非能動余熱排出管內(nèi)蒸汽凝結(jié)水擊壓力振蕩特性實驗研究

劉文兵，張卓華，蔡海剛，種道彤，趙全斌，嚴俊杰

(1.西安交通大學 動力工程多相流國家重點實驗室，西安 710049；2.中國核動力研究設計院 核反應堆系統(tǒng)設計技術重點實驗室，成都 610213；3.中國石油新疆油田公司王家溝油氣儲運中心，烏魯木齊 830011)

非能動余熱排出系統(tǒng)在核電廠發(fā)生事故時可以導出反應堆堆芯中的余熱，對核電廠安全運行具有重要作用。在非能動余熱排出管路中可能會發(fā)生汽液直接接觸凝結(jié)，當管內(nèi)形成彈狀流時，蒸汽泡的凝結(jié)會產(chǎn)生負壓，導致蒸汽泡兩端的水流發(fā)生加速和撞擊，產(chǎn)生巨大的壓力振蕩，即發(fā)生凝結(jié)水擊現(xiàn)象，產(chǎn)生的壓力振蕩會嚴重沖擊和破壞管路及相關設備[1-2]。因此，研究非能動余熱排出管路中的凝結(jié)水擊現(xiàn)象對于系統(tǒng)的設計和安全運行具有重要的指導意義。

在所有存在汽液直接接觸凝結(jié)的管路和設備中，均有可能發(fā)生凝結(jié)水擊，為預防這種現(xiàn)象發(fā)生，國內(nèi)外學者對不同情況下凝結(jié)水擊的發(fā)生條件和凝結(jié)水擊區(qū)域圖進行了大量研究。Bjorge[3]通過實驗獲得了汽液逆流的近水平管內(nèi)不同管道長度、管道傾角、水溫和蒸汽溫度下發(fā)生凝結(jié)水擊的注水流量的下邊界，并基于一維雙流體模型預測了不同管道結(jié)構(gòu)參數(shù)和汽水參數(shù)下凝結(jié)水擊的發(fā)生條件。Chou等[4]實驗研究了冷水在豎直管內(nèi)強制向上或向下流動以及在近水平管內(nèi)流動時的凝結(jié)水擊現(xiàn)象，得到關于水速和水溫的凝結(jié)水擊區(qū)域圖。Griffith等[5]實驗研究了冷凝水通過水平管或近水平管排出時的凝結(jié)水擊現(xiàn)象，獲得關于排水速度和管道傾斜角度的凝結(jié)區(qū)域圖。Wang等[6]實驗研究了蒸汽注入冷水時的凝結(jié)水擊現(xiàn)象，獲得關于蒸汽速度和水溫的凝結(jié)水擊區(qū)域圖。Sun等[7]通過實驗分析了凝結(jié)水擊發(fā)生邊界對應的熱平衡含氣率和工況參數(shù)。Chun等[8-9]通過一維數(shù)值方法研究了水平管內(nèi)汽液逆流情況下的凝結(jié)水擊發(fā)生條件。

除了凝結(jié)水擊的發(fā)生條件，國內(nèi)外學者還對凝結(jié)水擊的壓力振蕩機理和特性進行了大量研究。Block等[1]通過實驗和理論分析發(fā)現(xiàn)凝結(jié)水擊的壓力振蕩是蒸汽泡凝結(jié)時其兩端水流受壓差作用發(fā)生加速、撞擊產(chǎn)生的。Perkins[10]通過實驗發(fā)現(xiàn)凝結(jié)水擊強度隨水溫升高而下降。Prasser等[11]使用Joukowski公式對凝結(jié)水擊的壓力振蕩強度進行計算，并與實驗結(jié)果進行比較發(fā)現(xiàn)，計算結(jié)果與實驗結(jié)果基本在一個數(shù)量級。何楓等[12]通過實驗得到凝結(jié)水擊發(fā)生時汽液相界面的變化以及對應的壓力變化并進行了理論分析。王祿濤等[13]通過可視化實驗捕捉到了水平管內(nèi)凝結(jié)水擊前后相界面的變化，并分析了水擊發(fā)生前管路不同位置處壓力的變化規(guī)律。岳曉宇等[14]通過實驗得到蒸汽排入冷水過程的流型、壓力振蕩頻率和壓力振蕩幅值的變化規(guī)律。Chong等[15]通過實驗和理論分析發(fā)現(xiàn)凝結(jié)水擊的壓力振蕩強度與汽泡破碎時刻的汽泡體積變化率成正比。Datta等[16]使用RELAP模擬時發(fā)現(xiàn)，水擊發(fā)生位置隨水溫的升高向注水點方向移動，隨著閥門開啟速度的增加向閥門方向移動。Sun等[17]實驗研究了非能動余熱排出系統(tǒng)發(fā)生凝結(jié)水擊時管內(nèi)溫度和流量的變化規(guī)律。

