоотвода от его теплоотдающей поверхности.

До настоящего времени количество рекомендаций по определению как взаимосвязи расходов противоточных потоков фаз при «захлёбывании», так и значения NKp было весьма ограниченным. Кроме того, они были не универсальны для каналов разных форм и геометрических размеров, не охватывали широкого диапазона изменения давления пароводяной смеси и были неприменимы к системам параллельно включённых каналов, а также к сложным системам, представителем которых являются TBC водоохлаждаемых РУ, содержащие как стержни, так и элементы их дистанционирования. Ликвидация в определённой степени этих пробелов и являлось основной целью представленной работы.

Актуальность работы обусловлена необходимостью адекватного описания характеристик «захлёбывания», оказывающих значительное влияние на безопасность АЭС с водоохлаждаемыми реакторами.

Исходя из общей цели, в работе решались следующие задачи:

- получение нового экспериментального материала по взаимосвязи расходов потоков воды и пара при «захлёбывании» и по значениям NKp;

- разработка универсальных соотношений, описывающих рассматриваемые процессы в каналах разной геометрии, на основе анализа полученных опытных данных и результатов других исследований;

- верификация расчётных теплогидравлических кодов, применяемых при обосновании безопасности АЭС, по моделированию «захлёбывания» с использованием полученных экспериментальных данных.

Методический подход. принятый в работе:

- эксперименты проведены на 7 вертикальных каналах разной геометрии и поперечных размеров, включая трубы диаметром D=30-80 мм, 19-, 40- и 80-стержневые сборки с гексагональной и квадратной упаковкой при наличии или отсутствии затеснения верхнего сечения дистанционирующей решёткой (ДР);

- наряду с достаточно исследованным рассмотрен и малоисследованный диапа-

зон низких давлений (Р=0.1-1.0 МПа), при котором наиболее вероятно возникновение «захлёбывания» в элементах оборудования АЭС при авариях. Автор защищает:

- экспериментальные данные по взаимосвязи расходов противоточных потоков воды и пара при «захлёбывании» Gi=f(G2) и значениям NKp, полученные на 7 представленных выше каналах при давлении 0.2-1.6 МПа;

- разработанные на основе обобщения полученного экспериментального материала с привлечением результатов других исследований универсальные соотношения по взаимосвязи расходов противоточных потоков пара и воды при «захлёбывании» Gi=f(G2) и NKp=f(P) для каналов разной геометрии;

- усовершенствованную методику расчёта временного интервала между наступлением гидродинамического кризиса в заглушённом снизу ПГК (N>Nk-p) и началом ухудшения охлаждения его теплоотдаюшей поверхности;

- опытные данные по истинному объемному паросодержанию (ф) в вертикальной трубе D=80 мм и 80-стержневом пучке при Р=0.1-0.2 МПа.

Научная новизна работы обусловлена следующим:

- на 7 приведённых выше каналах разной геометрии получены новые экспериментальные данные по зависимости Gi=f(G2) при «захлёбывании» и NKp;

- получены новые экспериментальные данные по истинному объемному паросодержанию (ф) в парогенерирующих обогреваемых каналах;

- на основе анализа экспериментального материала настоящей работы с привлечением данных других исследований:

• получены универсальные соотношения для определения параметров «захлёбывания» в вертикальных каналах разной геометрии: одиночных каналах (трубы, концентрические кольцевые каналы, щели прямоугольного сечения, стержневые сборки с элементами дистанционирования и без них). Соотношения применимы в диапазонах изменения гидравлического диаметра канала dr=3-80 мм и давления Р=0.2-8.0 МПа;

• получено соотношение для расчёта взаимосвязи расходов противоточных потоков пара и воды в системах параллельно включённых каналов разного диаметра и разной степени перфорации общего сечения. Соотношение применимо в диапазоне давления Р=0.1-4.0 МПа;

• разработан метод определения критического, в гидродинамическом смысле, сечения стержневой сборки с элементами дистанционирования, т.е. сечения, определяющего значение NKp TBC в условиях «захлебывания»;

• предложена усовершенствованная методика расчёта временного интервала между наступлением «захлёбывания» в заглушённом снизу ПГК при N>NKp и началом ухудшения охлаждения теплоотдающей поверхности канала. Методика включает полученные автором соотношения по взаимосвязи расходов противоточных потоков фаз Gi=f(G2) при «захлёбывании» и определению объемного паросодержания (ф) в обогреваемых каналах.

Достоверность научных положений основывается на следующем:

- эксперименты выполнены на двух экспериментальных установках с семью каналами разных форм и геометрических характеристик по проверенным методикам подобных экспериментальных исследований;

- эксперименты выполнены как в малоизученном диапазоне низких давлений двухфазных потоков Р=0.1-1.0 МПа, так и в достаточно исследованном интервале более высоких значений;

- предлагаемые выводы и соотношения базируются на результатах экспериментов, проведенных как автором, так и другими исследователями;

- разработка расчетных соотношений проводилась на основе апробированных зависимостей, полученных другими авторами в работах по данной тематике;

- в опытах использованы современные и апробированные средства измерения;

- предложенные физические модели и соотношения согласуются с современными представлениями о процессах теплообмена и гидродинамики.

Практическая ценность работы. Полученные экспериментальные данные использовались при верификации отечественных расчетных кодов СОКРАТ и КОРСАР, применяемых при обосновании безопасности РУ с ВВЭР-1200 и ВВЭР-640, а также зарубежной программы RELAP5/MOD3.2. Предложенные соотношения могут быть использованы при оптимизации геометрических характеристик новых TBC для создаваемых реакторов.

Личный вклад автора. В диссертации представлены результаты работ, выполненных автором самостоятельно и совместно с сотрудниками «НПО ЦКТИ» и ОАО «СПб АЭП». Автор принимал участие в создании экспериментальных установок и проведении экспериментов на них. Автором лично проведён анализ результатов опытов и разработаны полученные соотношения.

Апробаиия результатов работы. Основные положения диссертации докладывались на: международной конференции «Теплофизика-98» (Обнинск, 1998); конференции «Молодые специалисты об актуальных вопросах развития атомной энергетики (С.-Петербург, 2001); международной научно-технической конференции (МНТК) «Обеспечение безопасности АЭС с ВВЭР» (Подольск, 2007); МНТК «Безопасность, эффективность и экономика атомной энергетики» (Москва, 2010); научно-технических советах СПб АЭП и ЦКТИ. Результаты работы представлены на международных конференциях по ядерной энергетике ICONE: Nice, France, May 26-30, 1997; Tokyo, Japan, April 19-23, 1999; Baltimore (MD), USA, April 2-6, 2000; 3-й Балтийской конференции по теплопередаче, Gdansk, Poland, сентябрь 1999.

По результатам исследований опубликовано 17 печатных работ, включая 9 статей в журналах, рекомендованных ВАК.

Структура и объём работы. Диссертация содержит 177 страниц основного текста (введение, 5 глав с выводами, заключение), 70 рисунков и 9 таблиц. Список литературных источников содержит 89 наименований (без трудов автора). Общий объем диссертации — 192 страницы.

Основное содержание работы

Во Введении обоснована актуальность выбранной темы, сформулированы основные цели и задачи работы, приведены выносимые на защиту положения.

В Главе 1 представлен обзор работ, посвященных исследованию «захлёбывания» в вертикальных каналах различной геометрии.

Основное количество экспериментальных исследований выполнено на одиночных цилиндрических каналах, преимущественно с воздухо-водяной смесью атмосферного давления на установках с организованной подачей жидкости на внутреннюю стенку канала через конические или пористые вставки (установки 1-го типа). Однако, практическое применение полученных на них результатов затруднительно, т.к. в реальном оборудовании (например, при аварийном охлаждении TBC) подача жидкости в канал, в основном, осуществляется из верхнего объема существенно большего сечения (установки 2-го типа), что создаёт дополнительную турбулизацию потока жидкости на входе в канал. Объём таких экспериментов весьма ограничен. Кроме того, физические свойства смеси воздух-вода атмосферного давления существенно отличаются от свойств пароводяных потоков.

Анализ опытных данных, полученных на установках обоих типов, показал существенное влияние условий подвода жидкости в канал на взаимосвязь расходов фаз при «захлёбывании», т.е. сечением, определяющим параметры рассматриваемых процессов, являлось сечение подвода жидкости. Для установок 2-го типа с неизменным по высоте поперечным профилем - это верхнее сечение канала. Однако для обоих типов установок общий вид зависимости Gi=f(G2) сохраняется и имеет место лишь изменение постоянных коэффициентов.

Первые соотношения Gi=f(G2) при «захлёбывании» получены в известных работах 60-х годов G. Wallis, С. Tien и Ю.Л. Сорокина. Большой объем исследований «захлёбывания» пароводяных потоков в каналах различной геометрии проведён в 70-90-х г.г. в ЦКТИ Балуновым Б.Ф., Смирновым E.JL, Илюхиным Ю.Н. и Светловым C.B. на установках 2-го типа. В работах Илюхина показано, что в каналах характерный поперечный размер (dr=4Fnp/n) которых более чем в 5 раз превышает капиллярный размер (dKan=[o/(pi-p2)g]0'25, т.е. Bo=dr/dKan>5) переход от дискретных режимов течения (пузырьковый, снарядный или вспененный) к кольцевому режиму при равенстве расходов противоточно движущихся фаз (G2=Gi) соответствует точке А на кривой «захлёбывания» ВС (см. рис 1). Также в работах ЦКТИ был получен существенный гистерезис режима течения, т.е. при снижении G2 ниже значения, соответствующего точке А на кривой ВС, кольцевая структура потока сохранялась и в области G2<Gi.

В работах ЦКТИ для одиночных вертикальных цилиндрических каналов (Во=9-40) с прямоугольной кромкой в верхнем сечении было рекомендовано соотношение, связывающее расходы пара и воды при «захлёбывании» в диапазоне Р=1.0-8.0 МПа:

0.5 0.5 „ 0.125 / , 4005,».О-5 ...

К, +0.8К2 = С0Во Wp.rx , (1)

rfle^Jb03th(L/Dr, 0.25 < L/D < 20 \l , L/D > 20

поправка на длину канала; L, D - длина и диаметр канала;

Kj = W;p°5/[gcr(p, - р2)]°25 - критерий гидродинамической устойчивости для фазы i (¡=1-вода, i=2-nap);

Во = D^g(p, -p2)/aj°'5- число Бонда (безразмерный диаметр); С0=1.2 - коэффициент для одиночных труб.

Более низкие значения коэффициента Ч^ (2) при L/D<20 связывались с более высокой степенью турбулизации парового потока при достижении им верхнего сечения, определяющего «захлёбывание».

В опытах с каналами прямоугольного сечения (Во=1.3-19) общий вид взаимосвязи Gi=f(G2), определяемый соотношением (1), сохранялся. Однако, наблюдалось немонотонное изменение коэффициента Co=f(Bo). Автором настоящей работы совместно со Светловым C.B. было получено соотношение, учитывающее это изменение:

С0 =1.2 + 0.6Во138ехр(-0.55Во), (3)

При Во>14 расчёт по (3) даёт результат, отличающийся от С0=1.2 менее чем на 1%, т.е. форма канала перестаёт оказывать влияние на процесс.

