反應(yīng)堆壓力容器下降段水-蒸汽CCFL實(shí)驗(yàn)與模型研究

陳登高，畢景良，黃彥平，袁德文，昝元鋒，徐建軍

(中國(guó)核動(dòng)力研究設(shè)計(jì)院 核反應(yīng)堆熱工水力技術(shù)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，四川 成都 610213)

壓水堆一回路失水事故是典型的反應(yīng)堆事故工況，在小破口事故發(fā)生后通常依次經(jīng)歷噴放、再灌水、再淹沒(méi)等過(guò)程[1]。噴放開(kāi)始后，堆芯中的冷卻劑從破口噴出，壓力急速下降，堆芯中的存留冷卻劑因閃蒸快速汽化，進(jìn)一步將冷卻劑帶出壓力容器。安注水(ECC)系統(tǒng)在噴放發(fā)生后壓力容器壓力降低至設(shè)定值時(shí)投入，由于堆芯內(nèi)蒸汽的不斷產(chǎn)生，注入反應(yīng)堆下降段的安注水會(huì)因氣液逆向流動(dòng)限制(CCFL)[2]可能被蒸汽攜帶從破口旁通流出，即安注水的旁通現(xiàn)象，此時(shí)堆芯得不到良好的冷卻；隨著堆芯產(chǎn)生蒸汽的減少，安注水得以逐漸注入下腔室，旁通減少，開(kāi)始進(jìn)入再灌水階段。由于從冷段注入的安注水是過(guò)冷的，堆芯的部分蒸汽在下降段將被冷凝，冷凝有利于降低蒸汽流量，增加安注水流量而抑制CCFL現(xiàn)象的發(fā)生[3]。通過(guò)實(shí)驗(yàn)研究噴放末期下降環(huán)腔注水特性并獲取實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)，并據(jù)此建立下降段CCFL預(yù)測(cè)模型能夠?yàn)榉磻?yīng)堆破口事故工況模擬和制定應(yīng)急預(yù)案提供支撐。

在已有研究中，反應(yīng)堆壓力容器下降段CCFL實(shí)驗(yàn)研究主要有Creare[4-5]、BCL[6-7]和UPTF Test6和Test7[8-9]等，它們都采用了水-蒸汽介質(zhì)模擬真實(shí)安注過(guò)程。Creare和BCL實(shí)驗(yàn)的原型相同，實(shí)驗(yàn)本體的?；壤秊?∶15、2∶15和1∶5，安注水從3個(gè)冷段安注口注入，從1個(gè)冷段破口流出，4個(gè)口呈90°夾角。UPTF Test6和Test7本體與原型為1∶1尺寸，同樣為3安注口和1破口布置，角度為120°+60°的形式，研究中還測(cè)試了1、2和3安注口不同注水方式下的氣液逆流特性。Glaeser[10]總結(jié)了UPTF、Creare和BCL下降段CCFL實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)，并使用Wallis和Kutateladze模型進(jìn)行了預(yù)測(cè)。為了在模型中考慮水-蒸汽CCFL中的蒸汽冷凝現(xiàn)象，Glaeser增加了蒸汽冷凝預(yù)測(cè)模型，將冷凝導(dǎo)致的蒸汽減少計(jì)算到無(wú)量綱蒸汽流速中，使得改進(jìn)后的模型仍滿(mǎn)足Wallis[11]和Kutateladze[12-13]模型的基本形式。Cho等[14]在下降段CCFL實(shí)驗(yàn)本體模化研究中同樣使用了與Glaeser工作中類(lèi)似的冷凝模型。由于該模型是半經(jīng)驗(yàn)公式，模型中的冷凝系數(shù)需要從對(duì)應(yīng)的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)中分析得到，因此需要基于實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)開(kāi)展對(duì)應(yīng)的分析。本研究針對(duì)華龍一號(hào)壓力容器，實(shí)驗(yàn)本體布置為2安注口和1破口，相互呈120°夾角，與已有研究差異較大。已有研究表明，安注口與破口布置方式以及下降段幾何特征尺寸對(duì)安注特性有明顯影響，因此需針對(duì)華龍一號(hào)壓力容器幾何特征參數(shù)開(kāi)展模型分析。此外，已有下降段CCFL建模分析重點(diǎn)關(guān)注發(fā)生CCFL后及完全CCFL區(qū)域，缺少CCFL起始點(diǎn)相關(guān)研究。本研究中實(shí)驗(yàn)部分通過(guò)改變安注水和蒸汽流量模擬不同的CCFL過(guò)程，有助于揭示原型下降段的完整的氣液逆流過(guò)程，為原型失水事故建模和預(yù)測(cè)提供參考。

