Konvektív hıtranszport CFD vizsgálata

Átírás

1 Konvektív hıtranszport CFD vizsgálata Tóth Sándor, egyetemi adunktus BME, Nukleáris Technikai Intézet Áramlások numerikus modellezése 2., 211. április 7.

2 Tartalom Elméleti bevezetı Üzemanyag-kazetták termohidraulikáának vizsgálata T-idomban kialakuló termikus keveredés 2

3 Elméleti bevezetı 3

4 Konvektív hıtranszportot leíró RANS egyenletrendszer Kontinuitási egyenlet (összenyomható közegekre): ρ + t ( ρu ) x = Impulzusegyenletek (Reynolds-átlagolt Navier-Stokes egyenletek): ( ρu ) ( ρuiu ) τi ( ρu' iu' ) t Idıbeli megváltozás i + Idıbeli megváltozás x Konvektív transzport Konvektív tag = x Molekuláris transzport x Turbulens transzport p x i Nyomásgradiens + S U i Forrástag Viszkózus-feszültségek számítása: Ui i µ τ = x U + x i 2 3 U µ x i i δ i ρ: sőrőség U : sebességkomponensek τ i : viszkózus-feszültségek ρu' Reynolds-feszültségek i u' : p: nyomás µ: dinamikai viszkozitás 4

5 Konvektív hıtranszportot leíró RANS egyenletrendszer Energiaegyenlet: ( ρh ) ( ρu h ) T ( ρu' h' ) t Idıbeli megváltozás + x Konvektív transzport = x λ x Molekuláris transzport x Turbulens transzport + Φ i Disszipáció + S h Forrástag Állapotegyenletek: p = p( ρ,t ) h = h( ρ,t ) Φ Például ideális gázok esetén: p = h = C ρrt p T i = τ i U x i ρu' i u' U x i h: entalpia λ: hıvezetési tényezı T: hımérséklet -ρu' h' Reynolds-fluxusok R specifikus gázállandó Cp állandó nyomáson mért fahı 5

6 Konvektív hıtranszportot leíró Ismeretlenek: RANS egyenletrendszer U, p, h,t, ρ, u' i u', u' h' (7 egyenlet, 16 ismeretlen, ha µ, λ, C p állandó) Egyenletrendszer lezárása: Reynolds-feszültségek számítása: u' i u' u' u' i u' h' U ν = t x νt = Pr t h x i U + x i 2 3 kδ i parciális differenciálegyenletek megoldásaként adódnak Reynoldsfeszültség modellek esetén ν t, k turbulenciamodellekbıl számítható Reynolds-fluxusok számítása: (örvényviszkozitás modellek esetén) ν t : örvényviszkozitás k: turbulens kinetikus energia Pr t : turbulens Prandtl-szám 6

7 Felhatóerı figyelembevétele a NSegyenletekben - A felhatóerı hatása nem hanyagolható el, ha: 3 L βg T Gr/Re 2 1 Gr = 2 ν Re = - A felhatóerıt leíró forrástag számítása, ha a sőrőség változását valamennyi egyenletben figyelembe vesszük: LU ν S = (ρ ρ U Z )g - A felhatóerıt leíró forrástag számítása a Boussinesq modell esetén: A z-irányú NS-egyenlet forrástagától eltekintve valamennyi egyenletben állandó sőrőséget (ρ ) tételezünk fel. A forrástagban a sőrőséget a hımérséklet lineáris függvényének tekintük. S = ρgβ(t T ) U Z Érvényes, ha a sőrőségváltozás kicsi: (ρ ρ )/ << 1 ρ g: nehézségi gyorsulás β: térfogati hıtágulási együttható 7

8 VVER-44 üzemanyag-kazetták termohidraulikáának vizsgálata 8

9 Hımérséklet-mérés termoelemmel Bevezetés A hőtıközeg térfogati forrása nem megengedett [kw] VVER-44 kazetta A korlát telesülését igazolni kell és a kampány során folyamatos monitorozás szükséges (szubcsatorna kódok) Zónamonitorozás: 21 kazetta felett hımérsékletmérés A hımérsékletmérések alapán a korlátozott ellemzık számítása VVER-44 zóna 9

