核电厂实施非能动IVR-ERVC措施时朝下曲面CHF特性试验

倪 亮，刘鹏飞，匡 波，唐 琪

（上海交通大学核科学与工程学院，上海 200240）

根据福岛核电站事故给出的经验教训，反应堆一旦出现严重事故，必须采取及时和可靠的应急措施缓解事故后果防止事故扩大；传统的冷却方法采用强制循环，一旦用于循环的驱动电源出现问题就可能带来不可挽回的后果。以AP1000为代表的第三代先进核电厂一旦进入严重事故缓解阶段，一项重要的措施是立即启动采用不需要动力源的自然循环对压力容器下封头外部进行冷却（ERVC），实现熔融物的堆内滞留（IVR），提高了核电堆运行的安全性。在这个过程中，外部冷却水能否通过下封头将堆芯熔融物衰变热全部带出，使压力容器得到充分冷却，对确保系统的安全非常关键，因此下封头外壁的沸腾换热的临界热流量（CHF）及其密度分布直接关系到AP-600、AP1000和CAP1400等反应堆通过IVR-ERVC措施实现事故缓解的可靠性，自然循环中压力容器下封头外壁（朝下的曲表面）的CHF，就成为评价IVR-ERVC措施设计可行性的一个重要依据。压力容器下封头外壁朝下曲表面上沸腾换热以及CHF密度分布等两相自然循环特性，受下封头各处倾角的影响很大。特别是压力容器外壁各处曲率半径不同，下封头各处倾角也不同，因而下封头外壁各处汽液相行为各异；加之上游功率分布、自然循环等不确定因素，下封头朝下曲表面上临界热流密度的分布非常复杂，只能采用试验的手段确定。目前已报道的CHF相关试验，有采用全角度不均匀加热的ULPU-Ⅲ、Ⅳ、Ⅴ系列试验［1－2］和平面加热的SULTAN装置试验［3］等，此外Brusstar M J［4］、文青龙［5－6］和Yong-Hoon Jeong［7］等的研究也揭示了一些特定条件下CHF规律。本文将针对非能动ERVC相关的自然循环条件，进行朝下加热曲面上CHF特性的试验研究，并结合这些成果，对影响下封头朝下曲表面上临界热流密度的各种因素进行分析。

1 试验系统及主要参数

本文所采用试验回路系统主要包括由弧形流道（包含试验段）、上升段、冷却段、下降段四部分组成的自然循环回路，回路结构见图1。另外，回路还包括了供水系统、供电系统、数据采集系统和高速摄像系统等辅助与支持系统。

图1 试验台架示意

整个试验装置主要参数为：弧形流道高150 mm，宽150 mm，半径2 m；加热铜块高80 mm，宽170 mm，弧度7°；3组加热棒每组22根，每根功率2.1 k W；低回路冷凝器的高度5.5 m，高回路冷凝器的高度6.5 m；两组预热器每组功率20 k W。试验段为张角7°的弧形厚加热块，其中心线与垂直线夹角θ称为下封头倾角，并以此对应其在下封头外壁不同倾角的位置，见图2。试验段加热块材料为无氧铜，采用压紧固定；试验流道冷却段为铜管，其他部分材料为304不锈钢；回路各处都进行了保温处理。

图2 试验段

2 测定方法和过程

整个弧形流道可分为三段，每段30°。为了分析入口水温、下封头倾角以及自然循环高度等因素对朝下曲表面两相自然循环的qCHF影响，试验安排的各种工况见表1。其中为了研究入口水温t以及自然循环高度h的影响，在θ取7.5°的条件下进行了9次试验；为了研究倾角的影响，又另外对θ取37.5°进行了3次试验，对θ取67.5°进行了2次试验。

表1 试验工况和临界功率密度q CHF测定结果

试验在常压下进行，介质采用去离子水。预热器安装在水箱底部，试验段加热功率连续可调。加热铜块与工质中温度测量所选热电偶精度均为Ⅰ级。温度与流量信号采集频率为10 Hz，加热功率的信号采集频率为1 Hz。

1）准备阶段 开启循环泵与预热器对系统进行预热，直到回路中水温达到预定值。然后关闭循环泵与预热器，开启冷凝器冷却水阀，接通试验段加热棒电源，仔细调节两者，确保循环水流动稳定和试验段入口温度达到预定值。

2）预测阶段 进一步提升功率，并适当调节冷凝器确保入口水的温度稳定；当铜块底部温度出现急剧上升时，记录该功率值（对应三组总功率可求出表2中列出的初测临界功率密度）计算预测值。预测结束后随即将加热功率降至当前功率的25%。例如工况3单组加热功率时序，见图3。图中未发生CHF时的这组加热棒的最高功率为12.6 k W，预测最后一次提升功率0.6 k W，因此预测功率为13.2 k W。T1是预测阶段结束时刻，预测阶段结束后将加热功率从13.2 k W降到3.3 k W。

