超蒸發表面結構應用于ERVC 增強的初步實驗研究

徐輝，匡波，劉鵬飛，唐琪，王凡

上海交通大學核科學與工程學院，上海200240

為緩解堆芯熔化的嚴重事故后果，有關設計提出通過非能動地實施堆腔注水，以自然循環的冷卻水沸騰換熱來冷卻壓力容器下封頭(RPV)外壁，通過此壓力容器外部冷卻(ERVC)方案，實現熔融物堆內滯留(IVR)，防止下封頭蠕變失效[1]。大型先進壓水堆實施IVR?ERVC的關鍵挑戰之一就是如何設法增強RPV下封頭外壁沸騰換熱，并提高其傳熱限值臨界熱通量(CHF)。對RPV進行表面開槽加工處理就是其中一個可能的選項。事實上，受熱面開槽的超蒸發方案，已用于聚變堆包層面向等離子體高熱負荷的第一壁或偏濾器外壁的概念設計。若以此作為ERVC條件下受熱面沸騰換熱及CHF的增強措施，也是值得關注與研究的方案之一[2?7]。

1 超蒸發效應

超蒸發技術是指在較高熱流的沸騰受熱面上垂直于流動方向開出一些槽道，形成肋槽相間的表面結構；在過冷的流動沸騰時，允許肋底部壁溫度超過CHF溫度，而其余部分則仍維持在穩定核態沸騰起始溫度左右。這樣，從整個受熱面看，在較高熱負荷下，即便受熱面局部溫度已較高，且短時局部發生CHF，但受熱面溫度平均起來仍不高，在一段時間內，超蒸發表面并不出現整體上的傳熱惡化，也不會出現壁溫飛升或換熱急劇降低現象。由此可望提高臨界熱通量CHF[8?10]。

超蒸發效應是一種提高過冷沸騰傳熱及CHF的機制，其過程機理主要與這樣一系列連續物理過程有關：由于熱負荷高，受熱面壁溫較高，表面相鄰兩肋間槽道內壁上可率先沸騰，而肋外主流則處于過冷；產生的蒸汽泡(或汽塊)幾乎充滿槽道后，進入主流迅速凝結，過冷的主流流體則補充“沖”入肋間槽道，只要槽內壁面在充滿蒸汽期間還未達到Lindenfrost溫度，則完全能被沖入的過冷液體再潤濕，然后重新沸騰。于是，這種相鄰肋間持續的沸騰—凝結即可提高換熱及CHF。此過程機理在本質上就是當肋間沸騰時，加熱壁熱量由肋間槽內沸騰相變“吸走”，再通過肋外蒸汽傳輸與凝結過程傳遞給主流。顯然，表面超蒸發的有效性跟表面幾何結構及流道系統內熱工水力參數密切相關。

一般來說，超蒸發表面的換熱及CHF增強效應較適用于冷卻水過冷與低流速工況[11]。在非能動IVR?ERVC應用中，冷卻水通過自然循環流過熱負荷較高的朝下受熱曲面時，能否采用超蒸發表面技術有效提高沸騰換熱及臨界熱通量，從而提高ERVC的裕量，仍需進行針對性的實驗探究。

本文對自然循環ERVC流道中加熱曲面朝下的沸騰工況，通過對比光滑與開槽的超蒸發壁面換熱特性的實驗結果，結合可視化觀察，初步研討開槽表面超蒸發技術應用于增強ERVC的可行性。

2 實驗裝置和實驗方法

2.1 實驗回路與測試系統

為探究非能動ERVC中應用超蒸發表面增強沸騰換熱及臨界熱通量的可行性，本文模擬非能動ERVC條件，在如圖1所示的自然循環回路上，設置模擬原型的加熱試驗段及相應的流道；此外，整個實驗回路還包括上升段、冷凝段、下降段等。加熱段進口前還配有一循環泵旁路，供拓展進行強制循環實驗用，實驗介質為去離子水。

