автореферат диссертации по энергетике, 05.14.03, диссертация на тему:Гидродинамика противоточного течения фаз при аварийном охлаждении активной зоны ВВЭР с верхним заливом



Ил правах рукописи

ян тамкнь

ГадродЕнагака про'гквоточдагс течения фчз при аварийном охлзяденив окттсной зскы БВЯР с Bepxhi'M за.тлвом

Специальность 05.1А.03- - » -эноргетнческте установки

АВТОРЕФЕРАТ диссертации на соискание ученой степени кандидата технических наук

ifv-L..

МОСКЗЛ - 1993

Работа выполнена а Московском ордена Ленина и ордена Октябрьской революции энергетическом институте

Научный руководитель: Доктор технических,наук, профессор Рассохин Н.Г. Официальные оппоненты: Доктор технических начк, ведущий

Ведущая организация: Электрогорский кэучно-ислледовательский

Зашита состоится 'Ц2_" ноября 1993 г. в часов на заседании специализированного совета К.053.16.15 в аудитории кафедры АЭС Московского энергетического института.

105835, ГСП. Москова Е-250, Красноказарменнзя ул., д.14. Ученья Совет МЭИ.

С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке МЭИ.

научный сотрудник, Кузма-Кичта Ю.А. Кандитат технических наук, заведующий лабораторией, Федоров В.Л.

центр по безопасности атомных электростанций

Отзывы, заверенные печатью, просим присылать по адресу:

Автореферат разослан ' _" октября 1993 г.

Ученый секретарь Специализированного Совета К 053.16.15 Доктор технических наук, доцент /

В.И. Горбуров

ОБОАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ

I ■

I'

Актуальность теш. Важной! задачей в комплексе энергетических и экологических проблем современного общества является предельно безопасное развития атомной энергетики. Обеспечение безопасности АЭС должно основываться на глубоком понимании стационарных и динамических процессов, протекающих в различит системах и оборудовании АЭС. Ведущее место в комплексе теплофизических проблем обеспечения безопасности АЭС с ВВЭР занимают исследования аварий с потерей теплоносителя. При авариях с потерей теплоносителя безопасность АЭС во многом зависит от эффективности работы системы аварийного охлаждения ССАОЗ), с помошьс которой при авариях с потерей теплоносителя активная зона реактора затопляется либо снизу, либо сверху. При подаче воды сверху в актиной зоне возникает противоточное течение. Закономерности протекания процессов протпвоточного течения определяет эффективность охлаждения активной зоны. Поэтому исследование характеристик процессов противоточного течения в канале активной зоны ВВЭР при послеаварийном охлаждении является актуальной проблемой .

Цель работы состоит в расчетном исследовании гидравлических процессов в каналах активной зоны ВВЭР при послеаварийном охлаждении, а также в разработке методики численной реализации и программы расчета характеристик противоточного течения, имеющего место при послеаварийном охлаждении активной зоны ВВЭР, и для решения обратной задачи анализа отдельных параметров противоточного течения.

Основньми задачами, решаемыми в диссертации, является;

рассмотрение современного состояния вопроса теплогидравлики в ВВЭР при авариях с потерией теплоносителя из -первого контура в условиях затопления воды Ссверху и снизу) при аварийном охлаждении А3= •

- разработка методик, моделирущих теплогидравлические процессы в канале АЗ при повторном заливе сверху:

- модель средней толщины пленки жидкости в противоточном течении;

модель межфазного трения противоточного течения в сборке с большим расходом жидкости;

- модель захлебывания противоточного течения;

- разработка алгоритмов и программ для численного исследования теплогидравлических процессов в каналах АЗ ВВЭР;

- проведение апробации расчетных методик путем сравнения с экспериментальными данными;

проведение расчета по определении точки начала захлебывания противоточного течения и по определенно максимальных расходов жидкости в противоточном течении;

- рассмотрение обратной задачи по определению межфазного трения противоточного течения в сборке.

Методы исследования. В диссертации использован закон сохранения массы и импульса, теория численного решения дифференциальных уравнений.

