核電廠實(shí)施非能動(dòng)IVR-ERVC措施時(shí)朝下曲面CHF特性試驗(yàn)

倪 亮，劉鵬飛，匡 波，唐 琪

（上海交通大學(xué)核科學(xué)與工程學(xué)院，上海 200240）

根據(jù)福島核電站事故給出的經(jīng)驗(yàn)教訓(xùn)，反應(yīng)堆一旦出現(xiàn)嚴(yán)重事故，必須采取及時(shí)和可靠的應(yīng)急措施緩解事故后果防止事故擴(kuò)大；傳統(tǒng)的冷卻方法采用強(qiáng)制循環(huán)，一旦用于循環(huán)的驅(qū)動(dòng)電源出現(xiàn)問(wèn)題就可能帶來(lái)不可挽回的后果。以AP1000為代表的第三代先進(jìn)核電廠一旦進(jìn)入嚴(yán)重事故緩解階段，一項(xiàng)重要的措施是立即啟動(dòng)采用不需要?jiǎng)恿υ吹淖匀谎h(huán)對(duì)壓力容器下封頭外部進(jìn)行冷卻（ERVC），實(shí)現(xiàn)熔融物的堆內(nèi)滯留（IVR），提高了核電堆運(yùn)行的安全性。在這個(gè)過(guò)程中，外部冷卻水能否通過(guò)下封頭將堆芯熔融物衰變熱全部帶出，使壓力容器得到充分冷卻，對(duì)確保系統(tǒng)的安全非常關(guān)鍵，因此下封頭外壁的沸騰換熱的臨界熱流量（CHF）及其密度分布直接關(guān)系到AP-600、AP1000和CAP1400等反應(yīng)堆通過(guò)IVR-ERVC措施實(shí)現(xiàn)事故緩解的可靠性，自然循環(huán)中壓力容器下封頭外壁（朝下的曲表面）的CHF，就成為評(píng)價(jià)IVR-ERVC措施設(shè)計(jì)可行性的一個(gè)重要依據(jù)。壓力容器下封頭外壁朝下曲表面上沸騰換熱以及CHF密度分布等兩相自然循環(huán)特性，受下封頭各處傾角的影響很大。特別是壓力容器外壁各處曲率半徑不同，下封頭各處傾角也不同，因而下封頭外壁各處汽液相行為各異；加之上游功率分布、自然循環(huán)等不確定因素，下封頭朝下曲表面上臨界熱流密度的分布非常復(fù)雜，只能采用試驗(yàn)的手段確定。目前已報(bào)道的CHF相關(guān)試驗(yàn)，有采用全角度不均勻加熱的ULPU-Ⅲ、Ⅳ、Ⅴ系列試驗(yàn)［1－2］和平面加熱的SULTAN裝置試驗(yàn)［3］等，此外Brusstar M J［4］、文青龍［5－6］和Yong-Hoon Jeong［7］等的研究也揭示了一些特定條件下CHF規(guī)律。本文將針對(duì)非能動(dòng)ERVC相關(guān)的自然循環(huán)條件，進(jìn)行朝下加熱曲面上CHF特性的試驗(yàn)研究，并結(jié)合這些成果，對(duì)影響下封頭朝下曲表面上臨界熱流密度的各種因素進(jìn)行分析。

1 試驗(yàn)系統(tǒng)及主要參數(shù)

本文所采用試驗(yàn)回路系統(tǒng)主要包括由弧形流道（包含試驗(yàn)段）、上升段、冷卻段、下降段四部分組成的自然循環(huán)回路，回路結(jié)構(gòu)見(jiàn)圖1。另外，回路還包括了供水系統(tǒng)、供電系統(tǒng)、數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)和高速攝像系統(tǒng)等輔助與支持系統(tǒng)。

圖1 試驗(yàn)臺(tái)架示意

整個(gè)試驗(yàn)裝置主要參數(shù)為：弧形流道高150 mm，寬150 mm，半徑2 m；加熱銅塊高80 mm，寬170 mm，弧度7°；3組加熱棒每組22根，每根功率2.1 k W；低回路冷凝器的高度5.5 m，高回路冷凝器的高度6.5 m；兩組預(yù)熱器每組功率20 k W。試驗(yàn)段為張角7°的弧形厚加熱塊，其中心線與垂直線夾角θ稱為下封頭傾角，并以此對(duì)應(yīng)其在下封頭外壁不同傾角的位置，見(jiàn)圖2。試驗(yàn)段加熱塊材料為無(wú)氧銅，采用壓緊固定；試驗(yàn)流道冷卻段為銅管，其他部分材料為304不銹鋼；回路各處都進(jìn)行了保溫處理。

