Konvektív hıtranszport CFD vizsgálata

Konvektív hıtranszport CFD vizsgálata Tóth Sándor, egyetemi adjunktus BME, Nukleáris Technikai Intézet

Áramlások numerikus modellezése 2., 2011. április 7.

Tartalom • Elméleti bevezetı • Üzemanyag-kazetták termohidraulikájának vizsgálata • T-idomban kialakuló termikus keveredés

2

Elméleti bevezetı

3

Konvektív hıtranszportot leíró RANS egyenletrendszer • Kontinuitási egyenlet (összenyomható közegekre): ∂ρ ∂ (ρU j ) + =0 ∂t ∂x j Konvektív Idıbeli tag megváltozás

• Impulzusegyenletek (Reynolds-átlagolt Navier-Stokes egyenletek):

(

)

∂ (ρU i ) ∂ (ρU iU j ) ∂τ ij ∂ ρu'i u' j ∂p + = − − + SU i ∂t ∂x j ∂x j ∂x j ∂xi Idıbeli megváltozás

Konvektív transzport

Viszkózus-feszültségek számítása:

 ∂U i ∂U j τ ij = µ + ∂ x ∂xi  j

 2 ∂U i − µ δ  3 ∂x ij i 

Molekuláris transzport

Turbulens transzport

NyomásForrástag gradiens

ρ: Uj: τij: − ρu'i u' j : p: µ:

sőrőség sebességkomponensek viszkózus-feszültségek Reynolds-feszültségek nyomás dinamikai viszkozitás 4

Konvektív hıtranszportot leíró RANS egyenletrendszer • Energiaegyenlet:

(

)

∂ (ρh ) ∂ (ρU j h ) ∂ ∂T ∂ ρu' j h' + = λ − + Φij + S h ∂t ∂x j ∂x j ∂x j ∂x j Idıbeli megváltozás

Konvektív transzport

Φij = τ ij

Molekuláris transzport

Turbulens Disszipáció Forrástag transzport

∂U i ∂U i − ρu'i u' j ∂x j ∂x j

• Állapotegyenletek: p = p( ρ,T ) h = h( ρ,T ) Például ideális gázok esetén: p = ρRT

h = C pT

h: λ: T:

- ρ u' j h' R Cp

entalpia hıvezetési tényezı hımérséklet Reynolds-fluxusok specifikus gázállandó állandó nyomáson mért fajhı 5

Konvektív hıtranszportot leíró RANS egyenletrendszer • Ismeretlenek: U j , p, h , T , ρ, − u'i u' j , − u' j h' (7 egyenlet, 16 ismeretlen, ha µ, λ, Cp állandó)

• Egyenletrendszer lezárása: Reynolds-feszültségek számítása:  ∂U ∂U j − u'i u' j = νt  i +  ∂x ∂xi  j

 2  − kδij  3 

(örvényviszkozitás modellek esetén)

− u'i u' j parciális differenciálegyenletek megoldásaként adódnak Reynoldsfeszültség modellek esetén νt, k… turbulenciamodellekbıl számítható Reynolds-fluxusok számítása: ν ∂h − u' j h' = t Prt ∂x j

νt : k: Prt :

örvényviszkozitás turbulens kinetikus energia turbulens Prandtl-szám 6

Felhajtóerı figyelembevétele a NSegyenletekben - A felhajtóerı hatása nem hanyagolható el, ha:

Gr/Re ≥ 1 2

Gr =

L3 β g∆T

ν2

Re =

LU

ν

- A felhajtóerıt leíró forrástag számítása, ha a sőrőség változását valamennyi egyenletben figyelembe vesszük:

SU Z = (ρ − ρ0 )g - A felhajtóerıt leíró forrástag számítása a Boussinesq modell esetén: A z-irányú NS-egyenlet forrástagjától eltekintve valamennyi egyenletben állandó sőrőséget (ρ0) tételezünk fel. A forrástagban a sőrőséget a hımérséklet lineáris függvényének tekintjük.

SU Z = − ρ0 gβ (T − T0 ) Érvényes, ha a sőrőségváltozás kicsi: (ρ − ρ0 ) / ρ0 << 1 g: β:

nehézségi gyorsulás térfogati hıtágulási együttható7

VVER-440 üzemanyag-kazetták termohidraulikájának vizsgálata

8

Bevezetés Hımérséklet-mérés termoelemmel

• A hőtıközeg térfogati forrása nem megengedett [kW]

VVER-440 kazetta

• A korlát teljesülését igazolni kell és a kampány során folyamatos monitorozás szükséges (szubcsatorna kódok) • Zónamonitorozás: 210 kazetta felett

hımérsékletmérés

• A hımérsékletmérések alapján korlátozott jellemzık számítása

VVER-440 zóna

a

9

Bevezetés 1

Téma aktualitása:

∆TTC [°C]

0,5 100% 12,3 0 50% 12,2 50% 12,3

• Gd kazetták bevezetése

-0,5

Célok:

100% 12,2 -1

18.

