豎直向下浸沒式蒸汽直接接觸冷凝流型研究

劉海強，郭張鵬,*，邱美銘，王升飛，牛風雷，黃彥平

(1.華北電力大學 非能動核能安全技術北京市重點實驗室，北京 102206；2.中國核動力研究設計院 中核核反應堆熱工水力技術重點實驗室，四川 成都 610041)

核反應堆安全殼抑壓系統(tǒng)濕阱中存在浸沒式直接接觸冷凝現(xiàn)象(DCC)，其直接影響核反應堆安全殼抑壓系統(tǒng)的工作特性。流動換熱隨冷凝流型變化，冷凝流型的識別和分類對于熱工水力本構方程的構建至關重要。國內外研究者開展了流型研究，繪制了不同的冷凝流型圖[1]。Arinobu[2]基于直徑為16.1 mm和27.6 mm的排放管開展了實驗研究，總結歸納了6種冷凝流型。Chan等[3]基于直徑為51 mm的大管徑排放管開展了實驗研究，以蒸汽區(qū)域相對于管道出口的位置和蒸汽氣泡從源分離的位置，將冷凝區(qū)域劃分為3種流型，即喘振、鼓泡和噴射。Chun等[4]對直徑為4.45～10.85 mm的排放管開展了浸沒蒸汽直接接觸冷凝流型實驗研究，獲得了蒸汽質量流速為700 kg/(m2·s)的冷凝流型圖。Gregu等[5]使用可視化裝置和內徑為27 mm的透明聚碳酸酯管和不銹鋼管進行實驗，研究了壓力對汽泡冷凝的影響，并根據實驗數據繪制了喘振冷凝流型圖。Aya等[6-9]測量了蒸汽冷凝引起的排放管的壓力和流體振蕩，并以排放管內不同的壓力振蕩劃分了冷凝流型圖。Cho等[10]通過聲學、視覺觀察和動態(tài)壓力行為，繪制了冷凝流型圖。都宇等[11]開展了蒸汽直接接觸冷凝實驗，對各典型的流型特征進行了歸納總結，認為影響流型形成和轉變的主要因素是蒸汽質量流速、水過冷度和蒸汽雷諾數。

目前對冷凝流型的研究主要集中在高蒸汽質量流速條件，而對于低蒸汽質量流速條件下的流型鮮有研究。低蒸汽質量流速下的流型研究對于抑壓系統(tǒng)長期冷卻至關重要，本文擬開展低蒸汽質量流速條件下浸沒式蒸汽直接接觸冷凝實驗，研究流型轉變機理并繪制冷凝流型圖。由于低蒸汽質量流速下直接接觸冷凝會使?jié)褛鍍犬a生熱分層，造成濕阱整體冷凝傳熱惡化，因此本文也對各種流型對濕阱熱分層的影響進行分析。

1 實驗方法

圖1為低蒸汽質量流速條件下浸沒式蒸汽直接接觸冷凝研究實驗回路，主要由鍋爐、干阱、抑壓水池(濕阱)以及蒸汽管線組成。鍋爐產生的蒸汽經穩(wěn)壓閥穩(wěn)壓后，進入干阱；再由排放管注入濕阱，在濕阱內發(fā)生浸沒式蒸汽直接接觸冷凝。在干阱及濕阱頂部布置了壓力傳感器，實時監(jiān)測實驗系統(tǒng)壓力。濕阱內不同高度及徑向位置布置多個溫度測點，如圖2所示，可獲得濕阱內不同位置過冷水溫度的變化，用于研究濕阱內熱分層現(xiàn)象。為開展蒸汽直接接觸冷凝可視化研究，濕阱側面設有觀察窗，通過高速攝影儀進行記錄。

圖1 實驗系統(tǒng)設計示意圖與實物照片F(xiàn)ig.1 Schematic diagram and picture of experimental system

圖2 抑壓濕阱內熱電偶排布Fig.2 Arrangement of thermocouple in wet well

實驗濕阱尺寸500 mm×300 mm×1 000 mm，排放管內徑15 mm，浸沒深度160 mm，水溫28～85 ℃，蒸汽壓力121.1～137.1 kPa，各工況條件下蒸汽質量流速均采用儀表測得的時間平均值，為1.31～42.67 kg/(m2·s)。實驗時首先利用蒸汽將實驗回路內的不凝性氣體排出，同時預熱回路避免冷凝損耗。當濕阱排放管外表面測量溫度穩(wěn)定后，將蒸汽質量流速調到預設值。蒸汽質量流速穩(wěn)定后，關閉通向濕阱的閥門，將干阱內冷凝水排出的同時更換濕阱內的過冷水。當濕阱換水完成、液面平緩后，重新打開通向濕阱的閥門，并開始實驗數據采集。通過熱電偶采集濕阱不同區(qū)域過冷水的瞬態(tài)響應溫度值，濕阱每升高10 ℃，通過高速攝影儀拍攝采集冷凝現(xiàn)象。

