密度鎖正向啟動特性的實驗研究

谷海峰，閻昌琪，陳薇

(哈爾濱工程大學 核安全與仿真技術國防重點學科實驗室，黑龍江 哈爾濱 150001)

密度鎖最早是在瑞典的PIUS反應堆中提出的［1］，目前國外許多最新設計的反應堆都應用到這一部件［2-3］.密度鎖安裝在反應堆非能動余熱排出系統與主回路系統之間的相連管路上，其內沒有任何機械隔離部件，而完全依靠反應堆自身的運行特性來控制密度鎖的“關閉”和“開啟”.在反應堆正常運行工況下，高溫主冷卻劑穩定地分層于低溫事故冷卻水之上，從而可以在密度鎖內形成穩定的熱/冷流體交界面;同時反應堆的運行參數要滿足密度鎖內的水力平衡條件，從而保證界面穩定地存在于密度鎖內，密度鎖“關閉”，以致達到隔離兩回路的目的.

可見，在反應堆正常運行時，實現密度鎖“關閉”必須滿足2個條件:密度鎖能形成穩定的熱/冷流體交界面;交界面在密度鎖內滿足水力平衡條件.針對這一問題，日本名古屋大學的學者做了大量研究［4-6］，他們提出了一套主泵轉速控制系統，通過該系統來建立并維持密度鎖內的水力平衡，但此種方法相對復雜，且可獲得的參考資料較少.國內哈爾濱工程大學建立實驗回路對如何實現密度鎖“關閉”進行研究，研究發現密度鎖內水力平衡具有一種自穩定特性［7］.基于這一特性提出了自平衡啟動方法，利用該方法能夠建立密度鎖內的水力平衡，并按照啟動流量與平衡流量之間的差別，將自平衡啟動分為平衡啟動、正向啟動和反向啟動3種不同情況［8］.本文主要針對該方法中正向啟動的運行特性進行實驗研究，并在此基礎上通過理論分析成功實現正向啟動的條件.

1 實驗裝置與實驗方法

實驗中采用的熱工水力回路如圖1所示.整個實驗裝置主要由2部分回路組成，分別是用來模擬反應堆的主回路與非能動余熱排出回路，主回路包括循環水泵、電加熱水箱、熱交換器和調節閥等.其中，電加熱水箱內共有15根棒狀加熱元件，單根加熱功率為3 kW，總加熱功率為45 kW;在熱交換器內主回路的高溫工質與冷卻水進行熱交換，從而可以控制工質的入口溫度.非能動余熱排出回路主要包括上密度鎖、下密度鎖、余熱排出換熱器和截止閥.2個回路通過上、下密度鎖相連，共用1個上升段.實驗回路總高約8 m，實驗回路的頂端與穩壓水箱相連，穩壓水箱的上方與大氣相通，用來維持回路內的壓力.

自平衡啟動實驗分為關閥預熱和開閥平衡2個階段.在關閥預熱階段，關閉非能動余熱排出回路截止閥，對主回路的運行參數進行初步調節，主要包括流量、加熱功率和入口溫度的調節，使密度鎖內形成穩定的冷熱流體交界面，待主回路的各個運行參數接近密度鎖內水力平衡條件后，打開非能動余熱排出回路內截止閥，進入開閥平衡階段，由于啟動流量與平衡流量之間存在差別，該階段可能會出現平衡啟動、正向啟動和反向啟動3種不同情況.

實驗采用常壓下的純凈水為工質.實驗中參數的變化范圍:主回路內工質體積流量為1～8m3/h，加熱水箱入口溫度為30～80℃，加熱功率為3～45 kW.

實驗中所測參數包括流量與溫度.主回路內工質流量用渦輪流量計測量，非能動余熱排出回路內的流量采用孔板流量計測量，精度等級為0.5級.工質溫度采用銅-康銅熱電偶測量，其精度可達0.1℃，整個實驗裝置中共有27根熱電偶，為了監測密度鎖內豎直方向的溫度場，其中上密度鎖內沿豎直方向布置6根，下密度鎖內沿豎直方向布置11根，其余10根分別布置在主回路與非能動余熱排出回路的管路中.流量計和熱電偶所輸出的模擬信號均通過分散式IMP數據采集板輸入計算機，并采用專業的軟件對輸入的動態數據進行采集計算，并將所得到數據轉化為實時圖形，從而實現對參數變化的實時監測與記錄.

