開(kāi)式自然循環(huán)系統(tǒng)中間歇噴泉流動(dòng)的實(shí)驗(yàn)研究

侯曉凡, 孫中寧, 孫秋南, 范廣銘, 雷文靜

(1. 哈爾濱工程大學(xué) 核安全與仿真技術(shù)國(guó)防重點(diǎn)學(xué)科實(shí)驗(yàn)室，黑龍江 哈爾濱 150001； 2. 哈爾濱工程大學(xué) 動(dòng)力與能源工程學(xué)院，黑龍江 哈爾濱 150001)

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開(kāi)式自然循環(huán)系統(tǒng)中間歇噴泉流動(dòng)的實(shí)驗(yàn)研究

侯曉凡1, 孫中寧1, 孫秋南2, 范廣銘1, 雷文靜1

(1. 哈爾濱工程大學(xué) 核安全與仿真技術(shù)國(guó)防重點(diǎn)學(xué)科實(shí)驗(yàn)室，黑龍江 哈爾濱 150001； 2. 哈爾濱工程大學(xué) 動(dòng)力與能源工程學(xué)院，黑龍江 哈爾濱 150001)

摘要：為了研究開(kāi)式自然循環(huán)系統(tǒng)中間歇噴泉流動(dòng)的形成機(jī)理和流動(dòng)特性，采用實(shí)驗(yàn)研究和熱平衡分析的方法進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)研究。結(jié)果表明，產(chǎn)生間歇噴泉的主要原因是加熱功率與孕育期內(nèi)自然循環(huán)輸熱能力不匹配，導(dǎo)致加熱段出口處出現(xiàn)熱力不平衡的局部過(guò)熱現(xiàn)象，而過(guò)冷沸騰汽泡聚集形成的彈狀流又為出口引入較強(qiáng)擾動(dòng)，導(dǎo)致局部過(guò)熱區(qū)域發(fā)生閃蒸，進(jìn)而誘發(fā)間歇噴泉。另外實(shí)驗(yàn)結(jié)果還顯示，功率密度、自然循環(huán)流速和出口阻力等因素均對(duì)間歇噴泉的發(fā)生區(qū)域具有重要影響。根據(jù)間歇噴泉的物理過(guò)程，提出新的沸騰延遲時(shí)間計(jì)算方法來(lái)對(duì)其振蕩周期進(jìn)行預(yù)測(cè)，預(yù)測(cè)效果較好。

關(guān)鍵詞：開(kāi)式自然循環(huán)；間歇噴泉；實(shí)驗(yàn)研究；流型轉(zhuǎn)變；噴泉區(qū)域；熱平衡分析；沸騰延遲時(shí)間

網(wǎng)絡(luò)出版地址：http://www.cnki.net/kcms/detail/23.1390.u.20160304.0824.002.html

近年來(lái)，自然循環(huán)在能源、化工及核動(dòng)力等領(lǐng)域得到廣泛應(yīng)用，特別是開(kāi)式自然循環(huán)系統(tǒng)，由于其具有結(jié)構(gòu)回路簡(jiǎn)化等特點(diǎn)，被應(yīng)用于一些反應(yīng)堆非能動(dòng)安全系統(tǒng)的設(shè)計(jì)中[1]。而流動(dòng)不穩(wěn)定是影響自然循環(huán)系統(tǒng)設(shè)計(jì)與安全運(yùn)行的重要因素[2-3]。研究表明，開(kāi)式自然循環(huán)系統(tǒng)啟動(dòng)過(guò)程會(huì)經(jīng)歷多種流動(dòng)不穩(wěn)定，間歇噴泉流動(dòng)是其中重要的不穩(wěn)定類(lèi)型之一[4]。間歇噴泉發(fā)生時(shí)，汽彈從加熱段出口周期性地涌出，隨即在非加熱通道內(nèi)被冷凝，從而誘發(fā)間歇性流量振蕩[5]。冷凝過(guò)程導(dǎo)致局部負(fù)壓，引發(fā)系統(tǒng)流體的快速回流而發(fā)生水錘沖擊，水錘可能導(dǎo)致管路系統(tǒng)結(jié)構(gòu)的損壞[5]，因此有必要對(duì)間歇噴泉進(jìn)行深入的研究。目前針對(duì)間歇噴泉的研究較少，且多集中于強(qiáng)迫循環(huán)或加熱段下端封閉的管路系統(tǒng)[6-9]，而對(duì)于自然循環(huán)系統(tǒng)的研究并不充分。本文則針對(duì)開(kāi)式自然循環(huán)系統(tǒng)中的間歇噴泉流動(dòng)進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)研究。