10 Bevezetés 1 T TC [ C],5 -,5-1,16,12,8,4 1% 12,2 5% 12,2 5% 12,3 1% 12, Kampány 12,2 mm r.o. 12,3 mm r.o. T TC =, 66 C σ =, 57 C T TC -3,9-3,3-2,7-2,1-1,5 -,9 -,3,3,9 1,5 2,1 2,7 3,3 3,9 T TC T TC [ C] = T TC _ M T T TC = 1, 6 C σ =, 69 C T TC I. Pós, T. Parkó: Testing of ASHYMO using Paks operational data, AER Working Group C and G Meeting, Tengelic, June 29. TC Téma aktualitása: Eltérések a mért és a számított hımérsékletek között (1 C 4-5 MW hıtelesítmény) Gd kazetták bevezetése Célok: Kazettában kialakuló hőtıközeg-keveredési folyamatok mélyebb megértése Hozzáárulás a szubcsatornakódok, zónamonitorozó-rendszer felesztéséhez Módszer, eszköz: Re k 25, Re f 4 millió DNS, LES nem alkalmazható a bonyolult geometria és a nagy Reynolds-szám miatt (DNS: N~Re l3, LES: N~Re l 1.8 ) Reynolds-átlagolt közelítés alkalmazása: ANSYS CFX kód 1

11 Szabad pálcakötegben kialakuló áramlás vizsgálata 11

12 CFD modell Cél: a hálófelbontás és turbulenciamodell választás hatásának vizsgálata Szimmetria Periodikus perem Háromszögrács D=9.1 mm P=12.3 mm P/D 1.35 H=6 mm VVER-44 pálcaköteg Trupp és Azad mérése (1975): Szélcsatorna mérések Kialakult áramlás vizsgálata (végtelen rács) Impulzusforrás axiális irányban Víz (123 bar, 265 ºC) Háromszögrácsba rendezett pálcaköteg (19 pálca, P=68,6 mm, D=5,8 mm, P/D=1,35) Izoterm, kialakult turbulens áramlás (Re=24 és 6 ) Mérések a központi pálca melletti szubcsatornában hıdrótos anemométer 12

13 Hálók M1 M2 M4 M5 Háló Nódusok száma Elemek száma + y ave M M ,8 M3 M6 M ,1 M , M ,9 M ,5 Prizmatikus, kihúzott háló, hexaéder elemek a fal mellett Bonyolultabb geometriák esetén is alkalmazható. BSL Reynolds-feszültség turbulenciamodell 13

14 Hálófüggetlenség vizsgálat A mérési adatok az L vonal mentén dimenziótlan formában álltak rendelkezésre. L Y Z y * = y L u + 2 i + k = = k u u τ 2 u τ 2 i + uv = * U = 2 u τ U U uv b U * 1,2 1,8,6,4,2 M1 M2 M3 M4 M5 M6 k + 3 2,5 2 1,5 1,5 Mérés M1 M2 M3 M4 M5 M6,2,4,6,8 1 y*,2,4,6,8 1 y* 14

15 2 1,6 Hálófüggetlenség vizsgálat 1,4 1,2 u' 2 + 1,2,8,4 Mérés M1 M2 M3 M4 M5 M6,2,4,6,8 1 y* v' 2+ 1,8,6,4,2 Mérés M1 M2 M3 M4 M5 M6,2,4,6,8 1 y* 1,5-1 w' 2+ 1,2,9,6,3 Mérés M1 M2 M3 M4 M5 M6,2,4,6,8 1 y* Az M6 számítás kivételével az eredmények elfogadhatóan egyeznek a méréssel. u'v' + -,8 -,6 -,4 -,2 Mérés M1 M2 M3 M4 M5 M6,2,4,6,8 1 y* 15

16 Hálófüggetlenség vizsgálat M1 M2 M3 M4 M5 M6 Az M5 és M6 háló a szekunder áramlások helyes ellegét sem ada vissza. Az M2 és M4 háló esetén helyenkét hibás az áramkép. Az M1 és M3 hálók felbontása megfelelı a szekunder áramlások számítására. 16

