超臨界水實(shí)驗(yàn)回路熱工水力分析

汪子迪，曹 臻，劉曉晶，程 旭

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

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超臨界水實(shí)驗(yàn)回路熱工水力分析

汪子迪，曹 臻，劉曉晶，程 旭

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

作為超臨界水堆失水事故分析的關(guān)鍵現(xiàn)象，跨臨界過(guò)程(即超臨界水堆的壓力從超臨界狀態(tài)降到次臨界狀態(tài)22.1 MPa以下)受到國(guó)內(nèi)外的關(guān)注。上海交通大學(xué)的超臨界流體多功能實(shí)驗(yàn)回路(SWAMUP)計(jì)劃對(duì)這一泄壓過(guò)程進(jìn)行實(shí)驗(yàn)研究。為確保該實(shí)驗(yàn)裝置在實(shí)驗(yàn)過(guò)程中的安全性能，采用系統(tǒng)程序ATHLET-SC對(duì)該實(shí)驗(yàn)回路進(jìn)行預(yù)計(jì)算分析，主要針對(duì)該系統(tǒng)在泄壓跨臨界過(guò)程中的熱工水力參數(shù)，包括系統(tǒng)壓力、冷卻劑流量、加熱棒壁面溫度等展開(kāi)計(jì)算，并討論一些重要參數(shù)如泄壓速度、加熱棒加熱功率等對(duì)計(jì)算結(jié)果的影響。計(jì)算結(jié)果表明，修改后的ATHLET-SC程序可模擬跨臨界瞬態(tài)過(guò)程，在實(shí)驗(yàn)過(guò)程中，加熱棒壁面溫度不會(huì)超過(guò)設(shè)計(jì)上限溫度，然而，回路中換熱器的內(nèi)外最高壓差將會(huì)達(dá)6 MPa，這一點(diǎn)需在實(shí)驗(yàn)中特別考慮。

SWAMUP實(shí)驗(yàn)裝置；跨臨界瞬態(tài)；ATHLET-SC程序；預(yù)計(jì)算

超臨界水堆(SCWR)為6種第4代核反應(yīng)堆中的唯一水冷反應(yīng)堆，各方面的特性在國(guó)內(nèi)外得到廣泛研究[1-2]。根據(jù)第4代核能系統(tǒng)國(guó)際論壇(GIF)超臨界水堆系統(tǒng)籌劃委員會(huì)制定的技術(shù)路線和研發(fā)計(jì)劃，將于2020年建設(shè)一座小型(≤150 MWt)超臨界水冷原型堆[3-4]。歐盟第七框架協(xié)議資助項(xiàng)目“超臨界水冷堆燃料性能驗(yàn)證實(shí)驗(yàn)(SCWR-FQT)”的主要研究?jī)?nèi)容為超臨界水冷回路及安全和輔助系統(tǒng)的小型燃料組件的安全許可申請(qǐng)所需的設(shè)計(jì)分析和驗(yàn)證，并以此作為建設(shè)原型堆的基礎(chǔ)[5]。跨臨界泄壓過(guò)程是超臨界水堆失水事故分析的關(guān)鍵。目前很多系統(tǒng)分析程序可模擬這一泄壓過(guò)程，但依然缺少對(duì)這些跨臨界模型的實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證。作為SCWR-FQT項(xiàng)目的參與單位，上海交通大學(xué)的超臨界流體多功能實(shí)驗(yàn)回路(SWAMUP)[6]承擔(dān)了對(duì)該回路的安全許可申請(qǐng)的驗(yàn)證工作之一，即對(duì)跨臨界泄壓過(guò)程進(jìn)行實(shí)驗(yàn)研究。本工作應(yīng)用修改后的系統(tǒng)分析程序ATHLET-SC[7-8]對(duì)該回路進(jìn)行預(yù)計(jì)算，對(duì)該系統(tǒng)泄壓過(guò)程中的熱工水力參數(shù)，包括系統(tǒng)壓力、冷卻劑流量、加熱棒壁面溫度等進(jìn)行分析。此外，本文還將討論一些重要的參數(shù)，包括泄壓速度、加熱棒加熱功率以及臨界熱流密度(CHF)等對(duì)結(jié)果的影響。