1實(shí)驗(yàn)裝置

實(shí)驗(yàn)裝置如圖1所示，由加熱段、自然循環(huán)回路和數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)等部分組成。加熱段為Φ38 mm的不銹鋼管段，有效換熱長(zhǎng)度為2 m；對(duì)于自然循環(huán)回路， 冷卻水從高位水箱流出后，在加熱管內(nèi)被鍋爐產(chǎn)生的飽和蒸汽加熱，然后在冷熱段密度差作用下，流經(jīng)可視化的水平段和上升段后，最終流回高位水箱?；氐剿涞牧黧w經(jīng)過(guò)汽水分離后，氣相直接排放至大氣，液相繼續(xù)參與自然循環(huán)。水箱內(nèi)裝有盤(pán)管冷卻裝置，用于維持和調(diào)節(jié)傳熱段的入口水溫。

為了觀測(cè)間歇噴泉時(shí)系統(tǒng)的熱工水力特性，實(shí)驗(yàn)裝置在加熱段出入口和上升段等位置多處布置溫度、壓力測(cè)點(diǎn)，其中冷卻水溫度由1級(jí)的鎧裝鎳鉻-鎳硅熱電偶進(jìn)行測(cè)量，冷卻水壓力由0.1級(jí)的壓力傳感器測(cè)量，飽和蒸汽流量和自然循環(huán)流量分別由0.5級(jí)的渦街流量計(jì)和0.2級(jí)的電磁流量計(jì)測(cè)量。各測(cè)量?jī)x表的準(zhǔn)確性均經(jīng)過(guò)專(zhuān)門(mén)的標(biāo)定。同時(shí)，在水平可視化段處采用高速攝影裝置對(duì)間歇噴泉時(shí)水平段內(nèi)的流動(dòng)過(guò)程進(jìn)行記錄。

實(shí)驗(yàn)時(shí)，觀察不同加熱功率和加熱段入口溫度等參數(shù)下的間歇噴泉現(xiàn)象，并采集該過(guò)程系統(tǒng)各測(cè)點(diǎn)的溫度和壓力變化。系統(tǒng)的加熱功率通過(guò)控制管外的飽和蒸汽壓力進(jìn)行調(diào)節(jié)，熱負(fù)荷通過(guò)蒸汽冷凝的換熱量進(jìn)行計(jì)算；冷卻水入口溫度通過(guò)調(diào)節(jié)盤(pán)管冷卻裝置的流量進(jìn)行調(diào)節(jié)。

圖1　實(shí)驗(yàn)回路示意圖Fig.1　Sketch of experimental loop

2實(shí)驗(yàn)現(xiàn)象及討論

2.1加熱段出口空泡份額的計(jì)算方法

研究表明[3]，循環(huán)系統(tǒng)中的間歇噴泉流動(dòng)由過(guò)冷沸騰所引發(fā)，因此采用Saha&Zuber推薦的輕度過(guò)冷沸騰區(qū)域空泡份額計(jì)算方法[10]對(duì)加熱段出口的空泡份額進(jìn)行計(jì)算。首先利用Saha&Zuber模型迭代計(jì)算，得到加熱段內(nèi)過(guò)冷沸騰汽泡脫離壁面點(diǎn)的熱平衡含氣率xB，即

(1)

(2)

式中:CP為當(dāng)?shù)囟▔罕葻?q″為加熱段熱流密度,De為當(dāng)量直徑,kf為當(dāng)?shù)貙?dǎo)熱系數(shù),G為質(zhì)量流速,ifg為氣化潛熱。

