CEFRSG支撑板结构的局部数值模拟Word格式.docx
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5.3)
FLUENT软件提供的湍流模型较多,本文采用工程上应用最广泛的双方稈标准k・g
模型•其中*和£
方程分别为:
響+譬H[卜雳卜心—小警+警哙归幼m+G訣*Q2埒览上式中各参数的含义参见相关计算流体动力学书籍。
固体内的热传导方程为:
式中,2为固体的导热系数,7、为固体温度,彳为同体内的热源,G为等压比热容,
处为固体密度。
"
-几叫<
5.7)
AT加
式中,(刃7湖人为与流体交界的固体壁面法线方向上的流体温度变化率.&
为流体
的导热系数,AT为按热面上的漑羌。
5.1.3边界条件及物性参数
为了更加克实的模拟一.二次侧流体的换热情况,木文选择流固耦合的方法进行M
…次侧入口条件设定为迷度入口,大小为0.6565m毎出口条件为眛力出口.大小
为14MPa・初始温度为463K;
—次侧液态钠采用同样的边界条件设置,速度为l・1688m/s・
压力为L5MPa,初始温度为59OK;
传热管材料乃2.2501Mo。
物性参数如表5」所示。
表5.】物性参数
Tabic5.1Thephysicalpropertvparamelcr
物桂暂数
一次佛过冷水
一次值液态钠
传热管材料
p/kgni^
8X4.9
879.4
785()
C^J-kg1^-1
43X6.4
1416.2
460
Win1K'
1
0.6791
70.89
34.9
s'
1.44^e-4
3.4ie-4
5.1.4网格划分及独立性分析
根据图5.I可知,支撐板黴血突然收缔.如果采用整丫本网格划分.势必造成结果谋差过大,甚望是错谋的。
基于此,本支采用区域划分网格,将支黑板梅花孔和圆形孔结构进行网格局部加密.璧厚相对于--、二次侧流体区域较薄.也需要将其网格加昭"
当网格划分完成后.老虑到网格的经济性•耍对网格进行独立化分析。
图5.2樓型的网格划分
Fig.5.2Themodelofmeshing
山丁计算模熨具右岛度对称性,本文取1/4模型逬行网格划分和计算.网格划分过稈中,梅花孔结构的不均匀性和传热管内径存在尖角,木文采川FKJMIP结构化四面体阿格.划分后的网格如用5.2所示.
与岡形孔结构相比.梅花孔结构虫为复杂•网格质帯的好坏讨计算结果和时间都会产主影响.所以木文仪针对梅花孔支撑板结构进行网格独立性分析°
采用不同的网格大小•对1/4梅花孔结构模型进行网格■划分.将传递的热量作为监测值・得到网格无关解如图5.3所示.
Fig.5.3Gridsindependentanalysis
可以看到.随若网格数虽的增多,传热虽逐渐增大,但趋势趋于綏和,说明网格的数量对计算的粕度形响越来越小。
因此本文选収网格数为314154。
5.1.5模型验证
坚面处采用标准壁面函数,离散格式选用计算粘度较為的二阶迎风格式,而算法则采用半隐格式的圧力修正SIMPLE算法.考虑到梅花孔和圆形孔紹构处的不均匀性,除了使用区域划分网格外.还需要将湍动能和潇流耗散率的欠松弛因子调小些,以便于计算的收做.本文均取为0.贏
由第2章传热理论可知,二次侧过冷水传热系数的计廉采用Dinus-Boelter公式计算.所得二次侧过冷水传热系数加=6382.75W/(m2K)B-次侧液态钠的传热公式选用兀
(2-10),计算得到钠的传热系数hr33292e4W/(m2K),软件模拟梅花孔结构二次侧过冷水、效侧液态钠的传热系数分别为炉465仆571耐(亦|<
)和
/打-23645.947W心AR).谋至分别为27.1%%和28.97%.圆形孔支擦板结构二次側过冷水、•次侧液态钠的传热系数分別为4807.6754W/(nrK)和24498,145\V7(m2K).泯差分别为24.7%和26.4%,两种结构的误差均在工程允许范围内。
5.2支撑板结构模拟结果分析
为了淸迩的观察圆形孔和梅花孔网种支撐板结构的云国分布.本文娥収尧稈工质速度v-2.Om/s工况下的速度场、温度场和外表面传热系数云图分布进行分析讨论.坐标系的选収参见图5.4,
5.2.1圆形孔和梅花孔流场分析
(B)速度云圏(b)温度云图
图5.4X=O.009截面圆形孔结构分布云图
Fig.5.4ContoursplotofX=0.009crossswtivnofthecircularorificesiructuix
