超臨界水實驗回路熱工水力分析

汪子迪，曹 臻，劉曉晶，程 旭

(上海交通大學 核科學與工程學院，上海 200240)

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超臨界水實驗回路熱工水力分析

汪子迪，曹 臻，劉曉晶，程 旭

(上海交通大學 核科學與工程學院，上海 200240)

作為超臨界水堆失水事故分析的關鍵現象，跨臨界過程(即超臨界水堆的壓力從超臨界狀態降到次臨界狀態22.1 MPa以下)受到國內外的關注。上海交通大學的超臨界流體多功能實驗回路(SWAMUP)計劃對這一泄壓過程進行實驗研究。為確保該實驗裝置在實驗過程中的安全性能，采用系統程序ATHLET-SC對該實驗回路進行預計算分析，主要針對該系統在泄壓跨臨界過程中的熱工水力參數，包括系統壓力、冷卻劑流量、加熱棒壁面溫度等展開計算，并討論一些重要參數如泄壓速度、加熱棒加熱功率等對計算結果的影響。計算結果表明，修改后的ATHLET-SC程序可模擬跨臨界瞬態過程，在實驗過程中，加熱棒壁面溫度不會超過設計上限溫度，然而，回路中換熱器的內外最高壓差將會達6 MPa，這一點需在實驗中特別考慮。

SWAMUP實驗裝置；跨臨界瞬態；ATHLET-SC程序；預計算

超臨界水堆(SCWR)為6種第4代核反應堆中的唯一水冷反應堆，各方面的特性在國內外得到廣泛研究[1-2]。根據第4代核能系統國際論壇(GIF)超臨界水堆系統籌劃委員會制定的技術路線和研發計劃，將于2020年建設一座小型(≤150 MWt)超臨界水冷原型堆[3-4]。歐盟第七框架協議資助項目“超臨界水冷堆燃料性能驗證實驗(SCWR-FQT)”的主要研究內容為超臨界水冷回路及安全和輔助系統的小型燃料組件的安全許可申請所需的設計分析和驗證，并以此作為建設原型堆的基礎[5]。跨臨界泄壓過程是超臨界水堆失水事故分析的關鍵。目前很多系統分析程序可模擬這一泄壓過程，但依然缺少對這些跨臨界模型的實驗驗證。作為SCWR-FQT項目的參與單位，上海交通大學的超臨界流體多功能實驗回路(SWAMUP)[6]承擔了對該回路的安全許可申請的驗證工作之一，即對跨臨界泄壓過程進行實驗研究。本工作應用修改后的系統分析程序ATHLET-SC[7-8]對該回路進行預計算，對該系統泄壓過程中的熱工水力參數，包括系統壓力、冷卻劑流量、加熱棒壁面溫度等進行分析。此外，本文還將討論一些重要的參數，包括泄壓速度、加熱棒加熱功率以及臨界熱流密度(CHF)等對結果的影響。

1 系統介紹

SWAMUP實驗裝置如圖1所示，該系統為一開式回路，包括1個主實驗回路和2個冷卻二回路。主回路主要包括柱塞泵、換熱器、預熱器、實驗段和混合水箱。柱塞泵提供穩定的流量，使整個回路的壓力保持在25 MPa左右。水箱中的水經由柱塞泵出來的冷卻劑分為兩條主支路，其中1條支路被旁排而不經實驗段加熱，以用來調整另一流經實驗段支路的流量達到設計要求。經由實驗段加熱的支路中的流體先經過換熱器(圖2)，被已經過預熱器和實驗段加熱的高溫流體預熱。該換熱器為管式換熱器，被預熱的冷卻劑在管內流動(二次側)，由實驗段流出的高溫冷卻劑在管內的9根小管(一次側)內反向流動。之后這部分流體再被預熱器和實驗段加熱。預熱器為電加熱，其作用是使實驗段進口的溫度達到設計值。實驗段為一直流均勻加熱棒束。實驗段出口處的流體溫度可達450 ℃。從實驗段出口出來的這部分高溫流體再次經由換熱器預熱二次側流體后，與之前被旁排的那支流體在混合箱中混合，溫度有所降低，最終被兩個平行的冷卻二回路繼續冷卻至60 ℃。主回路流體在最終進入開式水箱前，接有1個穩壓器，之后會經過2個閥門K1和K2。穩態時，閥門K2打開，閥門K1關閉。瞬態開始后，在保持閥門K2打開的同時，閥門K1會打開，這時泄壓開始，回路壓力開始降低，進入跨臨界過程。