Научная новизна. Основные научныэ результаты работы . заключается в следующем:

разработана унифицированная многожидкостная гидродинамическая модель двухфазного потока, которая пригодна для описания теплогидравлических процессов в канале с различньми

- 5 -

структурами двухфазной среды;

разработан алгоритм численного решения задачи гидродинамики противоточного течения:

- разработан комплекс программы на ЗОРТРАНе, в рамках которого возможно решение различных задач, таких, как расчет характиристик гидравлических процессов противоточного течения и обратная задача для определения параметров модели и замыкающих Соотношений;

- На основе разультатов расчета разработаны две Формулы средней тощины пленки жидкости при низком расходе подъемного газа и при высоких расходах газа. В результате анализа замыкавших соотношений рекомендована оптимальная группа замыкающих соотношений; "

- получены коэффициенты для расчета межфазного трения противоточного течения в сборке.

Практическая значимость работы состоит в разработке методов, алгоритмов и программ ' для анализа гидравлических процессов противоточного течения в каналах активной зоны при гослеавзрийном охлаждении.

Апробация работы. Основныэ положения -и результаты шссертационной работы обсуждались и докладывались на заседании гафедры АЭС МЭИ СМосква, 1993 г.) и на 4-ой Ежегодной 1аучно-Технической Конференции Ядерного общества, Москва, 1993. 'еэультаты исследования также были представлены на еждународном семинаре Международного' Центра Тепло- и ассообмена, Греция, 1992; на летнем семинаре Американского церного Общества, 1993 г.Сстатья была публикована в журнале ^Б Transactions, 1993, vol.68. pari А, p.503).

- б -

Публикации. По теме диссертации опубликовано печатных

работ.

Структура и об*ем работы. Диссертационная работа состоит из введения, трех глав, заключения и литературы, включающей 146 наименований. Работа изложена на 199 страницах основного текста, содержит 46 рисунков.

Во введении обосновывается актуальность и новизна темы диссертации, кратко излагается содержание работы, ее предмет и приводится основные положения, выносимые на защиту.

В первой главе проведен анализ характерных для аварийных ситуаций режимов течения теплоносителя и гидродинамических характеристик противоточного течения, рассмотрено состояние теоретических и экспериментальных исследований захлебывания противоточного течения, обоснована необходимость проведения исследования повторного залива сверху и сформулированы направления диссертационной работы.

Во второй главе рассматривается многожидкостная математическая модель теплогидравлики двухфазного потока, особность математической модели гидродинамики для противоточного течения, описываемой уравнениями сохранения массы и импульса

СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ

Л

+

О

С1)

- тк,А„ " ТА С2)

Здесь индексы k - g, f, представляющие пар, и пленку жидкости

1ч

соответственно; тк - сила трения нй стенке канала; т - сила

i

взаимодействия между газовой фазой и пленкой жидкости ; g = 9.81м/с2; Ají Aku - соответствуют площади межфазной поверхности и площадям контакта фаз со стенкой, приведенным к единице объема . потока; ак- объемная доля фаз. ..V,

Видно, что для замькания системы (1) и С2) необходимы соотношения, описывающие межфазное взаимодействие и взаимодействие между фазой и стенкой.

МежФазное трение. Механическое взаимодействие фаз в двухскоростном двухфазном потоке характеризуется напряжением Tt, которое может быть представлено в виде

= -rWVüf3' С3)

Коэффициент межфазного трения f\, существенно зависящий от структуры двухфазного течения, недостаточно исследован для противоточного течения. Для кольцевого двухфазного течения механическое взаимодействие фаз осуществляется на волнистой поверхности жидкой пристенной пленки ¿ и описывается соотношениями, справедливыми для расчета сопротивления в эквивалентной трубе с шероховатыми стенками.

Так, в результате анализа экспериментальных данных автор (Wallis 0.В. 1969) получил формулу коэффициента межфазного трения для канала с гидравлическим диаметром D

f\* 0.003 С1 + 300М» (43

Альтернативное эмпирическое соотношение коэффициента межфазного трения предложено в CBharathan D. et al. 1979) для вертикального противоточного течения:

f\= 0.005 + A CD*/23BC1-VST)B . (5)

где константы А и В определяется слудущим образом

Log А = -0.56 + 9.07/D* ;

В = 1.63 + 4.74/D*

Трение на стенке канала. Для противоточного течения трение пленки жидкости на стенке канала определяется в виде

Tv s W , £63

где fv - коэффициент трения на стенке канала.