19.

20. Kampány

21.

22.

0,16

0,08

∆ T TC = − 0 ,66 °C σ ∆TTC = 0 ,57 °C

∆ TTC = 1,06 °C σ ∆T = 0 ,69 °C TC

0,04 0 -3,9 -3,3 -2,7 -2,1

• Kazettában kialakuló hőtıközeg-keveredési folyamatok mélyebb megértése • Hozzájárulás a szubcsatornakódok, zónamonitorozó-rendszer fejlesztéséhez

12,2 mm r.o. 12,3 mm r.o. 0,12

• Eltérések a mért és a számított hımérsékletek között (1°C → 40-50 MW hıteljesítmény)

-1,5 -0,9 -0,3

0,3 0,9 1,5 2,1 2,7 3,3 3,9 ∆TTC [°C]

∆TTC = TTC _ M − TTC I. Pós, T. Parkó: Testing of ASHYMO using Paks operational data, AER Working Group C and G Meeting, Tengelic, 11–12 June 2009.

Módszer, eszköz: • Rek ≈250 000, Ref ≈4 millió • DNS, LES nem alkalmazható a bonyolult geometria és a nagy Reynolds-szám miatt (DNS: N~Rel3, LES: N~Rel1.8) • Reynolds-átlagolt ANSYS CFX kód

közelítés

alkalmazása:

10

Szabad pálcakötegben kialakuló áramlás vizsgálata

11

CFD modell Cél: a hálófelbontás és turbulenciamodell választás hatásának vizsgálata

Periodikus perem

• Háromszögrács • D=9.1 mm • P=12.3 mm • P/D≈1.35

Szimmetria

VVER-440 pálcaköteg

• H=6 mm

• Kialakult áramlás vizsgálata (végtelen rács) • Impulzusforrás axiális irányban • Víz (123 bar, 265 ºC)

Trupp és Azad mérése (1975): • Szélcsatorna mérések • Háromszögrácsba rendezett pálcaköteg (19 pálca, P=68,6 mm, D=50,8 mm, P/D=1,35) • Izoterm, kialakult turbulens áramlás (Re=24 000 és 60 000) • Mérések a központi pálca melletti szubcsatornában hıdrótos anemométer

12

Hálók

M1

M2

M4

M5

Háló Nódusok száma Elemek száma +

y

ave

M1 18 136 19 911 1

M2 8 864 10 767 4,8

M3

M6

M3 6 084 7 599 20,1

M4 2 472 2 802 20,0

M5 1 152 1 185 19,9

M6 456 396 19,5

• Prizmatikus, „kihúzott” háló, hexaéder elemek a fal mellett • Bonyolultabb geometriák esetén is alkalmazható. • BSL Reynolds-feszültség turbulenciamodell

13

Hálófüggetlenség vizsgálat • A mérési adatok az „L” vonal mentén dimenziótlan formában álltak rendelkezésre. Z

ui

L

y y* = L

+

3

1

2,5

0,6 0,4 0,2

2

+

uv =

uτ

k uτ

*

U =

2

uv 2 uτ

U Ub Mérés M1 M2 M3 M4 M5 M6

2

k+

M1 M2 M3 M4 M5 M6

0,8

ui

=

k =

1,2

U

*

Y

2

+

1,5 1 0,5 0

0 0

0,2

0,4

0,6

y*

0,8

1

0

0,2

0,4

0,6

0,8

1

y* 14

Hálófüggetlenség vizsgálat 2

1,4 1,2

1,6

v'2+

Mérés M1 M2 M3 M4 M5 M6

u'

2+

1 1,2 0,8 0,4


0,6 0,4 0,2

0

0 0

0,2

0,4

y*

0,6

0,8

1

0

-1

1,2

-0,8

0,3

u'v'

0,6

+


0,9

0,2

0,4

0,6

0,8

1

y*

1,5

w'

2+

0,8


-0,6 -0,4 -0,2

0

0 0

0,2

0,4

0,6

y*

0,8

1

0

0,2

0,4

0,6

0,8

1

y*

• Az M6 számítás kivételével az eredmények elfogadhatóan egyeznek a méréssel.