圖1 SWAMUP實驗裝置Fig.1 SWAMUP test facility

圖2 換熱器Fig.2 Heat exchanger

2 建模

SWAMUP實驗裝置的ATHLET模型如圖3所示，該計算模型包含185個控制體、193個連接體、37根管、71個熱構件。其中建模的關鍵參數已在圖中標出，柱塞泵被60 ℃、10 m3/h流量流體的邊界條件所替代，流經實驗段支路的流量為3.6 m3/h，預熱器功率為637.4 kW，實驗段功率為63.6 kW，實驗段出口流體溫度為450 ℃，穩壓器初始壓力為25 MPa，水箱的邊界條件為60 ℃、0.1 MPa。

圖3 SWAMUP實驗裝置的ATHLET模型Fig.3 ATHLET model of SWAMUP test facility

3 穩態分析

在進行瞬態分析前，對程序進行穩態計算，程序運行2 000 s后，基本達到穩態，系統此時的關鍵參數接近回路設計值，關鍵熱工水力參數設計值與計算值的對比列于表1。

圖4為ATHLET-SC程序計算得到的實驗段的運行參數隨時間的變化。圖5為穩態時主實驗回路的溫度分布。預熱器進口的流體溫度為385 ℃，在擬臨界溫度附近。實驗段進口溫度為439 ℃，出口溫度達450 ℃。

表1 熱工水力參數設計值與計算值的對比Table 1 Comparison of design and calculation values for thermal-hydraulic parameter

圖4 實驗段的運行參數隨時間的變化Fig.4 Operation parameters of test section vs. time

圖5 主實驗回路的溫度分布Fig.5 Temperature distribution of main test loop

4 瞬態分析

本工作的主要目的是分析回路裝置在實驗工況下各安全指標是否滿足設計要求，所以，泄壓過程中加熱棒溫度和系統壓力的變化是本文分析的重點。

2 000 s后，瞬態開始，閥門K2保持打開的同時，閥門K1在0.1 s內打開，而實驗段功率在泄壓過程中保持63.6 kW不變。閥門K1打開后，實驗段的壓力開始下降，在約2 004.3 s時降到臨界壓力(22.1 MPa，圖6a)，之后，實驗段內流體的空泡份額從1.00開始下降，最終穩定在0.85左右(圖6b)。

圖6c為實驗段棒束與冷卻劑之間的換熱模型隨時間的變化。當模型代號為55時，流體處于超臨界狀態。而代號為49、48、45表示流體處于膜態沸騰區，代號35和25分別表示流體處于過渡沸騰區和核態沸騰區。另外，模型代號49表示此時流體換熱形式為為氣相換熱，而25至48之間的數字代號則表示此時流體換熱形式為兩相換熱。

當實驗段壓力降至臨界壓力以下時，實驗段內的冷卻劑流動由超臨界流動變為兩相流，在2 004.4 s時，冷卻劑的換熱模型變為膜態沸騰，在2 060 s時，變為過渡沸騰。圖6d為換熱器兩端的壓差曲線。當泄壓發生后，首先受影響的是流動的下游方向，即換熱器一次側壓力顯著下降，而換熱器二次側的壓力下降則較為緩慢，換熱器的壓差開始增加，在擬臨界點附近達到極值。而后隨著實驗段流體變為氣液兩相，兩相摩擦阻力系數較大，這導致實驗段和預熱器內的壓差上升。但在經過臨界點之后的一段時間內，實驗段和預熱器內的冷卻劑由超臨界狀態變為兩相流，這個相變過程使得壓差有個暫時的下降。最大的壓差出現在冷流體的進口和熱流體的出口，即一次側的出口和二次側的進口，且最大壓差將達6 MPa。

圖6 瞬態時的系統變化Fig.6 System behavior in transient state

瞬態時系統各參數隨時間的變化示于圖7。從圖7a可看出，泄壓開始后，壓差增大，實驗段流量上升，在擬臨界點附近達到峰值1.6 kg/s。而后由于實驗段內流體發生了相變，流動阻力暫時增大，而流量取決于整個回路的壓差和阻力，這導致實驗段流量迅速降低，隨泄壓的繼續，壓差逐漸加大使實驗段流量逐步回升，并保持在較初始流量更高的狀態(圖6d)。從圖7b可看出，在達到臨界點之前，隨壓力的下降，比定壓熱容顯著上升，伴隨流速的增加，使換熱性能大幅提高；而系統壓力達到臨界壓力后，流體的流速、比定壓熱容和汽化潛熱顯著下降，導致換熱性能大幅降低。在2 030 s前，實驗段內流體處于膜態沸騰區，氣相的換熱系數幾乎等于整體的換熱系數，但2 030 s后，空泡份額降低，氣相的換熱系數依然維持在較低水平，但液相的換熱系數增加并占主導，使整體的換熱系數有一上升，直至2 060 s時，流體進入過渡沸騰區后保持基本穩定。

