核電廠實施非能動IVR-ERVC措施時朝下曲面CHF特性試驗

倪 亮，劉鵬飛，匡 波，唐 琪

（上海交通大學核科學與工程學院，上海 200240）

根據福島核電站事故給出的經驗教訓，反應堆一旦出現嚴重事故，必須采取及時和可靠的應急措施緩解事故后果防止事故擴大；傳統的冷卻方法采用強制循環，一旦用于循環的驅動電源出現問題就可能帶來不可挽回的后果。以AP1000為代表的第三代先進核電廠一旦進入嚴重事故緩解階段，一項重要的措施是立即啟動采用不需要動力源的自然循環對壓力容器下封頭外部進行冷卻（ERVC），實現熔融物的堆內滯留（IVR），提高了核電堆運行的安全性。在這個過程中，外部冷卻水能否通過下封頭將堆芯熔融物衰變熱全部帶出，使壓力容器得到充分冷卻，對確保系統的安全非常關鍵，因此下封頭外壁的沸騰換熱的臨界熱流量（CHF）及其密度分布直接關系到AP-600、AP1000和CAP1400等反應堆通過IVR-ERVC措施實現事故緩解的可靠性，自然循環中壓力容器下封頭外壁（朝下的曲表面）的CHF，就成為評價IVR-ERVC措施設計可行性的一個重要依據。壓力容器下封頭外壁朝下曲表面上沸騰換熱以及CHF密度分布等兩相自然循環特性，受下封頭各處傾角的影響很大。特別是壓力容器外壁各處曲率半徑不同，下封頭各處傾角也不同，因而下封頭外壁各處汽液相行為各異；加之上游功率分布、自然循環等不確定因素，下封頭朝下曲表面上臨界熱流密度的分布非常復雜，只能采用試驗的手段確定。目前已報道的CHF相關試驗，有采用全角度不均勻加熱的ULPU-Ⅲ、Ⅳ、Ⅴ系列試驗［1－2］和平面加熱的SULTAN裝置試驗［3］等，此外Brusstar M J［4］、文青龍［5－6］和Yong-Hoon Jeong［7］等的研究也揭示了一些特定條件下CHF規律。本文將針對非能動ERVC相關的自然循環條件，進行朝下加熱曲面上CHF特性的試驗研究，并結合這些成果，對影響下封頭朝下曲表面上臨界熱流密度的各種因素進行分析。

1 試驗系統及主要參數

本文所采用試驗回路系統主要包括由弧形流道（包含試驗段）、上升段、冷卻段、下降段四部分組成的自然循環回路，回路結構見圖1。另外，回路還包括了供水系統、供電系統、數據采集系統和高速攝像系統等輔助與支持系統。

圖1 試驗臺架示意

整個試驗裝置主要參數為：弧形流道高150 mm，寬150 mm，半徑2 m；加熱銅塊高80 mm，寬170 mm，弧度7°；3組加熱棒每組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；兩組預熱器每組功率20 k W。試驗段為張角7°的弧形厚加熱塊，其中心線與垂直線夾角θ稱為下封頭傾角，并以此對應其在下封頭外壁不同傾角的位置，見圖2。試驗段加熱塊材料為無氧銅，采用壓緊固定；試驗流道冷卻段為銅管，其他部分材料為304不銹鋼；回路各處都進行了保溫處理。

圖2 試驗段

2 測定方法和過程

整個弧形流道可分為三段，每段30°。為了分析入口水溫、下封頭傾角以及自然循環高度等因素對朝下曲表面兩相自然循環的qCHF影響，試驗安排的各種工況見表1。其中為了研究入口水溫t以及自然循環高度h的影響，在θ取7.5°的條件下進行了9次試驗；為了研究傾角的影響，又另外對θ取37.5°進行了3次試驗，對θ取67.5°進行了2次試驗。