15

Hálófüggetlenség vizsgálat

M1

M2

M3

M4 M5 M6 • Az M5 és M6 háló a szekunder áramlások helyes jellegét sem adja vissza. • Az M2 és M4 háló esetén helyenkét hibás az áramkép. • Az M1 és M3 hálók felbontása megfelelı a szekunder áramlások számítására.

16

Turbulenciamodell vizsgálat Modell

Modell típusa

Örvényk-epsilon viszkozitás

SST

Örvényviszkozitás

SSG ReynoldsReynolds feszültség Stress BSL ReynoldsReynolds feszültség Stress

Elsıdlegesen Transzportmodellezett egyenletek mennyiségek

k,ε

Dε , ui u j Dt

k,ω

Dω , ui u j Dt

ui u j , ε

Dε , Rij Dt

ui u j , ω

Dω , Rij Dt

Örvényviszkozitás modellek:

 ∂U i ∂U j 2 ui u j = kδ ij −ν T  +  3 ∂xi  ∂x j

   

17

Turbulenciamodell vizsgálat 2

1,6

2+

1,2

1,2

v'

u'2+

1,6

0,8 0,8

Kísérlet BSL Reynolds Stress SSG Reynolds Stress SST

0,4


0,4

0

0 0

0,2

0,4

0,6

0,8

1

0

0,2

0,4

y*

0,6

0,8

1

0,6

0,8

1

y* -1

1,6

-0,8

w'

2+

1,2

u'v'+

-0,6

0,8

-0,4


0,4


-0,2

0

0 0

0,2

0,4

0,6

y*

0,8

1

0

0,2

0,4

y*

• A Reynolds-feszültség modellek alkalmasak a normál feszültségek anizotrópiájának számításra. 18

Turbulenciamodell vizsgálat 3,5

1,2

3

1,1 Kísérlet BSL Reynolds Stress SSG Reynolds Stress SST

1,5

*

1 0,9

U

2

k

+

2,5

0,8

1

0,7

0,5

0,6

0

0,5 0

0,2

0,4

y*

0,6

0,8

1

BSL Reynolds Stress SSG Reynolds Stress SST 0

0,2

0,4

0,6

0,8

1

y*

• A BSL RFM-el számított eredmények egyeznek a legjobban a mérési adatokkal.

k-εε, SST

BSL RFM

SSG RFM

• Az SST és a k-epsilon modellek nem alkalmasak a szekunder áramlások számítására.

19

A távtartórács termohidraulikai folyamatokra gyakorolt hatásának vizsgálata

20

CFD modellek

Izotermikus számítás

4 millió;

6,2 millió cella

Belépı sebességeloszlás (Kialakult áramlás, periodikus p.f.-el számolva)

• 250 mm hosszú, P=9,1 mm, D=12,3 mm, P/D=1,35 • Háló és TM a szubcsatorna vizsgálatoknál meghatározott irányelvek figyelembevételével

21

Hálók

“A” modell

“B” modell

• A hőtıközeg-keveredés pontos számításához „áramlásirányú” cellákat kell használni. • Blokkstrukturált háló generálása a távtartórács bonyolult geometriája miatt nehézségekbe ütközik. • Prizmatikus hálók az M3 háló felbontásával • Az „A” modell 4 millió, a „B” modell 6,2 millió elemet tartalmaz. 22

Az axiális irányú sebességkomponens eloszlása a kilépısíkon

„A” modell

„B” modell

• Lokális sebességmaximumok a szubcsatornák közepén • A távtartórácsnak szignifikáns hatása van a sebességeloszlásra. 23

Sebességprofilok

3,5 L1

W [m/s]

3,25 "A" modell (Z1) "A" modell (Z2) "B" modell (Z1) "B" modell (Z2) Belépés

3

2,75 0

5

10

4

20

L2

3,7 W [m/s]

15 L [mm]

• A távtartórácsnak szignifikáns hatása van a sebességprofilra. 25 • A rácstól távolodva a hatás csökken, és az áramlás tart a szabad pálcakötegben kialakuló áramláshoz.

3,4 3

3,1 2,8

"A" modell (Z1) "A" modell (Z2) "B" modell (Z1) "B" modell (Z2) Belépés

2,5 0

5

10

15 L [mm]

20

25 24

Szubcsatornák közötti hőtıközeg-keveredés 0,4

• A távtartórács axiális irányban kb. 70 mm távolságig okoz intenzívebb konvektív keveredést a szubcsatornák között.