加熱棒壁面溫度和冷卻劑流體溫度的變化是實驗段流量和換熱系數共同作用的結果。圖7c為加熱棒壁面溫度隨時間的變化曲線。由上述換熱系數的分析可知，隨泄壓的進行，在達到臨界壓力前，換熱系數增加，使加熱棒壁面溫度一直下降，直至達到擬臨界點附近，換熱系數的降低較流量下降的速度更快，壁面溫度開始上升，出現峰值。而后空泡份額開始變化，如前所述，實驗段流體的換熱由氣相膜態沸騰轉變為兩相膜態沸騰，液相的換熱系數開始增加，使得實驗段流體總的換熱系數開始緩慢上升，而此時實驗段流量仍很低，這使得實驗段出口處壁面溫度在短時間內穩定在一定幅度內，而2 030 s后隨實驗段流體換熱系數和流量的同時快速上升，壁面溫度開始下降直至緩慢穩定。從圖7d可看出，實驗段流體溫度的變化基本與壁面溫度的變化趨勢一致。

圖7 瞬態時系統參數隨時間的變化Fig.7 System parameter vs. time in transient state

5 敏感性分析

5.1 泄壓速率的影響

為模擬不同泄壓速率對回路的影響，通過改變不同的閥門開度來實現，即在100%閥門開度的基礎上分別減小到50%和增加到200%。泄壓速率的敏感性分析列于表2。不同工況下系統參數的變化示于圖8。從圖8可看出，在50%和200%的閥門開度情況下，分別形成了兩個峰值，并隨著閥門破口面積的增大，實驗段的降壓速率增加，實驗段流量的峰值也增加，這使得在閥門開度為200%的工況下，加熱棒壁面溫度在擬臨界點附近的峰值更低。之后，隨著流體流量和換熱系數的降低，實驗段流體溫度又出現一個上升，在2 030 s左右，達到另一個峰值。與工況1相比，在工況3下，實驗段流體的換熱系數更小，而此時流量與其他工況基本相同，故而工況3的第2個峰值會更高。

表2 泄壓速率的敏感性分析Table 2 Sensitivity analysis on depressurization rate

5.2 加熱棒加熱功率的影響

為了研究加熱棒加熱功率對結果的影響，在保證實驗段出口溫度(450 ℃)不變，即保證預熱器和實驗段加熱總功率不變的前提下，改變預熱器和實驗段之間的功率分配。功率分配方式為：方式1，實驗段加熱功率63.6 kW，預熱器加熱功率637.4 kW；方式2，實驗段加熱功率100 kW，預熱器加熱功率601 kW；方式3，實驗段加熱功率150 kW，預熱器加熱功率551 kW。不同功率分配方式下系統參數的變化示于圖9。由圖9可知，以方式1作為基準，方式2、3的實驗段加熱功率逐漸增加，實驗段的壁面溫度和實驗段流體溫度在泄壓過程中也會更高。如圖9a所示，改變加熱功率的分配會影響實驗段流體的換熱模型，對于方式3，實驗段內流體一致保持在膜態沸騰區，未進入過渡沸騰區。而對于方式2，其實驗段內流體進入過渡沸騰區的時間點也較方式1有所推遲，這影響到冷卻劑的換熱系數，從而使實驗段的壁面溫度和流體溫度有高低之差。

圖8 不同工況下系統參數的變化Fig.8 System parameters of different cases

圖9 不同功率分配方式下系統參數的變化Fig.9 System parameters of different power distributions

5.3 臨界熱流密度系數的影響

在本節中，增大臨界熱流密度系數，是指提高了臨界熱流密度和返回核態沸騰的溫度，這就使實驗段流體提早由膜態沸騰向核態沸騰轉變。本節討論臨界熱流密度系數因子分別為0.2、1.0和2.0三種情況下系統參數的變化(圖10)。從圖10a可看出，不同于其他兩種情況，當臨界熱流密度系數因子為2.0時，實驗段流體由過渡沸騰進入到核態沸騰區，且此時換熱系數瞬間增大，加熱棒壁面溫度瞬間下降，如圖10b、c所示。由圖10d可看到，臨界熱流密度系數的改變對實驗段冷卻劑溫度的影響不大。