图3 工况3单组加热功率时序

3）二次确认阶段 加热功率减少后加热铜块底部的温度逐步下降，待底部温度降到飞升前温度时重新增加加热功率。功率增加分步进行增加幅度逐步减少，第一步增加到加热功率预测值的50%（图3中6.6 k W），第二步再增加25%预测值的功率，以此类推每一步功率增加量时前一次的一半，直到铜块底部的温度再次急剧上升（图3中T2时刻），记录三组加热器的总功率，就可计算表2中的临界功率密度。由于发生CHF的功率介于最后两次的加热功率之间，因此最后一次增加的功率可以作为所测结果的不确定度。

为确保铜块底部发生温度升高是CHF现象引起的，只有当温度升高的现象有足够持续时间并且温升速率足够大时，才被确认发生了CHF。图4和图5分别是T1和T2前后300 s时段内加热铜块底部中心热电偶测得的温度变化。可以看到铜块底部会在传热恶化后温度出现飞升，在1 min内温度升高超过100℃。

图4 预测阶段加热铜块底部温度的变化

图5 实测阶段加热铜块底部温度的变化

3 可视化研究

气液两相流沸腾传热是一个相当复杂的过程，直观有效的研究方式莫过于观察法。本试验采用高速摄影仪进行拍摄，利用高速摄影拍摄得到的加热铜块底面气相运动状况的典型照片，对加热铜块中心位于倾角θ取7.5°和θ取67.5°时的两相自然循环流沸腾传热情况进行对比。在这些图像获取过程中，从后侧视窗进行斜向铜块底面45°对其进行照明，从正面视窗进行拍摄，明光反射部分为小气泡，而气膜反射则较气泡暗淡。

图6为θ取7.5°时加热铜块底面附近的部分可视化图片，图6（a）是铜块底面核态沸腾的照相。可以观察到，在整个升功率加热过程中，铜块底面最初出现一些微小气泡，并随水流而膨胀收缩；随着功率提升，微小气泡不断长大，由于加热面位于低角度，气泡不易脱离壁面，故紧贴壁面发生滑移。从图中还可以看到，其中一些小气泡在滑移中会略微长大，并接触并聚并成大气泡；而大气泡在移动中进一步合并所遇小气泡；在过冷度较高时，还会有大气泡遇过冷水破裂造成大幅流动振荡现象。随着大气泡继续增加，出现搅拌流，并且随着增加功率进一步搅拌流更剧烈。当沸腾换热的热流接近临界值时铜块底面出现连续大气泡，这些气泡将加热铜块底面跟水体隔开，冷却过程依靠连续大气泡间隙中的冷却水将铜块中热量带出。功率进一步提升，间隙渐渐消失，铜块底面将形成连续完整的气膜，导致冷却水无法接触铜块底面，铜块无法充分冷却出现传热恶化，发生CHF，见图6（b）。可以看到，与CHF发生前相比，铜块底面的气膜波动不再剧烈。

图6 θ＝7.5°加热铜块底面图片

图7给出了θ取67.5°时加热铜块底面附近的部分可视化图像。可以看到，试验刚开始时加热铜块底面出现小气泡，但是由于倾角67.5°较高，气泡容易发生脱离，难长期附着于壁上，见图7（a）。随着功率进一步提升，加热铜块底面出现的气泡数量增加，这些小气泡很快脱离壁面，并在壁面附近的两相边界层内运动，起早部分小气泡聚并为略大些的气泡。加热功率再进一步增加后，表面出现了搅拌流，并且脉动随功率提升逐渐变得剧烈。当沸腾换热的热流密度接近临界值qCHF时，大量脱离的小气泡形成一个气泡区并形成了一些高密度气泡区，在高密度气泡区中气泡将加热铜块底面和液相流分离。进一步增加加热功率，当沸腾换热的热流密度达到临界值时，气泡区的活动趋于稳定，这时冷却水不足以将铜块热量全部带出，见图7（b），图中近壁面附近反光非常强烈的气泡区，气泡密度非常高。同时还可以观察到，水体中出现大量游离气泡，并伴随轻微的爆破声。

图7 θ＝67.5°加热铜块底面图片

通过可视化研究关于不同倾角的CHF形成可以发现，加热铜块中心倾角较低时造成传热恶化的主要原因是连续大气泡对壁面换热的阻碍，间隙中的水无法充分冷却加热铜块时，连续大气泡变成稳定的气泡层，即发生CHF；加热铜块中心倾角较高时造成传热恶化的主要原因是大量小气泡组成的密集气泡区对换热的阻碍，当气泡区中的气泡越来越多，壁面上开始出现干斑并不断扩大，最终发生CHF。

4 影响CHF的因素

试验安排了多种工况，利用不同工况的试验结果可以分析入口水温、下封头倾角以及自然循环高度等因素对朝下曲表面两相自然循环的qCHF影响。为了分析不同条件参数下qCHF分布的差异，还可以利用文献给出方法对本文试验结果进行处理。