圖1 實驗回路Fig.1 Simple diagramof experimental loop

2 實驗結果分析

2.1 正向啟動過程

圖2和圖3分別給出了2種不同工況下的正向啟動特性曲線，曲線中反映了開閥后非能動余熱排出回路流量與下密度鎖內工質溫度的對應變化關系.

圖2中給出了主回路流量為5.1 m3/h、加熱功率為27 kW、入口溫度為64.2℃，余熱排出回路溫度25.2℃條件下的正向啟動特性曲線.由圖2可見，在關閥預熱階段結束后，密度鎖內已經形成了穩定的熱/冷流體分層.在80 s左右開啟閥門，閥門開啟后非能動余熱排出回路工質呈現出小幅度的正向流量，密度鎖內工質溫度也開始下降，表明下密度鎖內溫度界面正在向上移動，界面的上移減小了兩界面間的高度差，從而下密度鎖內界面向上運動的驅動力變小;因此隨著密度鎖內工質溫度的下降，非能動余熱排出回路所呈現出的正向流量也在逐漸減小，最后在280 s附近，非能動余熱排出回路流量減小至0 kg/s左右波動，密度鎖內溫度也不再變化，表明密度鎖內的水力平衡已經建立.可以看出，在此工況下開啟閥門時，啟動流量與平衡流量之間的偏差不大，在開閥后僅出現較小的正向流量，下密度鎖內界面位置發生小幅變化后便很快建立了水力平衡，建立平衡后下密度鎖內界面仍位于密度鎖柵格內.

圖2 小偏差條件下條件正向啟動特性曲線Fig.2 Characteristics curve in the phase of positive direction startupin small deviation

圖3 大偏差條件下條件正向啟動特性曲線Fig.3 Characteristics curve in the phase of positive direction startupin large deviation

圖3中給出了主回路流量為5.1 m3/h、加熱功率為27 kW、入口溫度為62.5℃，余熱排出回路溫度20.8℃條件下的正向啟動特性曲線，該條件下開閥時啟動流量與平衡流量偏差較大.在關閥預熱階段結束后100 s左右，打開非能動余熱排出回路截止閥，由于開閥前啟動流量與平衡流量偏差較大，開閥后密度鎖內界面所受到的不平衡力較大.對于下密度鎖來說，界面受到向上的驅動力大于向下的力，因此，界面將在較大的不平衡力作用下迅速向上運動，非能動余熱排出回路呈現出正向流量，并且正向流量迅速增大.正向流量的快速增大，一方面使得非能動余熱排出回路的流動阻力迅速增大;另一方面使得兩界面間的高度差迅速減小，進而減小了余熱排出回路工質流動的驅動力.使密度鎖內的不平衡力迅速減小并趨向于零，充分體現出密度鎖較好的自穩定特性.所以開閥后正向流量很快達到峰值并開始快速減小，減小至接近0 kg/s，此后隨著界面的緩慢移動，密度鎖內逐漸達到水力平衡.由圖可見，在500 s左右密度鎖內各點的平均溫度基本不變，非能動余熱排出回路流量在0 kg/s附近波動，基本建立了密度鎖內的水力平衡.可以看出，平衡后密度鎖內的界面位置變化較大，1-1的溫度也明顯降低，表明密度鎖內冷熱流體交界面已經位于混合段內(無柵格處).

綜上所述，在不同的正向啟動工況下，開閥后通過上、下密度鎖內界面位置的移動能夠建立密度鎖內的水力平衡.