5.4 氣相強制對流換熱系數的影響

由前述瞬態工況的分析可知，在膜態沸騰區時，實驗段流體氣相的換熱系數基本等于流體總的換熱系數(氣相換熱系數與液相換熱系數之和)。本節討論當氣相強制對流換熱系數(HTC)因子分別為0.2、1.0、2.0時，系統各熱工水力參數的變化(圖11)。從圖11可看出，以上3種條件下，實驗段流體的換熱模型轉變很相似，但冷卻劑的換熱系數卻差別很大，導致其對應的最高壁面溫度分別為708、449和438 ℃，即隨換熱系數因子的升高，最高壁面溫度降低。這是因為當換熱系數因子為0.2時，過低的換熱系數導致加熱棒在泄壓過程時出現了沸騰危機，這使壁面溫度在擬臨界點附近會明顯升高，一度升至大于700 ℃。而此時，實驗段內的流體溫度也由于換熱系數太低會有一個驟降。之后隨泄壓的進行，實驗段冷卻劑的空泡份額逐漸降低，液相開始增多，氣相的換熱開始減弱，總的換熱系數開始增大。直至在2 060 s左右實驗段流體進入過渡沸騰區，液相換熱占主導地位后，這3種條件下的換熱系數基本趨于一致，壁面溫度和流體溫度也基本趨于一致。

圖10 不同臨界熱流密度系數因子下系統參數的變化Fig.10 System parameters of different CHF coefficient factors

圖11 不同氣相強制對流換熱系數因子下系統參數的變化Fig.11 System parameters on different HTC factors of forced convection to vapor

6 結論

本文使用修改后的ATHLET-SC程序對SWAMUP實驗裝置建模，并對回路的熱工水力特性進行分析。結果表明，被修改后的ATHLET-SC程序完全可計算跨臨界瞬態過程。計算結果顯示，在泄壓開始后的4.3 s內，實驗段壓力降至超臨界壓力以下，實驗段內的冷卻劑換熱模式會經過膜態沸騰、過渡態沸騰或核態沸騰(取決于不同的計算模型)階段，最高壁面溫度發生在膜態沸騰區。敏感性分析表明：泄壓速率越大，加熱棒最高壁面溫度越高；加熱棒功率越高，最高壁面溫度越高；臨界熱流密度系數因子增大時，其換熱模型由過渡態沸騰轉變為核態沸騰；氣相的換熱系數因子越小，其最高壁面溫度越高。另外需特別考慮的是，回路中換熱器的內外壓差將達6 MPa，這在實驗過程中需予以考慮。

感謝德國GRS核安全中心提供ATHLET程序。

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Thermal-hydraulic Analysis of SWAMUP Test Facility

WANG Zi-di, CAO Zhen, LIU Xiao-jing, CHENG Xu

(SchoolofNuclearScienceandEngineering,ShanghaiJiaoTongUniversity,Shanghai200240,China)

Trans-critical transients, i.e. the pressure in the reactor system undergoing a rapid decrease from the supercritical pressure to the subcritical condition, are of crucial importance for the LOCA analysis of supercritical water cooled reactor (SCWR). To obtain more knowledge about this process, the supercritical water multipurpose loop (SWAMUP) test facility in Shanghai Jiao Tong University (SJTU) will be applied to provide test data for the process. Some pre-test calculations are necessary to show the feasibility of the experiment. In this study, the trans-critical transient analysis was performed for the SWAMUP test facility with the system code ATHLET-SC which was modified in SJTU. The system behaviors including system pressure, coolant mass flow, and wall temperature of heating rod during the depressurization were presented. The effects of some important parameters such as depressurization rate, heating power of heating rod on the system characteristics were also investigated. The results indicate that the revised system code ATHLET-SC is capable of simulating thermal-hydraulic behaviors during the trans-critical transient. According to the results, the wall temperature of heating rod during the transient is kept below the design limit. However, the pressure difference between the heat exchanger inside and outside after depressurization could reach 6 MPa, which should be considered in the test.

SWAMUP test facility; trans-critical transient; ATHLET-SC code; pre-test calculation

2014-03-26;

2014-05-09

高等學校博士學科點專項科研基金資助項目(20110073120045)

汪子迪(1991—)，男，江西婺源人，碩士研究生，核能科學與工程專業

TL333

A

1000-6931(2015)07-1191-09

10.7538/yzk.2015.49.07.1191