Обзор литературы показал недостаточность опытных данных по «захлёбыванию» в системах параллельно включённых изолированных каналов. Исследования, проведенные Wallis G., Bankoff S. и в ЦКТИ при участии автора, показали рост значения коэффициента Со с увеличением количества каналов. По результатам опытов в ЦКТИ предложено соотношение:

С„=0.72п0Л5Во025, (4)

где п - число каналов, изменявшееся в диапазоне п=2-100. При этом соотношение (2) для определения коэффициента остаётся справедливым. Однако ограниченность диапазона исследованных геометрических характеристик систем каналов, охваченного в предыдущих работах, не позволило оценить влияние других геометрических параметров на значения Со-

Количество работ, посвященных изучению «захлёбывания» в TBC водоох-лаждаемых реакторов, крайне незначительно. Предложенные в них соотношения охватывают узкие диапазоны изменения давления и гидравлического диаметра. Для стержневых сборок, содержащих ДР, которые с одной стороны сужают проходное сечение и нарушают течение пристенной плёнки воды, а с другой образуют систему параллельно включённых каналов, остаётся открытым вопрос нахождения критического сечения сборки (с ДР или без неё), определяющего максимальный расход воды при «захлёбывании».

При расчёте критической мощности ПГК (И^ОгкрГ) значение G2Kp определяется точкой (А) на линии «захлёбывания» ВС (см. рис. 1) и может быть най-

дено подстановкой условия Gi=G2 в уравнение «захлёбывания» Gi=f(G2), например, в соотношение (1). Однако это решение получается достаточно громоздким. В ряде исследований, посвященных только определению NKp, рекомендованы соотношения для критического удельного теплового потока от теп-лоотдающей поверхности канала при «захлебывании» вида q^f^D, L, Р). В работах ЦКТИ было экспериментально показано, что в исследованном диапазоне q<300 кВт/м2 поперечный поток пара от теплоотдающей поверхности не оказывает заметного влияния на расход воды в пристенной плёнке при «захлёбывании». Поэтому определяющим параметром для рассматриваемого вида нарушения теплообмена является не значение q, а критический динамический напор парового потока p2(W2Kp)2 в верхнем сечении канала с неизменным по высоте профилем. Илюхиным Ю.Н. введена безразмерная критическая мощность:

* ,0.1 / 0.25

NKpSK2Kp(p2/Pl) /Во , (5)

где К2кр - критерий, рассчитанный по W2Kp= G2Kp/Fnpp2,

Fnp - площадь проходного сечения канала.

Для вертикальных цилиндрических каналов (трубы и концентрические кольцевые каналы) в диапазонах Р=1.0-8.0 МПа и Во=9-40: NKp = 0.45Ч\ (6)

0.5 г "10 25 / 0.1 0.25

или в размерном виде: NKp =0.45р2 Flipr[ag(p, - p2)J (pi/p2) Во

Автором настоящей работы совместно со Светловым C.B. в диапазонах Р=0.7-6.1 МПа и Во=2-20 были получены соотношения:

- для щелевых каналовN*Kp = (0.45 + 0.87Во23 ехр(-0.92Во))Ч^ ; (7)

» 2.1

- для стержневых сборок NKp = (0.45 + 4.7Во ехр(-1.3Во))Чу1, (8)

где lf'L определяется по соотношению (2).

Все представленные выше соотношения не охватывают область низких давлений 0.1-0.7 МПа, в которой наиболее вероятно возникновение «захлёбывания» в оборудовании АЭС при авариях. Решению перечисленных задач и посвящено настоящее исследование.

В Главе 2 приведено описание экспериментальных установок и моделей, системы измерений, методики проведения опытов и обработки опытных данных, а также оценка погрешности определения рассматриваемых параметров.

Эксперименты проведены на двух установках, схемы которых приведены на рис. 2. На рис. 2а представлена схема установки, входящей в состав интегрального стенда ИСТ (ЕЦ), созданного в ЦКТИ совместно с НИТИ, СПбАЭП и ОКБ «Гидропресс» для исследования расхолаживания РУ ВВЭР-640 при авариях с потерей теплоносителя (масштаб 1/1000). Установка содержала электро-обогреваемую 80-стержневую сборку (1), соединённую с подъемным участком (2). Пар, генерируемый в сборке, проходил через подъемный участок и поступал под уровень воды в баке (3), открытым на атмосферу и моделирующим аварийный бассейн РУ. Вода из бака подпитывала подъемный участок через трубопровод с вентилем (4). Опыты проводились при отсутствии циркуляции теплоносителя через нижнее сечение сборки при давлении Р=0.1-0.2 МПа (абс.).

1 I

О

Ö Чщ.

1 0

о ,

1 °

О^у

1 °

0,

0 I о

О ^

/ 1 0

/ | 0

1У °1иу

—1<=

gf 105*4

1 - 80-стержневая модель

2 - Подъемный участок

3 - Бак-конденсатор

4 - Вентиль

5 - Иллюминаторы

OdPrac

1 - Парогенерирующий

канал (ПГК)

2 - Подъемный участок

3 - Конденсатор

4 - Рабочий участок 5,6 - Вентили

а) б)

Рис. 2 Схемы экспериментальных установок

Для более детального изучения «захлёбывания» в необогреваемых вертикальных каналах создана вторая установка, схема которой представлена на рис. 26. Она включала в себя: электрообогреваемый ПГК (1) - труба внутренним диаметром D=80 мм; подъемный участок (2); конденсатор (3); адиабатный исследуемый участок (4), установленный между ПГК и подъемным участком. В качестве исследуемых (рабочих) участков использовались необогреваемые 19-ти и 40-стержневые модели TBC и трубы внутренним диаметром 30 и 40 мм. При этом рабочий участок имел меньшее проходное сечение по сравнению с сечением ПГК. В ряде экспериментов объектом исследования являлся непосредственно ПГК. При этом участок (4) не устанавливался, и ПГК (1) соединялся напрямую с подъемным участком (2). С помощью вентилей (5) и (6) давление в установке поддерживалось в диапазоне 0.2-1.6 МПа (абс.).

Пар, генерируемый в ПГК, проходил через рабочий участок (4) и поступал в подъемный участок (2), а затем в конденсатор (3). Конденсат через систему вентилей (5) и (6) сливался в подъемный участок. Вода в подъемном и рабочем участках в ходе опытов имела температуру насыщения, что контролировалось термопарами, установленными по высоте модели. Уровень воды в подъемном участке от верхнего среза рабочего участка составлял »2.0 м. Геометрические

характеристики 7 исследованных рабочих участков, представлены в таблице 1, а схемы конструкций необогреваемых стержневых сборок - на рис. 3. Таблица 1. Геометрические характеристики рабочих участков__

Исследуемый участок Гидравлич. диаметр, м Длина, м Проходное, сечение, м2 Яшах» кВт/м2

80-стержневая обогреваемая сборка (4Т=0.0091 м) 0.0132 1.55 9.4*10"3 60

40-стержневая необогреваемая сборка (с1сТ=0.01м) 0.0112 0.35 4.53*10"3 -

19-стержневая необогреваемая сборка № 1(^=0.014 м)* 0.0058 0.512 1.56*10"3 -

19-стержневая необогреваемая сборка № 2 ((^т=0.01 м) 0.0146 0.512 3.04* Ю-3 -

Обогреваемая труба 0=80 мм 0.08 3.425 5.027* Ю-3 120

Необогреваемая труба 0=40 мм 0.04 1.028 1.257*10"3 -

Необогреваемая труба 0=30 мм 0.03 0.6 7.069*10~4 -

* - центральный стержень имел диаметр 16 мм.

Одновременное использование обогреваемых и необогреваемых участков связано с приведённым выше положением об отсутствии влияния на исследуемые процессы значения q (при q<300 кВт/м2).

40-стержневой участок располагался в прямоугольной обечайке 70x110 мм2 (рис. За). Стержни размещались по квадрату с шагом 13.6 мм и фиксировались по высоте двумя ДР, расположенными на расстоянии 20 мм от торцов стержней. На стенках обечайки были расположены две пары иллюминаторов, позволяющих визуализировать протекающие процессы.

19-стержневые сборки имели гексагональную упаковку и размещались в цилиндрической обечайке с внутренним диаметром 76 мм (рис. 36). Фиксацию стержней обеспечивали две ДР, установленные в верхней и нижней частях пучка. Геометрические характеристики (диаметр и шаг расположения стержней, гидравлический диаметр пучка) сборки № 1 были близки к соответствующим параметрам TBK реактора РБМК-1500, а сборки № 2 - к TBC реактора ВВЭР-1000. Форма решеток также была близка к натурной. Конструкция этих моделей позволяла устанавливать сборки в двух положениях (см. рис 36):

- стандартном, при размещении решёток внутри обечайки;

- «верхнем», с размещением верхней решётки за пределами обечайки. Нижняя решётка в этом случае не устанавливалась. В результате внутри обечайки отсутствовали элементы, загромождающие сечение пучка стержней.

Сопоставление результатов экспериментов, проведенных при двух положениях каждой сборки, позволяло определить степень влияния элементов дис-танционирования на процесс «захлёбывания».

№

-Е5 ар

1Ш

лгщ

э

Дис. решетки

стандартное положение

верхнее положение

а) 40 стержней б) 19-стержневые сборки №1 и №2

Рис. 3 Схемы конструкций необогреваемых сборок При проведении экспериментов измерялись (см. рис. 2): давление в верхних частях установок, распределение перепадов статического давления и температуры теплоносителя по их высоте. Давление и перепады давления измерялись электронными датчиками, соответственно «Сапфир 22ДИ» и «Сапфир 22ДД» (класс 0.5). С учётом погрешности элементов, входящих в измерительные цепи, среднеквадратичная относительная погрешность (СКОП) этих измерений составила 1.2%. Температура среды измерялась кабельными термопарами КТМС ХК, введёнными непосредственно в поток теплоносителя. Цепи измерения температур проходили градуировку, при которой сопоставлялись показания датчика, находящегося в кипящем теплоносителе, и температуры насыщения, определённой по давлению в сечении установки датчика. Абсолютная погрешность определения температур теплоносителя не превышали 1°С.

На установке № 1 (рис. 2а) на основе измерения перепада статического давления (ёР) на выделенных участках 80-стержневой сборки определялись средние для рассматриваемого участка значения истинного объемного паросо-держания (ср). Максимальная погрешность Дср=±0.02.

Опыты на установке № 2 (рис. 26) проводились после её прогрева и начала кипения по всей высоте. Увеличивая подводимую к ПГК электрическую мощность (Ыэл), при осуществлялся выход на режим «захлёбывание» с дисбалансом 02>С,. При этом опорожнение ПГК определялось по уменьшению

перепада давления по высоте канала ДРппс (производная с^ДРпгкУ^тО). Через некоторый промежуток времени Дтраф после начала опорожнения ПГК в сечении гразр соответствующими термопарами фиксировалось ухудшение охлаждения его обогреваемой поверхности. Затем подводимая мощность снижалась до значения М-^М^ и начинался залив ПГК (ё(ДРПгк)/с1х>0) при в2^1 до выхода на стационарный режим (с1(ДРпгк)/<1т=0, линия ОА на рис. 1) докризисного про-тивоточного движения фаз С|=С2. После этого мощность ПГК опять увеличивалась до нового значения N„>1^ и описанный выше цикл повторялся. Регулированием с помощью вентилей на конденсатопроводе обеспечивался уровень воды в конденсаторе, позволяющий поддерживать требуемое давление на всём протяжении рассматриваемой серии опытов. Следующая серия проводилась при другом давлении в установке. Высокое расположение ввода конденсата в подъёмный участок обеспечивало его прогрев до температуры насыщения при подходе к рабочему участку. Поэтому расход пара через верхнее сечение ПГК и расположенного выше адиабатного рабочего участка определялся как:

02 = (Ым-Опот)/г, (9)

где 0ПОТ - потери тепла в окружающую среду от ПГК. В основной массе экспериментов 0ПО1<0.02Нш.