圖2 試驗(yàn)段

2 測(cè)定方法和過(guò)程

整個(gè)弧形流道可分為三段，每段30°。為了分析入口水溫、下封頭傾角以及自然循環(huán)高度等因素對(duì)朝下曲表面兩相自然循環(huán)的qCHF影響，試驗(yàn)安排的各種工況見(jiàn)表1。其中為了研究入口水溫t以及自然循環(huán)高度h的影響，在θ取7.5°的條件下進(jìn)行了9次試驗(yàn)；為了研究?jī)A角的影響，又另外對(duì)θ取37.5°進(jìn)行了3次試驗(yàn)，對(duì)θ取67.5°進(jìn)行了2次試驗(yàn)。

表1 試驗(yàn)工況和臨界功率密度q CHF測(cè)定結(jié)果

試驗(yàn)在常壓下進(jìn)行，介質(zhì)采用去離子水。預(yù)熱器安裝在水箱底部，試驗(yàn)段加熱功率連續(xù)可調(diào)。加熱銅塊與工質(zhì)中溫度測(cè)量所選熱電偶精度均為Ⅰ級(jí)。溫度與流量信號(hào)采集頻率為10 Hz，加熱功率的信號(hào)采集頻率為1 Hz。

1）準(zhǔn)備階段 開(kāi)啟循環(huán)泵與預(yù)熱器對(duì)系統(tǒng)進(jìn)行預(yù)熱，直到回路中水溫達(dá)到預(yù)定值。然后關(guān)閉循環(huán)泵與預(yù)熱器，開(kāi)啟冷凝器冷卻水閥，接通試驗(yàn)段加熱棒電源，仔細(xì)調(diào)節(jié)兩者，確保循環(huán)水流動(dòng)穩(wěn)定和試驗(yàn)段入口溫度達(dá)到預(yù)定值。

2）預(yù)測(cè)階段 進(jìn)一步提升功率，并適當(dāng)調(diào)節(jié)冷凝器確保入口水的溫度穩(wěn)定；當(dāng)銅塊底部溫度出現(xiàn)急劇上升時(shí)，記錄該功率值（對(duì)應(yīng)三組總功率可求出表2中列出的初測(cè)臨界功率密度）計(jì)算預(yù)測(cè)值。預(yù)測(cè)結(jié)束后隨即將加熱功率降至當(dāng)前功率的25%。例如工況3單組加熱功率時(shí)序，見(jiàn)圖3。圖中未發(fā)生CHF時(shí)的這組加熱棒的最高功率為12.6 k W，預(yù)測(cè)最后一次提升功率0.6 k W，因此預(yù)測(cè)功率為13.2 k W。T1是預(yù)測(cè)階段結(jié)束時(shí)刻，預(yù)測(cè)階段結(jié)束后將加熱功率從13.2 k W降到3.3 k W。

圖3 工況3單組加熱功率時(shí)序

3）二次確認(rèn)階段 加熱功率減少后加熱銅塊底部的溫度逐步下降，待底部溫度降到飛升前溫度時(shí)重新增加加熱功率。功率增加分步進(jìn)行增加幅度逐步減少，第一步增加到加熱功率預(yù)測(cè)值的50%（圖3中6.6 k W），第二步再增加25%預(yù)測(cè)值的功率，以此類推每一步功率增加量時(shí)前一次的一半，直到銅塊底部的溫度再次急劇上升（圖3中T2時(shí)刻），記錄三組加熱器的總功率，就可計(jì)算表2中的臨界功率密度。由于發(fā)生CHF的功率介于最后兩次的加熱功率之間，因此最后一次增加的功率可以作為所測(cè)結(jié)果的不確定度。

為確保銅塊底部發(fā)生溫度升高是CHF現(xiàn)象引起的，只有當(dāng)溫度升高的現(xiàn)象有足夠持續(xù)時(shí)間并且溫升速率足夠大時(shí)，才被確認(rèn)發(fā)生了CHF。圖4和圖5分別是T1和T2前后300 s時(shí)段內(nèi)加熱銅塊底部中心熱電偶測(cè)得的溫度變化?？梢钥吹姐~塊底部會(huì)在傳熱惡化后溫度出現(xiàn)飛升，在1 min內(nèi)溫度升高超過(guò)100℃。