4.1 入口水温、自然循环高度的影响

根据表1的安排进行测定，自然循环高度h为5.5 m和6.5 m、加热试验段中心倾角为7.5°（近水平的低角度）时，采用不同入口过冷度（入口温度）测得的加热铜块底面上qCHF见图8。

图8 θ＝7.5°时入口温度与q CHF的关系

由表1和图8可以看到，随着试验段流道入口水温升高（即过冷度减小），qCHF降低。并且增加循环高度也可以提高qCHF。

4.2 下封头倾角的影响

在试验段入口温度为90～98℃的情况下，当试验段底面中心位于弧形流道不同方位角θ时，根据表1安排的底面上的CHF试验结果见图9。图中还给出了采用SULTAN试验关系和ULPU-Ⅲ试验关系的计算结果，以及ULPU-Ⅳ、Ⅴ的部分试验结果；其中用SULTAN关系的计算结果，是指采用本文试验的流动与温压工况值以及流道几何条件代入SULTAN试验关系式中得到的CHF随角度θ变化曲线。但是SULTAN关系式是在强制循环、不同倾角的4 m长均匀加热平板上的试验结果导出的，而本文的试验条件为自然循环，加热试验弧段长度为0.3 m；而且试验条件也不相同，例如ULPU-Ⅲ、Ⅳ、Ⅴ采用全角度不均匀加热，SULTAN试验装置采用平面加热。

图9 q CHF在不同θ的分布

可以看到，尽管试验条件不同，但是增加加热面方位θ角可以提高qCHF的结果基本一致。这是因为θ角越大气泡越易脱离逃逸，过冷液相更容易进入两相边界层并润湿热壁，所以在高θ角区CHF要大于低θ角区；θ角越小特别是当θ接近0°（如θ＝7.5°）时底面的气泡不易排出，将形成大气泡直至气膜而达到CHF，因此qCHF较小。

4.3 循环方式的影响

本文试验采用的是自然循环，ULUP-Ⅲ、Ⅳ、Ⅴ试验是全弧段非均匀加热的自然循环，SULTAN关系式是在强制循环。所选试验值的工况与条件如表2所示。

表2 相关试验工况参数

从图9中可以看到，在中低θ角区域（θ＝7.5°～37.5°），采用本文试验方法的试验值qCHF与相应的SULTAN关系的计算结果比较一致，仅高出0.1 MW／m2。但随着θ角增加，由于气相运动受浮力影响逐渐显著，SULTAN关系计算值开始超过本文相应的试验值，并且差距越来越大，在θ角67.5°附近采用SULTAN关系计算的qCHF比本文试验的结果要高0.23 MW／m2。这也表明，即便在流量一致的情况下，自然循环与强制循环条件对弧形流道上qCHF还是有一定差异的，并且θ角越大差异越大。

4.4 循环流量的影响

流道形状和循环流量（见表3）对qCHF也有影响。通过比较可以发现，较高θ角区域，本文测定的qCHF最低，这是因为在高θ角区域浮力对气泡运动的作用更显著，而ULPU－Ⅲ、Ⅳ、Ⅴ的自然循环流量均大于本试验数倍，而流量越大的自然循环冷却能力就越强，qCHF也就比本文试验高，可见自然循环流量的增加对提高朝下曲表面qCHF的效果较为显著。

4.5 流道形式的影响

流道形式对qCHF也有影响，表3是相关试验的流道特征。

表3 相关试验的流道特征

将本文测定的qCHF与ULPU-Ⅲ关系计算值以及与ULPU-Ⅳ与ULPU－Ⅴ相应的试验结果相比较，从图9中可以发现，在中低角度范围，ULPU-Ⅲ试验关系的qCHF计算值最低，这是因为ULPU-Ⅲ关系式流道的保温层仅是平面，流道截面非均匀。

可见，流道形式差异对qCHF有明显影响，与ULPU-Ⅲ试验的锥形保温层与球封头围成的流道相比，流线形（圆弧形）的等截面流道可以优化冷却条件增加qCHF。

5 结论

通过本文装置在自然循环条件下对qCHF影响规律的试验研究，结合其与相关试验关系式计算结果以及部分试验结果相比较分析，得到结论如下：

1）朝下曲表面上的qCHF随着试验段入口过冷度减小而降低。

2）朝下曲表面上的qCHF随加热面θ角增加而增加，并且形成的机理在不同倾角时会有区别。

3）自然循环与强制循环对朝下曲表面上的qCHF影响不同，特别是θ角越大差异越大。

4）自然循环流量增加有助于提高朝下曲表面qCHF，对于高θ角区域效果更显著。

5）自然循环条件下，朝下曲表面上的qCHF在一定程度上受到流道形式影响，流线型流道有助于提高qCHF。

［1］ T G.Theofanous，J.P Tu，T Salmmassi，T N.Dinh..Quantification of Limit to Coolability in ULPU-2000 ConfigurationⅣ［R］∥Center for Risk Studies and Safety，University of California，Santa Barbara，2002.

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