(3)

計(jì)算加熱段出口處的真實(shí)含氣率xT：

(4)

最后，根據(jù)漂移流模型計(jì)算加熱段出口處的截面含氣率：

(5)

2.2實(shí)驗(yàn)結(jié)果及分析

圖2給出了典型間歇噴泉工況下，加熱段出口溫度、壓力、空泡份額和自然循環(huán)流量的時(shí)序變化曲線。根據(jù)圖中參數(shù)變化規(guī)律及可視化的實(shí)驗(yàn)現(xiàn)象，將間歇噴泉流動(dòng)過(guò)程分為孕育期(a)、噴發(fā)期(b)和恢復(fù)期(c)3個(gè)階段。孕育期內(nèi)(高入口過(guò)冷度工況下為孕育期晚期)，加熱段出口已經(jīng)發(fā)生過(guò)冷沸騰(由空泡份額大于零以及流量曲線呈現(xiàn)小幅震蕩可知)，此時(shí)冷卻水輸熱能力與加熱功率間存在不匹配，導(dǎo)致出口處溫度及空泡份額持續(xù)小幅地增加。另外由于過(guò)冷沸騰產(chǎn)生的汽泡體積較小，且主流過(guò)冷度較高，導(dǎo)致汽泡脫離壁面后被快速冷凝，故而加熱段出口壓力基本保持穩(wěn)定，水平可視化段沒(méi)有觀察到汽泡從加熱段流出的現(xiàn)象。

空泡份額增加至臨界值時(shí)(不同工況下的實(shí)驗(yàn)結(jié)果顯示，臨界空泡份額在0.22～0.25范圍內(nèi))，系統(tǒng)將進(jìn)入噴發(fā)期(b)。根據(jù)Taitel[11]提出的空泡份額在0.25左右是泡狀流向彈狀流轉(zhuǎn)變臨界，此時(shí)管內(nèi)過(guò)冷沸騰產(chǎn)生的汽泡聚合形成與流道尺寸量級(jí)相當(dāng)?shù)钠麖?，彈狀流?huì)導(dǎo)致加熱段進(jìn)出口壓差較為劇烈的振蕩(見(jiàn)圖3)，特別是汽彈通過(guò)加熱段出口及90°彎頭時(shí)，造成流動(dòng)阻力的增加，導(dǎo)致循環(huán)流量的小幅降低和冷卻水出口溫度的小幅升高(見(jiàn)圖2)，從而誘發(fā)加熱段出口過(guò)冷沸騰加劇。汽化率的增加會(huì)降低加熱段內(nèi)流體的重位壓頭，導(dǎo)致當(dāng)?shù)仫柡蜏囟鹊慕档?。此時(shí)加熱段出口流體處于過(guò)冷沸騰狀態(tài)，當(dāng)?shù)仫柡蜏囟鹊慕档蜁?huì)導(dǎo)致近壁面處的流體達(dá)到飽和溫度而發(fā)生快速汽化，即發(fā)生局部閃蒸。閃蒸進(jìn)一步增加了汽化率，快速產(chǎn)生的氣體向兩端膨脹，一方面阻礙冷卻水流入加熱段，另一方面快速涌出加熱段出口而形成噴泉。由圖2觀察到，閃蒸初期的循環(huán)流量下降，而出口處流體溫度和外壁面溫度并沒(méi)有隨之升高，相反小幅地下降，即發(fā)生了相變吸熱過(guò)程，印證了局部閃蒸的猜想。之后，水平可視段內(nèi)觀察到汽彈涌出過(guò)程(如圖4中(a)～(f)所示)，汽彈通常較長(zhǎng)(20～30 cm)，在水平段內(nèi)流速較緩慢，并隨著流動(dòng)被快速冷凝(2～3 s)。汽彈涌出后，冷卻水迅速流入加熱段，導(dǎo)致流量快速上升，同時(shí)加熱段出口溫度、空泡份額等熱工參數(shù)快速下降(見(jiàn)圖2)，加熱段出口的過(guò)冷沸騰停止而變?yōu)閱蜗嗔鲃?dòng)。