0,4

Szabad pálcaköteg 0,35

0,35

0,3

0,3

0,25

0,25

0,2

0,2

0,15

0,15

0,1

0,1

0,05

Veff =

1 LS

∫

0,05

2

V ⊥ dl

LS

0 0

Veff =

20 40 Veff [mm/s]

60

0 L [m]

0

1 LS

∫

2

V ⊥ dl

LS

20 40 Veff [mm/s]

60 25

Szubcsatornák közötti hőtıközeg-keveredés Konvektív keveredés

0,4 0,35

0,35

0,3

0,3

0,25

0,25

0,2

0,2

0,15

0,15

0,1

0,1

0,05 0 L [m]

Veff

1 = LS

∫

2 ⊥

V dl

Turbulens keveredés

0,4

• A távtartórács axiális irányban kb. 50 mm távolságig fokozza a turbulens keveredést a szomszédos szubcsatornák között. • A csatornák közötti turbulens keveredés intenzívebb, mint a konvektív keveredés.

0,05

v'eff =

LS

1 LS

∫

v'⊥2 dl

LS

0

0

20 40 Veff [mm/s]

60

100

150 200 v’eff [mm/s]

250 26

Hımérséklet-eloszlás a kilépésnél

I. csatorna

II. csatorna

„A” modell

„B” model

• A szubcsatornák közepén a hımérséklet alacsonyabb. • Magasabb hőtıközeg-hımérséklet a pálcák között. • Szubcsatornák kilépı átlaghımérséklete: „A” modell esetén azonos: TA= 272,3 °C „B” model esetén különbözı: TBI=272,1 °C, TBII=272,5 °C

27

VVER-440 kazetta pálcaköteg részének vizsgálata

28

A Kurcsatov Intézet mérıberendezése (1:1) Т

92

127 126 125 Т

123

122

61

121 86

19 Т

85 119

56 33 55 83

117

Т Т

Т

Т

Т

16

115

52 80

51 78

V

Т

4

Т

13

Т

28

68 43 44

101 70

12

45 Т

Т

46

47

103 Т

73

48 49

102 71

26

27

74 75

Т

100 69

25

76

77

Т

99

23

10 11

Т

98

67

42

24

50

72

Т Т

104

105 106

107 108

Т

Т

IV

3

Т

79

111

III

Т

Т Т

Т Т

Т

29

112

II

9

14 30

113

I

22

5

31

114

41

1

15

53 81

Т

6

32

54

82

116

Т

17

84 118

7

97 66

21

2 Т

96 65

39 40

Т

18

34

95 64

8

35

57

94

Т

36 Т

120

37

58

63

20

59 Т

Т Т

60

87

93

38

89 88

Т

91 90

124

Т

62

109

110

VI VII VIII IX

X

XI XII XIII

Обозначения: - имитатор 1-й группы

- имитатор 3-й группы

- имитатор 2-й группы

94,3

Nyomás a pálcaköteg végéné l [bar] Hőtıközeg belépı hımérséklete [°C]

237,4

Hőtıközeg teljes tömegárama [t/h]

57,82 2

Hőtıközeg tömegfluxusa a pálcakötegben [kg/m /s] By-pass töme gáram [t/h]

1755 0

Pálcák összteljesítménye [kW]

1244,6

1. pálcacsoport össz teljesítménye [kW]

588,2


380,5


275,9

Köz ponti csıbıl kilépı közeg hımérséklete [°C]

244,4

L.L. Kobzar, D.A. Oleksyuk: Experiments on simulation of coolant mixing in fuel assembly head and core exit channel of VVER-440 reactor, 29 Proc. 16th Symposium of AER on VVER Reactor Physics and Reactor Safety, 95–117, Bratislava, Slovakia, 22–29 September 2006.

A pálcaköteg modell validálása 6

CFX CFX a mérési pontokban COBRA Mérés

T-TBAL [°C]

3 0 -3

TB-3-7 TB-6-7

-6 -1

-0,5

0 r/R

0,5

1

[kW]

• 9,5 millió cella, validáció a Kurcsatov Intézet mérései alapján

30



T-TBAL [°C]

3 0 -3

TB-3-7 TB-6-7

-6 -1

-0,5

0 r/R

0,5

1

[kW]


31



T-TBAL [°C]

3 0 -3

TB-3-7 TB-6-7

-6 -1

-0,5

0 r/R

0,5

1

[kW]


32



T-TBAL [°C]

3 0 -3

TB-3-7 TB-6-7

-6 -1

-0,5

0 r/R

0,5

1

[kW]


33

Átlagjellemzık változása a pálcakötegben 4,4

0,7

4,2

0,6

4

0,5 ∆ p [bar]

W [m/s]

1. távtartórács

3,8 3,6

0,4 0,3

3,4

0,2

3,2

0,1

3

0 0

0,5

1

1,5

2

1. távtartórács

2,5

0

0,5

1

L [m]