1 系統(tǒng)介紹

SWAMUP實(shí)驗(yàn)裝置如圖1所示，該系統(tǒng)為一開(kāi)式回路，包括1個(gè)主實(shí)驗(yàn)回路和2個(gè)冷卻二回路。主回路主要包括柱塞泵、換熱器、預(yù)熱器、實(shí)驗(yàn)段和混合水箱。柱塞泵提供穩(wěn)定的流量，使整個(gè)回路的壓力保持在25 MPa左右。水箱中的水經(jīng)由柱塞泵出來(lái)的冷卻劑分為兩條主支路，其中1條支路被旁排而不經(jīng)實(shí)驗(yàn)段加熱，以用來(lái)調(diào)整另一流經(jīng)實(shí)驗(yàn)段支路的流量達(dá)到設(shè)計(jì)要求。經(jīng)由實(shí)驗(yàn)段加熱的支路中的流體先經(jīng)過(guò)換熱器(圖2)，被已經(jīng)過(guò)預(yù)熱器和實(shí)驗(yàn)段加熱的高溫流體預(yù)熱。該換熱器為管式換熱器，被預(yù)熱的冷卻劑在管內(nèi)流動(dòng)(二次側(cè))，由實(shí)驗(yàn)段流出的高溫冷卻劑在管內(nèi)的9根小管(一次側(cè))內(nèi)反向流動(dòng)。之后這部分流體再被預(yù)熱器和實(shí)驗(yàn)段加熱。預(yù)熱器為電加熱，其作用是使實(shí)驗(yàn)段進(jìn)口的溫度達(dá)到設(shè)計(jì)值。實(shí)驗(yàn)段為一直流均勻加熱棒束。實(shí)驗(yàn)段出口處的流體溫度可達(dá)450 ℃。從實(shí)驗(yàn)段出口出來(lái)的這部分高溫流體再次經(jīng)由換熱器預(yù)熱二次側(cè)流體后，與之前被旁排的那支流體在混合箱中混合，溫度有所降低，最終被兩個(gè)平行的冷卻二回路繼續(xù)冷卻至60 ℃。主回路流體在最終進(jìn)入開(kāi)式水箱前，接有1個(gè)穩(wěn)壓器，之后會(huì)經(jīng)過(guò)2個(gè)閥門K1和K2。穩(wěn)態(tài)時(shí)，閥門K2打開(kāi)，閥門K1關(guān)閉。瞬態(tài)開(kāi)始后，在保持閥門K2打開(kāi)的同時(shí)，閥門K1會(huì)打開(kāi)，這時(shí)泄壓開(kāi)始，回路壓力開(kāi)始降低，進(jìn)入跨臨界過(guò)程。

圖1 SWAMUP實(shí)驗(yàn)裝置Fig.1 SWAMUP test facility

圖2 換熱器Fig.2 Heat exchanger

2 建模

SWAMUP實(shí)驗(yàn)裝置的ATHLET模型如圖3所示，該計(jì)算模型包含185個(gè)控制體、193個(gè)連接體、37根管、71個(gè)熱構(gòu)件。其中建模的關(guān)鍵參數(shù)已在圖中標(biāo)出，柱塞泵被60 ℃、10 m3/h流量流體的邊界條件所替代，流經(jīng)實(shí)驗(yàn)段支路的流量為3.6 m3/h，預(yù)熱器功率為637.4 kW，實(shí)驗(yàn)段功率為63.6 kW，實(shí)驗(yàn)段出口流體溫度為450 ℃，穩(wěn)壓器初始?jí)毫?5 MPa，水箱的邊界條件為60 ℃、0.1 MPa。

圖3 SWAMUP實(shí)驗(yàn)裝置的ATHLET模型Fig.3 ATHLET model of SWAMUP test facility

3 穩(wěn)態(tài)分析

在進(jìn)行瞬態(tài)分析前，對(duì)程序進(jìn)行穩(wěn)態(tài)計(jì)算，程序運(yùn)行2 000 s后，基本達(dá)到穩(wěn)態(tài)，系統(tǒng)此時(shí)的關(guān)鍵參數(shù)接近回路設(shè)計(jì)值，關(guān)鍵熱工水力參數(shù)設(shè)計(jì)值與計(jì)算值的對(duì)比列于表1。

圖4為ATHLET-SC程序計(jì)算得到的實(shí)驗(yàn)段的運(yùn)行參數(shù)隨時(shí)間的變化。圖5為穩(wěn)態(tài)時(shí)主實(shí)驗(yàn)回路的溫度分布。預(yù)熱器進(jìn)口的流體溫度為385 ℃，在擬臨界溫度附近。實(shí)驗(yàn)段進(jìn)口溫度為439 ℃，出口溫度達(dá)450 ℃。