Расход воды, поступающей при «захлёбывании» в исследуемый участок в противотоке с паром, определялся с помощью измерений динамики ДРпгк:

0,=02+(Рпр/8М(ДР„„)/с1т, (10)

Приведенные скорости фаз в исследуемом участке рассчитывались по соотношению: Wi=G¡/FпpPi. СКОП определения представленных выше параметров не превышали значений: 5С2=0.02; 50,=0.025; 5\У2=0.022; =0.027.

В Главе 3 представлены результаты исследования взаимосвязи расходов пара и воды при «захлёбывании» в вертикальных каналах различной геометрии.

В Разделе 3.1 рассмотрено «захлёбывание» в одиночных цилиндрических каналах (необогреваемые трубы диаметром 30 и 40 мм в диапазоне давления 0.3-1.6 МПа) с целью расширения пределов применения соотношения (1) на область низких давлений. По результатам экспериментов в расчет Со предложено ввести дополнительный множитель:

•-труба 0=30 мм ■-труба 0=40 мм 00=1.24^, (11)

1 - уравнение "захлебывания": ^ + 0.8*Р2=1.2 где =1-0.1 СХр(- 300(р2 /р, )) .

Рис. 4 Связь безразмерных расходов фаз при «захлёбывании» в трубах

Результаты экспериментов и расчета по формулам (1) и (И) представлены на рис. 4 в безразмерных координатах Fi=f(F2), где

Fj =К°5/(во°125(р2/р1 )005хРр), ¡=1-вода, i=2-nap. Разброс экспериментальных данных около расчётной линии не превышает ±15 %.

Относительные отклонения экспериментальных значений Fi, от рассчитанных по уравнению Fip=1.2-0.8F2 определялись из соотношения 5(Fi)=|Fi3/Fip-l|. При статистической обработке выборки из п=196 экспериментальных точек были получены следующие значения параметров:

- максимальное относительное отклонение: 5(F1)MaKC=0.597;

- среднеалгебраическое относительное отклонение: 6(F1)cp=^—0.182;

п

- стандартное относительное отклонение по выборке:

й^адй. 0.124.

V п-1

Раздел 3.2 посвящен изучению «захлёбывания» в перфорированных пластинах (системах параллельно включённых каналов малой высоты L«D, являющихся упрощённой имитацией ДР). В рамках данной работы не предполагалось проведение экспериментов, а проводилось новое обобщение опытных данных, полученных ранее с участием автора в НПО ЦКТИ, а также данных Kokkonen I., Tuomisto Н. на воздуховодяных потоках атмосферного давления.

Предложенное ранее в НПО ЦКТИ соотношение (4) не учитывает взаимовлияние паровых (газовых) потоков, выходящих из соседних отверстий, которое автором предлагается учитывать вводом в правую часть соотношения (1) коэффициента перфорации (\|/0=А/Ао), где А, Ао - соответственно, площади проходного сечения отверстий и канала, в котором установлена пластина.

В результате обобщения данных обеих работ получено соотношение:

К°5 +0.8К°'5 =3.3(p2/pJ0SBo° V!%L5[l-exp(-0.04Bo0)], (12)

где Во и Во0 - соответственно числа Бонда, рассчитанные по гидравлическому диаметру отверстий и внутреннему диаметру канала.

На рис. 5 и 6 опытные данные ЦКТИ (Р=0.6-4.0 МПа) и Kokkonen I., Tuomisto Н. представлены в безразмерных координатах:

Т, = К®" 7(во° Vo" (р2 /Р. Г' [1 - ехр(- 0.04Во0 )}|/°5)

Уравнение (12) обобщает опытные данные на рис. 5 с разбросом ±5%, а на рис. 6 с разбросом ±15%. Предложенные ранее соотношения (1) и (4) обобщали данные рис. 5 с большим разбросом (±12%).

В Разделе 3.3 представлены результаты экспериментов со стержневыми сборками. Задачей исследования являлось нахождение критического сечения сборки в канале (стержни с ДР или без ДР), определяющего «захлёбывание».

N9 Диаметр отверстий, Количество отверстий (п) Коэффициент перфорации (%) Обозначение

1 14 4 0.355 •

2 6 25 0.407 о

3 3.8 7 0.046 А

4 3.8 19 0.124 ■

5 3.8 37 0.242 ♦

б 3.8 57 0.373 О

7 3.8 85 0.556 А

8 3 100 0.407 +

Ч ^ \ •

о4*"*.

- \ ♦ ♦ ЛЧ Расчет V по ур .(12)

- 4 4 в\ ч У Ж" • ♦

1

0 1 2 т2 3 4

Тип пластины Диаметр отверстий 1<°>' м1_| отверстий (п) Шаг между отверстиям» Коэффициент перфорации 1Л> Симеоп

5 440 165 0.39 4 •

отверстия 5 689 234 0.39 4 ■

12 21 141 0.39 0.25 ♦

отверстия (гидр, диаметр) 12 21 141 0.39 1.67 ▲

12 33 234 0.39 1.67 О

Рис. 5 Взаимосвязь противоточиых расхо- Рис. 6 Взаимосвязь противоточиых рас-

дов пара и воды в перфорированных ила- ходов воздуха и воды в перфорированных

стинах. Данные ЦКТИ. пластинах. Данные Коккопеп, ТиотЫо.

(п=72,8МЯКс=0.216,5ср=0.06, а„_, =0.049) (п=50,б„аКс=0.723,5ср=0.21, а„_, =0.158)

Эксперименты проведены на двух необогреваемых 19-стержневых сборках (табл. 1) в диапазоне давления 0.2-1.6 МПа. Результаты опытов для двух положений каждой сборки (см. рис. 36) представлены на рис. 7 и 8 в координатах К|=Г(К2). При «верхнем» положении сборки №1, при котором исключено влияние ДР, опытные данные расположены существенно выше данных для «стандартного» положения. Это позволило сделать вывод, что для сборки №1 сечением, определяющим наступление «захлебывания», является сечение пучка с ДР. Напротив, для сборки №2 положение ДР не оказывает влияние на зависимость К.1=Г(К2). Следовательно, для сборки №2 «захлёбывание» определяется сечением канала, свободным от элементов дистанционирования.

По результатам опытов установлено, что соотношения (1) и (3) удовлетворительно описывают экспериментальные данные при «верхнем» положении сборки №1 и обоих положениях сборки №2, т.е. уравнение (3) справедливо как для каналов прямоугольного сечения, так и для каналов с пучками стержней.

Для «стандартного» положения сборки № 1 взаимосвязь О^^Ог) при «захлёбывании» описываются соотношением (12), рекомендованным для перфорированных пластин - аналога ДР, т.е. обосновывается возможность его применения для систем изолированных параллельно включённых каналов разных размеров (в том числе и для ДР стержневых сборок).

ч\ Расчет по ур- (1). (3) /

* \ w

Расчет по ур.(12Ь v'

VH 1 Л т

<

Ра УР счет по (1). (3)/ / \ *

ч

кг°5(р,/р;Г5

- стандартное положение; Н - "верхнее" положение

кг05(р,/р2Г5

#- стандартное положение; "верхнее" положение

Рис. 7 Взаимосвязь расходов пара и воды Рис. 8 Взаимосвязь расходов пара и воды

при «захлебывании» в сборке № 1. Стат.: при «захлебывании» в сборке № 2.

(•)-п=78,8чакс=0.506,6ср=0.219, стпЧ =0.152; Стат. обработка:

(■)-п=17,6макс=0.6,8ср=0.118, стп_, =0.158. n=82' Sm.^0.465, 5ср=0.093, опЧ =0.087.

Отличие в критических сечениях сборок объясняется различием их гидравлических диаметров. При низких значениях dr (сборка № 1) правая часть уравнения (12) имеет значение ниже аналогичной величины в уравнении (1) с расчетом Со по (3). Поэтому элементом, лимитирующим поступление воды в сборку сверху, является ДР. Зависимость (3) C0=f(Bo) является немонотонной: при 1.3<Во<2 - с ростом аргумента функция возрастает, при 2<Во<10 - убывает, а при Во>10 - остается практически постоянной. При увеличении dr правая часть (12) возрастает, а в уравнении «захлебывания» (1) для «свободного» от ДР сечения - убывает, и при dr выше некоторого критического значения (сборка № 2) поступление воды в сборку ограничивается «свободным» сечением, несмотря на то, что ДР сужает площадь проходного сечения пучка на « 15%.

Согласно (12) правая часть уравнения «захлёбывания» увеличивается с ростом наружного размера решётки, т.е. с увеличением количества стержней в сборке. Поэтому, для многостержневых сборок (TBC ВВЭР) критическим, в гидродинамическом смысле, всегда является сечение, свободное от ДР.

В Главе 4 представлены результаты исследования критической мощности (NKp) заглушённых снизу вертикальных ПГК различной геометрии.

В Разделе 4.1 рассмотрена динамика ухудшения охлаждения теплоотдаю-щей поверхности заглушённого снизу ПГК после наступления «захлёбывания», т.е. превышения его мощностью значения NKp и выполнения условия Gi<G2 (рис. 1, линия AB). Этот дисбаланс, реализуемый, в основном, в верхнем сечении ПГК, вызывает его опорожнение с понижением уровня пароводяной смеси. Стекающая по обогреваемой стенке ПГК водяная пленка испаряется со снижением расхода в ней. Через некоторый промежуток времени Дтразр уровень смеси

достигает сечения грюр, в котором плёнка утоняется до появления в ней разрывов, приводящих к ухудшению охлаждения теплоотдаюшей поверхности ПГК.

Автор на основе предложенных в данной работе соотношений по определению взаимосвязи 0|=Г(02) при «захлёбывании» и паросодержания <р усовершенствовал предложенную ранее Балуновым Б.Ф. и Смирновым Е.Л. методику расчёта Дтра.,р и показал корректность новой методики для диапазона низких давлений (0.1-0.2 МПа) и для каналов большого сечения, используя при верификации результаты опытов с обогреваемой трубой Э=80 мм. Для 12 проведённых опытов отличие между расчётными и экспериментальными значениями ДХразр не превышали ±18%.

В Разделе 4.2 обобщены опытные данные по значениям Ыкр, полученные как в предыдущих работах ЦКТИ, так и в настоящем исследовании на трубах диаметром 30, 40 и 80 мм, а также 40- и 19-стержневых (№2) сборках при давлении Р=0.1-1.6 МПа.

На рис.9 сопоставлены результаты опытов с трубой диаметром 40 мм, полученные автором и в работе Илюхина Ю.Н. при Р=0.4-5.1 МПа. Данные обоих исследований хорошо согласуются друг с другом. Однако, предложенная Илюхиным Ю.Н. формула (6) в области низких давлений предсказывает более высокие значения Ыкр по сравнению с экспериментальными данными. Аналогичный результат был получен для труб диаметром 30 и 80мм. Для распространения диапазона применения формулы (6) до Р=0.1-8.0 МПа (при Во=9-40) в нее внесена поправка:

- ■ ■ ___ ■ ■ ■

■ — /

А

•-1 ■ •2

$

Р, МПа

1 - данные настоящего исследования; 2 - данные Илюхина; 3 - расчет по формуле (6); 4 - расчет по формуле (13).