17 Turbulenciamodell vizsgálat Modell Modell típusa Transzportegyenletek Elsıdlegesen modellezett mennyiségek k-epsilon SST Örvényviszkozitás Örvényviszkozitás k,ε k,ω D ε, u i u Dt D ω, u i u Dt Örvényviszkozitás modellek: u i u = 2 kδ i 3 U ν T x i U + x i SSG Reynolds Stress Reynoldsfeszültség uiu,ε D ε, Dt Ri BSL Reynolds Stress Reynoldsfeszültség,ω u i u D ω, Dt R i 17

18 Turbulenciamodell vizsgálat 2 1,6 1,6 1,2 u' 2+ 1,2,8,4 1,6 Kísérlet BSL Reynolds Stress SSG Reynolds Stress SST,2,4,6,8 1 y* v' 2+,8,4-1 Kísérlet BSL Reynolds Stress SSG Reynolds Stress SST,2,4,6,8 1 y* 1,2 -,8 w' 2+,8,4 Kísérlet BSL Reynolds Stress SSG Reynolds Stress SST,2,4,6,8 1 y* A Reynolds-feszültség modellek alkalmasak a normál feszültségek anizotrópiáának számításra. u'v' + -,6 -,4 -,2 Kísérlet BSL Reynolds Stress SSG Reynolds Stress SST,2,4,6,8 1 y* 18

19 k + 3,5 3 2,5 2 1,5 1,5 Turbulenciamodell vizsgálat Kísérlet BSL Reynolds Stress SSG Reynolds Stress SST,2,4,6,8 1 y* U * A BSL RFM-el számított eredmények egyeznek a legobban a mérési adatokkal. 1,2 1,1 1,9,8,7,6,5 BSL Reynolds Stress SSG Reynolds Stress SST,2,4,6,8 1 y* k-ε, SST BSL RFM SSG RFM Az SST és a k-epsilon modellek nem alkalmasak a szekunder áramlások számítására. 19

20 A távtartórács termohidraulikai folyamatokra gyakorolt hatásának vizsgálata 2

21 CFD modellek Izotermikus számítás 4 millió; 6,2 millió cella Belépı sebességeloszlás (Kialakult áramlás, periodikus p.f.-el számolva) 25 mm hosszú, P=9,1 mm, D=12,3 mm, P/D=1,35 Háló és TM a szubcsatorna vizsgálatoknál meghatározott irányelvek figyelembevételével 21

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

23 Az axiális irányú sebességkomponens eloszlása a kilépısíkon A modell B modell Lokális sebességmaximumok a szubcsatornák közepén A távtartórácsnak szignifikáns hatása van a sebességeloszlásra. 23

24 3,5 Sebességprofilok L1 W [m/s] W [m/s] 3,25 3 2,75 4 3,7 3,4 3,1 2,8 2,5 L2 3 "A" modell (Z1) "A" modell (Z2) "B" modell (Z1) "B" modell (Z2) Belépés L [mm] "A" modell (Z1) "A" modell (Z2) "B" modell (Z1) "B" modell (Z2) Belépés L [mm] A távtartórácsnak szignifikáns hatása van a sebességprofilra. A rácstól távolodva a hatás csökken, és az áramlás tart a szabad pálcakötegben kialakuló áramláshoz. 24

25 Szubcsatornák közötti hőtıközeg-keveredés,4,35 Szabad pálcaköteg,4,35 A távtartórács axiális irányban kb. 7 mm távolságig okoz intenzívebb konvektív keveredést a szubcsatornák között.,3,3,25,25,2,2,15,15,1,1,5 V eff 1 = L S 2 V dl V eff [mm/s] L S,5 L [m] V eff 1 = L S 2 V dl V eff [mm/s] L S 25

26 Szubcsatornák közötti hőtıközeg-keveredés Konvektív keveredés,4,4 Turbulens keveredés,35,35,3,25,2,15,1,3,25,2,15,1 A távtartórács axiális irányban kb. 5 mm távolságig fokozza a turbulens keveredést a szomszédos szubcsatornák között. A csatornák közötti turbulens keveredés intenzívebb, mint a konvektív keveredés.,5 L [m] V eff 1 = L S 2 V dl L S,5 2 v' dl V eff [mm/s] v eff [mm/s] v' eff 1 = L S L S 26

27 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: T A = 272,3 C B model esetén különbözı: T BI =272,1 C, T BII =272,5 C 27