图5・4和5.5分别是X=0.009载面和乙=0截面圆形孔结构速度场和温度场分布云图s可以看到,宙于支撑板局部结构的突然变窄,根囲伯努利方稈可知,壳稈涼体在该截面处速度达到最大值;
'
1流体適过该截血后,速度逐渐的减小,如果传热管足够长,速度会恢复到初始值。
同时.在恻形孔截血处,速度右明显的份层.即速度山内向外依次减小。
而观察温度场分布云图可知,沿着传热筲轴向方向和径向方向上均出现了很仃规律的温度梯度.说明换热效果口好。
(b)盘度云图
阳5.5Z二0截面圜形孔结构分布云图
Fig.5.5Contoursplotof乙=()crosssectionofthecircularorificestructure
图5.6和5.7分别是X=0.()09截血和Z-0截曲梅花孔结构速度场和温度场分布云因。
了以看到.无论是速度场还是温度场分布云图.其规律均与圆形孔结构的类似.不同的也方在于梅花孔截血处的速度最大值沟18.9m知大于圆形孔截血处的連度最大值
6.1m/s.并且在梅花孔的拐角处速度值很小《:
(a)速度云图(b)温度云圈
图5・6X=0.009m梅花孔结构分布云憚
Fiu.5.6ContoursplotofX=0.0()9crosssectionoftheplumblossomparestructure
476eT2
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02
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163e*0C
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I8^*01
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(a)速匿厶•图
a5.7
<h>温度云图
Z=()截佝脚花孔结构分布公图
ContoursplotoiZ=0crossseciionofiheplumblossotnporestructure
343”05308e*<
)527-4e*C524W0520655171e*051.37121.0*5a.8SeMH3.43BHM.125e-O1•3・43e*<
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•1.71e*05•2.05e*0$-2.40e*O5-2.74e<
05-3.08e*0S
•343P05
la)闻形孔
574^05J.SSe^OS2.殛业2.62e*€5224@f05187什051.&
0eH)51.12e-H)57.4^404
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5-2^*05・3.如*-3.74e405
(b>梅花孔
图5.«
传热管外农面传热系数分布云圄
Contoursplo!
ofhe4ttransfercoefficientinoutsidesurfaceofthetube
图5・8为圆形孔和梅花孑L两种不同结构传热誉外表面传热系数分布云图。
在支揮板的局祁区域.丧而传热系数数值比艮朵区域大得多,这是因为囱形孔和梅花几结构的支捋板不仅起到支搏传热管的作用,而口还能够増大局部区域的换热:
并且梅花孔区域的茨面传热系数值大于圆形孔结构的传热系数值,这跟该区域内壳程流体的流速有密切的关系。
5.2.2圆形孔和梅花孔结构综合性能分析
不同支撐板结构对売程的阻力损失和总传热系数冇一定的影响.为了综合考虑两种支撑板结构对蒸汽发生器的影响,本文将瓷程流体的流速V分别収为l.OnVs、1.5m/s、2.0m/s,2.5m/s,比较两种支掠板结构对管程工质吸收的热莹0、壳程阻力损失A/5和总传热系数U的影响。
图5.45.10分别为不同流速F二次侧工质吸收的热童0总传热系数◎在两种支撑板结构下的对比,随着流速的増加.热疑0和总传热系数U均呈现不同程度的增加。
在粗同的流速下,圆形孔支擦板结构下二次测工质吸收的热■吊要多『•梅花孔:
而总传热系数值也略微的高些•但并不明显•这与师面分析的传热管外衷面传热系数值仃些基异,主要是因为梅花孔结构壳程钠削传热系数値大「帧形札结构的数值,而传热耸外表面跟液态钠密切按触,使得其壁面传热系数值.也较商。
除了液态钠的热阻,总传热系数还与背程水的热阴有关,因此圜形孔玄撑板结构总传热系数位更夫些。
圆形孔和梅花孔支拧板结构下管程利壳程工质的传热系数见附录B.