1,5

2

2,5

L [m] 50

330 1. távtartórács

40 2 α [kW/(m K)]

T [°C]

310

290

270

30 20 10

Pálcák átlagos felületi hımérséklete Hőtıközeg átlaghımérséklete

CFD Weisman korreláció (±15%)

1. távtartórács

250

0 0

0,5

1

1,5 L [m]

2

2,5

0

0,5

1

1,5

2

2,5

L [m]

• A távtartórácsnak szignifikáns hatása van a hőtıközeg sebesség-, nyomáseloszlására és a pálcafal hımérsékletére. A köteg számított nyomásesése 0,63 bar. • A modellel számított átlagos hıátadási tényezı a Weisman korreláció pontosságán belül van. 34

VVER-440 kazetta fej részében kialakuló hőtıközeg-keveredés vizsgálata

35

A kazettafej CFD modellje

• P=12,3 mm, D=9,1 mm (P/D=1,35), SOUT=145 mm • Meglehetısen bonyolult geometria: 126 pálca, távtartórács, keverırács, illesztı rózsa...

36

Hálók • Három különbözı felbontású, azonos struktúrájú háló: Alap háló Finom háló Durva háló 1 0,8 1,2 Effektív hálófinomítási arány 8 046 001 10 656 716 6 009 476 Összes cella száma 1 946 198 Cellák száma a felsı részen 3 982 723 6 593 438

• Hibrid háló – Alsó rész: - rács körül: tetra háló + prizma határréteg-háló - rács alatt, felett: prizma háló + hexaéderes határréteg-háló – Felsı rész: tetra háló + prizma határréteg-háló • Interface az alsó és a felsı rész között

prizma háló tetra háló prizma háló

Háló az alsó részen

Háló a felsı részen

37

Kazettafej számítások peremfeltételei OUTLET pOUT

• Stacionárius számítás a teljes modell esetén, majd tranziens szimuláció a felsı részre • Belépı peremfeltételek: CFX, COBRA számításokból • Központi csı peremfeltételek mérési korrelációk alapján , • Turbulenciamodellek: BSL Reynolds-feszültség, SST, SAS-SST

Központi csı: INLET WIN,C,TIN,C Tu=5%, µt/µ=10

• Konvektív tagok differencia sémája: High Resolution, Upwind • Kezdeti feltételek: RANS mezı, egyenletes eloszlások

INLET WIN =WIN(x,y) TIN=TIN(x,y)

ui u j (x, y), ε(x, y)

• Anyagjellemzık nyomás és hımérséklet függése: IAPWS-IF97 data 38

255

256

254

255

253

TT-1-5

TT-4-5

252

TT-2-5

T [°C]

T [°C]

Hálóvizsgálat

Alap háló Finom háló Durva háló

251

254 253

TT-5-5


252

250

251 -1

-0,5

256

0 r/R

0,5

1

-1

-0,5

255

TT-6-5

T [°C]

TT-3-5

254 253

Háló

TT-6-5

Alap háló Finom háló TT-5-5 Durva háló Mérés


252 251 -1

-0,5

0 r/R

0,5

1

0 r/R

0,5

1

TT-1-5

TTC TTC-TTC_M [°C] [°C] 252,39 -0,21 252,48 -0,12 251,88 -0,72 252,6±0.63 -

TT-2-5

TTC: üzemi termoelem számított jele TTC_M: üzemi termoelemmel mért hımérséklet

• Célparaméter: TTc • Az alap és finom háló elfogadható.

TT-4-5

TT-3-5

39

255

256

254

255 TT-1-5

253

TT-4-5

252 SST SAS-SST BSL Reynolds Stress

251

T [°C]

T [°C]

Turbulenciamodell vizsgálat TT-2-5

254 253

TT-5-5

SST SAS-SST BSL Reynolds Stress

252

250

251 -1

-0,5

256

0 r/R

0,5

1

-1

-0,5

0 r/R

0,5

1

255 T [°C]

TT-3-5

253

TTC TTC-TTC_M [°C] [°C] 251,82 -0,78 SST 252,19 -0,41 S AS -S S T 252,39 -0,21 BS L Reynolds S tress 252,6±0.63 Mérés Turbulenciamodell

254 TT-6-5

SST SAS-SST BSL Reynolds Stress

252 251 -1

-0,5

0 r/R

0,5

1

• A SAS-SST modell pontosabb becslést adott, mint az SST. • A BSL Reynolds-feszültség modell adta a méréshez legközelebbi eredményt.