1 實(shí)驗(yàn)裝置與實(shí)驗(yàn)方法

1.1 實(shí)驗(yàn)本體

本研究所用實(shí)驗(yàn)本體如圖1所示，實(shí)驗(yàn)本體基于原型幾何參數(shù)，使用1∶5.8修正的線(xiàn)性縮比得到，具體縮比方法可參考文獻(xiàn)[14]，本體下降段環(huán)隙寬度為0.051 m。筒體上部布置2個(gè)安注水注入口和1個(gè)破口，3個(gè)口在同一高度，都與下降段環(huán)腔連通，相鄰口之間水平面夾角為120°。本體中間為4根豎直方向布置的圓管，在不同高度位置上沿徑向開(kāi)孔，實(shí)驗(yàn)中，蒸汽經(jīng)圓管底部供入后經(jīng)4根蒸汽噴管注入實(shí)驗(yàn)本體內(nèi)部腔室，然后在底部折返進(jìn)入下降段環(huán)腔而向上流動(dòng)，最終從破口流出。安注水從兩個(gè)安注口同時(shí)注入下降段環(huán)腔，不發(fā)生CCFL時(shí)安注水將注入本體下腔室；發(fā)生CCFL后部分或全部安注水被蒸汽攜帶從破口流出。本研究中實(shí)驗(yàn)測(cè)量了不同安注水入口流量和溫度、不同蒸汽注入流量下的注入蒸汽流量、入口安注水流量、注入下腔室安注水流量(即滲透流量)、從破口流出安注水流量(即旁通安注水流量)；為了評(píng)估過(guò)冷安注水對(duì)蒸汽冷凝的影響，還測(cè)量了破口流出蒸汽的流量。本體運(yùn)行壓力為常壓～1.0 MPa·abs，最高運(yùn)行溫度約為300 ℃。

圖1 下降段CCFL實(shí)驗(yàn)本體

1.2 實(shí)驗(yàn)回路及工況

實(shí)驗(yàn)回路簡(jiǎn)圖如圖2所示，主要包括安注水供應(yīng)、蒸汽供應(yīng)、疏水排汽支路。在安注水供應(yīng)支路，儲(chǔ)存在水箱中的除鹽水通過(guò)水泵升壓后一部分回流至水箱，一部分經(jīng)調(diào)節(jié)閥后進(jìn)入給水換熱器進(jìn)行加熱，之后經(jīng)流量測(cè)量后進(jìn)入本體安注口。在蒸汽供應(yīng)支路，來(lái)自高壓蒸汽源的蒸汽經(jīng)減溫減壓后一部分經(jīng)調(diào)節(jié)閥調(diào)節(jié)流量后進(jìn)入實(shí)驗(yàn)本體蒸汽供應(yīng)管路，另一部分經(jīng)調(diào)節(jié)閥調(diào)節(jié)流量后進(jìn)入給水換熱器加熱安注水?；芈愤€設(shè)置了蒸汽排放旁路以便于精確調(diào)節(jié)蒸汽流量。在疏水排汽支路，實(shí)驗(yàn)本體下腔室疏水經(jīng)流量測(cè)量后進(jìn)入冷凝器；實(shí)驗(yàn)本體破口流出的汽水混合物經(jīng)汽水分離器分離后，水經(jīng)流量測(cè)量后排至疏水管路，氣體經(jīng)流量測(cè)量后也排至冷凝器。實(shí)驗(yàn)回路管道、本體、汽水分離器布置有溫度和壓力測(cè)點(diǎn)，以監(jiān)控溫度和壓力。實(shí)驗(yàn)本體安裝有液位計(jì)進(jìn)行液位測(cè)量?；芈分腥縿?dòng)作設(shè)備都采用遠(yuǎn)程控制，所有控制和測(cè)量參數(shù)都接入測(cè)控系統(tǒng)以進(jìn)行遠(yuǎn)程控制和監(jiān)測(cè)。入口安注水溫度為常溫、50 ℃、75 ℃和接近飽和溫度，入口蒸汽溫度為飽和溫度～10 ℃過(guò)熱；入口安注水流量范圍為2～10 t/h，入口蒸汽流量范圍為1.3～13.3 t/h。