Для двухфазного потока с гетерогенной структурой механические взаимодействие отдельных фаз со стенкой канала изучено весьма слабо. Здесь обычно приходится принять сильны? допущения. Авторы CIshii М. el al. 1976) показывает, что для расчета коэффициентов трения на стенке канала для стекающей пленки можно использовать соотношения для однофазных потоков:

- для ламинарного режима

f\, = 16/Re, при 1.0 s Re, i ¿600 , С7аЭ

- для турбулентного режима

rv = 0.0791 Re;° " при Re, > 1600 . (76) если число Рейнольдса эквивалентного потока определяется как

CI - <ODp,U,

Re, = -2——

Формулы С7а) и (76) показывают, что трение жидкости на стенке канала не зависит от противоточного газа. На самой деле, межфаэное трение, обусловенное потоком противоточного газа, противодействует силе тяжести. Поэтому в противоточном течении трение жидкости на стенке канала должно зависеть от межфазного взаимодействия. Показано (Zabaras Q.J. et al, 1988), что с

увеличением расхода противоточного газа трение жидкости на • стенке канала уменьшается. Полагая| что жидкое пленочное течение ламинарное, и поверхность раздела фаз гладкая, авторы ' CZabaras G.J. et al, 19385 получили соотношение для трения . жидкости на стенке канала при противоточном течении в виде;

fv = C24/Ref) 4 , С8)

где

* = С2 + FM2 + 1.3 F)

F = 2 Tt/Cpg<5)

В данной работе для решения системы дифференциальных уравнений в частных производных С1. 2) использован метод контрольного объема. Алгоритм SIMPLE (Патанкар С. 1084) был адаптирован для двухжидкостной модели противоточного двухфазного течения. В частности, давление рассчитывается с помощью уравнения сохранения массы для газовой Фазы, доля фаз - с помощью уравнения сохранения массы для жидкой фазы. С целью обеспечения сходимости используется низкое значение коэффициентов релаксации. Данная математическая модель реализуется для противоточного течения, вплоть до начала захлебывания, при котором пленка жидкости либо сбединяется, либо начинает движение наверх.

В третьей главе проведены численные исследования характеристик процессов противоточного течения.

1. Средняя толщина пленки жидкости при низком расходе газовой фазы.

Математическое моделирование противоточного двухфазного течения выполнялось для большого количества опытов в различных каналах Струба, кольцевой канал, сборки стержней) в диапазоне

давления 0.1 - 1.0 МРа и эквивалентного диаметра канала 8-15 мм, что соответствует параметрам послеаварийного охлаждения ВБЭР.

Для расчета межфазного трения в кольцевом канале и трехстержневой и четьрехстержневой сборках (площадь проходного сечения А, общий периметр смачивания У в качестве определяющего размера испльзован эквивалентный диаметр канала.

При этом предполагается равномерное распределение пленки жидкости по периметру стержней и отсутствие пленки на внутренней поверхности кожуха сборки.

При низком расходе газа обнаружено, что безразмерная толщина пленки зависит только от числа Рейнольдса жидкости. Обобщение расчетных результатов средней толщины пленки позволяло нам получить следующие соотношения:

6*= 1.2492 1?е,°' , йе,* 400 (В)

<5*= 0.267 (?е, °-"я1<1 , йе,> 400 (10)

со среднеквадратичные отклонением меньшим ЗУ- Безразмерная толщиша пленки определяется как

На рис.1 показано, что формула (9) для ламинарного течения пленки хорошо совпадает с экспериментальным данными для трубы (гаЬагаэ 0.X е1 а1. 1988, На«1оу О-Ь. еЬ а!. 1082), и для сборки (Цес1а Т. еЪ а1. 1978). Там же видно, что классическая Формула Нуссельта ШзэеН V. 0. 1916) дает зывыиенное значение толщины пленки.

Применительно к турбулентному течению пленки, формула

- и -

О (09 100 ¡00 <00 30в

Рис.1. Средняя толщина пленки жидкости для ламинарного течения. 1 - данные (гаЬагэв а.Х е1 а!. 1683); 2 - данньв С0е<1а Т. е1 а1. 1978); 3 - данны? СНау1еу О.Ь. е1 э1. 1982); 4 - формула Нуссельта; 5 - формула С9); Б ~ данные с низком разходсм газа (Нау1еу 1).Ь. е1 а1. 1982).