表1 試驗工況和臨界功率密度q CHF測定結果

試驗在常壓下進行，介質采用去離子水。預熱器安裝在水箱底部，試驗段加熱功率連續可調。加熱銅塊與工質中溫度測量所選熱電偶精度均為Ⅰ級。溫度與流量信號采集頻率為10 Hz，加熱功率的信號采集頻率為1 Hz。

1）準備階段 開啟循環泵與預熱器對系統進行預熱，直到回路中水溫達到預定值。然后關閉循環泵與預熱器，開啟冷凝器冷卻水閥，接通試驗段加熱棒電源，仔細調節兩者，確保循環水流動穩定和試驗段入口溫度達到預定值。

2）預測階段 進一步提升功率，并適當調節冷凝器確保入口水的溫度穩定；當銅塊底部溫度出現急劇上升時，記錄該功率值（對應三組總功率可求出表2中列出的初測臨界功率密度）計算預測值。預測結束后隨即將加熱功率降至當前功率的25%。例如工況3單組加熱功率時序，見圖3。圖中未發生CHF時的這組加熱棒的最高功率為12.6 k W，預測最后一次提升功率0.6 k W，因此預測功率為13.2 k W。T1是預測階段結束時刻，預測階段結束后將加熱功率從13.2 k W降到3.3 k W。

圖3 工況3單組加熱功率時序

3）二次確認階段 加熱功率減少后加熱銅塊底部的溫度逐步下降，待底部溫度降到飛升前溫度時重新增加加熱功率。功率增加分步進行增加幅度逐步減少，第一步增加到加熱功率預測值的50%（圖3中6.6 k W），第二步再增加25%預測值的功率，以此類推每一步功率增加量時前一次的一半，直到銅塊底部的溫度再次急劇上升（圖3中T2時刻），記錄三組加熱器的總功率，就可計算表2中的臨界功率密度。由于發生CHF的功率介于最后兩次的加熱功率之間，因此最后一次增加的功率可以作為所測結果的不確定度。

為確保銅塊底部發生溫度升高是CHF現象引起的，只有當溫度升高的現象有足夠持續時間并且溫升速率足夠大時，才被確認發生了CHF。圖4和圖5分別是T1和T2前后300 s時段內加熱銅塊底部中心熱電偶測得的溫度變化。可以看到銅塊底部會在傳熱惡化后溫度出現飛升，在1 min內溫度升高超過100℃。

圖4 預測階段加熱銅塊底部溫度的變化

圖5 實測階段加熱銅塊底部溫度的變化

3 可視化研究

氣液兩相流沸騰傳熱是一個相當復雜的過程，直觀有效的研究方式莫過于觀察法。本試驗采用高速攝影儀進行拍攝，利用高速攝影拍攝得到的加熱銅塊底面氣相運動狀況的典型照片，對加熱銅塊中心位于傾角θ取7.5°和θ取67.5°時的兩相自然循環流沸騰傳熱情況進行對比。在這些圖像獲取過程中，從后側視窗進行斜向銅塊底面45°對其進行照明，從正面視窗進行拍攝，明光反射部分為小氣泡，而氣膜反射則較氣泡暗淡。

圖6為θ取7.5°時加熱銅塊底面附近的部分可視化圖片，圖6（a）是銅塊底面核態沸騰的照相。可以觀察到，在整個升功率加熱過程中，銅塊底面最初出現一些微小氣泡，并隨水流而膨脹收縮；隨著功率提升，微小氣泡不斷長大，由于加熱面位于低角度，氣泡不易脫離壁面，故緊貼壁面發生滑移。從圖中還可以看到，其中一些小氣泡在滑移中會略微長大，并接觸并聚并成大氣泡；而大氣泡在移動中進一步合并所遇小氣泡；在過冷度較高時，還會有大氣泡遇過冷水破裂造成大幅流動振蕩現象。隨著大氣泡繼續增加，出現攪拌流，并且隨著增加功率進一步攪拌流更劇烈。當沸騰換熱的熱流接近臨界值時銅塊底面出現連續大氣泡，這些氣泡將加熱銅塊底面跟水體隔開，冷卻過程依靠連續大氣泡間隙中的冷卻水將銅塊中熱量帶出。功率進一步提升，間隙漸漸消失，銅塊底面將形成連續完整的氣膜，導致冷卻水無法接觸銅塊底面，銅塊無法充分冷卻出現傳熱惡化，發生CHF，見圖6（b）。可以看到，與CHF發生前相比，銅塊底面的氣膜波動不再劇烈。