圖2　間歇噴泉工況下加熱段出口的熱工參數(shù)時(shí)序圖Fig.2　Thermo-hydraulic parameters variation of the fluid at the heating tube outlet on the geysering condition

圖3　不同出口流型條件下加熱段進(jìn)出口壓差的變化情況Fig.3　Variations of differential pressure of the heating tube on the different outlet flow pattern condition

隨后系統(tǒng)進(jìn)入恢復(fù)期 (c)，水平段內(nèi)汽彈被完全冷凝，同時(shí)出現(xiàn)上升段流體的回流現(xiàn)象(如圖4中(f)～(h)所示)，從而形成水錘沖擊。這一階段內(nèi)，流量快速下降，加熱段出口溫度、空泡份額等快速增加，特別是在低入口過(guò)冷度工況的恢復(fù)期末期，加熱段出口會(huì)再次出現(xiàn)過(guò)冷沸騰(見(jiàn)圖2)。

圖5給出了不同熱工參數(shù)下，間歇噴泉周期內(nèi)加熱段出口的流型變化過(guò)程，流型轉(zhuǎn)化邊界采用Kaichiro[12]的豎直上升通道的流型過(guò)渡準(zhǔn)則。結(jié)果顯示，間歇噴泉周期內(nèi)，加熱段出口流型在泡狀流和彈狀流之間轉(zhuǎn)變，氣相折算速度和液相折算速度之間呈現(xiàn)三角形的變化關(guān)系。以功率19 kW，入口溫度75℃工況為例，孕育期內(nèi)，出口流型為泡狀流，并隨著出口空泡份額增加，氣相折算速度由0.01 m/s快速增加至0.2 m/s，并達(dá)到泡狀流向彈狀流的轉(zhuǎn)化邊界。彈狀流的形成為原本處于局部過(guò)熱狀態(tài)的出口流體引入較強(qiáng)烈的擾動(dòng)，導(dǎo)致發(fā)生局部閃蒸，液相折算速度由0.32 m/s降至0.29 m/s，氣相折算速度由0.2 m/s升高至0.3 m/s，加熱段出口進(jìn)入彈狀流區(qū)域。隨后汽彈涌出，流量快速上升，液相折算速度由0.29 m/s升至0.45 m/s，沸騰停止，氣相折算速度由0.3 m/s降至0.01 m/s，出口流型快速轉(zhuǎn)化為單相流動(dòng)。隨后系統(tǒng)進(jìn)入恢復(fù)期，液相速度快速下降，出口流型恢復(fù)為孕育期初始階段。同時(shí)由圖5可知，隨著加熱功率及入口水溫增加，自然循環(huán)流速增加，同時(shí)間歇噴泉孕育期變短，孕育期初始的空泡份額增加，從而導(dǎo)致間歇噴泉過(guò)程圍成的三角形扁平化，并向上移動(dòng)。而隨著上述變化，間歇噴泉噴發(fā)的起始點(diǎn)始終位于泡狀流向彈狀流轉(zhuǎn)化的邊界。

圖4　間歇噴泉流動(dòng)加熱段出口的汽泡冷凝和回流現(xiàn)象Fig.4　Bubble condensation and backflow at outlet of heating tube during geysering oscillation

圖5　間歇噴泉工況下加熱段出口流體的流型變化Fig.5　Flow patterns of the fluid at heating tube outlet on geysering condition

綜上所述，開(kāi)式自然循環(huán)間歇噴泉的原因是加熱功率與孕育期自然循環(huán)輸熱能力不匹配，導(dǎo)致加熱段出口流體產(chǎn)生熱力學(xué)不平衡的局部過(guò)熱現(xiàn)象。而過(guò)冷沸騰汽泡聚集形成的彈狀流為出口壓力和流動(dòng)阻力引入較強(qiáng)的擾動(dòng)，特別是出口的阻力結(jié)構(gòu)(實(shí)驗(yàn)工況下是90°彎頭)會(huì)對(duì)擾動(dòng)起到放大的作用，從而誘發(fā)過(guò)熱流體汽化，形成局部閃蒸，因此出口流型轉(zhuǎn)變的過(guò)程是間歇噴泉的重要誘因，即本實(shí)驗(yàn)中加熱段出口空泡份額達(dá)到0.25可以作為自然循環(huán)啟動(dòng)過(guò)程中間歇噴泉振蕩的初始條件。