390 i»0 950 650 Г 50 КО »SO

Рис.2. Средняя толщина пленки жидкости для турбулентного течения. 1 - даннш (IJeda Т. el al. 1978); 2 - дакньв CHawley D.L. et al. 1982); 3 - ланньв с низком расходом газа Chawley D.L. et al. 1882); 4 - Формула СЮ); 5 - формула Уоллиса; S - Формула Белкина.

■ : - 12 -СЮ) описывает экспериментальна данные лучше, чем известные эмпирические Формулы С рис.2).

2. Средняя толщина пленки при противоточном течении с вьсоким расходом газа.

При увеличении расхода газовой Фазы повивается межфазное силовое взаимодействие. Последнее препятствует нисходящему движению пленки жидкости, и вызывает Волны на ее поверхности. В результате этого средняя скорость пленки жидкости падает, и следовательно, вплоть до начала уноса капель средняя толщина пленки жидкости увеличивается. Для анализа средней толщины, пленки жидкости при относительно высоком расходе жидкости использованы разные сочетания зависимостей:

1 - зависимости С4) и С7а,76): 3 - зависимости С5) и С7а,76);

2 - зависимости С4) и С8); 4 - зависимости С5) и С8) .

На рис.3 и 4 показано сравнение расчетных результатов с экспериментальными данными. Все четьре варианта замыкающих соотношений правильно отрзжют тенденцию изменения средней толщины пленки жидкости с увеличением расхода газовой фазы. Наилучшее совпадение расчетных результатов с экспериментальными данными наблюдается в вариантах СЗ) и С4). Для вариантов С1) и С2) вариация расхода газовой Фазы слабо влияет на изменение толщины пленки жидкости, что означает заниженное значение нежфазного трения, определяемого по Формуле Уоллиса С4). Использование формул С7а, 76) по трению жидкости на стенке канала в вариантах СЗ) и С4) дает относительно низкое значение при низком расходе газовой Фазы, а с увеличением расхода газовой фазы результаты сближаются. Это . объясняется преобладающим влиянием трения жидкости на стенке канала при

5,м

О,. КГЛ

Рис.3. Зависимость средней толщины пленки жидкости от массового расхода газа.

1. 2, 3, 4 - варианты зависимостей (1), (2). СЗ) и С4), соответственно; 5 - экспериментальна? данные (2аЬага? 0. Х е1 а1. 1983).

.

Рас. 4. Завпсикють средней тошшы пленки жидкости от массового расхода газа.

1. 2. 3, 4 - варианты зависимостей С1). СЗ). СЗ) и С4). 'соответственно; 5 - экспериментальна} данные сгаЬагаэ 0. Л. е1 а1. 1588).

низком расходе н возрастающей ролью межфазного трения с ростом расхода газовой фазы. Из рис.3 и 4 легко выбрать оптимальную группу замыкающих соотношений (5) и (8).

3. Гидродинамика протиьоточного течения.

При Использовании группы замыкающих соотношений С5) и (8) в математической модели (1,2) было рассчитано отношение падения давления к безразмерной скорости газовой фазы. На рис.5 показано сравнение расчетных результатов с экспериментальными данными,

где •

"<-£■>• » > .

Видно, . что расчетные результаты хорошо совпадают с экспериментальными данными до момента захлебывания течения. Как отмечено в работе (Meyer В. et al. 1887), в диапозонах 0.3 s J* s о. 45 происходит интенсивное межфазное взаимодействие и начинается захлебывание течения, что хорошо согласуется с результатами расчета.

С помощью двухжидкостной модели рассчитано также отношение расходов жидкости и газовой фазы для трубы с разными диаметрами. На рис.6 показано сравнение расчетных результатов с эксперименталными данньми (Belkin НН. et al. 1959). Видно, что предложенная математическая модель позволяет качественно описать основную закономерность уменьшения расхода газа с повыиением р'асхода жидкости. Более того, влияние диаметра трубы хорошо восстанавливается. Завышенное расчетное значение параметра Уоллиса для газовой фазы J* объясняется как отсутствием в модели возможности учета наличия в граничных условиях каких-либо возмущений, имеющих место в экспериментах и обуславливающих их разногласие, так и применением формулы (8) вплоть до начала

О 0.1 0.2 » 0.3 0.« 0.5

Рис.5. Зависимость градиента давления от параметра Уоллиса газа. 1, 3 - экспериментальные данные длл расхода жидкости 0, = 0.277 кг/с и 0.192 кг/с, соответственно СМзуег В. а1. 19873; 2. 4 -расчеты^ результаты.