2.2 正向啟動中的亞穩態平衡

但是實驗中發現，此時所達到的平衡并不是最終的水力平衡，而只是一個亞穩態平衡.這是由于在正向啟動過程中，下密度鎖內界面已經移出穩定分層段(柵格處)，并在密度鎖的混合段內達到水力平衡.但是在密度鎖上方水平擾動的作用下，溫度交界面無法穩定地存在于混合段內，交界面存在劇烈的波動，冷熱流體間傳熱比較劇烈，從而使得靠近界面處的工質將會升高溫度，下密度鎖內交界面位置向下移動，交界面的下移將增大兩界面的高度差，因此，密度鎖內的水力平衡又將被打破，非能動余熱排出回路再次呈現出正向流量，下密度鎖內工質溫度降低，下密度鎖內界面上升，從而達到一個新的亞穩態.

圖4給出了主回路流量為6.54 m3/h、加熱功率為21 kW、入口溫度為82.5℃，余熱排出回路溫度21.6℃條件下達到亞穩態平衡后非能動余熱排出回路流量與界面處工質溫度波動的對比曲線.可以看出，當密度鎖內處于亞穩態平衡時，非能動余熱排出回路流量在0 kg/s附近波動時，這時下密度鎖界面處的工質溫度在擾動的作用下大幅度升高，表明下密度鎖內交界面位置向下移動，交界面的下移將增大兩界面的高度差，打破密度鎖內的水力平衡.因此，當工質溫度升高到一定程度后，非能動余熱排出回路出現正向流量，界面處的工質溫度又大幅度降低，達到新的亞穩態.這樣在上方擾動與正向流量的共同作用下，非能動余熱排出回路周期性出現正向流量，下密度鎖內工質溫度也存在周期性波動，并逐漸升高，如圖中箭頭所示.在這種情況下，下密度鎖混合段內的工質溫度在周期波動中緩慢升高，界面緩慢向下移動.

圖4 亞穩態平衡時溫度和流量波動曲線Fig.4 Fluctuation curve of temperature and flowin the metastable balance

圖5給出了主回路流量為5.08 m3/h、加熱功率為27 kW、入口溫度為64℃，余熱排出回路溫度21℃條件下正向啟動全過程溫度變化曲線.如圖5所示，在建立了亞穩態平衡后，下密度鎖內工質溫度經過長時間的波動，混合段內工質溫度逐漸升高，并已經等于高溫工質溫度，1-1號熱電偶所測工質溫度也接近高溫工質溫度，表明下密度鎖內界面緩慢移動并已經重新進入到穩定分層段，返回到關閥預熱階段結束后下密度鎖內界面所在位置，達到最終的水力平衡，在正向啟動前后，下密度鎖內的穩態溫度場曲線如圖6所示.由圖可見，在正向啟動達到穩定后，下密度鎖內工質的溫度分布與開閥前基本相同，表明經過正向啟動后下密度鎖內界面位置并沒有改變.

圖5 正向啟動全過程密度鎖內溫度波動曲線Fig.5 Fluctuation curve of temperature in the density lock in the whole process of positive direction startup

圖6 正向啟動前后下密度鎖內穩態溫度場Fig.6 Steady-state temperature field in the lower density lock before and after positive direction startup

圖7 正向啟動時上密度鎖內瞬態溫度曲線Fig.7 Curve of transient state temperature in the upper density lock in the phase of positive direction startup

圖7給出了正向啟動過程中上密度鎖內工質溫度的瞬態變化曲線.由圖可以看出，在正向啟動時，上密度鎖內工質溫度與開閥前相比已經明顯升高，并呈現出分層的特點，表明上密度鎖內界面位置已經明顯下降，并很快達到了亞穩態平衡.在達到亞穩態平衡后，下密度鎖內界面在上方擾動的作用下向下移動，打破亞穩態平衡，出現正向流量.因此，上密度鎖內界面繼續向下移動，工質溫度在穩定一段時間后繼續緩慢升高，直到建立最終的水力平衡.上述分析表明，正向啟動的最終水力平衡是通過上密度鎖內界面位置的改變來建立的，而下密度鎖內界面位置在水力平衡的建立前后基本不變.