圖4 預(yù)測(cè)階段加熱銅塊底部溫度的變化

圖5 實(shí)測(cè)階段加熱銅塊底部溫度的變化

3 可視化研究

氣液兩相流沸騰傳熱是一個(gè)相當(dāng)復(fù)雜的過(guò)程，直觀有效的研究方式莫過(guò)于觀察法。本試驗(yàn)采用高速攝影儀進(jìn)行拍攝，利用高速攝影拍攝得到的加熱銅塊底面氣相運(yùn)動(dòng)狀況的典型照片，對(duì)加熱銅塊中心位于傾角θ取7.5°和θ取67.5°時(shí)的兩相自然循環(huán)流沸騰傳熱情況進(jìn)行對(duì)比。在這些圖像獲取過(guò)程中，從后側(cè)視窗進(jìn)行斜向銅塊底面45°對(duì)其進(jìn)行照明，從正面視窗進(jìn)行拍攝，明光反射部分為小氣泡，而氣膜反射則較氣泡暗淡。

圖6為θ取7.5°時(shí)加熱銅塊底面附近的部分可視化圖片，圖6（a）是銅塊底面核態(tài)沸騰的照相。可以觀察到，在整個(gè)升功率加熱過(guò)程中，銅塊底面最初出現(xiàn)一些微小氣泡，并隨水流而膨脹收縮；隨著功率提升，微小氣泡不斷長(zhǎng)大，由于加熱面位于低角度，氣泡不易脫離壁面，故緊貼壁面發(fā)生滑移。從圖中還可以看到，其中一些小氣泡在滑移中會(huì)略微長(zhǎng)大，并接觸并聚并成大氣泡；而大氣泡在移動(dòng)中進(jìn)一步合并所遇小氣泡；在過(guò)冷度較高時(shí)，還會(huì)有大氣泡遇過(guò)冷水破裂造成大幅流動(dòng)振蕩現(xiàn)象。隨著大氣泡繼續(xù)增加，出現(xiàn)攪拌流，并且隨著增加功率進(jìn)一步攪拌流更劇烈。當(dāng)沸騰換熱的熱流接近臨界值時(shí)銅塊底面出現(xiàn)連續(xù)大氣泡，這些氣泡將加熱銅塊底面跟水體隔開(kāi)，冷卻過(guò)程依靠連續(xù)大氣泡間隙中的冷卻水將銅塊中熱量帶出。功率進(jìn)一步提升，間隙漸漸消失，銅塊底面將形成連續(xù)完整的氣膜，導(dǎo)致冷卻水無(wú)法接觸銅塊底面，銅塊無(wú)法充分冷卻出現(xiàn)傳熱惡化，發(fā)生CHF，見(jiàn)圖6（b）。可以看到，與CHF發(fā)生前相比，銅塊底面的氣膜波動(dòng)不再劇烈。

圖6 θ＝7.5°加熱銅塊底面圖片

圖7給出了θ取67.5°時(shí)加熱銅塊底面附近的部分可視化圖像?？梢钥吹?，試驗(yàn)剛開(kāi)始時(shí)加熱銅塊底面出現(xiàn)小氣泡，但是由于傾角67.5°較高，氣泡容易發(fā)生脫離，難長(zhǎng)期附著于壁上，見(jiàn)圖7（a）。隨著功率進(jìn)一步提升，加熱銅塊底面出現(xiàn)的氣泡數(shù)量增加，這些小氣泡很快脫離壁面，并在壁面附近的兩相邊界層內(nèi)運(yùn)動(dòng)，起早部分小氣泡聚并為略大些的氣泡。加熱功率再進(jìn)一步增加后，表面出現(xiàn)了攪拌流，并且脈動(dòng)隨功率提升逐漸變得劇烈。當(dāng)沸騰換熱的熱流密度接近臨界值qCHF時(shí)，大量脫離的小氣泡形成一個(gè)氣泡區(qū)并形成了一些高密度氣泡區(qū)，在高密度氣泡區(qū)中氣泡將加熱銅塊底面和液相流分離。進(jìn)一步增加加熱功率，當(dāng)沸騰換熱的熱流密度達(dá)到臨界值時(shí)，氣泡區(qū)的活動(dòng)趨于穩(wěn)定，這時(shí)冷卻水不足以將銅塊熱量全部帶出，見(jiàn)圖7（b），圖中近壁面附近反光非常強(qiáng)烈的氣泡區(qū)，氣泡密度非常高。同時(shí)還可以觀察到，水體中出現(xiàn)大量游離氣泡，并伴隨輕微的爆破聲。