2 結果與分析

2.1 不同流型特征

通過高速攝影儀拍攝的蒸汽質量流速為2.57 kg/(m2·s)、過冷度為70 ℃時的喘振流型現(xiàn)象如圖3所示。喘振流型發(fā)生在蒸汽質量流速較低且濕阱過冷度較高時。由于大部分蒸汽在排放管內被冷凝，所以只在管口處存在少量微小汽泡。管口附近少量的過冷水往復進出管口，導致管口處小氣泡隨之上下移動。偶爾會伴有少量微小汽泡，管內所有過冷水排出，且管口處出現(xiàn)1～4個管外緊縮的周期，隨后大量過冷水再次吸入排放管內。

圖3 喘振流型Fig.3 Condensation regime of internal chugging

圖4為管外頸縮流型現(xiàn)象，此時蒸汽質量流速為13.35 kg/(m2·s)，過冷度為50 ℃。管外頸縮流型出現(xiàn)在較喘振流型更低的過冷度或更高的蒸汽質量流速條件，是喘振流型的發(fā)展。蒸汽從管口噴出后在管口下方形成汽泡，汽泡逐漸變大，隨后在汽泡中部區(qū)域發(fā)生坍縮，出現(xiàn)汽泡頸縮現(xiàn)象。頸縮發(fā)生后，汽泡表面粗糙度快速增加，同時頸縮后下部分汽泡脫落，繼續(xù)向下運動，且短時間內被完全冷凝。

圖5為典型的向上球型脫落流型現(xiàn)象，蒸汽質量流速為1.31 kg/(m2·s)，過冷度為40 ℃。向上球型脫落流型發(fā)生在低蒸汽質量流速及低過冷度條件下。汽泡沒有明顯的向下運動過程，在管口處形成且持續(xù)擴張。汽泡直徑生長到約為排放管外徑的2倍后，開始向上移動。汽泡下邊緣到達管口處前，體積基本保持不變，之后從管口自下向上脫落，體積快速縮小至消失。

蒸汽質量流速為5.34 kg/(m2·s)、過冷度為30 ℃時的向上T型脫落流型現(xiàn)象如圖6所示。在向上球型脫落流型下，過冷度進一步降低且蒸汽質量流速提高，汽泡脫落形狀由球型變?yōu)門型。管口下方的汽泡先緩慢擴張，其水平直徑約為濕阱排放管外管徑的3～4倍時，汽泡開始變形。汽泡四周部分開始上升，同時下部繼續(xù)向下發(fā)展，成為“T”字型結構，此時可認為是上下兩個汽泡。上汽泡水平直徑與變形前汽泡水平直徑基本一致，下汽泡水平直徑與濕阱排放管外徑相當。當上汽泡下部上升到管口位置時，汽泡體積達到最大。隨后上汽泡與下汽泡分離，上汽泡快速上升并縮小至消失，下汽泡水平直徑基本不變，豎直長度減小到初始長度。

雖然每種流型現(xiàn)象都是瞬態(tài)過程，但流型現(xiàn)象的變化具有一定的周期性。如喘振流型時管口處過冷水的吸入和排出，管外頸縮流型時汽泡的擴張、頸縮和冷凝，向上脫落(向上球型脫落及向上T型脫落)流型的汽泡擴張、向上脫落。這些現(xiàn)象周期性的變化定義為該流型汽泡的一個周期。

圖4 管外頸縮流型Fig.4 Condensation regime of external necking

圖5 向上球型脫落流型Fig.5 Condensation regime of spheroidal upward bubble

圖6 向上T型脫落流型Fig.6 Condensation regime of T-shaped upward bubble

2.2 流型劃分及轉變機理

直接接觸冷凝流型的區(qū)分主要是依靠汽-液界面的位置、形狀和變化情況，蒸汽質量流速和濕阱水溫是流型形成與轉變的關鍵因素。圖7為基于實驗數據整理獲得的冷凝流型圖，喘振是由于蒸汽質量流速低，在未到達管口時即被低溫過冷水冷凝；隨著蒸汽質量流速的增大或水溫的升高，蒸汽得以噴出管外，管口出現(xiàn)汽泡。由于水溫繼續(xù)升高，導致過冷水冷凝能力下降，同時汽泡受到浮升力作用，導致汽泡改變運動方向前都未完成冷凝，此時汽泡就會向上脫落。

圖7 冷凝流型圖Fig.7 Condensation regime map

2.3 流型轉換分析及對熱分層的影響

不同蒸汽質量流速工況下，濕阱內過冷水在較低溫度時都表現(xiàn)為充分熱混合，濕阱內水溫度分布均勻，如圖8所示。隨著水溫的升高，各工況過冷水在垂直方向上都出現(xiàn)溫度梯度，發(fā)生熱分層現(xiàn)象。本實驗以濕阱內各測點間開始出現(xiàn)明顯溫度梯度作為熱分層起始點。