圖2 下降段CCFL實(shí)驗(yàn)回路簡(jiǎn)圖

1.3 參數(shù)測(cè)量及不確定度分析方法

本實(shí)驗(yàn)主要測(cè)點(diǎn)布置如圖3所示，主要測(cè)量參數(shù)為流量、溫度和壓力。其中流量主要通過(guò)文丘里流量計(jì)和配合的壓差表測(cè)量，文丘里流量測(cè)量所需溫度和壓力由文丘里上游布置的壓力變送器和熱電偶測(cè)量得到，流體密度使用NIST的REFPROP，通過(guò)軟件接口實(shí)時(shí)計(jì)算。測(cè)量所用儀器儀表在實(shí)驗(yàn)前送專(zhuān)業(yè)檢測(cè)機(jī)構(gòu)進(jìn)行標(biāo)定校準(zhǔn)，文丘里測(cè)量精度為0.5級(jí)，壓力壓差滿(mǎn)足0.1級(jí)精度，熱電偶精度為Ⅰ級(jí)。所有測(cè)量信號(hào)通過(guò)數(shù)據(jù)線(xiàn)連接上位機(jī)，上位機(jī)使用基于Labview的測(cè)控系統(tǒng)進(jìn)行信號(hào)的采集和控制。測(cè)控系統(tǒng)的溫度信號(hào)采樣速率≥10 s-1，測(cè)量模塊精度優(yōu)于0.5 ℃，冷端補(bǔ)償模塊精度優(yōu)于0.5 ℃；0～5 V電壓信號(hào)采樣速率≥100 s-1(如壓力壓差)，測(cè)量模塊精度優(yōu)于0.05%FS。在實(shí)驗(yàn)本體和汽水分離器疏水出口還設(shè)置有稱(chēng)重水箱用于稱(chēng)量疏水累計(jì)重量，疏水稱(chēng)重主要目的是輔助疏水文丘里測(cè)量，用于計(jì)算測(cè)量不確定度。

圖3 下降段CCFL實(shí)驗(yàn)主要測(cè)點(diǎn)布置

圖4為實(shí)驗(yàn)中主要參數(shù)典型實(shí)時(shí)測(cè)量結(jié)果。本實(shí)驗(yàn)為準(zhǔn)穩(wěn)態(tài)實(shí)驗(yàn)，實(shí)驗(yàn)中主要流量、溫度和壓力達(dá)到穩(wěn)定后開(kāi)始記錄工況點(diǎn)數(shù)據(jù)，其他時(shí)間測(cè)控軟件進(jìn)行后臺(tái)備份。圖4a所示為實(shí)驗(yàn)工況點(diǎn)數(shù)據(jù)記錄的典型示意，實(shí)驗(yàn)中先是調(diào)整進(jìn)口蒸汽流道達(dá)到穩(wěn)定，然后通入安注水，待安注水流量穩(wěn)定后開(kāi)始工況點(diǎn)數(shù)據(jù)記錄，具體開(kāi)始時(shí)間和記錄時(shí)長(zhǎng)根據(jù)各工況點(diǎn)情況確定。圖4b～d所示為實(shí)時(shí)記錄的主要流量、溫度和壓力的曲線(xiàn)，其中工況點(diǎn)為不完全CCFL狀態(tài)?？煽闯?，記錄時(shí)間段內(nèi)各流量在均值附近穩(wěn)定波動(dòng)，實(shí)時(shí)測(cè)量結(jié)果用于測(cè)量參數(shù)的不確定度分析。