圖6 θ＝7.5°加熱銅塊底面圖片

圖7給出了θ取67.5°時加熱銅塊底面附近的部分可視化圖像。可以看到，試驗剛開始時加熱銅塊底面出現小氣泡，但是由于傾角67.5°較高，氣泡容易發生脫離，難長期附著于壁上，見圖7（a）。隨著功率進一步提升，加熱銅塊底面出現的氣泡數量增加，這些小氣泡很快脫離壁面，并在壁面附近的兩相邊界層內運動，起早部分小氣泡聚并為略大些的氣泡。加熱功率再進一步增加后，表面出現了攪拌流，并且脈動隨功率提升逐漸變得劇烈。當沸騰換熱的熱流密度接近臨界值qCHF時，大量脫離的小氣泡形成一個氣泡區并形成了一些高密度氣泡區，在高密度氣泡區中氣泡將加熱銅塊底面和液相流分離。進一步增加加熱功率，當沸騰換熱的熱流密度達到臨界值時，氣泡區的活動趨于穩定，這時冷卻水不足以將銅塊熱量全部帶出，見圖7（b），圖中近壁面附近反光非常強烈的氣泡區，氣泡密度非常高。同時還可以觀察到，水體中出現大量游離氣泡，并伴隨輕微的爆破聲。

圖7 θ＝67.5°加熱銅塊底面圖片

通過可視化研究關于不同傾角的CHF形成可以發現，加熱銅塊中心傾角較低時造成傳熱惡化的主要原因是連續大氣泡對壁面換熱的阻礙，間隙中的水無法充分冷卻加熱銅塊時，連續大氣泡變成穩定的氣泡層，即發生CHF；加熱銅塊中心傾角較高時造成傳熱惡化的主要原因是大量小氣泡組成的密集氣泡區對換熱的阻礙，當氣泡區中的氣泡越來越多，壁面上開始出現干斑并不斷擴大，最終發生CHF。

4 影響CHF的因素

試驗安排了多種工況，利用不同工況的試驗結果可以分析入口水溫、下封頭傾角以及自然循環高度等因素對朝下曲表面兩相自然循環的qCHF影響。為了分析不同條件參數下qCHF分布的差異，還可以利用文獻給出方法對本文試驗結果進行處理。

4.1 入口水溫、自然循環高度的影響

根據表1的安排進行測定，自然循環高度h為5.5 m和6.5 m、加熱試驗段中心傾角為7.5°（近水平的低角度）時，采用不同入口過冷度（入口溫度）測得的加熱銅塊底面上qCHF見圖8。

圖8 θ＝7.5°時入口溫度與q CHF的關系

由表1和圖8可以看到，隨著試驗段流道入口水溫升高（即過冷度減小），qCHF降低。并且增加循環高度也可以提高qCHF。

4.2 下封頭傾角的影響

在試驗段入口溫度為90～98℃的情況下，當試驗段底面中心位于弧形流道不同方位角θ時，根據表1安排的底面上的CHF試驗結果見圖9。圖中還給出了采用SULTAN試驗關系和ULPU-Ⅲ試驗關系的計算結果，以及ULPU-Ⅳ、Ⅴ的部分試驗結果；其中用SULTAN關系的計算結果，是指采用本文試驗的流動與溫壓工況值以及流道幾何條件代入SULTAN試驗關系式中得到的CHF隨角度θ變化曲線。但是SULTAN關系式是在強制循環、不同傾角的4 m長均勻加熱平板上的試驗結果導出的，而本文的試驗條件為自然循環，加熱試驗弧段長度為0.3 m；而且試驗條件也不相同，例如ULPU-Ⅲ、Ⅳ、Ⅴ采用全角度不均勻加熱，SULTAN試驗裝置采用平面加熱。