Рис. 9 Зависимость критической мощности трубы 40 мм от давления

где Ч'рс = 1 - 0.33ехр[- 300(р2/р,)]

Нкр =0.454^. (13)

(14)

Опыты со стержневыми сборками также показали необходимость ввода при низких давлениях дополнительного сомножителя:

= 1-0.27 ехр[-500(р2/р,)] (15)

Результаты опытов, проведённых с трубами, каналами прямоугольного и кольцевого сечения, а также со стержневыми сборками совместно представлены на рис. 10 в координатах Ы*кр/(Ч/рсЧ/ь)=Г(Во), в которых хорошо согласуются между собой. Показанная на этом же графике линия, обобщающая опытные данные, как и соотношение (3), носит немонотонный характер. При низких значениях 1<Во<2 в канале преобладают капиллярные силы и с увеличением <1г происходит рост скорости всплытия пузыря, что, согласно модели потока

дрейфа, приводит к уменьшению истинного объемного паросодержания (ф). Снижение значения ф обеспечивает дополнительное поступление воды в канал при одинаковом расходе пара, что в свою очередь, приводит к увеличению значения критической мощности. При (1г=2(1кап, т.е. Во=2, достигается максимум значений Ы*кр. Дальнейшее увеличение с1г (2<Во<8) приводит к уменьшению скорости всплытия пузыря из-за ослабления капиллярных эффектов. При Во>8 основное влияние на скорость всплытия пузыря оказывают гравитационно-вязкостные силы и Ыкр возрастает пропорционально Во0,25 (см. размерный вид (6)), при этом М*кр=соп81. При Во>40 влияние диаметра канала, по-видимому, пропадает, т.к. скорость всплытия паровых включений становится автомодель-

данные настоящего исследования: 1-трубы 30, 40, 80 мм; 2-сборки 40,19 (№2) стержней;

3 - трубы, данные Илюхина Ю.Н., Р=1.0-8.0 МПа;

4 - трубы, данные Sudo Y., Katto Y., Monde M., P=0.1 МПа;

5 - прямоугольные каналы, данные Балунова Б.Ф., Р=0.6-6.0 МПа;

6 - кольцевые каналы, данные Chang Y., Yao Shi-Chune, P-0.1 МПа;

7 - стержневые сборки, данные Балунова Б.Ф., Илюхина Ю.Н., Р=0.6-5.1 МПа;

8 - расчет по формулам (16), (17).

Рис. 10 Зависимость безразмерной критической мощности каналов от числа Бонда Стат. обработка: п=144,8„акс = 0.37,8ср = 0.088, а„_, = 0.073

Соответственно формула (13) может быть использована для расчета критической мощности канала только в диапазоне Во=9-40. Для области низких значений Во автором предложено ввести поправочный коэффициент в правой части уравнения (13), учитывающий указанное влияние Во на N кр:

4V = 1 + 1.93Во23 ехр(-0.92Во) (16)

Таким образом, формула (16), изначально полученная на прямоугольных щелевых каналах (см. (7)), хорошо обобщает экспериментальные данные по N*Kp для каналов различной формы. Таким образом, можно рекомендовать сле-

дующее соотношение для расчета критической мощности заглушённых снизу вертикальных каналов в диапазоне Р=0.1-8.0 МПа и Во=1-40:

N^=0.45^^^, (17)

гдеЧ'рс рассчитывается по формуле (14) или (15).

Для стержневых сборок возникает вопрос о выборе характерного размера. В работах НИТИ показано, что в общем случае скорость всплытия газового снаряда определяется смоченным периметром канала (П), если его величина не превышает dr более чем в 40 раз (n<40dr). В противном случае определяющим размером является dr. Для всех сборок, представленных на рис. 10, как и для натурных TBC, условие n>40dr выполняется. Можно предположить, что эта закономерность справедлива и относительно критической мощности канала, что объясняет хорошее согласование данных опытов с каналами разной геометрии.

В Разделе 4.3 по результатам опытов с обогреваемыми ПГК D=80 мм и 80-стержневой сборкой (Р=0.1-0.2 МПа) сопоставлены экспериментальные значения ф с расчётом по разработанным при участии автора соотношениям, основанным на модели потока дрейфа и полученными на адиабатических каналах разной геометрии. Отличия не превышали Лф=±0.03, т.е. предложенные ранее формулы могут быть использованы для расчета ф в обогреваемых каналах.

В Главе 5 представлены примеры практического применения результатов настоящего исследования.

В Разделе 5.1 приведены результаты расчета по коду RELAP5/MOD3.2

аварии на РУ ВВЭР-1000 с полным разрывом трубопровода Ду 850 «холодной» нитки 1-го контура. На рис. 11 приведены результаты расчёта динамики давления и мощности остаточных тепловыделений TBC (NTBC) с максимальным значением относительной мощности. На графике также представлены результаты расчёта по соотношениям (6, 14, 15) критической мощности TBC (NKp). При т<2000с Nkp<NTbc, а далее имеет место лишь небольшое превышение NKp над NTBc, что ограничивает за-

1

\ ntbc 1 v

! -—j

\ / \nkp.tbc

ливку сверху АЗ насосами низкого давления, подающими воду в «горячие» нитки 1-го контура. На 150с давление в реакторе снижается до давления среды в контейнменте, а после т>500-600с можно пренебречь генерацией пара, связанной с теплоотво-дом от металлоконструкций АЗ и корпуса реактора при ^<(мст.

Рис. 11 Изменение давления (Р), критической мощности (Nkp) и мощности остаточных тепловыделений TBC (NTBc) при аварии с течью Ду 850 на РУ с ВВЭР-1000

В Разделе 5.2 представлены результаты верификационного исследования компьютерных кодов КОРСАР и КЕЬАР5/М003.2 по описанию взаимосвязи О^Двг) при «захлёбывании» в области С2>0|. Были использованы результаты опытов с трубами диаметром 30, 40 мм и 19-стержневой сборкой №2. Пример сопоставления опытных данных для стержневой сборки с расчётами по кодам КОРСАР и КЕЬАР5/МОБ3.2 представлены, соответственно, на рис. 12 и 13.

0.03 0.04 0.05

С2, КГ/С

Рис. 12 Взаимосвязь иротивоточиых Рис. 13 Взаимосвязь противоточных

расходов фаз в 19-ст. сборке №2, Р=0.9 МПа. расходов фаз в 19-ст. сборке, Р=1.6 МПа. Расчетные данные по коду КОРСАР Расчет по коду КЕЬАР5/МСЮ3.2

Проведенная верификация показала, что тестируемые коды неточно описывают взаимосвязь О^^вг) при «захлёбывании», особенно для стержневых сборок. В связи с этим рекомендуется проведение корректировки моделей «захлёбывания», заложенных в рассматриваемые коды, с применением предложенных в настоящей работе соотношений.

Заключение

1. Проведено экспериментальное исследование кризисного гидродинамического явления «захлёбывание» противоточных потоков пара (вверх) и воды (вниз) в вертикальных каналах. Опыты проведены на 7 каналах разной геометрии и поперечных размеров, включая трубы диаметром 30-80мм и 19-, 40- и 80-стержневые сборки с гексоганальной и квадратной упаковкой при наличии или отсутствии затеснения верхнего сечения элементами дистанционирования.

2. На основе результатов экспериментов с привлечением данных других исследований предложены универсальные соотношения для расчёта:

- взаимосвязи расходов пара и воды при «захлёбывании»;

- критической мощности заглушённых снизу парогенерирующих каналов.

При этом левые части предлагаемых безразмерных соотношений применимы к каналам разной формы (трубы, щелевые каналы, стержневые сборки,

системы параллельно включённых каналов малой высоты, включая ДР TBC во-доохлаждаемых реакторов). Правые части соотношений различны для осесим-метричных (цилиндрические трубы) и неосесимметричных (щели прямоугольного сечения и пучки стержней) каналов, а также для систем параллельно включённых каналов. Приведённое связывается с кольцевой структурой потоков при «захлёбывании» в осесимметричных каналах и разной структурой потока по сечению неосесимметричных каналов или вариациями этих структур в системах параллельно включённых каналов. Вводом соответствующих сомножителей расширены пределы применения предложенных ранее соотношений на область низких давлений (0.1-8.0 МПа, абс).

3. Предложена методика определения критического, в гидродинамическом смысле, сечения стержневой сборки с элементами дистанционирования.

4. Усовершенствована и верифицирована в опытах с заглушённым снизу ПГК D=80 мм методика расчёта промежутка времени между превышением критической мощности ПГК и началом ухудшения охлаждения его теплоотдающей поверхности.

5. Полученные экспериментальные данные использованы для верификации кодов КОРСАР и RELAP5/MOD3.2. Для доработки моделей «захлёбывания» в этих кодах рекомендуется применение соотношений (1), (3), (11), (12).

Публикации по теме диссертации:

1. Алексеев С. Б., Валунов Б. Ф., Илюхин Ю. Н. и др. Гидродинамика и кризис теплообмена при противоточном движении пара и воды в вертикальных щелевых каналах прямоугольного сечения. - ТВТ, 1990, Т. 28, N 6, с. 1171-1175. (перечень ВАК)

2. Светлов C.B., Илюхин Ю.Н., Алексеев С.Б. и др. Истинное объемное паро-содержание в пучках стержней при низких скоростях циркуляции и барбо-таже. - ТВТ, 1999, т.37, N 2, с.326-332. (перечень ВАК)

3. Илюхин Ю.Н., Светлов C.B., Алексеев С.Б. и др. Гидродинамические характеристики процесса «захлебывание» при противоточном движении пара и воды в вертикальных трубах. ТВТ, 1999, т.37, N3, с.463-469 (перечень ВАК)

4. Алексеев С.Б., Илюхин Ю.Н., Кухтевич В.О. и др. Истинное объемное паро-содержание в вертикальных трубах в условиях барботажа. - ТВТ. 1999. Т. 37. № 4. с. 590-596. (перечень ВАК)

5. Алексеев С.Б., Илюхин Ю.Н., Кухтевич В.О. и др. Противоточное течение газа и воды в перфорированных пластинах. - ТВТ, 2000, т. 38, N 4, с.607-613. (перечень ВАК)

6. Светлов C.B., Илюхин Ю.Н., Алексеев С.Б. и др. Гидродинамика противо-точного двухфазного течения в вертикальных каналах. - ТВТ, 2000, т.38, N 5, с. 777-782. (перечень ВАК)

7. Алексеев С.Б., Светлов C.B., Илюхин Ю.Н. и др. Кризис теплообмена в вертикальных парогенерирующих каналах при отсутствии циркуляции теплоносителя. Часть 1: Критическая мощность каналов различной формы. - ТВТ, 2001, т. 39, N. 1, с. 128-133 (перечень ВАК)

8. Валунов Б.Ф., Бабыкин А.С., Светлов С.В., Алексеев С.Б. и др. Обоснование надёжности охлаждения активной зоны водо-водяных реакторов при авариях с разгерметизацией первого контура. Теплоэнергетика, 2008, 1, с. 25-31. (перечень ВАК)

9. Алексеев С.Б., Безлепкин В.В., Светлов С.В., Сидоров В.Г. Разработка моделей явления «захлебывание» для компьютерных теплогидравлических кодов. -Атомная энергия, 2010, т. 108, вып. 6, с. 333-340. (перечень ВАК)

10. Светлов С.В., Илюхин Ю.Н., Алексеев С.Б. Гидродинамика противоточного движения пара и воды в системах вертикальных параллельных каналов. -Сибирский физико-технический журнал. 1992, вып. 4, с. 121-128.