圖1 實驗回路

針對實際RPV下封頭外壁與保溫層間ERVC流道，實驗回路在加熱段區域采用一段弧形流道，其中裝設一段外徑與原型RPV相當、張角為7°的弧形厚加熱銅塊(本體由加熱棒間接加熱，模擬RPV壁的大熱容換熱邊界)；本體徑向中心線與鉛錘方向夾角為θ，實驗中改變本體在弧形流道中位置，將其固定于θ處(模擬RPV不同位置)，可進行弧形流道上相應各方位角θ處沸騰換熱特性實驗；從本體側面進行深鉆孔，直至加熱塊對稱面，在各溫度測孔插入?1mm鎧裝熱電偶。本文加熱本體有2種加熱塊，其一加熱面未開槽，表面粗糙度為Ra6.3量級，簡稱“光滑面”；另一本體則在弧形加熱面上開槽，簡稱“開槽面”，肋寬、肋深、肋間距均為5mm，其他均與前一本體相同，參見圖2、3。此外，在與加熱塊對應的弧形流道側壁還設有可視化觀測窗，配Y3-S1高速攝像系統。

圖2 開槽面試驗本體幾何結構(單位：mm)

圖3 光滑面試驗本體幾何結構

另外，沿整個實驗回路還設置了相應的流道流體溫度測點、各段沿程壓力壓差測點、加熱(棒)功率測點以及回路循環流量等測點等。經評定，加熱塊上測溫采用K型鎧裝熱電偶，最大擴展不確定度(傳感器+信道)為1.94℃；各段流道中流體溫度測量采用T型鎧裝熱電偶，最大擴展不確定度(傳感器+信道)1.04℃；以固態壓阻式壓力、壓差變送器測量回路上各壓力、壓差，最大擴展不確定度(儀表+信道)分別是0.93kPa、0.47kPa；回路循環流量測量采用電磁流量計，最大擴展不確定度(傳感器+信道)為0.15m3/h；總加熱功率測量不確定度(傳感器+信道)為0.34kW(相對值0.73%)。上述均以NI高性能數據采集系統采集，并予存儲。

2.2 實驗過程與數據處理

2.2.1 實驗過程

實驗在上述自然循環回路上進行，工況控制與保持通過聯合調節加熱功率與冷凝功率實現。選定實驗本體(開槽面或光滑面本體)，按預設方位角θ安裝就位并檢查調試完畢；根據預定計劃逐步由低至高提升本體加熱功率，每提升一步加熱功率(以圖4所示為例)，相應增加冷凝器冷卻流量；同時監測回路中各熱力參數，先粗調后微調冷凝冷卻功率，最終保證加熱段入口溫度與回路壓力水平恢復到該步功率提升前的量值不變，并維持一段時間(圖中為9~40min不等)；確認自然循環達到穩態(各參數穩定)后，適時采集本體上各測點溫度、流道各處水溫、流道各處壓力壓差、循環流量等實時數據。提升功率過程中，當加熱功率接近預估量值時，改用小的提升步長(實驗中取最小功率調節步長)，本體近加熱面的測點出現大幅溫度飛升時，迅速切除部分功率(如圖5)，即認為在此功率水平下發生CHF，實驗中通過弧形流道側壁可視化窗對各加熱功率水平下本體表面沸騰過程進行高速攝影圖像采集。

圖4 一次實驗中加熱功率時序

圖5 發生CHF時試驗本體測點溫度

2.2.2 實驗數據的處理

在實驗中，對每一加熱功率水平調節自然循環工況至各參數穩定后，實時采集各溫度、壓力壓差以及流量時序信號，進行時間平均處理。根據實際控制調節、采集并時均處理得到的加熱功率Pw與本體加熱面面積Sw，可有曲面平均視在熱流w：

同時，利用本體上各測點溫度測量值，采用導熱逆問題程序計算得到加熱本體上的溫度分布，以及換熱曲面上實際的當地溫度Tw與當地熱流qw(以加熱曲面中心線處為準)；定義熱流修正因子為：

另外，主流平均溫度Tb是基于入口溫度Tin由流道內熱平衡估計得到，這樣，定義本體加熱面的當地沸騰換熱系數α如下：

上述臨界熱流密度與換熱系數的不確定度均可由傳感器不確定度與間接測量方法綜合估計。經評定，本文試驗中最大不確定度分別為315.8、162.8kW/(m2·K)。

3 實驗結果與討論

3.1 ERVC條件下開槽面的沸騰換熱特征及可視化

在自然循環回路中，逐步提高本體加熱功率展開實驗。在各功率水平下，對模擬下封頭外壁的朝下弧形實驗本體開槽表面上ERVC沸騰換熱過程與特性進行實驗測量與可視化觀測。圖6給出了弧形流道本體分別在θ=7.5°、37.5°、67.5°以及82.5°處的各次實驗中，在不同加熱功率水平下得到的臨界前沸騰過程中開槽面熱流qw隨壁面過熱度ΔT=Tw?Tsat的變化(圖中各次最后一個實驗點為非常接近CHF的上一個最小加熱步長時值)。