不同流型對濕阱內水流的影響如圖9所示。由圖9a可見，喘振和管外頸縮流型使得濕阱過冷水呈現(xiàn)向下大環(huán)流特征。喘振和管外緊縮流型發(fā)生在水溫較低的區(qū)域，蒸汽與過冷水間的傳熱速率高，冷凝過程中汽泡小且周期短，汽泡在向下運動的過程中被充分冷凝，并帶動濕阱中的過冷水形成向下大環(huán)流。向下大環(huán)流可充分攪混濕阱內的過冷水，使蒸汽的熱量傳遞給整個濕阱過冷水，濕阱內不存在明顯的溫度梯度。隨著水溫的進一步升高，蒸汽與過冷水的傳熱速率降低，導致冷凝過程中的汽泡逐漸變大，汽泡發(fā)展周期增加，汽泡受到的浮升力作用增強，難以帶動流體向下流動，此時濕阱內向下大環(huán)流現(xiàn)象逐漸消失。由圖9b可見，向上脫落流型(向上球型脫落流型或向上T型脫落流型)中過冷水呈現(xiàn)局部向上環(huán)流特征。向上脫落流型發(fā)生在水溫較高的區(qū)域，由于汽泡受到的浮升力增大及汽泡發(fā)展周期延長，使得汽泡運動方向轉變?yōu)橄蛏线\動，帶動濕阱中的過冷水形成局部向上環(huán)流。向上環(huán)流只能攪混濕阱上層局部過冷水，此時濕阱內熱混合不充分導致出現(xiàn)明顯的溫度梯度，從而導致濕阱內過冷水出現(xiàn)熱分層現(xiàn)象。

圖8 不同蒸汽質量流速下的熱分層現(xiàn)象Fig.8 Thermal stratification with different steam mass fluxes

圖9 不同流型對濕阱內水流的影響Fig.9 Effect of different regimes on water movement

圖10為熱分層起始點在流型圖中的分布?？砂l(fā)現(xiàn)，熱分層起始點主要聚集在管外緊縮流型與向上脫落流型的邊界附近。由于熱分層會造成濕阱內冷凝傳熱惡化，因此準確劃分管外頸縮流型與向上脫落流型具有重要意義。

圖10 熱分層起始點在流型圖中的分布Fig.10 Starting point of thermal stratification in condensation regime map

理查森數(Ri)表征強制對流中自然對流的重要性，即浮升力與慣性力之比。由于管外緊縮流型與向上脫落流型的關鍵區(qū)別在于汽泡被冷凝消失前是否因受到浮力而改變運動方向，即浮升力影響是否大于慣性力，因此理查森數可較好地區(qū)分兩種流型。

本文采用直接接觸冷凝理查森數對實驗數據進行處理[12]：

(1)

其中：g為重力加速度；T為溫度；L為特征長度，取管口到池底的距離；β為熱膨脹系數；f為各流型周期變化的頻率；δ為周期變化的振幅；下標sat表示飽和溫度，amb表示環(huán)境溫度。

本文所劃分4種流型的振幅的定義為流型在整個周期變化過程中，汽泡下界面在豎直方向的最大位移，如圖11所示。

蒸汽質量流速為13.73、18.23、26.54 kg/(m2·s)的3組實驗的流型與理查森數隨水溫的變化示于圖12。圖12表明，在喘振和管外頸縮流型中，隨著水溫的升高，理查森數增大較緩慢且數值小于1。當由管外頸縮流型轉變?yōu)橄蛏厦撀淞餍蜁r，理查森數驟然增大并超過1。通過對比分析3組工況的理查森數發(fā)現(xiàn)：1) 理查森數隨著水溫的升高而增大，這是由于隨著水溫的升高，過冷水的冷凝能力下降，汽泡被冷凝所需的時間增加，即受浮力作用的時間增長，脫落汽泡向下的速度減小，汽泡受到浮升力影響逐漸增大并超過慣性力；2) 在相同濕阱水溫條件下，蒸汽質量流速增大，汽泡所受慣性力和浮升力同時增加，但慣性力增量大于浮升力增量，導致理查森數減?。?) 當發(fā)生管外緊縮流型時Ri<1，而流型轉變?yōu)橄蛏厦撀淞餍秃驲i>1，所以Ri=1可作為管外頸縮與向上脫落流型劃分的閥值。

圖11 4種流型的汽泡振幅示意圖Fig.11 Bubble amplitude for four regimes

圖12 理查森數與流型的關系Fig.12 Relationship between Richardson number and condensation regime

3 結論

本文展開了低蒸汽質量流速條件下蒸汽直接接觸冷凝實驗研究，得到如下主要結論。

1) 基于冷凝演變形狀特征劃分了喘振、管外頸縮、向上球型脫落、向上T型脫落4種冷凝流型，依據蒸汽質量流速、濕阱水溫繪制了冷凝流型圖。

2) 喘振流型和管外頸縮流型使?jié)褛鍍刃纬上蛳麓蟓h(huán)流，濕阱內流體充分熱混合，不易發(fā)生熱分層現(xiàn)象。向上脫落流型(向上球型脫落或向上T型脫落)會使?jié)褛鍍刃纬上蛏暇植凯h(huán)流，造成濕阱內冷熱流體混合不充分而出現(xiàn)熱分層現(xiàn)象。

3) 基于理查森數可對管外頸縮和向上脫落流型進行劃分，Ri<1時，流型為管外頸縮，濕阱內熱混合充分；Ri>1時，流型為向上脫落，濕阱內易出現(xiàn)熱分層現(xiàn)象。