綜上所述，關于冷水強制流動時管內(nèi)汽液逆流產(chǎn)生凝結(jié)水擊的情況已有大量研究，但對于非能動余熱排出系統(tǒng)中蒸汽、熱水和冷水自然對流過程中的凝結(jié)水擊現(xiàn)象研究較少，尤其是非能動余熱排出管中凝結(jié)水擊發(fā)生位置的變化規(guī)律未見報道。筆者對非能動余熱排出管中的凝結(jié)水擊現(xiàn)象進行了可視化實驗研究，獲得了凝結(jié)水擊發(fā)生過程的相界面運動規(guī)律以及壓力振蕩信號，研究了凝結(jié)水擊發(fā)生位置和一定時間內(nèi)的發(fā)生次數(shù)隨加熱管熱流密度和過冷水溫度的變化規(guī)律。

1 實驗系統(tǒng)

非能動余熱排出可視化實驗系統(tǒng)主要包括油加熱器、蒸汽發(fā)生器、導熱油管路、可視化余熱排出管、冷卻水箱、電加熱鍋爐、高速攝像機、熱電偶、動態(tài)壓力傳感器以及數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)等部件，實驗系統(tǒng)示意圖見圖1。電加熱鍋爐產(chǎn)生的蒸汽用于加熱水箱中的過冷水，以控制水箱水溫。導熱油在油加熱器內(nèi)部被加熱，然后進入蒸汽發(fā)生器管側(cè)放熱，通過油泵驅(qū)動在油加熱器和蒸汽發(fā)生器之間循環(huán)流動。水箱中的過冷水通過下方的回水管路進入蒸汽發(fā)生器，吸收熱量后變?yōu)檎羝蜔崴瑥纳戏降目梢暬艿懒魅胨?，形成自然循環(huán)。這個過程中，當可視化管道內(nèi)的蒸汽量較大時，水箱中的過冷水會倒灌進入可視化管道，與蒸汽發(fā)生直接接觸凝結(jié)，進而產(chǎn)生凝結(jié)水擊現(xiàn)象。在可視化管道正面布置的高速攝像機用于拍攝記錄管內(nèi)汽液流動形態(tài)。

圖1 非能動余熱排出可視化實驗系統(tǒng)示意圖Fig.1 Schematic diagram of visual experimental system for passive residual heat removal

實驗系統(tǒng)可以實現(xiàn)對蒸汽發(fā)生器進出口油溫、自然循環(huán)水側(cè)質(zhì)量流量、水箱水溫和可視化管道內(nèi)部壓力振蕩的測量，水側(cè)質(zhì)量流量、溫度和壓力信號通過NI的采集系統(tǒng)記錄。進出口油溫通過T型熱電偶測量，量程為-200～350 ℃，精度為0.5 K，導熱油流量通過變頻油泵的頻率、出口壓力和特性曲線計算。蒸汽發(fā)生器的熱流密度通過進出口油溫和導熱油流量計算，首先根據(jù)進出口油溫計算得到蒸汽發(fā)生器的換熱量，換熱量除以蒸汽發(fā)生器的換熱面積即可得到熱流密度。在回水管道上安裝有LDG系列DN15電磁質(zhì)量流量計，量程為0～1 000 kg/h，精度為0.5%FS，用于測量水側(cè)質(zhì)量流量。水箱內(nèi)安裝了3個T型熱電偶，取平均值作為水箱水溫。壓力傳感器在可視化管道上的布置位置如圖2所示，可視化管道底部通過M8×1的螺紋安裝了4個高頻動態(tài)壓力傳感器P1～P4，量程為-0.1～9.9 MPa，精度為0.25%FS，響應頻率為10 kHz，x為壓力傳感器之間的距離，D為可視化管道內(nèi)徑40 mm，可視化管道為聚碳酸酯材料，管長為1 000 mm，壁厚為5 mm。

圖2 可視化管道結(jié)構(gòu)及壓力傳感器位置示意圖Fig.2 Schematic diagram of visual pipeline structure and pressure sensor position

在實驗中存在多個測量物理量，根據(jù)測量方法可以將這些物理量分為直接測量量和間接測量量。根據(jù)Moffat[18]提出的不確定度分析方法對實驗結(jié)果進行分析，對于直接測量量：

(1)

(2)

(3)

對于間接測量量：

(4)

(5)

式中：f為間接測量參數(shù)；Δf為間接測量誤差；n為與間接測量量相關的直接測量量個數(shù)。

根據(jù)上述不確定度分析方法，可以得到直接測量量水箱水溫、進出口油溫、油泵出口壓力、回水管路質(zhì)量流量和壓力振蕩強度的最大相對誤差分別為0.54%、0.61%、2.41%、5.60%和8.83%。間接測量量熱流密度和凝結(jié)水擊發(fā)生位置的最大相對誤差分別為4.81%和3.71%。