11. Алексеев С. Б., Валунов Б. Ф., Илюхин Ю. Н., Светлов С. В. Критическая мощность тепловыделяющих сборок ВВЭР при прекращении вынужденной циркуляции теплоносителя - В кн. "Теплофизические аспекты безопасности ВВЭР. Труды семинара "Теплофизика-90", Обнинск, 1991, т. 2, стр. 278-285.

12. Ilyukhin Y.N., Svetlov S.V., Alexeev S.B., etc. Hydrodynamic Parameters of Flooding Phenomena with Counter-Current Annular Flow of Steam and Water in Vertical Tubes. - Proc. of Int. Conf. on Nucl. Engng, ICONE5-2442, Nice, France, May 1997.

13. Ilyukhin Y.N., Svetlov S.V., Alexeev S.B., etc. Void Fraction in Vertical Tubes and Rod Bundles at Vapour Bubbling - Proceeding of Int. Conf. on Nucl. Engng, ICONE5-2436, Nice, France, May 1997.

14. Алексеев С. В., Илюхин Ю. Н., Кухтевич В.О. и др. Критическая мощность парогенерирующих каналов при низких скоростях циркуляции теплоносителя. - Материалы конф. «Теплофизика-98», Обнинск, 1998, т. 1, с. 278.

15. Alexeev S.B., Svetlov S.V., Ilyukhin Yu.N., etc. Heat Transfer Crisis in Vertical Steam-Generating Channels in Absence of Coolant Circulation. - Proceeding of 3rd Baltic Heat Transfer Conference, Gdansk, Poland, September 1999.

16. Svetlov S.V., Ilyukhin Yu.N., Alexeev S.B., etc. Hydrodynamics of the counter-current two-phase flow in vertical channels. - Proceeding of 7-th Int. Conf. on Nucl. Engng., ICONE-7021, Tokyo, Japan, April 19-23, 1999.

17. Svetlov S.V., Alexeev S.B., Ilyukhin Yu.N., etc. Flooding in vertical rod bundles. - Proc. of 8-th Int. Conf. on Nucl. Engng., ICONE-8053, Baltimore (MD), USA, April 2-6, 2000.

Сокращения: АЭС- атомная электрическая станция; A3- активная зона; ВВЭР-водоводяной энергетический реактор; ДР- дистанционирующая решётка; ЕЦ -естественная циркуляция; ПГК- парогенерирующий канал; РБМК- реактор большой мощности канальный; РУ- реакторная установка; СКОП- среднеквадратичная относительная погрешность; ТВС- тепловыделяющая сборка; ЯЭУ-ядерная энергетическая установка.

Подписано в печать 25.07.11 Формат 60х841/|б Цифровая Печ. л. 1.5 Уч.-изд.л. 1.5 Тираж 100 Заказ 02/07 печать

Отпечатано в типографии «Фалкон Принт» (197101, г. Санкт-Петербург, ул. Большая Пушкарская, д. 54, офис 8)

Введение.

1 Анализ состояния проблемы.

1.1 Обзор экспериментальных исследований явления «захлебывание» в противоточных газо-жидкостных потоках в вертикальных каналах различной геометрии.

1.1.1 Исследования «захлебывания» в одиночных цилиндрических каналах и щелевых каналах прямоугольного сечения.

1.1.2 Обзор исследований «захлебывания» в системах параллельных каналов

1.1.3 Обзор исследований «захлебывания» в стержневых сборках.

1.2 Расчетно-теоретические работы.

1.3 Исследования кризиса теплообмена в каналах различной геометрии при отсутствии циркуляции теплоносителя.

1.3.1 Кризис теплообмена в одиночных цилиндрических каналах.

1.3.2 Кризис теплообмена в щелевых каналах прямоугольного и кольцевого сечения.

1.3.3 Кризис теплообмена в системах параллельных каналов и в стержневых сборках.

1.4 Краткий обзор исследований истинного объемного паросодержания в вертикальных трубах и пучках стержней при отсутствии циркуляции теплоносителя.

1.5 Основные критерии подобия, характеризующие состояние двухфазного потока в вертикальных каналах.

1.6 Выводы из обзора литературы и постановка задачи исследования.

2 Экспериментальные установки и методика проведения опытов.

2.1 Описание экспериментальных участков.

2.1.1 Электрообогреваемая 80-стержневая модель TBC.

2.1.2 Необогреваемая 40-стержневая модель TBC.

2.1.3 19-стержневые необогреваемые модели TBC.

2.2 Методика проведения экспериментов.

2.3 Методика измерений.

2.4 Оценка погрешности определения основных величин.

2.5 Выводы.

3 Исследование «захлебывания» при противоточном движении потоков пара и воды в вертикальных каналах различной геометрии.

3.1 «Захлебывание» в одиночных цилиндрических каналах.

3.2 Противоточное течение газа и воды в перфорированных пластинах.

3.3 Выводы.

3.4 Противоточное движение газа и воды в стержневых сборках при "захлебывании".

3.4.1 Взаимосвязь противоточных расходов газа и воды.

3.4.2 Гидродинамические характеристики противоточного кольцевого течения в стержневых сборках.

3.5 Выводы.

4 Исследование кризиса теплообмена в вертикальных каналах при отсутствии циркуляции теплоносителя.

4.1 Механизм возникновения и параметры кризиса теплообмена в, парогенерирующих каналах.

4.2 Критическая мощность парогенерирующих каналов различной геометрии

4.3 Истинное объемное паросодержание в вертикальных ПГК при отсутствии циркуляции теплоносителя.

4.3.1 Результаты экспериментов.

4.3.2 Выводы.

5 Практическое применение полученных зависимостей для параметров явления «захлебывание».

5.1 Расчет критической мощности TBC реакторных установок.

5.2 Верификация компьютерных кодов КОРСАР и RELAP5/MOD3.2 по моделированию «захлебывания» в каналах различной геометрии.

Современное общество характеризуется неуклонным ростом потребления электрической и тепловой энергии. Существенную долю в производство необходимых объемов потребляемых мощностей вносят ядерные энергетические установки (ЯЭУ).

Расположение ЯЭУ вблизи крупных населенных районов и специфика происходящих в ЯЭУ процессов предъявляют к эксплуатации этих установок особые повышенные требования по обеспечению безопасности. Основной задачей комплекса защитных устройств и мероприятий на атомных станциях является предотвращение попадания радиоактивных веществ в окружающую среду при любых аварийных ситуациях.

Выход радиоактивных продуктов распада возможен при сильном повреждении оболочки тепловыделяющих элементов или при расплавлении топлива. Такое разрушение твэлов возможно при перегреве топливной композиции в результате ухудшения интенсивности теплоотвода. Тепловой дисбаланс в активной зоне (АЗ) реактора может возникнуть, например,, при аварии с разгерметизацией первого контура и частичной потерей теплоносителя.

Современные концепции развития реакторов повышенной безопасности (в частности ВВЭР-1000 проекта В-428, ВВЭР-1200 проекта АЭС-2006 и перспективного проекта с ВВЭР-640), в соответствии с требованиями МАГАТЭ, диктуют необходимость обоснования теплотехнической надежности тепловыделяющих элементов в различных аварийных ситуациях.

Анализ аварийных режимов показывает, что на заключительной стадии аварии с потерей теплоносителя первого контура в реакторных установках с ВВЭР при функционировании системы аварийного охлаждения зоны (САОЗ) возможно сохранение АЗ под уровнем воды. При этом охлаждение АЗ осуществляется теплоносителем в режиме естественной циркуляции с образованием- гидравлических контуров различной конфигурации. Так, в реакторных установках (РУ) с ВВЭР-1000 и ВВЭР-1200 циркуляция устанавливается в петлях главного циркуляционного контура (ГЦК) между реактором и парогенераторами (рис. В.1), а на РУ с ВВЭР-640 (после опорожнения баков САОЗ) - между реактором, топливным и аварийным бассейнами через специальные соединительные трубопроводы и сечение разрыва ГЦК [1] (рис. В.2). Предельным случаем таких режимов явЛяется полное прекращение направленного движения теплоносителя через АЗ при разрыве контура естественной циркуляции.

2- опускной канал реактора;

3- главный циркуляционный насос;

4- парогенератор;

5- «горячая» нитка главного циркуляционного контура;

6- «холодная» нитка главного циркуляционного контура.

Рис. В.1 — Гидравлическая схема контура естественной циркуляции npü аварийном расхолаживании РУ с ВВЭР-1000 (1200)

Охлаждение тепловыделяющих сборок (TBC) в условиях pcir3^>blBa контура циркуляции осуществляется теплоносителем, поступающим в АЗ как снизу из напорной камеры, так и сверху из сборной камеры навс1~речУ выходящему пару (рис. В.З). При этом в сборках в зависимостхз: от соотношения основных режимных параметров могут осуществЛ^'г:ься различные гидравлические процессы: межканальная циркуляция с опусьсЕЗ^^»13*1 и подъемным течением в соседних TBC, противоточное движение потоков ззара и воды или многократное реверсирование потока в отдельных сборках. В переходных аварийных состояниях эти процессы имеют неустойчивый случайный характер и могут периодически сменять друг друга.

Особенностью рассматриваемых теплогидравлических процессов являются низкие скорости циркуляции теплоносителя, а также то, что они протекают в основном при низком давлении в АЗ (Р=0.1-1.0 МПа).

1—напорная капера:

2—активная зона,

3—верхняя смесительная камера;

4— подреакторное пространство;

5,в—отсеки топливного бассейна:

7—парогазовый объем:

8—аварийный бассейн:

9—защитная оболочка. 10-систеыа отвода тепла от защитной оболочки.

Рис. В.2 - Гидравлическая схема аварийного расхолаживания РУ с ВВЭР-640 при разрыве «горячей» нитки ГЦК после опорожнения баков САОЗ [1] 1 V V I

3>2 = АЗ 1 / + в0

Рис. В.З - Схема охлаждения АЗ в аварийных ситуациях при естественной циркуляции теплоносителя в ГЦК

В предшествующих исследованиях противоточных течений газа и жидкости главное внимание уделялось движению фаз в отдельном канале. В основном это связано с тем, что в рассматриваемых условиях может иметь место кризисное гидродинамическое явление «захлебывание», ограничивающее поступление жидкости в TBC при определенном расходе пара, выходящего из неё. Вследствие этого происходит нарушение баланса входящих расходов теплоносителя и выходящего потока пара:

G2=/G1/+G0 (В-1) где Gi - расход воды, поступающей в TBC сверху;

G2 - расход пара, генерируемого в TBC;

Go - расход теплоносителя, поступающего в TBC снизу.

Нарушение баланса расходов генерируемого пара и поступающей в A3 воды происходит при определенной критической тепловой мощности TBC (NKp). Наименьшие значения Нф будут наблюдаться при полном прекращении направленного движения воды в A3 снизу (G0=0), что создает наихудшие условия охлаждения теплопередающих поверхностей A3. При тепловых мощностях TBC, превышающих NKp, в результате ограничения поступления воды в канал сверху, на поверхности твэлов может возникнуть кризис теплообмена, вызывающий перегрев и разрушение оболочки стержней, с последующим выходом радиоактивных веществ за пределы 1-го контура.