圖6 開槽面不同方位角θ處的沸騰換熱曲線

可以看到，在ERVC條件下，臨界前沸騰換熱熱流與壁面過熱度呈正相關性，即熱流越大，壁面過熱度越大；隨著方位角θ增加，汽泡排出條件與換熱條件顯著改善，相同熱流下壁溫可更低。考慮到熔融物重定位形成下封頭內熔池時其外壁熱流隨方位角θ的分布趨勢，上述沸騰換熱能力隨方位角θ增加而增加的趨勢是適宜的。

圖7給出了在本體分別位于弧形流道中θ=7.5°、37.5°、67.5°以及82.5°處時，所測得的開槽面的臨界熱通量CHF值。可以看到，隨著方位角θ的增加，加熱表面及槽道內汽泡的排出越來越容易，蒸汽越難存積，因此CHF也逐漸增大，且CHF隨方位角的增加先快速增加，而后增加趨緩。

圖7 開槽面不同方位角 θ 處的CHF值

圖8、9給出了本體安裝方位角q分別為7.5°、82.5°時，其開槽面上典型沸騰換熱過程的可視化圖像。由圖8(a)、(c)、(e)可以看到，方位角 θ=7.5°時，在較低熱負荷(0.137MW/m2)下，開槽面上先在槽內產生孤立蒸汽泡，后合并積累成條狀汽團，直至充滿整個槽道，此為“聚汽”階段；同時，因方位角θ=7.5°較低，本體表面幾乎朝下，汽泡受肋的阻礙不易脫出；最后，被槽外過冷液體攜帶沿主流(圖中從右至左)沖出槽道并凝結，此為“排汽”與“凝結”階段，槽中汽團依次被“清除”，沸騰過程呈典型的超蒸發效應。整個周期計約2s，為間歇性擾動過程。

圖8 開槽面方位角7.5°處不同熱負荷下的可視化圖像

圖9 開槽表面方位角82.5°處不同熱負荷下的可視化圖像

在圖8(b)、(d)、(f)中，本體加熱面的方位角q仍為7.5°，但熱負荷較高(0.70MW/m2)，接近該角度處CHF。因熱負荷高，汽泡生成速率大，槽內很快“聚汽”成條狀汽團，隨后大塊“排汽”沖出槽道，推動主流“凝結”清除槽道，冷液重新充填。整個周期典型計約0.33s，遠快于低熱負荷時的情況，間歇擾動十分劇烈，換熱更有效。

再增加一點熱負荷，槽內“聚汽”更快，“排汽—凝結”過程提前，當“聚汽”連續不斷，而“排汽”“凝結”過程無法與之相匹配時，即出現溫度飛升，發生CHF。

圖9給出了方位角q=82.5°時，不同熱負荷下開槽面上的沸騰傳輸過程觀測圖像?？梢钥吹剑涸诘蜔嶝摵上?0.114MW/m2)，“聚汽”中因汽泡產生率低，且因方位角較高而“排汽”及“凝結”較容易，汽泡多在產生后逐個脫離排出，因此基本上無法看到條狀汽團充滿槽內，“排汽—凝結”過程比較連續，幾乎沒有典型的周期。顯然由于排汽的改善，此高角度處的沸騰換熱能力及其限值CHF要高于低θ處。在高熱負荷工況(1.431MW/m2)，“聚汽”過程隨著蒸汽產生率的增加，也出現了充滿槽道的大塊汽團。在隨后的“排汽”與“凝結”階段中，此汽團得以清除。由于熱負荷更高及槽肋阻力更小，典型的沸騰周期短至0.25s，換熱能力更強，直至更高熱負荷下達到CHF。

3.2 ERVC條件下開槽面相對于光滑面的沸騰增強

圖10給出了在本體分別位于弧形流道中θ=7.5°、37.5°、67.5°以及82.5°處的各次實驗中，于不同加熱功率水平下得到的臨界前沸騰過程中開槽及光滑面熱流qw隨壁面過熱度ΔT=Tw?Tsat的變化(圖中各次最后一個實驗點為非常接近CHF的上一個加熱步長的值)。由圖10可知，開槽面與光滑面相比，其沸騰曲線的泡核沸騰區段是顯著左移了，說明在相同的ERVC熔池熱負荷條件下，比起光滑面來，開槽面壁溫(壁面過熱度)要顯著地低一些；而且，對各方位角處的開槽面來說，各泡核沸騰區段沸騰曲線也不重合，隨方位角從小到大增加依次左移；而光滑面各方位角處的沸騰曲線則沒有明顯的左移。顯然，開槽面不論在其承載的熱負荷，還是在承受熱負荷時其壁面溫度等方面均較光滑面有一定優越性。