圖4 實(shí)驗(yàn)中主要參數(shù)典型實(shí)時(shí)測(cè)量結(jié)果

實(shí)驗(yàn)不確定度分析主要考慮參數(shù)測(cè)量的不確定度εx，它由單次實(shí)驗(yàn)不確定度ε1和多次重復(fù)實(shí)驗(yàn)不確定度ε2相加得到：εx=ε1+ε2。其中，ε1主要由單次實(shí)驗(yàn)中儀表測(cè)量誤差和實(shí)驗(yàn)波動(dòng)帶來(lái)，是實(shí)時(shí)測(cè)量參數(shù)的波動(dòng)，因此對(duì)實(shí)時(shí)測(cè)量數(shù)據(jù)進(jìn)行后處理分析可以得到單次實(shí)驗(yàn)不確定度。ε2為重復(fù)實(shí)驗(yàn)不確定度，主要是其他不可測(cè)量的因素，如實(shí)驗(yàn)設(shè)備、環(huán)境條件等極難控制的微小變化等導(dǎo)致的測(cè)量結(jié)果變化，這部分通常通過(guò)相同工況點(diǎn)的多次重復(fù)實(shí)驗(yàn)確定。圖5所示為典型的實(shí)時(shí)測(cè)量參數(shù)曲線(xiàn)，測(cè)量值在平均值附近波動(dòng)。若將實(shí)時(shí)測(cè)量結(jié)果以正態(tài)分布進(jìn)行分析，可得到測(cè)量結(jié)果的均方根誤差為0.021，圖5中黑線(xiàn)區(qū)域內(nèi)為3σ，紅線(xiàn)區(qū)域內(nèi)為2σ。其中3σ已包含了99.7%的測(cè)量結(jié)果，2σ包含了95.5%的測(cè)量結(jié)果，單次實(shí)驗(yàn)測(cè)量不確定度可以取3σ，也可以取2σ，取決于對(duì)測(cè)量結(jié)果置信度的需求。本研究以2σ為單次測(cè)量不確定度。

圖5 實(shí)時(shí)測(cè)量參數(shù)不確定度分析

對(duì)于本體下腔室和汽水分離器疏水，考慮到流量計(jì)實(shí)時(shí)測(cè)量數(shù)據(jù)存在異常大的短時(shí)波動(dòng)，會(huì)影響結(jié)果分析，因此在兩處布置了稱(chēng)重測(cè)量水箱對(duì)疏水的累計(jì)重量進(jìn)行測(cè)量。圖6所示為疏水流量不確定度分析，稱(chēng)重水箱誤差為±5 kg，實(shí)驗(yàn)中控制水箱累積重量，將水箱自身測(cè)量相對(duì)不確定度控制在3%以?xún)?nèi)。每次實(shí)驗(yàn)進(jìn)行一定時(shí)間的疏水累積，具體時(shí)間以疏水量確定。根據(jù)流量計(jì)實(shí)時(shí)測(cè)量結(jié)果可分析得到疏水測(cè)量的相對(duì)不確定度為5.38%，同樣可根據(jù)稱(chēng)重水箱累積量計(jì)算疏水流量，進(jìn)而計(jì)算其相對(duì)誤差為8.51%，最終取兩者中較大的為疏水流量的測(cè)量不確定度。

圖6 疏水流量不確定度分析

對(duì)于同一工況點(diǎn)，進(jìn)行約3次重復(fù)測(cè)量，重復(fù)測(cè)量間隔時(shí)間在一天以上，使用完全相同的回路裝置和工況設(shè)置，每次實(shí)驗(yàn)中盡量保證工況參數(shù)(如蒸汽流量、入口安注水流量等)一致。單次實(shí)驗(yàn)測(cè)量的不確定度按照前述方法進(jìn)行分析獲得相對(duì)不確定度，重復(fù)實(shí)驗(yàn)的不確定度取單次實(shí)驗(yàn)不確定度最大值，目標(biāo)參數(shù)的測(cè)量值則取多次實(shí)驗(yàn)的平均值。