圖7 θ＝67.5°加熱銅塊底面圖片

通過(guò)可視化研究關(guān)于不同傾角的CHF形成可以發(fā)現(xiàn)，加熱銅塊中心傾角較低時(shí)造成傳熱惡化的主要原因是連續(xù)大氣泡對(duì)壁面換熱的阻礙，間隙中的水無(wú)法充分冷卻加熱銅塊時(shí)，連續(xù)大氣泡變成穩(wěn)定的氣泡層，即發(fā)生CHF；加熱銅塊中心傾角較高時(shí)造成傳熱惡化的主要原因是大量小氣泡組成的密集氣泡區(qū)對(duì)換熱的阻礙，當(dāng)氣泡區(qū)中的氣泡越來(lái)越多，壁面上開(kāi)始出現(xiàn)干斑并不斷擴(kuò)大，最終發(fā)生CHF。

4 影響CHF的因素

試驗(yàn)安排了多種工況，利用不同工況的試驗(yàn)結(jié)果可以分析入口水溫、下封頭傾角以及自然循環(huán)高度等因素對(duì)朝下曲表面兩相自然循環(huán)的qCHF影響。為了分析不同條件參數(shù)下qCHF分布的差異，還可以利用文獻(xiàn)給出方法對(duì)本文試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行處理。

4.1 入口水溫、自然循環(huán)高度的影響

根據(jù)表1的安排進(jìn)行測(cè)定，自然循環(huán)高度h為5.5 m和6.5 m、加熱試驗(yàn)段中心傾角為7.5°（近水平的低角度）時(shí)，采用不同入口過(guò)冷度（入口溫度）測(cè)得的加熱銅塊底面上qCHF見(jiàn)圖8。

圖8 θ＝7.5°時(shí)入口溫度與q CHF的關(guān)系

由表1和圖8可以看到，隨著試驗(yàn)段流道入口水溫升高（即過(guò)冷度減小），qCHF降低。并且增加循環(huán)高度也可以提高qCHF。

4.2 下封頭傾角的影響

在試驗(yàn)段入口溫度為90～98℃的情況下，當(dāng)試驗(yàn)段底面中心位于弧形流道不同方位角θ時(shí)，根據(jù)表1安排的底面上的CHF試驗(yàn)結(jié)果見(jiàn)圖9。圖中還給出了采用SULTAN試驗(yàn)關(guān)系和ULPU-Ⅲ試驗(yàn)關(guān)系的計(jì)算結(jié)果，以及ULPU-Ⅳ、Ⅴ的部分試驗(yàn)結(jié)果；其中用SULTAN關(guān)系的計(jì)算結(jié)果，是指采用本文試驗(yàn)的流動(dòng)與溫壓工況值以及流道幾何條件代入SULTAN試驗(yàn)關(guān)系式中得到的CHF隨角度θ變化曲線。但是SULTAN關(guān)系式是在強(qiáng)制循環(huán)、不同傾角的4 m長(zhǎng)均勻加熱平板上的試驗(yàn)結(jié)果導(dǎo)出的，而本文的試驗(yàn)條件為自然循環(huán)，加熱試驗(yàn)弧段長(zhǎng)度為0.3 m；而且試驗(yàn)條件也不相同，例如ULPU-Ⅲ、Ⅳ、Ⅴ采用全角度不均勻加熱，SULTAN試驗(yàn)裝置采用平面加熱。

圖9 q CHF在不同θ的分布

可以看到，盡管試驗(yàn)條件不同，但是增加加熱面方位θ角可以提高qCHF的結(jié)果基本一致。這是因?yàn)棣冉窃酱髿馀菰揭酌撾x逃逸，過(guò)冷液相更容易進(jìn)入兩相邊界層并潤(rùn)濕熱壁，所以在高θ角區(qū)CHF要大于低θ角區(qū)；θ角越小特別是當(dāng)θ接近0°（如θ＝7.5°）時(shí)底面的氣泡不易排出，將形成大氣泡直至氣膜而達(dá)到CHF，因此qCHF較小。