表1 熱工水力參數(shù)設(shè)計(jì)值與計(jì)算值的對(duì)比Table 1 Comparison of design and calculation values for thermal-hydraulic parameter

圖4 實(shí)驗(yàn)段的運(yùn)行參數(shù)隨時(shí)間的變化Fig.4 Operation parameters of test section vs. time

圖5 主實(shí)驗(yàn)回路的溫度分布Fig.5 Temperature distribution of main test loop

4 瞬態(tài)分析

本工作的主要目的是分析回路裝置在實(shí)驗(yàn)工況下各安全指標(biāo)是否滿足設(shè)計(jì)要求，所以，泄壓過(guò)程中加熱棒溫度和系統(tǒng)壓力的變化是本文分析的重點(diǎn)。

2 000 s后，瞬態(tài)開(kāi)始，閥門K2保持打開(kāi)的同時(shí)，閥門K1在0.1 s內(nèi)打開(kāi)，而實(shí)驗(yàn)段功率在泄壓過(guò)程中保持63.6 kW不變。閥門K1打開(kāi)后，實(shí)驗(yàn)段的壓力開(kāi)始下降，在約2 004.3 s時(shí)降到臨界壓力(22.1 MPa，圖6a)，之后，實(shí)驗(yàn)段內(nèi)流體的空泡份額從1.00開(kāi)始下降，最終穩(wěn)定在0.85左右(圖6b)。

圖6c為實(shí)驗(yàn)段棒束與冷卻劑之間的換熱模型隨時(shí)間的變化。當(dāng)模型代號(hào)為55時(shí)，流體處于超臨界狀態(tài)。而代號(hào)為49、48、45表示流體處于膜態(tài)沸騰區(qū)，代號(hào)35和25分別表示流體處于過(guò)渡沸騰區(qū)和核態(tài)沸騰區(qū)。另外，模型代號(hào)49表示此時(shí)流體換熱形式為為氣相換熱，而25至48之間的數(shù)字代號(hào)則表示此時(shí)流體換熱形式為兩相換熱。

當(dāng)實(shí)驗(yàn)段壓力降至臨界壓力以下時(shí)，實(shí)驗(yàn)段內(nèi)的冷卻劑流動(dòng)由超臨界流動(dòng)變?yōu)閮上嗔?，? 004.4 s時(shí)，冷卻劑的換熱模型變?yōu)槟B(tài)沸騰，在2 060 s時(shí)，變?yōu)檫^(guò)渡沸騰。圖6d為換熱器兩端的壓差曲線。當(dāng)泄壓發(fā)生后，首先受影響的是流動(dòng)的下游方向，即換熱器一次側(cè)壓力顯著下降，而換熱器二次側(cè)的壓力下降則較為緩慢，換熱器的壓差開(kāi)始增加，在擬臨界點(diǎn)附近達(dá)到極值。而后隨著實(shí)驗(yàn)段流體變?yōu)闅庖簝上?，兩相摩擦阻力系?shù)較大，這導(dǎo)致實(shí)驗(yàn)段和預(yù)熱器內(nèi)的壓差上升。但在經(jīng)過(guò)臨界點(diǎn)之后的一段時(shí)間內(nèi)，實(shí)驗(yàn)段和預(yù)熱器內(nèi)的冷卻劑由超臨界狀態(tài)變?yōu)閮上嗔?，這個(gè)相變過(guò)程使得壓差有個(gè)暫時(shí)的下降。最大的壓差出現(xiàn)在冷流體的進(jìn)口和熱流體的出口，即一次側(cè)的出口和二次側(cè)的進(jìn)口，且最大壓差將達(dá)6 MPa。