40

A differenciasémára végzett érzékenységvizsgálat High Resolution → Upwind

256

Hımérséklet [C]

255

254

253

High Resolution (~2. rendő) Φip = Φup + β (∂Φ/∂x j )up ∆x j

252

251 0

100

Differencia séma High Resolution Upwind Mérés

200 Iterációk száma

300

400

TTC TTCTTC_M [°C] [°C] 252,39 -0,21 253,64 1,04 252,6±0,63 -

• Az Upwind séma stacionárius megoldást adott szemben a High Resolution sémával. • Az upwind séma elkente a hımérséklet-eloszlást az erıs numerikus diffúzió következtében.

Upwind (1. rendő) Φip = Φup

41

255

256

254

255

253

254

T [°C]

T [°C]

Kezdeti feltételekre végzett vizsgálat

252 251

253 252

RANS mezı Egyenletes mezı

250


251

-1

-0,5

256

0 r/R

0,5

1

-1

-0,5

0 r/R

0,5

1

T [°C]

255 254

Kezdeti feltétel RANS mezı Egyenletes mezı Mérés

253 252


TTC TTC-TTC_M [°C] [°C] 252,39 -0,21 252,36 -0,24 252,6±0.63 -

251 -1

-0,5

0 r/R

0,5

1

• Az idıátlagolt hımérséklet-eloszlás független a kezdeti feltételektıl. • RANS kezdeti mezı esetén gyorsabb a konvergencia.

42

1

2

0

1

-1

TT-1-5

TT-4-5

-2 COBRA_BC CFX_BC Experiment

-3 -4

T-T BAL [°C]

T-T BAL [°C]

Belépı peremfeltételekre végzett érzékenységvizsgálat

TT-2-5

0 -1 -2

COBRA_BC CFX_BC Experiment

TT-5-5

-3 -1

-0.5

0 r/R [1]

0.5

1

-1

-0.5

2

0 r/R [1]

0.5

1

T-T BAL [°C]

1 TT-3-5

0

Belépı p.f.

-1 -2

COBRA_BC CFX_BC Experiment

TT-6-5

COBRA CFX Mérés

TTC TTC-TTC_M [°C] [°C] 252,22 -0,38 252,39 -0,21 252,6±0.63 -

-3 -1

-0.5

0 r/R [1]

0.5

1

• Nincs lényeges különbség az eredmények között, mindkét számítás jól egyezik a méréssel. • A COBRA kóddal számított peremfeltételek megfelelıek a kazettafej számításokhoz. 43

Sebességeloszlás a kazettafejben

• A pálcakötegben a sebességmezı relatíve egyenletes. • A pálcák, a keverırács és a rózsa mögött örvények alakulnak ki, amelyek fokozzák a hőtıközeg-keveredést. 44

Hımérséklet fluktuációk

TT-5-5

TT-2-5 TTC

TTC : felületátlagolt hımérséklet 256

T [ºC]

255

• 1,5 s hosszú URANS szimuláció • Intenzív hımérséklet fluktuációk a termoelem házához közel (0,8-1,8 °C).

254 253 252

TTC TT23

251 0

0,25

TT21 TT24 0,5 t [s]

TT22 TT25 0,75

1 45

Hımérséklet-eloszlás a kazettafejben

TT-6-5

TT-1-5

TT-5-5 TT-2-5

TT-4-5

Számítás [°C] Kísérlet [°C]

TT-3-5

TTC TTC-TTC_M TTC-TTC_AVE 252,39 -0,21 -1,31 252,6 -1,1

• A belépésnél a hımérséklet-eloszlás egyenlıtlen. • A hımérsékletmezı egyenletesebbé válik a termoelemig. • A belépı áramlás hımérséklet-eloszlásának fı jellegzetességei és a központi csıbıl kilépı közeg nyoma felfedezhetı a termoelem szintjén. 46

Hımérséklet-eloszlás az üzemi kazetták fejében

1. ciklus TTC-TBAL=-2,4 °C

2. ciklus 0,1 °C

1. ciklus -1,8 °C

4. ciklus 0,2 °C

• A hőtıközeg-keveredés intenzív, de nem tökéletes. • TTC-TBAL függ a típustól és teljesítmény-eloszlástól → korrekció szükséges 47

A keverırács orientációjának hatása

b1

b2

p1

p2

• A keverırács orientációja nem egységes és nem nyilvántartott • Mind a négy lehetséges orientáció elıfordul

48

A keverırács orientációjának hatása b1

b2

TTC-TBAL= -0.2 °C

P1

0.6 °C

P2

0 °C

-0.2 °C

• TTC-t és így ∆TTC-t befolyásolja a keverırács orientációja. • A vizsgált esetben 0,8 °C bizonytalanságot okoz a keverırács orientációja, ami a kazetta teljesítményének számításában 2,5% bizonytalanságot eredményez.