其他非直接測(cè)量參數(shù)的不確定度由誤差傳遞公式計(jì)算得到，如Ug的計(jì)算公式為：

(1)

其不確定度計(jì)算為：

(2)

式中：Ug為下降段環(huán)腔中蒸汽流速；Gg為入口蒸汽流量；ρg為環(huán)腔溫度壓力下的蒸汽密度；Ad為環(huán)腔流通截面積；εx,i(i=Ug,Gg,ρg,Ad)為變量對(duì)應(yīng)的不確定度。

2 下降段CCFL建模

2.1 下降段CCFL模型

建立CCFL包絡(luò)模型是將實(shí)驗(yàn)測(cè)量結(jié)果用于事故條件下安注特性預(yù)測(cè)的常見(jiàn)方法，常用的包絡(luò)模型主要有Wallis[11]和Kutateladze[13-14]，這兩個(gè)模型可統(tǒng)一表示為：

(3)

式中：m、c為模型系數(shù)，即線(xiàn)性函數(shù)的斜率和截距；Hg、Hl為無(wú)量綱蒸汽流速和無(wú)量綱安注水流速(滲透部分)，其具體計(jì)算為：

(4)

式中：g為重力加速度；w為無(wú)量綱流速；ρl為安注水密度；Ul為注入下腔室的安注水流速；Gl為注入下腔室的安注水流量(即安注水滲透流量)。

w的計(jì)算公式為：

(5)

2.2 冷凝模型

在入口安注水存在過(guò)冷度的情況下，進(jìn)入本體的蒸汽都會(huì)發(fā)生一定程度的冷凝，冷凝會(huì)增大安注水流量而減小蒸汽流量，因此需在CCFL模型中包含冷凝的影響。冷凝對(duì)蒸汽流速的影響可采用式(6)計(jì)算：

(6)

式中，Ug,con為蒸汽冷凝流速。冷凝量主要受入口安注水過(guò)冷度ΔTECC、入口安注水流量GECC、入口蒸汽流量Gv等因素決定，實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明冷凝比例與GECC呈正比關(guān)系、與Gv呈反比關(guān)系，因此冷凝流速為：

(7)

式中：cpl為下腔室壓力條件下飽和液體的比定壓熱容；hfg為下腔室壓力條件下的蒸發(fā)比熱；f0為冷凝系數(shù)。

f0是對(duì)理論冷凝蒸汽量的修正，需要從實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)中分析得到，取值為[0,1]，等于0表示完全沒(méi)有冷凝，等于1表示以理論方式計(jì)算的最大冷凝量，本文通過(guò)優(yōu)化的方式得到f0的最優(yōu)值。優(yōu)化的目標(biāo)函數(shù)定義為全部安注水溫度、蒸汽流量、安注水流量下實(shí)驗(yàn)測(cè)量的包含冷凝量的無(wú)量綱蒸汽流速均方根，具體計(jì)算為：

P=f(f0)=

(8)

考慮冷凝影響后的實(shí)驗(yàn)測(cè)量蒸汽流速Ug為：

(9)

式中，Gg,con為實(shí)驗(yàn)測(cè)量的蒸汽冷凝流量，等于本體入口蒸汽流量減去出口蒸汽流量。

3 結(jié)果及分析

3.1 下降段CCFL現(xiàn)象分析

圖7 典型無(wú)量綱流速測(cè)量結(jié)果及CCFL分區(qū)(入口安注水流量約6 t/h)