3間歇噴泉流動(dòng)區(qū)域及影響因素

3.1加熱功率對(duì)間歇噴泉區(qū)域的影響

圖6給出了不同加熱功率下間歇噴泉的區(qū)域圖。間歇噴泉主要發(fā)生于中等加熱功率、較高過(guò)冷度條件下，且間歇噴泉起始點(diǎn)對(duì)應(yīng)的出口過(guò)冷度隨加熱功率增加呈現(xiàn)先快速增加后平緩的規(guī)律，而間歇噴泉消失點(diǎn)對(duì)應(yīng)的出口過(guò)冷度隨加熱功率增加呈現(xiàn)出先緩慢增加而后快速增加的變化規(guī)律。

圖6　間歇噴泉區(qū)域Fig.6　Geysering region

由2.2節(jié)可知，局部過(guò)熱和彈狀流形成是導(dǎo)致自然循環(huán)間歇噴泉發(fā)生的重要原因。低功率工況下，自然循環(huán)流量很低，對(duì)間歇噴泉的蓄熱過(guò)程影響不大，此時(shí)加熱功率成為影響加熱管出口是否能夠出現(xiàn)過(guò)熱而誘發(fā)間歇噴泉的主要因素。隨著功率密度的增加，近壁面流體與主流間的傳熱溫差增加，使得相同出口過(guò)冷度下近壁面處流體的溫度升高，加熱段出口更容易發(fā)生局部過(guò)熱和彈狀流形成過(guò)程，從而導(dǎo)致間歇噴泉的發(fā)生。因此低功率下，間歇噴泉起始時(shí)的出口過(guò)冷度隨著加熱功率增加而快速增加。

對(duì)于高功率工況，隨著加熱功率的升高，自然循環(huán)流量快速上升，加熱段輸入流體的能量被冷卻水快速帶走，抑制了間歇噴泉的蓄熱過(guò)程，同時(shí)高流速會(huì)抑制彈狀流的形成，降低過(guò)熱區(qū)域內(nèi)的壓力擾動(dòng)，抑制間歇噴泉的發(fā)生，因此在高功率區(qū)域，間歇噴泉起始對(duì)應(yīng)的出口過(guò)冷度并沒(méi)有隨著加熱功率增加而快速升高，而是基本維持不變。然后出口過(guò)冷度繼續(xù)降低，空泡份額隨之增加，由于自然循環(huán)系統(tǒng)在單相-兩相過(guò)渡區(qū)間內(nèi)，流量變化對(duì)于空泡份額的變化十分敏感，導(dǎo)致流量隨空泡份額的增加而快速的增加，嚴(yán)重抑制間歇噴泉過(guò)程，導(dǎo)致間歇噴泉流動(dòng)的快速消失，因此在高功率，低出口過(guò)冷度條件下不會(huì)出現(xiàn)間歇噴泉現(xiàn)象。在高功率工況下，流速是限制間歇噴泉的主要因素，實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明，本實(shí)驗(yàn)工況下間歇噴泉流動(dòng)只存在于流速小于1.0 m/s的工況下。

3.2出口阻力對(duì)間歇噴泉區(qū)域的影響

另外，加熱段出口阻力也會(huì)通過(guò)影響自然循環(huán)流速對(duì)間歇噴泉流動(dòng)范圍造成影響，圖7展示了不同出口閥門(mén)開(kāi)度下間歇噴泉流動(dòng)區(qū)域的變化情況。結(jié)果顯示，由于低功率工況下功率密度是制約間歇噴泉的主要因素，且此時(shí)自然循環(huán)流量很低，改變流量對(duì)于加熱段出口流動(dòng)狀態(tài)效果并不明顯，因此出口阻力增加對(duì)于低功率下間歇噴泉區(qū)域影響不明顯；而高功率工況下，流速是制約間歇噴泉流動(dòng)發(fā)生的主要因素，出口阻力增加會(huì)導(dǎo)致循環(huán)流速的快速下降，加劇了功率與自然循環(huán)輸熱能力間的不匹配關(guān)系，另外流速的下降會(huì)導(dǎo)致相同空泡份額下彈狀流易于形成，兩者共同作用導(dǎo)致高功率下，間歇噴泉區(qū)域隨出口阻力的增加而有較大的增加。