3 正向啟動條件分析

在密度鎖的啟動過程中，密度鎖內界面的移動主要取決于其所受水力驅動的作用.在打開非能動余熱排出回路截止閥的瞬間，密度鎖內界面將受到2個方向的驅動力，分別為向上方的驅動力(ρ1-ρh)gHi和向下方的驅動力.如果在開閥瞬間，密度鎖內界面所受驅動力恰好相互平衡，表明此時各參數已經滿足密度鎖內的水力平衡條件，那么開閥后將直接建立密度鎖內的水力平衡，界面靜止于密度鎖內，密度鎖“關閉”.將這種啟動工況定義為平衡啟動，并將此時的啟動流量定義為平衡流量qPH，根據2個方向的驅動力相等可得:

式中:Hi為初始時兩界面間的高度差，m;ρh為主回路上升段內工質的密度，kg/m3;ρl為非能動余熱排出回路內工質的密度，kg/m3;qQD為開閥瞬間時主回路內的工質流量，將其定義為啟動流量，m3/h;qPH為開閥瞬間時主回路內的工質流量，將其定義為啟動流量，m3/h;A為通道流通面積，m2;ξ為無量綱系數.從而可以得到平衡流量的表達式:

但在實際啟動時，某些工況下啟動流量與平衡流量會存在偏差.根據偏差的正負不同，非能動余熱排出回路內會出現正向流量或反向流量，這2種工況分別定義為正向啟動和反向啟動.在正向啟動工況下，開閥時的啟動流量小于平衡流量(qQD＜qPH)，那么界面受到向下的力將小于向上的力，即

因此，界面將在不平衡力的作用下開始向上運動，非能動余熱排出回路內工質出現正向流動，使得上密度鎖內界面開始向下移動，從而減小了兩界面間的高度差.高度差的減小使得兩回路間的靜壓力減小，反過來又抑制了非能動余熱排出回路內工質的正向流動，最終非能動余熱排出回路內工質流量減小為0，最后，在一個新的位置建立了密度鎖內的水力平衡，即

式中:ΔH為界面高度差的改變量，m.

通過式(1)、(4)可以得到

通過上述分析可知，由于密度鎖內的水力平衡在一定范圍內具有自穩定的特性，因此，在開閥時刻，即使啟動流量與平衡流量存在小幅度的偏離，仍不需要外界動力的干預，僅僅依靠密度鎖內熱/冷界面位置的改變，便能抑制這種偏離的不斷加強，并很快在密度鎖內建立水力平衡.

由于密度鎖內達到水力平衡后，要保證冷熱流體界面位于密度鎖內，因此，通過正向啟動方法來建立密度鎖內水力平衡，其啟動流量存在下限值，要保證界面位置的變化不能超出密度鎖，因此其界面位置的變化量與密度鎖的高度有關系.根據上述實驗結果可知，正向啟動的最終水力平衡是通過上密度鎖內界面位置的改變來建立的，而下密度鎖內界面位置在水力平衡的建立前后基本不變.因此，ΔH應為上密度鎖的高度，將其代入式(5)，便可得到實現正向啟動所必需滿足的條件:

式中:HM為上密度鎖的高度，m.

因此，只要啟動流量滿足上述條件，那么在反應堆啟動后，便可以通過正向啟動的方法來建立密度鎖內的水力平衡，使非能動余熱排出回路與主回路之間通過密度鎖相隔離.

4 結論

結合實驗研究和理論分析，可得如下結論:

1)當啟動流量與平衡流量偏差較小時，通過上、下界面位置的微小變化，正向啟動可以很快地建立密度鎖內的水力平衡;當啟動流量與平衡流量之間的偏差較大時，在正向啟動初期通過上、下界面位置的變化所建立的水力平衡僅是一個亞穩態平衡.

2)正向啟動時達到亞穩態后，下密度鎖內的界面無法穩定存在于混合段內，在上方擾動和正向流量的共同作用下，下密度鎖內界面最終要回到密度鎖的穩定分層段內.

3)正向啟動的最終穩態是通過上密度鎖內界面位置變化來實現的，而下密度鎖內界面位置在水力平衡的建立前后基本不變.以此為基礎給出的正向啟動條件對于成功實現正向啟動具有重要意義.

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