圖6 瞬態(tài)時(shí)的系統(tǒng)變化Fig.6 System behavior in transient state

瞬態(tài)時(shí)系統(tǒng)各參數(shù)隨時(shí)間的變化示于圖7。從圖7a可看出，泄壓開(kāi)始后，壓差增大，實(shí)驗(yàn)段流量上升，在擬臨界點(diǎn)附近達(dá)到峰值1.6 kg/s。而后由于實(shí)驗(yàn)段內(nèi)流體發(fā)生了相變，流動(dòng)阻力暫時(shí)增大，而流量取決于整個(gè)回路的壓差和阻力，這導(dǎo)致實(shí)驗(yàn)段流量迅速降低，隨泄壓的繼續(xù)，壓差逐漸加大使實(shí)驗(yàn)段流量逐步回升，并保持在較初始流量更高的狀態(tài)(圖6d)。從圖7b可看出，在達(dá)到臨界點(diǎn)之前，隨壓力的下降，比定壓熱容顯著上升，伴隨流速的增加，使換熱性能大幅提高；而系統(tǒng)壓力達(dá)到臨界壓力后，流體的流速、比定壓熱容和汽化潛熱顯著下降，導(dǎo)致?lián)Q熱性能大幅降低。在2 030 s前，實(shí)驗(yàn)段內(nèi)流體處于膜態(tài)沸騰區(qū)，氣相的換熱系數(shù)幾乎等于整體的換熱系數(shù)，但2 030 s后，空泡份額降低，氣相的換熱系數(shù)依然維持在較低水平，但液相的換熱系數(shù)增加并占主導(dǎo)，使整體的換熱系數(shù)有一上升，直至2 060 s時(shí)，流體進(jìn)入過(guò)渡沸騰區(qū)后保持基本穩(wěn)定。

加熱棒壁面溫度和冷卻劑流體溫度的變化是實(shí)驗(yàn)段流量和換熱系數(shù)共同作用的結(jié)果。圖7c為加熱棒壁面溫度隨時(shí)間的變化曲線。由上述換熱系數(shù)的分析可知，隨泄壓的進(jìn)行，在達(dá)到臨界壓力前，換熱系數(shù)增加，使加熱棒壁面溫度一直下降，直至達(dá)到擬臨界點(diǎn)附近，換熱系數(shù)的降低較流量下降的速度更快，壁面溫度開(kāi)始上升，出現(xiàn)峰值。而后空泡份額開(kāi)始變化，如前所述，實(shí)驗(yàn)段流體的換熱由氣相膜態(tài)沸騰轉(zhuǎn)變?yōu)閮上嗄B(tài)沸騰，液相的換熱系數(shù)開(kāi)始增加，使得實(shí)驗(yàn)段流體總的換熱系數(shù)開(kāi)始緩慢上升，而此時(shí)實(shí)驗(yàn)段流量仍很低，這使得實(shí)驗(yàn)段出口處壁面溫度在短時(shí)間內(nèi)穩(wěn)定在一定幅度內(nèi)，而2 030 s后隨實(shí)驗(yàn)段流體換熱系數(shù)和流量的同時(shí)快速上升，壁面溫度開(kāi)始下降直至緩慢穩(wěn)定。從圖7d可看出，實(shí)驗(yàn)段流體溫度的變化基本與壁面溫度的變化趨勢(shì)一致。

圖7 瞬態(tài)時(shí)系統(tǒng)參數(shù)隨時(shí)間的變化Fig.7 System parameter vs. time in transient state

5 敏感性分析

5.1 泄壓速率的影響

為模擬不同泄壓速率對(duì)回路的影響，通過(guò)改變不同的閥門開(kāi)度來(lái)實(shí)現(xiàn)，即在100%閥門開(kāi)度的基礎(chǔ)上分別減小到50%和增加到200%。泄壓速率的敏感性分析列于表2。不同工況下系統(tǒng)參數(shù)的變化示于圖8。從圖8可看出，在50%和200%的閥門開(kāi)度情況下，分別形成了兩個(gè)峰值，并隨著閥門破口面積的增大，實(shí)驗(yàn)段的降壓速率增加，實(shí)驗(yàn)段流量的峰值也增加，這使得在閥門開(kāi)度為200%的工況下，加熱棒壁面溫度在擬臨界點(diǎn)附近的峰值更低。之后，隨著流體流量和換熱系數(shù)的降低，實(shí)驗(yàn)段流體溫度又出現(xiàn)一個(gè)上升，在2 030 s左右，達(dá)到另一個(gè)峰值。與工況1相比，在工況3下，實(shí)驗(yàn)段流體的換熱系數(shù)更小，而此時(shí)流量與其他工況基本相同，故而工況3的第2個(gè)峰值會(huì)更高。