В соответствии с концепцией безопасности современных проектов АЭС обоснование теплотехнической надежности TBC выполняется с помощью расчетных и экспериментальных исследований. В- результате таких работ должно быть показано, что на всех временных стадиях аварийного процесса с разуплотнением 1-го контура мощность остаточных тепловыделений A3 не превысит значений критической мощности NKp, т.е. не будут созданы условия для возникновения кризиса теплообмена на поверхности твэлов.

До недавнего времени количество рекомендаций по определению как взаимосвязи расходов противоточных потоков фаз при «захлебывании», так и значения критической мощности было весьма ограниченным. Кроме того, они были не универсальны, для каналов разных форм и геометрических размеров, не охватывали широкого диапазона изменения давления пароводяной смеси. Так практически отсутствовали рекомендации по определению* рассматриваемых параметров при низком давлении (Р=0.1-1.0 МПа) и в каналах с относительно малым поперечным сечением. Существовавшие зависимости были неприменимы к системам параллельно включенных каналов, а также к сложным системам, представителем которых являются»TBC водоохлаждаемых реакторов, содержащие как стержни, так и элементы их дистанционирования. Для ликвидации в определенной степени этих пробелов и была проведена представленная работа.

Цель работы состояла в разработке соотношений для определения взаимосвязи расходов фаз и расчета критических мощностей каналов разных форм и геометрических характеристик при «захлебывании» в широком диапазоне давлений, а также в разработке методики расчета предельных нагрузок TBC водоохлаждаемых реакторов. Для решения поставленных задач использовались результаты экспериментальных исследований каналов различной геометрии при пониженном давлении, полученных в рамках настоящей работы, а также опытные данные предшествующих работ автора и трудов других исследователей.

Актуальность работы обусловлена необходимостью адекватного описания характеристик «захлебывания», оказывающих значительное влияние на безопасность АЭС с водоохлаждаемыми реакторами.

Исходя из общей цели, в работе решались следующие задачи:

- получение нового экспериментального материала по взаимосвязи расходов потоков воды и пара при «захлёбывании» и по значениям ]Чкр;

- разработка соотношений, описывающих рассматриваемые процессы в каналах разной геометрии для широкого диапазона давления, на основе анализа полученных опытных данных и результатов других исследований;

- верификация расчетных теплогидравлических кодов, применяемых при обосновании безопасности АЭС, по моделированию «захлебывания» с использованием полученных экспериментальных данных.

В работе применялся следующий методический подход:

- эксперименты проведены на 7-ми вертикальных каналах разной геометрии, включая трубы диаметром В=30-80*мм, 19-, 40- и 80-стержневые сборки с гексагональной и квадратной упаковкой при наличии или- отсутствии затеснения верхнего сечения дистанционирующей решеткой;

- наряду с достаточно исследованным рассмотрен и малоисследованный г диапазон низких давлений (Р=0.1-1.0 МПа), при котором наиболее вероятно возникновение «захлебывания» в элементах оборудования АЭС при авариях.

Автор защищает следующие результаты работы:

- экспериментальные данные по взаимосвязи расходов противоточньгх потоков воды и пара при «захлебывании» 01^(02) и значениям Икр* полученные на 7-ми приведенных выше каналах при давлении 0.2-1.6 МПа;

- разработанные на основе обобщения полученного экспериментального материала с привлечением результатов других исследований соотношения по взаимосвязи расходов пароводяных потоков при «захлебывании» О^^г) 11 Нф=ЦР) для каналов разной геометрии;

- усовершенствованную методику расчета промежутка времени между наступлением гидродинамического кризиса в заглушённом снизу парогенерирующем канале (Ы>Ккр) и началом ухудшения охлаждения его теплоотдающей поверхности;

- опытные данные по истинному объемному паросодержанию (ф) в вертикальной трубе D=80 мм и 80-стержневом пучке при Р=0.1-0.2 МПа.

Научная новизна работы обусловлена следующим:

- на 7-ми каналах разной геометрии получены новые экспериментальные данные по зависимости Gi=f(G2) при «захлебывании» и NKp;

- получены новые экспериментальные данные по истинному объемному паросодержанию (ф) в парогенерирующих обогреваемых каналах;

- на основе анализа экспериментального материала настоящей работы с привлечением данных других исследований:

• « получены универсальные соотношения для определения параметров «захлебывания» в вертикальных каналах разной геометрии: одиночных каналах (трубы, концентрические кольцевые каналы, щели прямоугольного сечения, стержневые сборки с дистанционирующими элементами и без. них). Зависимости применимы в диапазонах изменения* гидравлического диаметра канала ф=3-80 мм и давления Р=0.2-8.0 МПа;

• получено соотношение для расчета взаимосвязи расходов противоточных потоков пара и воды в системах параллельно включенных каналов разного диаметра и разной степени перфорации общего сечения. Соотношение применимо в диапазоне давленшгР=0.1-4.0 МПа; разработан метод определения критического, в гидродинамическом смысле, сечения стержневой сборки с элементами дистанционирования, т.е. сечения, определяющего значение NKp TBC в условиях «захлебывания»;

• предложена усовершенствованная методика расчета промежутка времени между наступлением «захлебывания» в заглушённом снизу ПГК (N>NKp) и началом ухудшения охлаждения теплоотдающей поверхности канала. Методика включает полученные автором соотношения по взаимосвязи расходов фаз при «захлебывании» и определению (ф) в вертикальных каналах.

Достоверность научных положений основывается на следующем:

- эксперименты выполнены на двух экспериментальных установках с семью каналами разных форм и геометрических характеристик по проверенным методикам подобных экспериментальных исследований;

- эксперименты выполнены как в малоизученном диапазоне низких давлений двухфазных потоков Р=0.1-1.0 МПа, так и в достаточно исследованном интервале более высоких значений;

- предлагаемые выводы и соотношения базируются на результатах экспериментов, проведенных как автором, так и другими исследователями;

- разработка расчетных соотношений проводилась на основе апробированных зависимостей, полученных другими авторами в работах по данной тематике;

- в экспериментах использованы современные, апробированные и метрологически аттестованные средства измерения;

- предложенные физические модели и соотношения согласуются с современными представлениями о процессах теплообмена и гидродинамики.

Практическая' ценность> работы состоит в том, что полученные экспериментальные данные использовались при верификации отечественных расчетных кодов СОКРАТ и КОРСАР, применяемых при обосновании безопасности РУ с ВВЭР-1200 и ВВЭР-640, а также зарубежной программы RELAP5/MOD3.2. Предложенные соотношения могут быть использованы при оптимизации геометрических характеристик новых TBC для создаваемых водоохлаждаемых реакторов.

Личный вклад автора. В> диссертации представлены результаты работ, выполненных автором самостоятельно и совместно с сотрудниками лаборатории № 106 «НПО ЦКТИ» и ОАО «СПб АЭП», в число которых он входил и входит на разных этапах своей деятельности. Автор принимал непосредственное участие в создании экспериментальных установок и проведении экспериментов на них. Автором, лично проведен анализ результатов опытов и разработаны.предложенные соотношения.

Апробация результатов работы. Основные положения диссертации докладывались на: международной конференции «Теплофизика 98» (Обнинск, 1998); конференции «Молодые специалисты об» актуальных вопросах развития атомной энергетики (С.-Петербург, 2001); международной научно-технической конференции (МНТК) «Обеспечение безопасности АЭС с ВВЭР» (Подольск, 2007); МНТК «Безопасность, эффективность и экономика- атомной энергетики» (Москва, 2010); научно-технических советах СПб АЭП и ЦКТИ. Результаты работы представлены на международных конференциях по ядерной энергетике ICONE: Nice, France, May 26-30, 1997; Tokyo, Japan, April 19-23, 1999; Baltimore (MD), USA, April 2-6, 2000; 3-й Балтийской конференции по теплопередаче, Gdansk, Poland, сентябрь 1999.

По результатам представленных исследований опубликовано 17 печатных работ, включая 9 статей в журналах, рекомендованных ВАК.

Выводы, сделанные по результатам верификации^ кодов

КЕЬАР5/МСЮ3.2 и КОРСАР, показывают, что тестируемые программы в основном неточно описывают явление «захлебывание». Кроме устранения возможной расчетной? неустойчивости1 процессов^ необходима корректировка заложенных в модели явления зависимостей для противоточного расхода фаз.

В моделях «захлебывания» компьютерных кодов рекомендуется использовать следующие зависимости, предложенные в настоящей работе: д/к7 + О.Зд/К^ = 1.2Во°'125(р2/р1 )0 05- ^р • , (5.2)

1Т# ГЬОЗШОУБ)0'25, 0.25<Ь/Б<20 гдеТ, =< — поправка на высоту участка;

1, Ь/Б>20<

Ь - длина участка, м;

Ч'р =1-0.1 ехр[-300(р2/р!)]^ — поправочный коэффициент для низких давлений;

Чо- поправочный коэффициент для малых чисел Во:

1 38

1 + 0.5Во • ехр(-0.55Во) - для щелевых участков и стержневых сборок; 1, для цилиндрических участков.

Зависимость (5.2) может быть использована в диапазоне давлений Р = 0.3 - 8.0 МПа и при 1<Во<40. В данных условиях ограничение по массовой л скорости пара составляет: 80 кг/(м с).

Переход от равенства О^Ог к взаимосвязи расхода фаз в условиях «захлебывания» по зависимости (5.2) осуществляется при критическом расходе параС2кр:

С2ьр =1.44Рпр[о8р'(р1 -р2)] 025(р2/р1)01Во025^ь%2^/[о.8 + (р2/р1)025]2 , где БПр — проходное сечение участка, м2.

6 Заключение

В представленной диссертационной работе получены следующие основные результаты:

1. Проведено экспериментальное исследование противоточных потоков пара и воды в вертикальных каналах. Опыты проведены на двух созданных экспериментальных установках с 7 каналами разной геометрии, включая трубьь диаметром 30-80' мм и 19-, 40- и 80-стержневые сборки с гексоганальной и квадратной упаковкой' при наличии или< отсутствии затеснения верхнего сечения, элементами дистанционирования»

2. Получены экспериментальные данные по противоточным расходам фаз' в условиях «захлебывания», критическим мощностям исследуемых каналов, и параметрам' кризиса теплообмена в ПГК, а также данные по истинному объемному паросодержанию в. ПГК диаметром.D=80мм и обогреваемой 80-стержневой сборке.

3". Разработаны на основе обобщения полученного экспериментального материала* с привлечением, результатов* других исследований универсальные соотношения по определению взаимосвязи, расходов противоточных потоков- фаз при «захлебывании» и критических мощностей для? каналов* разной? геометрии. Полученные зависимости применимы в диапазонах изменения гидравлического- диаметра каналов dr=3-80 мм и давления Р=0.2-8.0 МПа. Для систем параллельно включенных каналов создано отдельное уравнение «захлебывания», применимое в диапазоне давлений Р=0.[ 1-4.0 МПа; На основе' полученных результатов и данных предшествующих работ обоснована возможность рассматривать дистанционирующие решетки TBC, как системы параллельных каналов, длина которых сопоставима, с их гидравлическим диаметром: Данное обстоятельство позволяет устанавливать взаимосвязь расходов фаз при «захлебывании» в элементах дистанционирования TBC по зависимостям для многоканальных систем. С использованием полученных зависимостей предложена методика определения критического, в гидродинамическом смысле, сечения стержневой сборки с элементами дистанционирования.