28 VVER-44 kazetta pálcaköteg részének vizsgálata 28

29 A Kurcsatov Intézet mérıberendezése (1:1) Т Т Т Т Т Т 98 Т Т Т 67 Т 121 Т Т Т Т 9 Т Т 18 2 Т Т 7 Т Т Т 6 Т Т 16 5 Т Т Т 13 Т Т Т Т Т Т 72 Т Т 14 Т Т Т Т 19 Т 11 I II III Обозначения: - имитатор 1-й группы IV V VI VII VIII IX X - имитатор 3-й группы XI XII - имитатор 2-й группы XIII Nyomás a pálcaköteg végénél [bar] 94,3 Hőtıközeg belépı hımérséklete [ C] 237,4 Hőtıközeg teles tömegárama [t/h] 57,82 Hőtıközeg tömegfluxusa a pálcakötegben [kg/m 2 /s] 1755 By-pass tömegáram [t/h] Pálcák össztelesítménye [kw] 1244,6 1. pálcacsoport össztelesítménye [kw] 588,2 2. pálcacsoport össztelesítménye [kw] 38,5 3. pálcacsoport össztelesítménye [kw] 275,9 Központi 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-44 reactor, Proc. 16 th Symposium of AER on VVER Reactor Physics and Reactor Safety, , Bratislava, Slovakia, September

30 A pálcaköteg modell validálása T-T BAL [ C] CFX CFX a mérési pontokban COBRA Mérés T B T B ,5,5 1 r/r [kw] 9,5 millió cella, validáció a Kurcsatov Intézet mérései alapán 3

31 A pálcaköteg modell validálása T-T BAL [ C] CFX CFX a mérési pontokban COBRA Mérés T B T B ,5,5 1 r/r [kw] 9,5 millió cella, validáció a Kurcsatov Intézet mérései alapán 31

32 A pálcaköteg modell validálása T-T BAL [ C] CFX CFX a mérési pontokban COBRA Mérés T B T B ,5,5 1 r/r [kw] 9,5 millió cella, validáció a Kurcsatov Intézet mérései alapán 32

33 A pálcaköteg modell validálása T-T BAL [ C] CFX CFX a mérési pontokban COBRA Mérés T B T B ,5,5 1 r/r [kw] 9,5 millió cella, validáció a Kurcsatov Intézet mérései alapán 33

34 W [m/s] Átlagellemzık változása a pálcakötegben 4,4 1. távtartórács 4,2 4 3,8 3,6 3,4 p [bar],7 1. távtartórács,6,5,4,3,2 3,2,1 T [ C] ,5 1 1,5 2 2,5 L [m] 1. távtartórács Pálcák átlagos felületi hımérséklete Hőtıközeg átlaghımérséklete,5 1 1,5 2 2,5 L [m] α [kw/(m 2 K)] ,5 1 1,5 2 2,5 L [m] 1. távtartórács CFD Weisman korreláció (±15%),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,63 bar. 34 A modellel számított átlagos hıátadási tényezı a Weisman korreláció pontosságán belül van.

35 VVER-44 kazetta fe részében kialakuló hőtıközeg-keveredés vizsgálata 35

36 A kazettafe CFD modelle P=12,3 mm, D=9,1 mm (P/D=1,35), S OUT =145 mm Meglehetısen bonyolult geometria: 126 pálca, távtartórács, keverırács, illesztı rózsa... 36

37 Hálók Három különbözı felbontású, azonos struktúráú háló: Alap háló Finom háló Durva háló Effektív hálófinomítási arány 1,8 1,2 Összes cella száma Cellák száma a felsı részen 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 Háló az alsó részen tetra háló prizma háló prizma háló Háló a felsı részen 37

38 Kazettafe számítások peremfeltételei OUTLET p OUT INLET W IN =W IN (x,y) T IN =T IN (x,y) u u i (x,y),ε(x,y) Központi csı: INLET W IN,C,T IN,C Tu=5%, µ t /µ=1 Stacionárius számítás a teles modell esetén, mad tranziens szimuláció a felsı részre Belépı peremfeltételek: CFX, COBRA számításokból Központi csı peremfeltételek mérési korrelációk alapán Turbulenciamodellek:, BSL Reynolds-feszültség, SST, SAS-SST Konvektív tagok differencia sémáa: High Resolution, Upwind Kezdeti feltételek: RANS mezı, egyenletes eloszlások Anyagellemzık nyomás és hımérséklet függése: IAPWS-IF97 data 38