表2 泄壓速率的敏感性分析Table 2 Sensitivity analysis on depressurization rate

5.2 加熱棒加熱功率的影響

為了研究加熱棒加熱功率對(duì)結(jié)果的影響，在保證實(shí)驗(yàn)段出口溫度(450 ℃)不變，即保證預(yù)熱器和實(shí)驗(yàn)段加熱總功率不變的前提下，改變預(yù)熱器和實(shí)驗(yàn)段之間的功率分配。功率分配方式為：方式1，實(shí)驗(yàn)段加熱功率63.6 kW，預(yù)熱器加熱功率637.4 kW；方式2，實(shí)驗(yàn)段加熱功率100 kW，預(yù)熱器加熱功率601 kW；方式3，實(shí)驗(yàn)段加熱功率150 kW，預(yù)熱器加熱功率551 kW。不同功率分配方式下系統(tǒng)參數(shù)的變化示于圖9。由圖9可知，以方式1作為基準(zhǔn)，方式2、3的實(shí)驗(yàn)段加熱功率逐漸增加，實(shí)驗(yàn)段的壁面溫度和實(shí)驗(yàn)段流體溫度在泄壓過(guò)程中也會(huì)更高。如圖9a所示，改變加熱功率的分配會(huì)影響實(shí)驗(yàn)段流體的換熱模型，對(duì)于方式3，實(shí)驗(yàn)段內(nèi)流體一致保持在膜態(tài)沸騰區(qū)，未進(jìn)入過(guò)渡沸騰區(qū)。而對(duì)于方式2，其實(shí)驗(yàn)段內(nèi)流體進(jìn)入過(guò)渡沸騰區(qū)的時(shí)間點(diǎn)也較方式1有所推遲，這影響到冷卻劑的換熱系數(shù)，從而使實(shí)驗(yàn)段的壁面溫度和流體溫度有高低之差。

圖8 不同工況下系統(tǒng)參數(shù)的變化Fig.8 System parameters of different cases

圖9 不同功率分配方式下系統(tǒng)參數(shù)的變化Fig.9 System parameters of different power distributions

5.3 臨界熱流密度系數(shù)的影響

在本節(jié)中，增大臨界熱流密度系數(shù)，是指提高了臨界熱流密度和返回核態(tài)沸騰的溫度，這就使實(shí)驗(yàn)段流體提早由膜態(tài)沸騰向核態(tài)沸騰轉(zhuǎn)變。本節(jié)討論臨界熱流密度系數(shù)因子分別為0.2、1.0和2.0三種情況下系統(tǒng)參數(shù)的變化(圖10)。從圖10a可看出，不同于其他兩種情況，當(dāng)臨界熱流密度系數(shù)因子為2.0時(shí)，實(shí)驗(yàn)段流體由過(guò)渡沸騰進(jìn)入到核態(tài)沸騰區(qū)，且此時(shí)換熱系數(shù)瞬間增大，加熱棒壁面溫度瞬間下降，如圖10b、c所示。由圖10d可看到，臨界熱流密度系數(shù)的改變對(duì)實(shí)驗(yàn)段冷卻劑溫度的影響不大。

5.4 氣相強(qiáng)制對(duì)流換熱系數(shù)的影響

由前述瞬態(tài)工況的分析可知，在膜態(tài)沸騰區(qū)時(shí)，實(shí)驗(yàn)段流體氣相的換熱系數(shù)基本等于流體總的換熱系數(shù)(氣相換熱系數(shù)與液相換熱系數(shù)之和)。本節(jié)討論當(dāng)氣相強(qiáng)制對(duì)流換熱系數(shù)(HTC)因子分別為0.2、1.0、2.0時(shí)，系統(tǒng)各熱工水力參數(shù)的變化(圖11)。從圖11可看出，以上3種條件下，實(shí)驗(yàn)段流體的換熱模型轉(zhuǎn)變很相似，但冷卻劑的換熱系數(shù)卻差別很大，導(dǎo)致其對(duì)應(yīng)的最高壁面溫度分別為708、449和438 ℃，即隨換熱系數(shù)因子的升高，最高壁面溫度降低。這是因?yàn)楫?dāng)換熱系數(shù)因子為0.2時(shí)，過(guò)低的換熱系數(shù)導(dǎo)致加熱棒在泄壓過(guò)程時(shí)出現(xiàn)了沸騰危機(jī)，這使壁面溫度在擬臨界點(diǎn)附近會(huì)明顯升高，一度升至大于700 ℃。而此時(shí)，實(shí)驗(yàn)段內(nèi)的流體溫度也由于換熱系數(shù)太低會(huì)有一個(gè)驟降。之后隨泄壓的進(jìn)行，實(shí)驗(yàn)段冷卻劑的空泡份額逐漸降低，液相開(kāi)始增多，氣相的換熱開(kāi)始減弱，總的換熱系數(shù)開(kāi)始增大。直至在2 060 s左右實(shí)驗(yàn)段流體進(jìn)入過(guò)渡沸騰區(qū)，液相換熱占主導(dǎo)地位后，這3種條件下的換熱系數(shù)基本趨于一致，壁面溫度和流體溫度也基本趨于一致。