4. Подтверждено, что взаимосвязь противоточных расходов фаз при «захлебывании» и критические мощности каналов различной геометрии - труб, щелевых участков, стержневых сборок, могут быть выражены зависимостями одного вида. При этом левые части предлагаемых безразмерных соотношений применимы к каналам разной формы (трубы, щелевые каналы, стержневые сборки, системы параллельно включенных каналов малой, высоты, включая дистационирующие решетки TBC водоохлаждаемых реакторов): Правые части соотношений^ различны для? осесимметричных (цилиндрические каналы) и; неосесимметричных (щели прямоугольного' сечения« и пучки стержней) каналов; а также для систем параллельно включенных каналов. Это связывается с кольцевой? структурой5 потоков при «захлебывании» в осесимметричных каналах и разной; структурой потока по сечению неосесимметричных каналов? или вариациями: этих структур в системах параллельно включенных каналов.

5. Показано на основе экспериментального исследования; что соотношения для: истинного? объемного паросодержания; (ср), полученные на адиабатических каналах, могут быть использованы для« определения, ср в обогреваемых каналах. Это означает,, что: в условиях низких тепловых потоков? наличие массопереноса; связанного с генерацией пара на обогреваемой« поверхности, не оказывает существенного влияния; на* гидродинамику двухфазного потока. При более высоких тепловых потоках можно ожидать более существенного влияния генерации пара на протекающие процессы.

6. Усовершенствована и верифицирована в экспериментах с заглушённым: снизу ПГК методика расчета временного интервала между наступлением «захлебывания»- в канале вследствие превышения; критической мощности; и началом; ухудшения» охлаждения; теплоотдающей поверхности ПГК. Методика включает предложенные автором соотношения по взаимосвязи; расходов противоточных потоков воды и пара при «захлебывании» и определению истинного объемного , паросодержания (ср) в обогреваемых вертикальных каналах.

7. Полученные экспериментальные результаты были использованы для верификации теплогидравлических кодов КОРСАР и

RELAP5/MOD3.2, применяемых для обоснования безопасности водоохлаждаемых реакторных установок. Верификация показала, что тестируемые программы не совсем точно описывают исследуемые процессы. В одних случаях в расчетах некорректно определяется критическое значение расхода паровой фазы, в других не моделируются характерные, свойственные явлению «захлебывание», механизмы взаимодействия фаз. Таким образом, для адекватного описания исследуемых процессов в реальных парогенерирующих каналах (включая TBC) с помощью теплогидравлических кодов требуется корректировка и доработка заложенных в них гидродинамических моделей явления «захлебывание» с помощью рекомендованных в работе соотношений.

1. Уоллис Г. Одномерные двухфазные течения М.: Мир, 1972.

2. Хыоитт Дж., Холл-Тейлор П. Кольцевые двухфазные течения: Пер. с англ.— М.: Энергия, 1974, 407 стр.

3. Кутателадзе С.С., Сорокин Ю.Л. О гидродинамической устойчивости некоторых газожидкостных систем. В кн. "Вопросы; теплоотдачи и гидравлики сред",-М.; Л.: Госэнергоиз дат, 1961, с. 315-324.

4. Кутателадзе С.С., Накоряков В.Е. Теплообмен и волны в газожидкостных системах. "Наука", 1982, 301 с.

5. Кутателадзе С.С., Стырикович М.А. Гидравлика газо-жидкостных систем. — М.: Госэнергоиздаг, 1985, 285 с.

6. Сорокин ЮШ:, КирдяшкиніА.Г., Покусаев Б;Р!.Исследование устойчивости пленочного- режима течения жидкости в. вертикальной? трубе при восходящем движении газа. — "Химическое и нефтяное машиностроение", 1985, №5, с. 35-39.

7. Сорокин; ЮЛ., Сорокин: МЛО: Критическая; скорость пара (газа) для процесса "захлебывание" в вертикальных трубах. — "Энергомашиностроение", 1985, № 6, с. 5-9.

8. Безродный М.К., Волков, С.С. Гидродинамические характеристики двухфазного гіротивоточного течения в замкнутом; термосифоне. — В кн. "Гидродинамика и: теплообмен в конденсирующихся средах". Новосибирск, Институт Теплофизики СО АН СССР, 1981, с. 121-127.

9. Wallis G.B. Flooding velocities for air and water in vertical tubes.— AEEW, Report R—123, Winfrith, England;. 1961, 11 p.

10. Chung K.S., Lin C.P., Tien C.L. Flooding in two-phase countercurrent flows — 11. Experimental Investigation "Physiko Chemical Hydrodynamics Journal", 1980, №1, p.p. 209-220.

11. Tien C.L. Simple analytical model for countercurrent flow limiting phenomena with vapor condensation. "Letters in Heat and Mass Transfer", №4, p.p. 231-238; 1977.13; Тьен К.Л., Чанг К.С. PTK, 1979, т.17, № 6, с.112.

12. Валунов Б.Ф., Смирнов E.JI. Критические потоки при отсутствии расходов теплоносителя в вертикальных парогенерирующих каналах. — "Атомная энергия", 1981, вып.4 (октябрь), с. 222-224.

13. Илюхин Ю.Н., Смирнов E.JL, Валунов Б.Ф. Охлаждение вертикальных тепловыделяющих каналов в условиях встречного движения пароводяных потоков. — "Энергомашиностроение", 1985, № 1, с. 5-8.

14. Валунов Б.Ф., Илюхин Ю.Н., Смирнов E.JI. Кризис теплообмена в каналах с заглушённым нижним торцом. — ТВТ, 1987, т.25, N 1, с. 116-124.

15. Илюхин Ю;Н., Валунов Б.Ф., Смирнов Е.Л., Готовский М.А. Гидродинамические характеристики двухфазных кольцевых противоточных потоков в вертикальных каналах. — ТВТ, 1988, т.26, N 5, с.923-931.

16. Исследование гидродинамических характеристик тепловыделяющих сборок реактора при низких скоростях циркуляции теплоносителя. Автореферат диссертации канд. тех. наук: защищена (ОАО НПО ЦКТИ)./ С.В. Светлов. СПб.: 1998.-24 с.

17. Пушкина О.Л., Сорокин Ю.Л. Опрокидывание движения пленки жидкости в вертикальных трубах. "Труды ЦКТИ", вып.96, 1969, с.34-39.

18. Сорокин Ю.Л., Анисимова О.Л. Критическая скорость газа для процесса опрокидывания^ течения пленки и нижней границы^ дисперснокольцевого режима. — "Энергомашиностроение", 1984, №11, с. 11-14.

19. Торопов О.В., Сорокин Ю.Л. Критическая скорость газа или пара в отверстиях барботажных дырчатых листов. "Труды ЦКТИ", вып. 202, с. 38-45.

20. Wallis G.B., Karlin A.S., Clark C.R., Bhanathar D., Hagi I., Richter H. Countercurrent gas-liquid flow in parallel vertical tubes — Int. Journ. Multiphase Flow, 1980, v. 7, p. 1-19.

21. Bankoff S.G., Tankin R.S., Yuen M.C., Hsieh C.L. Countercurrent flow of air/water and steam/water trough a horizontal perforated plate. — Int. J. Heat and Mass Transfer, 1981, vol. 24, p.p. 1381-1395.

22. Sun K.H. Flooding correlations for BWR bundle upper tie plates and bottom side-entry orifices. — 11-nd Multi-Phase Flow and Heat Transfer Work-Shop, Miami Beach, p.p. 399-402.

23. Piggot B.D., Ackermann M.L. A Study of countercurrent flow and flooding in parallel channels. — Seminar Heat Transfer in Nuclear Reactor Safety. Dubrovnik, 1-5 sept., 1980.

24. Liu C.P., Tien C.L. A review on gas-liquid flow through multiple paths. -Seminar Heat Transfer in Nuclear Reactor Safety. Dubrovnik, 1-5 sept., 1980.

25. Liu C.P., McCarthy G.E., Tien C.L. Flooding in vertical gas-liquid countercurrent flow trough multiple short paths. — Int. J. of Heat and Mass Transfer, 1982, vol. 25, № 9, p.p. 1301-1312.

26. Cervenka I., Kolar V. Hydrodynamics of plate columns. X. Analysis of operation of sieve plates without down comers. Collection Czech. Chem. Commun., vol. 38, p.p. 3749-3761, (1973).

27. Lee H.M., McCarthy G.E. Liquid carry-over in air-water countercurrent flooding. 7 Int. Heat Transfer Conf., Munich (September, 1982); ЕРШ-NP-2344 (1982).

28. Murase M., Suzuki H!. Evaluation of countercurrent gas/liquid flow in parallel channels with restricted ends. Nuclear Technology, 1985, vol. 68, №3, p.p-408-417.

29. Светлов C.B., Илюхин Ю.Н., Алексеев С.Б. Гидродинамика противоточного движения пара и воды в вертикальных параллельных каналах. Тезисы докладов 8-ой Всесоюзной- конф. "Двухфазный поток в энергетических машинах и аппаратах", Ленинград, 1990.

30. Светлов С.В., Илюхин Ю.Н., Алексеев С.Б. Гидродинамика противоточного движения пара и воды в системах вертикальных параллельных каналов. Сибирский* физико-технический журнал- 1992, вып. 4, с. 121-128.

31. Jacoby I.K., Mohu С.М. Final Report on 3-D Experimental Project Air-Water Upper Plenum Experiments. E. G. and G. Report RDW-100-78, 1978.

32. Tobin R.I. Countercurrent Flow Limitation Test Results. Phase 1. TLTA 7x7 Bundle. General Electric Company. Nuclear Energy Division. BWR BD ECC Program, 7-th Monthly Report (March 1977).

33. Sun K., Fernandes R. Countercurrent Flow Limitation Correlation for BWR Bundles during LOCA. ANS Transaction, 1977, v.27, p.695-606.

34. Jones D.D. Subcooled Countercurrent Flow Limiting Characteristics of Upper Region of BWR Fuel Bundle. General Electric BWR/ECC Program, ISTEDC-NUREG-23549.

35. Naitoh M., Chino K., Kawabe R. Restrictive Effect of Ascending Steam on Falling Water during Top Spray Emergency Core Cooling. J. Nucl. Sci- and Technol., 1978, v.15, N 11, p. 806-815.

36. Sun К. Flooding Correlations for BWR Bundle Upper Tieplates and Bottom Side-Entry Orifices. Proc. of 2-th Multiphase Flow and Heat Transfer Symp., Miami Beach, Florida, 1979, v.3, p. 1615-1635.

37. Hawighorst A., Kroning H., Mayinger F. Fluid Dynamic Effects in the Fuel Element Top Nozzle Area during Refilling and Reflooding. Nucl. Science and Engineering, 1984, v.88, N 3, p. 376-385.

38. Kokkonen I., Tuomisto H. Countercurrent Flow Limitation Experiments with Full-Scale Fuel Bundle Structures. 4-th Int. Topical Meeting on Nucl. Reactor Thermal-Hydr. (NURETH-4), 10-13 October, 1989, Karlsruhe, vol.1, p.82-87.

39. Spatz R., Laoke H.I., Mewes D:, Mayinger F. Counter-Current Flow Behaviour of Steam Saturated, Water and Steam Subcooled Water in the Fuel Element Top Nozzle Area. Nucl. Eng. and Des., 1987, v. 99; p. 131-139.