a——不發(fā)生CCFL；b——不完全CCFL；c——完全CCFL

3.2 安注水溫度影響

當(dāng)安注水過(guò)冷時(shí)，注入下腔室的安注水與飽和蒸汽發(fā)生直接接觸冷凝，使得下腔室上升蒸汽流量減小，流速降低，同時(shí)安注水流量增大，流速增加，有利于抑制CCFL發(fā)生。本實(shí)驗(yàn)測(cè)量了本體入口蒸汽流量和出口蒸汽流量，通過(guò)作差計(jì)算出冷凝蒸汽流量，圖9、10分別為入口蒸汽流量約1.3 t/h和5.3 t/h時(shí)測(cè)量所得典型冷凝流量和蒸汽冷凝比例，前者還未發(fā)生CCFL現(xiàn)象，后者處于不完全CCFL區(qū)域?？煽闯?，對(duì)于兩種入口蒸汽流量，當(dāng)安注水過(guò)冷時(shí)，在相同入口安注水溫度下，冷凝流量和冷凝比例隨入口安注水流量增加而增大。隨著入口安注水溫度增大，冷凝流量和比例逐漸減小，到飽和時(shí)冷凝流量和比例為負(fù)值，即出現(xiàn)部分水蒸發(fā)。安注水注入后主要在下降段環(huán)腔內(nèi)與蒸汽接觸，當(dāng)安注水過(guò)冷度較大時(shí)，蒸汽冷凝增大。注入飽和安注水時(shí)，由于實(shí)驗(yàn)中蒸汽溫度控制在過(guò)熱溫度+10 ℃左右，因此部分安注水會(huì)被蒸汽加熱汽化，從而導(dǎo)致本體出口蒸汽量大于進(jìn)口蒸汽量。對(duì)比圖9、10可知，相同入口安注水溫度和流量下，入口蒸汽流量增大后冷凝比例明顯下降，此時(shí)蒸汽無(wú)量綱流速增大，安注水和蒸汽接觸時(shí)間縮短，冷凝減少。實(shí)際反應(yīng)堆安注系統(tǒng)使用的是過(guò)冷度較大的常溫水，本實(shí)驗(yàn)測(cè)得的進(jìn)口蒸汽冷凝比例約為3%～20%，蒸汽流量越小冷凝比例越大，在建模分析時(shí)需考慮冷凝的影響。

圖9 入口蒸汽流量約1.3 t/h時(shí)不同入口安注水溫度和流量下蒸汽冷凝典型結(jié)果

圖10 入口蒸汽流量約5.3 t/h時(shí)不同入口安注水溫度和流量下蒸汽冷凝典型結(jié)果

圖11 入口安注水流量約6 t/h時(shí)無(wú)量綱流速典型結(jié)果

3.3 冷凝系數(shù)f0優(yōu)化結(jié)果

研究中使用2.2節(jié)所述的目標(biāo)函數(shù)，對(duì)冷凝模型系數(shù)f0進(jìn)行了優(yōu)化，優(yōu)化中嘗試了不同的冷凝模型，最終以式(7)所示模型預(yù)測(cè)誤差最小。圖12為不同安注水流速下冷凝系數(shù)優(yōu)化結(jié)果，優(yōu)化中使用實(shí)驗(yàn)測(cè)量參數(shù)的平均值計(jì)算，誤差在后續(xù)建模分析中通過(guò)誤差傳遞計(jì)算?？煽闯?，不同安注水溫度下冷凝模型系數(shù)隨安注水流速趨勢(shì)類(lèi)似，整體呈先增加后平緩的狀態(tài)。在入口安注水流速很小時(shí)f0接近于0，原因是此時(shí)安注水過(guò)少，對(duì)蒸汽產(chǎn)生的冷凝作用極其微弱；隨著安注水流速增加f0快速增加，表明冷凝量增加；之后f0趨于平緩，表明安注水流速對(duì)冷凝影響存在極限。不同安注水溫度下的冷凝模型系數(shù)可使用式(10)進(jìn)行預(yù)測(cè)：

圖12 不同安注水流速下冷凝系數(shù)優(yōu)化結(jié)果

25 ℃:f0=0.616-1.986exp(-UEcc/0.005 34)

50 ℃:f0=0.438-2.135exp(-UEcc/0.004 69)

75 ℃:f0=0.378-1.671exp(-UEcc/0.006 88)

(10)