圖10 不同臨界熱流密度系數(shù)因子下系統(tǒng)參數(shù)的變化Fig.10 System parameters of different CHF coefficient factors

圖11 不同氣相強(qiáng)制對(duì)流換熱系數(shù)因子下系統(tǒng)參數(shù)的變化Fig.11 System parameters on different HTC factors of forced convection to vapor

6 結(jié)論

本文使用修改后的ATHLET-SC程序?qū)WAMUP實(shí)驗(yàn)裝置建模，并對(duì)回路的熱工水力特性進(jìn)行分析。結(jié)果表明，被修改后的ATHLET-SC程序完全可計(jì)算跨臨界瞬態(tài)過(guò)程。計(jì)算結(jié)果顯示，在泄壓開(kāi)始后的4.3 s內(nèi)，實(shí)驗(yàn)段壓力降至超臨界壓力以下，實(shí)驗(yàn)段內(nèi)的冷卻劑換熱模式會(huì)經(jīng)過(guò)膜態(tài)沸騰、過(guò)渡態(tài)沸騰或核態(tài)沸騰(取決于不同的計(jì)算模型)階段，最高壁面溫度發(fā)生在膜態(tài)沸騰區(qū)。敏感性分析表明：泄壓速率越大，加熱棒最高壁面溫度越高；加熱棒功率越高，最高壁面溫度越高；臨界熱流密度系數(shù)因子增大時(shí)，其換熱模型由過(guò)渡態(tài)沸騰轉(zhuǎn)變?yōu)楹藨B(tài)沸騰；氣相的換熱系數(shù)因子越小，其最高壁面溫度越高。另外需特別考慮的是，回路中換熱器的內(nèi)外壓差將達(dá)6 MPa，這在實(shí)驗(yàn)過(guò)程中需予以考慮。

感謝德國(guó)GRS核安全中心提供ATHLET程序。

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Thermal-hydraulic Analysis of SWAMUP Test Facility

WANG Zi-di, CAO Zhen, LIU Xiao-jing, CHENG Xu

(SchoolofNuclearScienceandEngineering,ShanghaiJiaoTongUniversity,Shanghai200240,China)

Trans-critical transients, i.e. the pressure in the reactor system undergoing a rapid decrease from the supercritical pressure to the subcritical condition, are of crucial importance for the LOCA analysis of supercritical water cooled reactor (SCWR). To obtain more knowledge about this process, the supercritical water multipurpose loop (SWAMUP) test facility in Shanghai Jiao Tong University (SJTU) will be applied to provide test data for the process. Some pre-test calculations are necessary to show the feasibility of the experiment. In this study, the trans-critical transient analysis was performed for the SWAMUP test facility with the system code ATHLET-SC which was modified in SJTU. The system behaviors including system pressure, coolant mass flow, and wall temperature of heating rod during the depressurization were presented. The effects of some important parameters such as depressurization rate, heating power of heating rod on the system characteristics were also investigated. The results indicate that the revised system code ATHLET-SC is capable of simulating thermal-hydraulic behaviors during the trans-critical transient. According to the results, the wall temperature of heating rod during the transient is kept below the design limit. However, the pressure difference between the heat exchanger inside and outside after depressurization could reach 6 MPa, which should be considered in the test.

SWAMUP test facility; trans-critical transient; ATHLET-SC code; pre-test calculation

2014-03-26;

2014-05-09

高等學(xué)校博士學(xué)科點(diǎn)專項(xiàng)科研基金資助項(xiàng)目(20110073120045)

汪子迪(1991—)，男，江西婺源人，碩士研究生，核能科學(xué)與工程專業(yè)

TL333

A

1000-6931(2015)07-1191-09

10.7538/yzk.2015.49.07.1191