图5」1为悔花孔与圜形孔艾撐板结构壳程压降的比较。
观察图可知.随祎壳程流速的增加,两种结构的壳程压降均逐渐的增加,并且悔花仇支撐板结构压降増加的福度更兄在相同的流連r.梅花孔支挣板结构的压降要髙于圆形孔支撑板.结台国5.1()分析可知,岡形孔支撑板结构相应的总佞热系数大.阻力损失小.其综合性能优尸梅花孔支撑板结构。
为了更直观的比狀两种支掠板结构的综台性能.比较了不同流速下梅花孔和圆形孔支撐板结构的因子,如图5」.2所示。
可以看到,随者流速的升高,JF因子逐渐减小,说明综合性能逐浙的恶化.在相同的流速下.圆形孔支控板结构对应的因产大于梅花孔支撐板结构对应的因子,说明圆形孔文撐板结构优于梅花孔结构,这与上面的定性分析的结果相•致。
本文在综合研究中国实验快堆蒸汽发生器热工水力理论分析茎础上,针对CEFRSG的结构参数,对其进行稳态换热特性分析;
在此基础上・编制了钠加热蒸汽发主器的热工水力设计程序,探究结构参数对蒸汽发生器整体性能的影响:
最后使用FLUENT对支挣板局部结构进行了数價模拟,本文主要结论如下:
(1)通过比较和分析高压高热流密度工况下中国卖验快堆裁汽发主器传热和水动力计臬公式.得到用于计算核态沸腾区域和膜态沸腾区域传热系数的Thom公武和修」E的Bishop公式"
Mardnelli-Nclson关系式计算两朝條擦压降<»
(2)在CEFRSG稳态换热特性分析中,核态沸腾换热机理是气泡对周圉流体的扰动,膜态沸腾则是通过气换的导热实现的,并且核态沸腾区域总传热系数誠大,承担若主要的换热。
在单相区域和膜态沸腾区域,管程流速对传热起主竽作用:
在核态沸腾区域,Bo数对传热的影响最大。
(3>随若二次侧负荷的降低,过冷段和沸腾段长•度减小,水蒸汽的出门溫度升髙:
二次侧入口水温度升高,液态钠向二次侧匸质传递的总热虽减少:
液态钠的流虽对各传热区域的长度叱例分配和水蒸汽出口温度影响较为明显,可以通过液态钠的流呈控制水蒸汽的出口温度。
(4)在总压降构成中•沸腾区域由于气泡的作用使得湍动能损失严重,醪擦压陆増加的最明显,约占总庄降的70%;
在摩擦应降中,膜态沸腾区域由于气体的扰动最强烈.所占摩掠压降的份额是75.8%。
(5》传热管长度厶对蒸汽发生器性能影响抜大;
当£
=8.75-10.75m时,根数N的单位长度变化率是20%,大于L=10.75~15.75m时的17%,说明前者变化的较敏感;
当L>10.75m时,通过園子分析可知,A=11.75m时蒸汽发生器的综合性能是最优的。
(6)在其余结构参数相同条件下,传热管外径如越大,蒸汽发生器综合性能越好;
随着壁厚。
•的不断増加,总传热系数(/逐渐地减小,管程压隆△/>逐渐地増加,考屯其综合性能和承圧能力,壁厚d取2.3mm较为合理:
间距/对SG综合性能的彤响很小,但其值过小会严重影响壳程阻力损失。
(7)就本文所考虑的因素而言.由于传热管长度厶对蒸汽发生器的彫响巨大,因此梵综合性能衆优的管朿结构为A1B2C2DI;
考虑到蒸汽发生器的建造成本,SG最优管朿结构为A5B2C2D1,该结构不仅满足SG的整体性能,而且满足可靠性的要求。
(8)与梅花孔文撑板结构相比,例形孔支撑板结构对应的工质总传热系数更大,阻力揽尖更小,因此其综合性能优于梅花孔支垛板结构。
2展望
本文基于快堆蒸汽发生器的热工水力理论,对快堆蒸汽发生器进行了稳态换热特性分析,并编制了钠冷立式直管蒸汽发主器的热工水力设计程序,但仍有一些问题需要解决。
例如:
(1)正常工况下,快堆蒸汽发生器的瞬态热工水力分析。
实际操作过程中,某个热工水力参数随时间的改变导致其它热工水力参数也随之改变,可以通过监测某个关锻参数是否岀现异常来判断快堆蒸汽发生貉的安全运行。
(2)启停工况卞,快堆蒸汽发生器的瞬态热工水力分析。
当整个核电站处于启停堆工况下,蒸汽发生器的关键热工参数均有运行限值,通过蒸汽发生器的瞬态热工水力分析,能够实时监测这些热工参数,有助于蒸汽发生器的成功启停。
(3)W故工况下,快堆蒸汽发生器的瞬态热工水力分析。
出现事敢时,快堆蒸汽发生器的瞬态热工水力分析能够淮确预测各个热工参数的变化趙势,指导操作人员安全停堆。
(注:
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- CEFRSG 支撑 板结 局部 数值 模拟