39 Hálóvizsgálat T [ C] T T-4-5 Alap háló Finom háló Durva háló T T ,5,5 1 r/r T [ C] T T-5-5 Alap háló Finom háló Durva háló T T ,5,5 1 r/r T [ C] T T-6-5 Alap háló Finom háló Durva háló T T ,5,5 1 r/r TT-6-5 T TC T TC -T Háló TC_M [ C] [ C] Alap háló 252,39 -,21 Finom háló 252,48 -,12 TT-5-5 Durva háló 251,88 -,72 Mérés 252,6±.63 - T TC : üzemi termoelem számított ele T TC_M : üzemi termoelemmel mért hımérséklet TT-4-5 TT-1-5 TT-3-5 TT-2-5 Célparaméter: T Tc Az alap és finom háló elfogadható. 39

40 Turbulenciamodell vizsgálat T [ C] T T-4-5 SST SAS-SST BSL Reynolds Stress T T ,5,5 1 r/r T [ C] T T-5-5 SST SAS-SST BSL Reynolds Stress T T ,5,5 1 r/r T [ C] T T-6-5 SST SAS-SST BSL Reynolds Stress T T ,5,5 1 r/r Turbulenciamodell T TC T TC -T TC_M [ C] [ C] SST 251,82 -,78 SAS-SST 252,19 -,41 BS L Reynolds S tress 252,39 -,21 Mérés 252,6±.63 - A SAS-SST modell pontosabb becslést adott, mint az SST. A BSL Reynolds-feszültség modell adta a méréshez legközelebbi eredményt. 4

41 A differenciasémára végzett érzékenységvizsgálat 256 High Resolution Upwind 255 Hımérséklet [C] Iterációk száma High Resolution (~2. rendő) Φ ip = Φ up + β ( Φ/ x ) x up Differencia séma T TC T TC T TC_M [ C] [ C] High Resolution 252,39 -,21 Upwind 253,64 1,4 Mérés 252,6±,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) Φ = ip Φ up 41

42 255 Kezdeti feltételekre végzett vizsgálat T [ C] T [ C] RANS mezı Egyenletes mezı -1 -,5,5 1 r/r RANS mezı Egyenletes mezı -1 -,5,5 1 r/r 255 T [ C] RANS mezı Egyenletes mezı -1 -,5,5 1 r/r Kezdeti feltétel T TC T TC -T TC_M [ C] [ C] RANS mezı 252,39 -,21 Egyenletes mezı 252,36 -,24 Mérés 252,6±.63 - Az idıátlagolt hımérséklet-eloszlás független a kezdeti feltételektıl. RANS kezdeti mezı esetén gyorsabb a konvergencia. 42

43 Belépı peremfeltételekre végzett érzékenységvizsgálat T-T BAL [ C] T T-4-5 T T-1-5 COBRA_BC CFX_BC Experiment r/r [1] T-T BAL [ C] T T-5-5 T T-2-5 COBRA_BC CFX_BC Experiment r/r [1] 1 T-T BAL [ C] T T-6-5 T T-3-5 COBRA_BC CFX_BC Experiment r/r [1] Belépı p.f. T TC T TC -T TC_M [ C] [ C] COBRA 252,22 -,38 CFX 252,39 -,21 Mérés 252,6±.63 - Nincs lényeges különbség az eredmények között, mindkét számítás ól egyezik a méréssel. A COBRA kóddal számított peremfeltételek megfelelıek a kazettafe számításokhoz. 43

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

45 Hımérséklet fluktuációk TT-5-5 TT-2-5 T TC 256 T TC : felületátlagolt hımérséklet 255 T [ºC] ,5 s hosszú URANS szimuláció Intenzív hımérséklet fluktuációk a termoelem házához közel (,8-1,8 C) TTC TT21 TT22 TT23 TT24 TT25,25,5,75 1 t [s] 45