3.4 下降段CCFL建模結(jié)果

a——Wallis模型；b——Kutateladze模型

圖14為Wallis模型和Kutateladze模型預(yù)測(cè)相對(duì)不確定度，其中以實(shí)驗(yàn)點(diǎn)平均值為最佳測(cè)量值計(jì)算模型預(yù)測(cè)的相對(duì)不確定度?？煽闯?，兩種模型下都是安注水無(wú)量綱流速越小，模型預(yù)測(cè)不確定度越大。實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)分析表明在安注水無(wú)量綱流速較小時(shí)，實(shí)驗(yàn)測(cè)量結(jié)果不確定度也較大，原因是此時(shí)氣液逆流劇烈，流量、壓力等參數(shù)測(cè)量不確定度增大。

a——Wallis模型；b——Kutateladze模型

圖15為模型系數(shù)與入口安注水無(wú)量綱流速的關(guān)系，可看出，對(duì)于Wallis模型和Kutateladze模型，模型參數(shù)c隨入口安注水無(wú)量綱流速呈線(xiàn)性增加，若簡(jiǎn)化考慮，則可以使用平均值作為模型參數(shù)。斜率m隨入口安注水無(wú)量綱流速呈指數(shù)下降，且變化較大，因此使用指數(shù)函數(shù)進(jìn)行關(guān)聯(lián)，指數(shù)函數(shù)對(duì)實(shí)驗(yàn)結(jié)果擬合的R2=0.993，表明關(guān)聯(lián)度很高。下降段氣液逆流現(xiàn)象的Wallis預(yù)測(cè)模型為：

a——Wallis模型；b——Kutateladze模型

(11)

下降段氣液逆流現(xiàn)象的Kutateladze預(yù)測(cè)模型為：

(12)

以實(shí)驗(yàn)測(cè)量點(diǎn)的平均值作為最佳測(cè)量值計(jì)算上述兩種模型的預(yù)測(cè)不確定度，Wallis模型和Kutateladze模型的平均相對(duì)不確定度分別為8.10%和9.02%，最大相對(duì)不確定度分別為15.12%和15.23%?？煽闯?，兩種模型的預(yù)測(cè)不確定度十分接近，表明兩種模型對(duì)本研究對(duì)象的預(yù)測(cè)準(zhǔn)確度相近，使用上述兩種模型都可很好地預(yù)測(cè)。

4 結(jié)論

本文針對(duì)反應(yīng)堆壓力容器下降段中水-蒸汽氣液逆流現(xiàn)象開(kāi)展了?；倔w的實(shí)驗(yàn)研究，獲得了不同入口安注水流量、安注水溫度和蒸汽流量下的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)并進(jìn)行了分析，主要結(jié)論如下。

1)當(dāng)入口安注水過(guò)冷時(shí)，下降段內(nèi)蒸汽存在明顯冷凝現(xiàn)象，入口安注水流量越大，冷凝比例越大；入口蒸汽流量越大，冷凝比例越小。不同安注水溫度下的冷凝模型系數(shù)與入口安注水流速呈現(xiàn)明顯的指數(shù)函數(shù)關(guān)系。

2)在分析的安注水流量范圍內(nèi)，入口安注水流量對(duì)氣液逆流現(xiàn)象有顯著影響。CCFL起始點(diǎn)與入口安注水無(wú)量綱流速呈較好的線(xiàn)性正相關(guān)，Wallis模型和Kutateladze模型斜率與入口安注水無(wú)量綱流速呈現(xiàn)高度指數(shù)關(guān)聯(lián)。

3)Wallis模型和Kutateladze模型預(yù)測(cè)不確定度十分接近，沒(méi)有明顯的差異。對(duì)于預(yù)測(cè)下降段氣液逆流現(xiàn)象，兩種模型都可根據(jù)臨界無(wú)量綱蒸汽流速劃分為不發(fā)生CCFL、不完全CCFL和完全CCFL 3個(gè)區(qū)域，且使用分段函數(shù)進(jìn)行預(yù)測(cè)。其中在不發(fā)生CCFL和完全CCFL區(qū)域，注入下腔室安注水幾乎不隨蒸汽無(wú)量綱流速變化，可使用常數(shù)預(yù)測(cè)；在不完全CCFL區(qū)域使用Wallis模型和Kutateladze模型可以很好地關(guān)聯(lián)無(wú)量綱蒸汽和注入安注水無(wú)量綱流速。