實驗中的主要變量為油加熱器的加熱功率和水箱過冷水溫度，具體實驗工況如表1所示。

表1 實驗工況Tab.1 Experimental condition

2 實驗結(jié)果和分析

2.1 凝結(jié)水擊發(fā)生過程及壓力振蕩信號

圖3是熱流密度為152.6 kW/m2，過冷水溫度為30 ℃時，凝結(jié)水擊發(fā)生前后的汽液相界面變化以及凝結(jié)水擊發(fā)生位置同步測量的壓力振蕩信號。從圖3可以看出，凝結(jié)水擊過程會經(jīng)歷分層流、波狀流、彈狀流和汽泡破碎4個階段。(1)開始時(t=38.5 s)，蒸汽進入可視化管路，管路內(nèi)部過冷水溫度較高，蒸汽會充滿整個管路，汽液之間形成明顯的分層；(2)t=41.3 s時，由于相界面的擾動和汽液兩相之間的速度差，相界面呈現(xiàn)波狀流，隨著蒸汽的凝結(jié)，Kelvin-Helmholtz不穩(wěn)定性增強；(3)t=41.718 s時，在汽液相界面接觸管道上壁面，流型轉(zhuǎn)變?yōu)閺棤盍?，形成獨立的封閉汽泡，由于沒有了蒸汽的補充，獨立汽泡在過冷水作用下快速凝結(jié)；(4)獨立汽泡完全破碎時(t=41.73 s)，上下游兩股水流迅速向中心碰撞，產(chǎn)生凝結(jié)水擊現(xiàn)象，在凝結(jié)水擊的壓力沖擊作用下，上游水繼續(xù)向蒸汽發(fā)生器移動，之后由于蒸汽的補充，蒸汽重新充滿管路，開始下一次凝結(jié)水擊過程。

(a)凝結(jié)水擊發(fā)生過程

結(jié)合高速攝像照片和壓力信號可以看出，當處于分層流和波狀流時，蒸汽在管內(nèi)穩(wěn)定凝結(jié)，沒有明顯的壓力波動；當流動狀態(tài)為彈狀流時，管內(nèi)形成一個較大的獨立汽泡，由于汽泡的凝結(jié)，管內(nèi)壓力逐漸降低，形成一個負壓區(qū)，封閉汽泡的體積和壓力均隨時間逐漸減??；當汽泡完全破碎時，上下兩股水流發(fā)生劇烈撞擊，發(fā)生凝結(jié)水擊現(xiàn)象，如圖3(b)所示，此時出現(xiàn)一個巨大的壓力脈沖信號，最后在這種沖擊作用下，過冷水向蒸汽發(fā)生器流動，可視化管道內(nèi)充滿過冷水且壓力趨于穩(wěn)定。

2.2 凝結(jié)水擊發(fā)生位置

凝結(jié)水擊的發(fā)生位置是凝結(jié)水擊現(xiàn)象的重要特性參數(shù)。圖4給出了熱流密度為162.1 kW/m2，過冷水溫度為20 ℃時，90 s內(nèi)凝結(jié)水擊的發(fā)生位置，縱坐標中M表示發(fā)生位置距離管路進口的距離，此處作無量綱化處理。從圖4可以看出，凝結(jié)水擊的發(fā)生位置具有很大的隨機性，這主要是因為不同水擊事件中彈狀流形成的大小和位置不同，導致最終汽泡破碎位置不同。為了探究水擊發(fā)生位置的變化規(guī)律，采用概率密度函數(shù)(PDF)的方法對不同事件的水擊發(fā)生位置進行統(tǒng)計，得到不同參數(shù)下水擊發(fā)生位置的變化規(guī)律。

圖4 90 s內(nèi)凝結(jié)水擊的發(fā)生位置Fig.4 Occurrence position of condensation induced water hammer within 90 s

蒸汽量的變化直接影響了凝結(jié)水擊的形成，因此熱流密度是影響凝結(jié)水擊發(fā)生位置的主要因素。圖5給出了過冷水溫度為20 ℃時，各熱流密度下90 s內(nèi)凝結(jié)水擊發(fā)生位置的概率密度曲線，橫縱坐標分別表示凝結(jié)水擊發(fā)生位置和在該位置處的概率密度。從圖5可以看出，隨著熱流密度的增加，凝結(jié)水擊的發(fā)生位置向管道出口位置移動。這是因為熱流密度增加導致蒸汽產(chǎn)量增大，使管內(nèi)汽泡體積增大，由于蒸汽的不斷補充，彈狀流更容易在靠近管路出口位置處形成，從而使凝結(jié)水擊的發(fā)生位置向管路出口移動。