圖7　不同出口閥門(mén)開(kāi)度下的間歇噴泉區(qū)域Fig.7　Geysering regions under different heating tube outlet valve openings

4間歇噴泉的振蕩周期

間歇噴泉流動(dòng)通常伴隨著水錘沖擊，而頻繁的水錘極易導(dǎo)致管路系統(tǒng)結(jié)構(gòu)的破壞，因此針對(duì)間歇噴泉振蕩周期的研究具有重要意義。由2.2節(jié)可知，間歇噴泉產(chǎn)生的原因是自然循環(huán)流量與加熱功率存在不匹配，導(dǎo)致加熱段出口流體由過(guò)冷狀態(tài)被加熱至局部過(guò)熱狀態(tài)，即沸騰延遲過(guò)程。沸騰延遲過(guò)程占據(jù)了間歇噴泉的大部分時(shí)間(孕育期和噴泉期)，同時(shí)相對(duì)于沸騰延遲過(guò)程，間歇噴泉恢復(fù)期在振蕩周期中的占比很小(如圖2所示)，因此在計(jì)算間歇噴泉振蕩周期時(shí)主要考慮沸騰延遲過(guò)程，而忽略恢復(fù)期時(shí)間的影響。

文獻(xiàn)[4,7]均采用沸騰延遲時(shí)間τB來(lái)描述沸騰延遲過(guò)程，其定義式如下：

(6)

式中:ρl為液相密度，is為出口處流體的飽和焓值，ii為入口流體的焓值，q?為加熱管對(duì)管內(nèi)單位體積流體的加熱功率。

而本實(shí)驗(yàn)的噴泉周期實(shí)驗(yàn)值與式(6)計(jì)算值之間的偏差較大(見(jiàn)圖8)，這是因?yàn)槭?6)描述的是加熱管內(nèi)靜止流體由過(guò)冷狀態(tài)加熱至整體沸騰的延遲時(shí)間。而對(duì)于自然循環(huán)間歇噴泉過(guò)程，主要沸騰區(qū)域僅在加熱段出口附近，且由于冷卻水循環(huán)會(huì)部分帶走輸入加熱段內(nèi)的功率，因此為了較準(zhǔn)確地表征自然循環(huán)間歇噴泉的沸騰延遲過(guò)程，針對(duì)加熱段出口dl的長(zhǎng)度內(nèi)列出熱平衡方程：

(7)

式中:等號(hào)左側(cè)為控制體內(nèi)流體的能量變化，等號(hào)右側(cè)分別為加熱段輸入的能量、冷卻水帶入和帶出的能量。A為加熱管內(nèi)面積，G為自然循環(huán)質(zhì)量流率，iin，iout分別為控制體內(nèi)冷卻水的進(jìn)出口焓值。

在沸騰延遲時(shí)間τB′內(nèi)對(duì)等式兩側(cè)進(jìn)行積分：

(8)

圖8　間歇噴泉周期與沸騰延遲時(shí)間的對(duì)比關(guān)系Fig.8　Comparisons of geysering period and boiling delay time

假設(shè)沿加熱管管長(zhǎng)方向冷卻水的焓升是均勻的，則控制體內(nèi)的冷卻水焓升可以表示為

(9)

式中：io為出口流體的焓值，l為加熱段長(zhǎng)度。而沸騰延遲時(shí)間τB′內(nèi)，控制體內(nèi)流體由初始的過(guò)冷狀態(tài)被加熱至飽和狀態(tài)，即

(10)