圖9 q CHF在不同θ的分布

可以看到，盡管試驗條件不同，但是增加加熱面方位θ角可以提高qCHF的結果基本一致。這是因為θ角越大氣泡越易脫離逃逸，過冷液相更容易進入兩相邊界層并潤濕熱壁，所以在高θ角區CHF要大于低θ角區；θ角越小特別是當θ接近0°（如θ＝7.5°）時底面的氣泡不易排出，將形成大氣泡直至氣膜而達到CHF，因此qCHF較小。

4.3 循環方式的影響

本文試驗采用的是自然循環，ULUP-Ⅲ、Ⅳ、Ⅴ試驗是全弧段非均勻加熱的自然循環，SULTAN關系式是在強制循環。所選試驗值的工況與條件如表2所示。

表2 相關試驗工況參數

從圖9中可以看到，在中低θ角區域（θ＝7.5°～37.5°），采用本文試驗方法的試驗值qCHF與相應的SULTAN關系的計算結果比較一致，僅高出0.1 MW／m2。但隨著θ角增加，由于氣相運動受浮力影響逐漸顯著，SULTAN關系計算值開始超過本文相應的試驗值，并且差距越來越大，在θ角67.5°附近采用SULTAN關系計算的qCHF比本文試驗的結果要高0.23 MW／m2。這也表明，即便在流量一致的情況下，自然循環與強制循環條件對弧形流道上qCHF還是有一定差異的，并且θ角越大差異越大。

4.4 循環流量的影響

流道形狀和循環流量（見表3）對qCHF也有影響。通過比較可以發現，較高θ角區域，本文測定的qCHF最低，這是因為在高θ角區域浮力對氣泡運動的作用更顯著，而ULPU－Ⅲ、Ⅳ、Ⅴ的自然循環流量均大于本試驗數倍，而流量越大的自然循環冷卻能力就越強，qCHF也就比本文試驗高，可見自然循環流量的增加對提高朝下曲表面qCHF的效果較為顯著。

4.5 流道形式的影響

流道形式對qCHF也有影響，表3是相關試驗的流道特征。

表3 相關試驗的流道特征

將本文測定的qCHF與ULPU-Ⅲ關系計算值以及與ULPU-Ⅳ與ULPU－Ⅴ相應的試驗結果相比較，從圖9中可以發現，在中低角度范圍，ULPU-Ⅲ試驗關系的qCHF計算值最低，這是因為ULPU-Ⅲ關系式流道的保溫層僅是平面，流道截面非均勻。

可見，流道形式差異對qCHF有明顯影響，與ULPU-Ⅲ試驗的錐形保溫層與球封頭圍成的流道相比，流線形（圓弧形）的等截面流道可以優化冷卻條件增加qCHF。

5 結論

通過本文裝置在自然循環條件下對qCHF影響規律的試驗研究，結合其與相關試驗關系式計算結果以及部分試驗結果相比較分析，得到結論如下：

1）朝下曲表面上的qCHF隨著試驗段入口過冷度減小而降低。

2）朝下曲表面上的qCHF隨加熱面θ角增加而增加，并且形成的機理在不同傾角時會有區別。

3）自然循環與強制循環對朝下曲表面上的qCHF影響不同，特別是θ角越大差異越大。

4）自然循環流量增加有助于提高朝下曲表面qCHF，對于高θ角區域效果更顯著。

5）自然循環條件下，朝下曲表面上的qCHF在一定程度上受到流道形式影響，流線型流道有助于提高qCHF。

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