46 Hımérséklet-eloszlás a kazettafeben T T-6-5 T T-1-5 T T-5-5 T T-2-5 T T-4-5 T T-3-5 T TC T TC -T TC_M T TC -T TC_AVE Számítás [ C] 252,39 -,21-1,31 Kísérlet [ C] 252,6 - -1,1 A belépésnél a hımérséklet-eloszlás egyenlıtlen. A hımérsékletmezı egyenletesebbé válik a termoelemig. A belépı áramlás hımérséklet-eloszlásának fı ellegzetességei és a központi csıbıl kilépı közeg nyoma felfedezhetı a termoelem szintén. 46

47 Hımérséklet-eloszlás az üzemi kazetták feében 1. ciklus 2. ciklus 1. ciklus 4. ciklus T TC -T BAL =-2,4 C,1 C -1,8 C,2 C A hőtıközeg-keveredés intenzív, de nem tökéletes. T TC -T BAL függ a típustól és telesítmény-eloszlástól korrekció szükséges 47

48 A keverırács orientációának hatása b1 b2 p1 p2 A keverırács orientációa nem egységes és nem nyilvántartott Mind a négy lehetséges orientáció elıfordul 48

49 A keverırács orientációának hatása b1 b2 T TC -T BAL = -.2 C.6 C P1 P2 C -.2 C T TC -t és így T TC -t befolyásola a keverırács orientációa. A vizsgált esetben,8 C bizonytalanságot okoz a keverırács orientációa, ami a kazetta telesítményének számításában 2,5% bizonytalanságot eredményez. 49

50 Súlyfaktorok meghatározása Hőtıközeg-keveredés vizsgálata numerikus nyomelzıanyagokkal: ( ) ( ) ρc ρu C A A CA µ t C A + = ρda + + S A t x x x Sct x A=1..6 A keveredés intenzív, de nem tökéletes. A középsı négy szubcsatorna győrőbıl és a központi csıbıl kilépı közeg befolyásola szignifikánsan a termoelem elét. R2 R3 R4 R5 R6 5

51 Súlyfaktorok meghatározása I1 I2 I4 P1 P4 TTC,δ [ C] 37,4 39,3 31,8 294,5 282,7 TTC [ C] 36,9 39,1 31,6 294,5 282,6 TTC, δ, δ-ttc [ C],5,2,2,1 TTC-TB A L [ C] -2,4,1,3-1,8,2 T TC,δ : súlyfaktorokkal számított termoelem el T TC : CFD kóddal számított termoelem el T BAL : kilépı átlaghımérséklet A koncentráció eloszlásokból súlyfaktorok határozhatók meg. A súlyfaktorokkal a termoelemnél kialakuló entalpia (hımérséklet) lineáris összefüggéssel számítható: 6 h = δ h T T ( h, p) TC,δ A= 1 A A TC,δ = TC,δ TC,δ A hıtranszport számítással és a súlyfaktorokkal meghatározott elek közötti eltérés nem nagyobb, mint,5 ºC. A súlytényezık eltérı telesítmény-eloszlású, típusú kazettákra történı alkalmazása esetén hasonló eredmények adódnak. 51

52 Súlyfaktorok alkalmazása (4. blokk) 1 1,5,5 T TC [ C] -,5-1,16,12,8 1% 12, Kampány 12,2 mm r.o. 12,3 mm r.o. T TC =, 66 C σ =, 57 C T TC 5% 12,2 5% 12,3 1% 12,3 T TC = 1, 6 C σ =, 69 C T TC T TC [ C] -,5-1,16,12,8 1% 12, Kampány 12,2 mm r.o. 12,3 mm r.o. T TC =, 38 C σ =, 56 C T TC 5% 12,2 5% 12,3 T TC =, 4 C σ =, 68 C T TC 1% 12,3,4,4-3,9-3,3-2,7-2,1-1,5 -,9 -,3,3,9 1,5 2,1 2,7 3,3 3,9-3,9-3,3-2,7-2,1-1,5 -,9 -,3,3,9 1,5 2,1 2,7 3,3 3,9 T TC T TC [ C] = T TC _ M T TC T TC [ C] I. Pós, T. Parkó: Testing of ASHYMO using Paks operational data, AER Working Group C and G Meeting, Tengelic, June 29. A súlyfaktorok alkalmazásával: Mért és számított termoelem elek közötti eltérés kazettatípustól való függése megszüntethetı. 12,3 mm r.o. profilírozott kazetták esetén T TC ~,8 C-ról ~-,25 C-ra csökken. A súlyfaktorok bevezetése folyamatban van a paksi atomerımőben. 52