49

Súlyfaktorok meghatározása

• Hőtıközeg-keveredés vizsgálata numerikus nyomjelzıanyagokkal: ∂ (ρC A ) ∂ (ρU j C A ) ∂  ∂C A µt ∂C A  + = ρD A + + SA ∂t ∂x j ∂x j  ∂x j Sct ∂x j 

A=1..6

• A keveredés intenzív, de nem tökéletes. • A középsı négy szubcsatorna győrőbıl és a központi csıbıl kilépı közeg befolyásolja szignifikánsan a termoelem jelét.

R2 R3 R4 R5 R6

50

Súlyfaktorok meghatározása I1

I2

I4

P1

P4

TTC ,δ [°C]

307,4

309,3

301,8

294,5

282,7

TTC [°C]

306,9

309,1

301,6

294,5

282,6

TTC , δ -TTC [°C]

0,5

0,2

0,2

0

0,1

TTC -TB A L [°C]

-2,4

0,1

0,3

-1,8

0,2

TTC,δ: súlyfaktorokkal számított termoelem jel TTC: CFD kóddal számított termoelem jel TBAL: kilépı átlaghımérséklet

• A koncentráció eloszlásokból súlyfaktorok határozhatók meg. • A súlyfaktorokkal a termoelemnél kialakuló entalpia (hımérséklet) lineáris összefüggéssel számítható: 6

hTC,δ = ∑ δ A hA A =1

TTC,δ = TTC,δ (hTC,δ , p)

• A hıtranszport számítással és a súlyfaktorokkal meghatározott jelek közötti eltérés nem nagyobb, mint 0,5 ºC. • A súlytényezık eltérı teljesítmény-eloszlású, típusú kazettákra történı alkalmazása esetén hasonló eredmények adódnak.

51

1

1

0,5

0,5 100% 12,3

0 50% 12,2 50% 12,3

∆TTC [°C]

∆TTC [°C]

Súlyfaktorok alkalmazása (4. blokk) 0

-0,5

-0,5 100% 12,2

-1

-1

18.

19.

20. Kampány

21.

22.

0,16

0,08

18.

19.

100% 12,3

20. Kampány

21.

22.

0,16

12,2 mm r.o. 12,3 mm r.o. 0,12

50% 12,2 50% 12,3

100% 12,2

12,2 mm r.o. 12,3 mm r.o. 0,12

∆ TTC = − 0 ,66 °C σ ∆TTC = 0 ,57 °C

∆ TTC = 1,06 °C σ ∆TTC = 0 ,69 °C

0,04

∆TTC = −0 ,38 °C σ ∆T = 0 ,56 °C

∆ TTC = − 0 ,04 °C

σ ∆T = 0 ,68 °C

TC

0,08

TC

0,04

0 -3,9 -3,3 -2,7 -2,1

-1,5 -0,9 -0,3

0,3 0,9 1,5 2,1 2,7 3,3 3,9 ∆TTC [°C]

∆TTC = TTC _ M − TTC

0 -3,9 -3,3 -2,7 -2,1

-1,5 -0,9 -0,3

0,3 0,9 1,5 2,1 2,7 3,3 3,9 ∆TTC [°C]

I. Pós, T. Parkó: Testing of ASHYMO using Paks operational data, AER Working Group C and G Meeting, Tengelic, 11–12 June 2009.

A súlyfaktorok alkalmazásával: • Mért és számított termoelem jelek közötti eltérés kazettatípustól való függése megszüntethetı. • 12,3 mm r.o. profilírozott kazetták esetén ∆TTC ~0,8 °C-ról ~-0,25 °C-ra csökken. 52 • A súlyfaktorok bevezetése folyamatban van a paksi atomerımőben.

T-idomban kialakuló termikus keveredés

53

Elızmények • A turbulens közegkeveredés miatti nagy hımérséklet fluktuációk a csıfal kifáradását és megrepedését okozhatják. • Az alacsony frekvenciás áramlási instabilitások a repedés terjedéséhez, hőtıközeg-vesztéses üzemzavarhoz (LOCA) vezethetnek. • Mérések és numerikus vizsgálatok az áramlási viszonyok hımérséklet fluktuációk amplitúdójára és spektrumára gyakorolt hatásának vizsgálatára. • OECD NEA T-idom benchmark

54

A Vattenfall Intézet mérıberendezése

• PIV és LDA mérések • Hımérsékletmérés a faltól 1 milliméterre elhelyezett termoelemekkel