4.3 循環(huán)方式的影響

本文試驗(yàn)采用的是自然循環(huán)，ULUP-Ⅲ、Ⅳ、Ⅴ試驗(yàn)是全弧段非均勻加熱的自然循環(huán)，SULTAN關(guān)系式是在強(qiáng)制循環(huán)。所選試驗(yàn)值的工況與條件如表2所示。

表2 相關(guān)試驗(yàn)工況參數(shù)

從圖9中可以看到，在中低θ角區(qū)域（θ＝7.5°～37.5°），采用本文試驗(yàn)方法的試驗(yàn)值qCHF與相應(yīng)的SULTAN關(guān)系的計(jì)算結(jié)果比較一致，僅高出0.1 MW／m2。但隨著θ角增加，由于氣相運(yùn)動(dòng)受浮力影響逐漸顯著，SULTAN關(guān)系計(jì)算值開(kāi)始超過(guò)本文相應(yīng)的試驗(yàn)值，并且差距越來(lái)越大，在θ角67.5°附近采用SULTAN關(guān)系計(jì)算的qCHF比本文試驗(yàn)的結(jié)果要高0.23 MW／m2。這也表明，即便在流量一致的情況下，自然循環(huán)與強(qiáng)制循環(huán)條件對(duì)弧形流道上qCHF還是有一定差異的，并且θ角越大差異越大。

4.4 循環(huán)流量的影響

流道形狀和循環(huán)流量（見(jiàn)表3）對(duì)qCHF也有影響。通過(guò)比較可以發(fā)現(xiàn)，較高θ角區(qū)域，本文測(cè)定的qCHF最低，這是因?yàn)樵诟擀冉菂^(qū)域浮力對(duì)氣泡運(yùn)動(dòng)的作用更顯著，而ULPU－Ⅲ、Ⅳ、Ⅴ的自然循環(huán)流量均大于本試驗(yàn)數(shù)倍，而流量越大的自然循環(huán)冷卻能力就越強(qiáng)，qCHF也就比本文試驗(yàn)高，可見(jiàn)自然循環(huán)流量的增加對(duì)提高朝下曲表面qCHF的效果較為顯著。

4.5 流道形式的影響

流道形式對(duì)qCHF也有影響，表3是相關(guān)試驗(yàn)的流道特征。

表3 相關(guān)試驗(yàn)的流道特征

將本文測(cè)定的qCHF與ULPU-Ⅲ關(guān)系計(jì)算值以及與ULPU-Ⅳ與ULPU－Ⅴ相應(yīng)的試驗(yàn)結(jié)果相比較，從圖9中可以發(fā)現(xiàn)，在中低角度范圍，ULPU-Ⅲ試驗(yàn)關(guān)系的qCHF計(jì)算值最低，這是因?yàn)閁LPU-Ⅲ關(guān)系式流道的保溫層僅是平面，流道截面非均勻。

可見(jiàn)，流道形式差異對(duì)qCHF有明顯影響，與ULPU-Ⅲ試驗(yàn)的錐形保溫層與球封頭圍成的流道相比，流線形（圓弧形）的等截面流道可以優(yōu)化冷卻條件增加qCHF。

5 結(jié)論

通過(guò)本文裝置在自然循環(huán)條件下對(duì)qCHF影響規(guī)律的試驗(yàn)研究，結(jié)合其與相關(guān)試驗(yàn)關(guān)系式計(jì)算結(jié)果以及部分試驗(yàn)結(jié)果相比較分析，得到結(jié)論如下：

1）朝下曲表面上的qCHF隨著試驗(yàn)段入口過(guò)冷度減小而降低。

2）朝下曲表面上的qCHF隨加熱面θ角增加而增加，并且形成的機(jī)理在不同傾角時(shí)會(huì)有區(qū)別。

3）自然循環(huán)與強(qiáng)制循環(huán)對(duì)朝下曲表面上的qCHF影響不同，特別是θ角越大差異越大。

4）自然循環(huán)流量增加有助于提高朝下曲表面qCHF，對(duì)于高θ角區(qū)域效果更顯著。

5）自然循環(huán)條件下，朝下曲表面上的qCHF在一定程度上受到流道形式影響，流線型流道有助于提高qCHF。

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