圖10 開槽面與光滑面不同方位角θ處的沸騰換熱曲線

圖11給出了在本體分別位于弧形流道中θ=7.5°、37.5°、67.5°以及82.5°處的各次實驗中(入口水溫為93~98℃)，通過逐步提升加熱功率水平所測得的開槽面與光滑面各處臨界熱通量CHF值的對比。可以看到，除極低方位角(如θ=7.5°)外，在其他中等或較高方位角處，開槽面在對應角度下的臨界熱負荷CHF也比光滑面有顯著提升，自θ=37.5°始直至82.5°，CHF提升幅度在30%~75%。這些都有助于提高ERVC熱負荷有效性，進一步地提高IVR?ERVC的熱負荷裕量。

圖11 開槽面和光滑面各方位角θ處實際臨界熱通量分布

上述關于開槽面相對于光滑面的沸騰增強機理，可結合圖12的可視化結果得到印證。圖12給出了在加熱功率約為最終達到CHF時功率95%的情況下，處于相同方位角(θ=67.5°)的開槽及光滑本體表面上的兩相沸騰傳輸過程的可視化圖像?？梢杂^察到開槽和光滑面上兩相流動均有一定周期性，但由于開槽面上槽內“聚汽”與“排汽”、“凝結”過程相匹配，仍能觀察到顯著的超蒸發效應。加之換熱面實際面積也因開槽而有所擴展，而光滑面上則沒有此現象。因此，開槽面上換熱得以強化，壁面過熱度明顯降低，CHF也比光滑面有明顯提高，從而增強了ERVC的能力。

圖12 開槽面光滑面方位角67.5°處可視化圖像

3.3 采用超蒸發結構換熱面對ERVC能力的增強影響

ERVC中自然循環流量與熱負荷，是跟ERVC加熱面沸騰傳輸與換熱行為密切聯系又相互耦合的2個重要因素。

圖13、14分別給出了本文實驗中，本體開槽面與光滑面在各方位角處的換熱系數與加熱熱負荷、循環流量之間的關系?？梢钥吹?，2種本體加熱面上的換熱系數跟熱負荷、循環流量均為正相關。特別地，開槽面上換熱系數要高于光滑面；同時，如前所述，在ERVC的低速循環流動及過冷沸騰條件下，開槽面上的超蒸發效應有一定的CHF增強作用，開槽面上可達到更大CHF，臨界前傳熱區域范圍更廣，因此，特別是對于較高θ角的情況，當光滑面已發生CHF，開槽面上仍可處于pre-CHF狀態，可有更多換熱裕量，這一點對于提高ERVC能力，對于高角度區熱聚焦效應帶來的挑戰，更為有利。

圖13 換熱系數與熱流密度關系

圖14 換熱系數與循環流量關系

同時，由圖15、16還可以看到，在所有ERVC工況下，尤其對于中高θ角區域，開槽面除了CHF得到提高，壁溫也顯著低于相應的光滑面，而且熱負荷越大，相應的自然循環流量越大，開槽面控制壁溫的優越性更明顯。

圖15 壁溫與熱流密度關系

圖16 壁溫與循環流量關系

上述表明，在進一步優化超蒸發開槽表面結構且滿足工程可實施性的前提下，壓力容器下封頭(特別是在高角度區)采用開槽面有助于強化ERVC沸騰換熱，增強ERVC的能力。

4 結論

本文通過對開槽與光滑面2種本體在模擬非能動ERVC條件下的沸騰換熱及臨界熱通量特性的對比實驗，結合對開槽面上沸騰換熱過程中超蒸發效應的可視化觀測與機理，研究了ERVC朝下加熱面作開槽處理后，得出以下結論：

1)可使其相較于不做處理的光滑面傳輸更高的熱負荷，顯著提高換熱面CHF；

2)增大沸騰換熱系數，降低壁溫，這些特征在中高角度更為明顯；

3)初步驗證了超蒸發技術用于增強IVR?ERVC熱負荷有效性的可行性。