55

Geometria, háló

D1=100 mm L1= 3.1D1

L2= (3+20.5)D2 D2=140 mm

Durva háló Nódusok száma Durva háló Alap háló Finom háló

1,7 million 3,3 million 5,2 million

Finom háló

Alap háló Cella méret [mm] 4 3 2,5

+ ave

y

1 28 28

Szög (20°-160°)

Oldalarány (< 10-50)

27°-153° 36°-144° 36°-144°

423 12 10

• Hexaéderes háló • Három háló különbözı felbontással

56

Peremfeltételek • Peremfeltételek mérés alapján • SAS-SST és DES-SST modellek • Hıtranszport: Thermal Energy modell • Felhajtóerı generálta turbulencia figyelembevétele • Diszkretizációs sémák - High Resolution + CDS (konv. tagok) - Second Order Backward Euler (idı) Uc( r )

Uh( r )

• Anyagjellemzık: IAPWS-IF97 adatok • Idılépés: 0,001 s • Szimulációs idı:14-16 s (10 s átlagolás) • Konvergencia kritérium: 10-4 RMS

57

Hálófüggetlenség-vizsgálat

L/D2=1.6

L/D2=3.6

L/D2=2.6

L/D2=4.6

• SST modell • Stacionárius számítások • Alap és finom hálón számított eredmények jól egyeznek. • További számítások az alaphálóval

58

DES-SST számítási eredmények

• LES szimuláció a T-csatlakozás mögötti zónában (BF=0). • A tartomány többi részében az URANS szimuláció dominál (BF=1).

59

SAS-SST számítási eredmények

• LES viselkedés a T-csatlakozás mögötti teljes tartományban • Intenzív közegkeveredés és nagy hımérsékletfluktuációk (10-12 °C)

60

Örvénystruktúrák SAS

SAS

DES

DES

Q=100 1/s2

Q=500 1/s2

• Az örvénystruktúrák a SAS szimulációban finomabb szerkezetőek. • A LES zóna jóval nagyobb a SAS számításban. 61

Axiális sebességkomponens eloszlása SAS

DES

SAS

DES

• A leválási régió és az örvénystruktúrák nagyobbak a DES számításban. • A T-idomhoz közel a SAS egyenletesebb sebességeloszlást adott. 62

Összehasonlítás mérési adatokkal (axiális sebesség) x = 1,6D, z = 0

1.6

1.2 U/Ubulk

U/Ubulk

1.2 0.8 Measurement SAS-SST DES-SST

0.4


0.3 0

0 -1

-0.5

0 y/R

0.5

-1

1

x = 1,6D, y = 0

1.5

-0.5

0 y/R

0.5

1

0.5

1

x =4,6D, y = 0

1.5 1.2 U/Ubulk

1 U/Ubulk

x = 4,6D, z = 0

1.5

0.5 Measurement SAS-SST DES-SST

0


0.3

-0.5

0

-1

-0.5

0 z/R

0.5

1

-1

-0.5

0 z/R

• Szignifikáns különbségek az eredmények között 1,6 D, y=0-nál levı vonal mentén • Összességében a DES eredmények kissé jobban egyeznek a mérési adatokkal.

63

Hımérséklet-eloszlás SAS

DES

SAS

DES

• Intenzív turbulens közegkeveredés mindkét számításban. • A SAS modellel számított idıátlagolt hımérséklet-eloszlás 4L/D2-ig egyenletesebb. 64

Összehasonlítás mérési adatokkal (hımérséklet) φ = 90°

φ = 0° 0.75

T* =

T − Tc Th − Tc

0.4 T*

T*

0.65


0.55

0.3 0.2

0.45

0.1

0.35

0

2

4

6

8

10 12 x/D

14

16

18

2

20

φ = 180°

0.5

Measurement SAS-SST DES-SST

4

6

8

0.3

0.3

T*

T*

0.4

0.2

14

16

18

20

φ = 270°

0.5

0.4

10 12 x/D


0.1

Measurement SAS-SST DES-SST

0.1

0

0 2

4

6

8

10 12 x/D

14

16

18

20

2

4

6

8

10 12 x/D

14

16

• Szignifikáns különbségek az eredmények között φ = 0° és 180°-nál • Bizonyos pontokban a SAS, bizonyos pontokban a DES ad jobb eredményt.

18

20

65

Hımérséklet váltakozás (x=4.6D, φ=270°) DES

SAS

• A SAS-al számított hımérsékletingadozás reálisabbnak tőnik. • Csúcs ~3 Hz-nél (mérés: ~ 3,5 Hz), a csúcs kevésbé szignifikáns a SAS számításban.

66

Konvektív hıtranszport CFD vizsgálata

Recommend Documents