40. Khabensky V.B., Malkin S.D., Shalia V.V., Ilukhin Yu.N., Nigmatulin B.I: Critical heat flux prediction in vertical bottom-closed rod bundles. Nucl. Eng. and Des., 1998, v. 182, p. 203-224.

41. Ковалев A.H. О' скорости всплытия газового снаряда в кольцевых и прямоугольных вертикальных каналах. ИФЖ, 1987, т. 53, N 4, с.557-560.

42. Imura Н., Kusuda Н. Flooding Velocities in a Counter-current Annular Two-phase Flow, Chemical Engineering Science, 1977, N 32, p.p. 78-87.

43. Lin I.S.K., Collier R.P., Cudwik R.A-. Flooding of Countercurrent Steam-Water Flow in an Annulus. Topic in Two-Phase Heat Transfer and Flow, ASME, 1978, p.p. 107-113.

44. Tien C.L., Chung K.S., Lin' G.P. Flooding in two-phase countercurrent flows -Analytical modeling. Physicochem. Hydrodynam., 1, 1980, p.p. 195-207.

45. Chu K.I., Dukler A.E. Statistical Characteristics of Thin Wavy Films. Structure Longer Waves and their Resistance to Gas Flow. AIChE, 1975, N 21, p.583.

46. Webb D.R., Hewitt G.F. Downwards to Current Annular Flow. Int. J. Multiphase Flow. 1978, N 2, p. 35.

47. Richter H.J. Flooding in Tubes and Annuli. Int. J. Multiphase Flow, 1981, vol. 7, p.p. 647-658.

48. Taitel Y., Barnea D., Dukler A.E. A film model for the prediction-of flooding and flow reversal for tubes. Int. J. Multiphase Flow, 1982, vol. 8, p.p. 1-10.

49. Канцырев Б.Д., Нигматулин Б.И. Противоточное течение в активной зоне ВВЭР. ТВТ, 1993, т. 31, N 2, с. 330-333.

50. Nejat Z. Effect of density ratio on critical heat flux in closed end vertical tubes. Int. J. Multiphase Flow, 1981, vol. 7, p.p. 321-327.

51. Tien C.L., Chung K.S. Entrainment limits in heat pipes. AIAA Journal, 1979, v. 17, p.p. 643-646.

52. Безродный M.K., Алабовский A.H. Исследование гидродинамических характеристик двухфазного потока в условиях замкнутого термосифона. — "Известия ВУЗов. Энергетика", 1980, N 2, с. 116 121.

53. Безродный М.К., Волков С.С. Гидродинамические характеристики двухфазного противоточного течения в замкнутом термосифоне. — В кн.: "Гидродинамика и теплообмен в конденсирующих средах". Новосибирск, институт теплофизики СО АН СССР; 1981, с. 121 127.

54. Imura Н., Kusuda Н. Critical heat fluxes in open and closed thermosyphons. — Mem. Fac. Engng., Kumamoto Univ., vol. 24, No 3, p.l, (1979).

55. Imura H., Sasaguchi K., Kozai H. Critical heat flux in a closed two-phase thermosyphon. Int. J. Heat Mass Transfer, 26, p.p. 1181-1188, (1983).

56. Mishima K., Nishihara H. Flooding velocities for countercurrent air-water flow in thin rectangular channels. — Annu. Rep. Res. Reactor Inst. Kyoto Univ., 1984, vol. 17, p.p. 1-14.

57. Chang Yung, Yao Shi-Chune. Critical heat flux of narrow vertical annuli with closed bottoms. Trans. ASME. Journ. of Heat Transfer. 1983, vol. 105, N 1, p.p. 192-195.

58. Mishima K., Nishihara H. The effect of flow direction and magnitude on CHF for low pressure water in rectangular channels. — Nuclear Engineering and Design, 1985, vol. 86, p.p. 165-181.

59. Sudo Y., Kaminaga M. A CHF characteristic for downward flow in a narrow vertical rectangular channel heated from both sides. Int. J. Multiphase Flow, vol. 15, No 5, p.p. 755-766, 1989.

60. Алексеев С. Б., Балунов Б. Ф., Илюхин Ю. Н., Светлов С. В., Смирнов E.JI. Гидродинамика и кризис теплообмена при противоточном движении пара и воды в вертикальных щелевых каналах прямоугольного сечения. — ТВТ, 1990, Т. 28, No 6, с. 1171-1175.

61. Shires G. L., Pickering A. R., Blacker P. T. Film cooling of vertical fuel rods. -AEEW-R-343, United Kingdom Atomic Energy Authority, p. 22, 1964.

62. Болтенко Э. А., Пометько P. С., Песков О. Д. Кризис теплоотдачи в стержневой сборке при отсутствии циркуляции воды (в условиях натекания тепла из графитовой кладки). Препр. ФЭИ, Обнинск, No 1464, с. 11, 1983.

63. Торопов.О.В. Влияние предвключенного объема газа на отрывной диаметр пузыря. -ИФЖ, 1986, т.50, № 4, с.554-560.

64. Alexeev S.B., Svetlov S.V., Ilyukhin Yu.N., Kuhtevich V.O.«, Sidorov V.G. Heat Transfer Crisis in Vertical Steam-Generating Channels in Absence of Coolant Circulation. Proc. of 3rd Baltic Heat Transfer Conference, Gdansk, Poland, Sept. 1999.

65. Хабенский В.Б., Мигров Ю.А., Токарь O.B. Особенности использования модели дрейфа фаз в расчетных динамических реакторных программах. -ИФЖ, 1994, т.67, N 3-4, стр.209-218.

66. Y.N.Ilyukhin, S.V.Svetlov, S.B.Alexeev, V.O. Kuhtevich, V.G. Sidorov. Void Fraction in Vertical Tubes and Rod Bundles at Vapour Bubbling Proc. of Int. Conf. on Nucl. Engng, ICONE5-2436, Nice, France, May 1997.

67. Barnea D. Stability Analysis of Annular Flow Structure Using a Discrete Form of the "Two-Fluid Model". Int. Journal Multi phase Flow, 1991, v. 17, N 6, p.705-716.

68. Зубер H., Финдлей Д.А. Средняя объемная концентрация фаз в системах с двухфазным потоком. Теплопередача, Серия С, 1965, N 4, с.29-47.

69. Бартоломей Г. Г., Алхутов С. М. Определение истинного паросодержания при барботаже на участке стабилизации. Теплоэнергетика, 1967, N 12, с. 80-81.

70. Sudo Y. Analytical Study of Critical Heat Flux under Countercurrent Flow Limitation in Vertical Channels. Trans.Japan Soc.Mech.Eng., 1994, v.60, N 580, p.4222-4228.

71. Katto Y., Hirao T. Critical Heat Flux of Counter-flow Boiling in a Uniformly Heated Vertical Tube with a Closed Bottom. — Int. J. Heat Mass Transfer, 1991, v.34, N 4/5, p.993-1001.

72. Monde M., Mitsutake Y., Kurihara A., Mihara S. Analytical Study of Critical Heat Flux in Two-Phase Thermosyphon (Relationship between Maximum Falling Liquid Rate and Critical Heat Flux). JSME Int. Jour., Ser. B, 1996, v.39, p.768-779.

73. Светлов C.B., Илюхин Ю.Н., Алексеев С.Б., Сидоров B.F., Кухтевич В.О., Парамонова И.Л. Истинное объемное паросодержание в пучках стержней при низких скоростях циркуляции и барботаже. — ТВТ, 1999, т.37, N 2, с.326-332.

74. Кутателадзе С.С. Теплопередача и гидродинамическое сопротивление. М., «Энергоатомиздат», 1990.

75. Zuber N., Staub F.W. Int. J. Heat Mass Transfer, 1996, v. 9, N 9, p. 897.

76. Wilson et al. Primary separation of steam from water by natural separation. Part 1. ANCP-65002 (April 1965).

77. Kataoka I., Ishii M. Drift flux model for large diameter pipe and new correlation for pool void fraction. Int. J. Heat Mass Transfer, 1987, vol.30, № 9, p. 1927-1939.

78. Chexal В., Lellouche G., Horowitz I., Healzer I. Avoid Fraction Correlation for Generalized Applications. 4-th Int. Topical Meet, on Nucl. React. Therm.-Hydr. (NURETH-4) oct. 10-13, 1989, Karlsruhe, vol. 2, p. 996-1002.

79. Миропольский З.Л., Шнеерова Р.И., Карамышева А.И. Паросодержание при напорном движении пароводяной смеси с подводом тепла и в адиабатических условиях. — Теплоэнергетика, 1971, № 5, стр. 60-62.

80. Svetlov S.V., Ilyukhin Yu.N., Alexeev S.B., Kuhtevich V.O., Sidorov V.G. Hydrodynamics of the countercurrent two-phase flow in vertical channels. -Proc. of 7-th Int. Conf. on Nucl. Eng., ICONE-7021, Tokyo, Japan, April 19-23, 1999.

81. Cunningham I., Yeh H.C. Experiments and Void Correlation for PWR Small Break LOCA Conditions. Trans. Am. Nucl. Soc. 1973, v. 17, p. 369 - 370.

82. Алексеев С. Б., Илюхин Ю. Н., Кухтевич В.О., Светлов С. В., Сидоров С.Г. Критическая мощность парогенерирующих каналов-при низких скоростях циркуляции теплоносителя. — Материалы конференции «Теплофизика-98», г. Обнинск, 1998, т. 1, с. 278.

83. Ohkawa К., Lahey R. The Analysis of CCFL Using Drift-Flux Model: Nucl. Eng. And Design, 1980, v. 61, N 2, p. 245-255.

84. Касандрова O.H., Лебедев B.B. Обработка результатов наблюдений. М:, "Наука", 1970 г.

85. Алексеев С.Б., Илюхин Ю.Н., Кухтевич В.О. и др. Истинное объемное' паросодержание в вертикальных трубах в условиях барботажа. ТВТ. 1999. Т. 37. №4. с. 590-596.

86. Алексеев) С.Б., Илюхин Ю.Н., Кухтевич В.О., Светлов С.В:, Сидоров В.Г. Противоточное течение газа и воды в перфорированных пластинах. — ТВТ, 2000; т.38, N4, с. 607-613.

87. Балунов Б.Ф., Бабыкин А.С., Светлов С.В., Алексеев С.Б. Фальков. А.А., Гусева А.С. Обоснование надёжности охлаждения активной* зоны- водо-водяных реакторов при авариях с разгерметизацией первого контура'. — Теплоэнергетика, 2008, 1, с. 25-31.

88. Алексеев С.Б., Безлепкин В.В., Светлов С.В:, Сидоров В.Г. Разработка моделей явления- «захлебывание» для компьютерных теплогидравлических кодов. Атомная энергия, 2010; т. 108, вып. 6, с. 333-340.

89. Волкова С.Н., Мигров Ю.А., Юдов Ю.В. Замыкающие соотношения теплогидравлической модели расчетного кода КОРСАР. — Теплоэнергетика, 2002, №11, с.22-29.

90. КОРСАР/В 1.1. Теплогидравлический расчетный код. Методика расчета контурной теплогидравлики. НИТИ, Инв. № Т-1028, 2001.

91. Верификация программы RELAP5/MOD3 применительно к РУ.с ВВЭР. Промежуточный отчет, РНЦ КИ, 1997.

92. RELAP5/MOD3. Code Manual, Vol. IV: Models and correlation, NUREG/CR-5535, INEL-95/0174, Idaho National Engineering Laboratory, Idaho Falls, Idaho 83415, June 1995.