О 0.1 0.1 0.3 0.* О.» 0.«

Рис.6. Соотношение параметров Уоллиса газа и пленки жидкости в .момент захлебывания.

19 мн: 1,3.5 - экспериментальны? данпыеШ.сМег. Н. J. 1381) для Б - 19 мм, 38 мм и 51 мм, соответственно: 2,4,6 - расчетные •результаты для В - 19 мм, 33 мм и 51 мм.

захлебывания. Как отмечено выие, при приближении к началу захлебывания волна на межфэзной поверхности увеличивается, что обуславливает более высокое значение межфазного трения по сравнении с расчетнш по формуле (8). ;'

Проведенный анализ гидродинамики,противоточного течения и разработанная математическая модель являются необходимым средством для более точного прогнозирования состояния активной зоны при послеавэрийком охлаждений Е38ЭР. Эти разработанныэ программы могут бьть включены в коды улучшенного анализа.

4. Межфазное трение противоточного течения в сборке.

Мы принимаем двухжидкостньй подход к описанию процесса противоточного течения в сборке 8ВЗР. В математической модели для замькания системы уравнений сохранения трение на стенке для сборки ВВЭР рассчитывается по корреляциям согласно рекомендациям Кириллова> (Кириллов П. Л. 1989).

Анализ экспериментальных данных также показал, что межфазное трение зависит как от разницы скоростей двух фаз, так и от структуры канала. Учитывая влияние параметров течения и структуры канала, на основе известной формулы Бяазиуса мы вводим поправку У для учета параметров противоточного течения в сборке:

Г4 = 0.316йе9"°"" У ' (11)

Анализ факторов и размерностей привел к двум компонентам Поправки, определяющим относительную роль геометрии и расхода жидкости в рассматриваемом режиме течения:

У = Г { «1 {дСр,-Рв)/о>]"1. К ) (12)

где <1 - гидравлический диаметр.

В результате численной процедуры оптимизации мы

получаем;

у = е°<"в2 с1 [дСр,-^)/")"* К, (133

Рисунок 7 показызаот зависимость поправки У от числа Кутателадзе К, для жидкости, котороо имеет вид:

к' = ^ I д^Р,- Р9).1 где приведенная скорость для жидкости. '

Как правило, данная модель с предложенными замыкающими соотношениями для межфазного трения описывает даннш опытов СКоккпоп I. еЬ а1. 1989) в сборках ВВЭР по расходам жидкости При затоплении сверху. Эта модель также может использоваться в кодах.«улучшенного анэлиза» для приближенного анализа процесса противоточного течения в сборках ВВЭР в адиабатных условиях. Типичные же ситуации при возможных авариях .с потерей, теплоносителя из первого контура АЭС с ВВЭР всегда. сопровождаются интенсивна парообразованием, что значительно влияет на процессы противоточного течения,„■ в : целом, и. на межфазное трение, в частности. Учет этих эффектов и дальнейшее ' исследование требуют сопоставления с измерениями расходов Фаз,- в сборках в адиабатных и диабатных условиях противоточного течения' в АЗ ВВЭР .

у

1.0Е+04

1.0ЕЮ1

1.0Е+05

1.СЕ+04

1.0Е+02

1.0С+05

0.» О.в I 1.2 ' 1.4 1.6 1.а

Рис.7. Зависимость поправки У в Формуле С13) от числа Кутателадзе К, для жидкости.

На рисунке^ 1 - данные СКоккопеп I. е1 а]. 1989); 2 - формула С13).

1. На основе анализа теоретических и экспериментальных исследований характерных для режимов течения теплоносителя в аварийных ситуациях обоснована существенная роль в процессах теплоотвода противоточного течения и необходимость проведения дальнейших исследований закономерностей тепломассообмена при повторном заливе АЗ сверху.

2. Проанализирован многожидкостньй подход к моделирование теплогидравлики в каналах АЗ при аварийном охлаждении. Показано, что он более полно описывает механизм двухфазного течения в каналах с различными структурами потока.

3. Для гидродинамики противоточного течения создана соответствующая многожидкостная модель, построена структура замькания системы основных уравнений и обоснован выбор замькаших соотношений.

ОСНОВНЫЕ РЕЗУЛЬТАТЫ ДИССЕРТАЦИОННОЙ РАБОТЫ