圖5 不同熱流密度下凝結(jié)水擊發(fā)生位置的概率密度曲線Fig.5 The probability density curves of condensation induced water hammer occurrence position under different heat flux densities

過冷水溫度變化同樣會影響凝結(jié)水擊的發(fā)生位置。圖6分別對比了過冷水溫度為20 ℃、30 ℃和40 ℃時，90 s內(nèi)凝結(jié)水擊發(fā)生位置的概率密度曲線。從圖6可以看出，隨著過冷水溫度的升高，凝結(jié)水擊的發(fā)生位置向管路出口位置移動。這是因為過冷水溫度的升高使蒸汽發(fā)生器內(nèi)部的初始溫度升高；在相同熱流密度下，產(chǎn)生的蒸汽量相應增加，同時由于管內(nèi)和過冷水箱的水溫上升，凝結(jié)速率降低，導致管內(nèi)汽泡的體積增加，形成的封閉汽泡更靠近管路出口，因此凝結(jié)水擊的發(fā)生位置更靠近管路出口。

(a)q=152.6 kW/m2

2.3 凝結(jié)水擊的發(fā)生次數(shù)

凝結(jié)水擊的發(fā)生次數(shù)對研究凝結(jié)水擊現(xiàn)象和管路系統(tǒng)的安全運行具有重要意義。圖7給出了熱流密度為164.2 kW/m2，過冷水溫度為30 ℃時，凝結(jié)水擊的壓力振蕩曲線。從圖7可以看出，不同凝結(jié)水擊事件的間隔時間存在差異。為了能夠分析不同參數(shù)下凝結(jié)水擊發(fā)生次數(shù)的變化規(guī)律，筆者分別統(tǒng)計分析了各參數(shù)下90 s內(nèi)凝結(jié)水擊的發(fā)生次數(shù)。

圖7 凝結(jié)水擊的壓力振蕩信號Fig.7 Pressure oscillation signal of condensation induced water hammer

圖8給出了過冷水溫度為20 ℃、30 ℃和40 ℃時，各熱流密度下90 s內(nèi)凝結(jié)水擊的發(fā)生次數(shù)。從圖8可以發(fā)現(xiàn)，隨著熱流密度的增加，凝結(jié)水擊的發(fā)生次數(shù)逐漸減少。過冷水溫度一定時，熱流密度的增加會使蒸汽發(fā)生器的蒸汽產(chǎn)量增加，管內(nèi)汽泡體積也增大。管內(nèi)形成彈狀流的主要原因是汽液相界面的波動接觸到管道上壁面，因此由于汽泡體積增大，彈狀流的形成變得更加困難，凝結(jié)水擊的產(chǎn)生時間也越長，導致凝結(jié)水擊的發(fā)生次數(shù)減少。從圖8還可以看出，隨著過冷水溫度的升高，凝結(jié)水擊的發(fā)生次數(shù)減少。這主要是因為當熱流密度一定時，過冷水溫度升高，蒸汽發(fā)生器內(nèi)部的蒸汽產(chǎn)量也會增加，導致管內(nèi)汽泡體積增大，減緩了彈狀流的形成。同時，由于過冷水溫度上升，可視化管道內(nèi)部的溫度隨之升高，蒸汽的凝結(jié)速率減慢，導致形成彈狀流時汽泡的收縮速度降低，增加了凝結(jié)水擊的凝結(jié)時間。

圖8 不同過冷水溫度和熱流密度下凝結(jié)水擊的發(fā)生次數(shù)Fig.8 Occurrence number of condensation induced water hammer under different water temperatures and heat flux densities

3 結(jié) 論

(1)凝結(jié)水擊發(fā)生前后共存在4個階段：分層流、波狀流、彈狀流以及汽泡破碎。在分層流和波狀流狀態(tài)下，蒸汽穩(wěn)定凝結(jié)，管內(nèi)壓力基本穩(wěn)定；形成彈狀流時，管內(nèi)會形成一個封閉的汽泡并迅速凝結(jié)收縮，同時管內(nèi)產(chǎn)生一個負壓區(qū)；汽泡破碎時兩側(cè)的過冷水發(fā)生撞擊，會產(chǎn)生一個巨大的壓力脈沖信號。

(2)不同凝結(jié)水擊事件的發(fā)生位置和間隔時間具有隨機性。通過概率密度曲線分析，發(fā)現(xiàn)凝結(jié)水擊的發(fā)生位置隨著熱流密度的增加或過冷水溫度的升高，向靠近管路出口方向移動。且一定時間內(nèi)的凝結(jié)水擊發(fā)生次數(shù)隨熱流密度的增加或過冷水溫度的升高而減少。