式中:io,1為孕育期初始的出口流體的焓值，將式(9)、(10)代入式(8)中，并用各參數(shù)的時(shí)序平均值來(lái)代替瞬態(tài)參數(shù)，最終整理得到新的沸騰延遲時(shí)間τB′表達(dá)形式：

(11)

式中下標(biāo)ave表示孕育期內(nèi)各參數(shù)的時(shí)均值。

5結(jié)論

1)開(kāi)式自然循環(huán)系統(tǒng)間歇噴泉發(fā)生的原因是，加熱功率與孕育期自然循環(huán)輸熱能力不匹配，導(dǎo)致加熱段出口流體產(chǎn)生熱力不平衡的局部過(guò)熱現(xiàn)象。而過(guò)冷沸騰汽泡聚集形成彈狀流為加熱段出口引入較強(qiáng)的擾動(dòng)，導(dǎo)致局部過(guò)熱區(qū)域發(fā)生閃蒸進(jìn)而誘發(fā)間歇噴泉振蕩。即出口泡狀流向彈狀流轉(zhuǎn)變是間歇噴泉的重要誘因。

2)本實(shí)驗(yàn)中，加熱段出口空泡份額達(dá)到0.25是自然循環(huán)啟動(dòng)過(guò)程中間歇噴泉振蕩起始的條件。

3)間歇噴泉主要發(fā)生于中等加熱功率、較高過(guò)冷度工況，而功率密度和自然循環(huán)流速分別是影響低功率和高功率工況下間歇噴泉發(fā)生的主要因素。另外實(shí)驗(yàn)表明，增加出口阻力可以明顯增加高功率工況下間歇噴泉的區(qū)域范圍，其他系統(tǒng)參數(shù)對(duì)間歇泉區(qū)域的影響需要作進(jìn)一步研究。

4)根據(jù)間歇噴泉的物理過(guò)程，提出來(lái)新的沸騰延遲時(shí)間計(jì)算方法來(lái)表述間歇噴泉的振蕩周期，計(jì)算預(yù)測(cè)與實(shí)驗(yàn)值符合良好，相對(duì)偏差在±15%之內(nèi)。

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收稿日期：2015-04-08.

基金項(xiàng)目：國(guó)家高技術(shù)研究發(fā)展計(jì)劃(2012AA050906).

作者簡(jiǎn)介：侯曉凡(1988-), 男, 博士研究生； 通信作者：孫中寧, E-mail: sunzhongning@hrbeu.edu.cn.

doi:10.11990/jheu.201503069

中圖分類(lèi)號(hào)：TL334

文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A

文章編號(hào)：1006-7043(2016)04-0556-06

Experimental study on geysering in an open natural circulation system

HOU Xiaofan1，SUN Zhongning1，SUN Qiunan2，F(xiàn)AN Guangming1，LEI Wenjing1

(1.Fundamental Science on Nuclear Safety and Simulation Technology Laboratory, Harbin Engineering University, Harbin 150001, China; 2. College of Energy and Power Engineering, Harbin Engineering University, Harbin 150001, China)

Abstract：To determine the mechanism and characteristics of the geysering phenomenon in an open natural circulation system, we performed experimental and thermal equilibrium analyses. Results show that the primary reason for geysering is a thermal non-equilibrium relation between the heating power and natural circulation heat transfer ability in an incubation period, which can lead to localized overheating at the heating tube outlet. Meanwhile, the basis of the slug flow is the polymerization of subcooled boiling bubbles, which introduces a disturbance, thus causing localized flashes of overheated fluid that result in the geysering phenomenon. Experimental results show that the heating power, circulation velocity, and outlet resistance are critical in a geysering region. Moreover, we develop a new method for determining the boiling delay time by calculating the geysering oscillation period with respect to the physical geysering process; we found that the predictive effect is good.

Keywords：open natural circulation; geysering; experimental investigation; flow pattern transformation; geysering region; thermal equilibrium analysis; boiling delay time

網(wǎng)絡(luò)出版日期：2016-03-04.

孫中寧(1963-), 男, 教授, 博士生導(dǎo)師.