53 T-idomban kialakuló termikus keveredés 53

54 Elızmények A turbulens közegkeveredés miatti nagy hımérséklet fluktuációk a csıfal kifáradását és megrepedését okozhaták. Az alacsony frekvenciás áramlási instabilitások a repedés teredéséhez, hőtıközeg-vesztéses üzemzavarhoz (LOCA) vezethetnek. Mérések és numerikus vizsgálatok az áramlási viszonyok hımérséklet fluktuációk amplitúdóára és spektrumára gyakorolt hatásának vizsgálatára. OECD NEA T-idom benchmark 54

55 A Vattenfall Intézet mérıberendezése PIV és LDA mérések Hımérsékletmérés a faltól 1 milliméterre elhelyezett termoelemekkel 55

56 Geometria, háló D 1 =1 mm L 1 = 3.1D 1 D 2 =14 mm L 2 = (3+2.5)D 2 Durva háló Alap háló Finom háló Nódusok száma Cella méret [mm] y + ave Szög (2-16 ) Oldalarány (< 1-5) Durva háló 1,7 million Alap háló 3,3 million Finom háló 5,2 million 2, Hexaéderes háló Három háló különbözı felbontással 56

57 Peremfeltételek Peremfeltételek mérés alapán SAS-SST és DES-SST modellek Hıtranszport: Thermal Energy modell Felhatóerı generálta turbulencia figyelembevétele U c ( r ) U h ( r ) Diszkretizációs sémák - High Resolution + CDS (konv. tagok) - Second Order Backward Euler (idı) Anyagellemzık: IAPWS-IF97 adatok Idılépés:,1 s Szimulációs idı:14-16 s (1 s átlagolás) Konvergencia kritérium: 1-4 RMS 57

58 Hálófüggetlenség-vizsgálat L/D 2 =1.6 L/D 2 =2.6 L/D 2 =3.6 L/D 2 =4.6 SST modell Stacionárius számítások Alap és finom hálón számított eredmények ól egyeznek. További számítások az alaphálóval 58

59 DES-SST számítási eredmények LES szimuláció a T-csatlakozás mögötti zónában (BF=). A tartomány többi részében az URANS szimuláció dominál (BF=1). 59

60 SAS-SST számítási eredmények LES viselkedés a T-csatlakozás mögötti teles tartományban Intenzív közegkeveredés és nagy hımérsékletfluktuációk (1-12 C) 6

61 Örvénystruktúrák SAS SAS DES DES Q=1 1/s 2 Q=5 1/s 2 Az örvénystruktúrák a SAS szimulációban finomabb szerkezetőek. A LES zóna óval nagyobb a SAS számításban. 61

62 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

63 Összehasonlítás mérési adatokkal (axiális sebesség) 1.6 x = 1,6D, z = 1.5 x = 4,6D, z = U/U bulk.8.4 Measurement SAS-SST DES-SST y/r U/U bulk Measurement SAS-SST DES-SST y/r 1.5 x = 1,6D, y = 1.5 x =4,6D, y = U/U bulk Measurement SAS-SST DES-SST z/r U/U bulk Measurement SAS-SST DES-SST z/r Szignifikáns különbségek az eredmények között 1,6 D, y=-nál levı vonal mentén Összességében a DES eredmények kissé obban egyeznek a mérési adatokkal. 63

64 Hımérséklet-eloszlás SAS DES SAS DES Intenzív turbulens közegkeveredés mindkét számításban. A SAS modellel számított idıátlagolt hımérséklet-eloszlás 4L/D 2 -ig egyenletesebb. 64

65 T* Összehasonlítás mérési adatokkal (hımérséklet) T Tc T* = T T h c φ = Measurement SAS-SST DES-SST x/d T* φ = 9 Measurement SAS-SST DES-SST x/d T* φ = 18 Measurement SAS-SST DES-SST x/d T* φ = 27 Measurement SAS-SST DES-SST x/d Szignifikáns különbségek az eredmények közöttφ= és 18 -nál Bizonyos pontokban a SAS, bizonyos pontokban a DES ad obb eredményt. 65

66 Hımérséklet váltakozás (x=4.6d, φ=27 ) 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