冬季SEC泵備用狀態下積氣形成機理的理論與模擬實驗研究

李文蛟

（遼寧紅沿河核電有限公司，遼寧，大連 116319）

核電廠的運行經驗表明，在安全系統中不凝氣體的堆積可能會影響系統既定安全功能的實現。這個問題已經引發了業界的高度關注。比如美國核電運行研究所（INPO），針對不凝氣體積聚問題，發布了一系列文件［1］。隨著我國核電運行堆年的增加，近年來也發生多起因不凝氣體積聚引發的事件，其中，作為核島最終熱阱的核電廠重要廠用水系統（SEC），因SEC泵的泵腔積氣而無法啟動的事件，尤為重要。比如國內某北方核電廠重要廠用水系統，在冬季曾發生多起因泵腔存在大量積氣而無法實現自動啟動的重要事件。

由于行業的特殊性以及SEC系統的復雜性，對于SEC泵積氣而無法啟動的問題，目前報道的研究很少。劉生根等人對國內核電廠出現的SEC泵積氣現象作了一般性理論分析，認為積氣的來源，通過發生在排氣管內的“倒虹吸”現象把空氣吸入泵腔［2］。然而這一分析，無法解釋為何北方核電廠SEC泵積氣而啟動失敗的事件均發生于冬季。胡新澤等人則認為，SEC泵積氣的來源，主要來源于因停泵水錘導致的排氣管抽氣［3］。這一分析也無法解釋一些機組現象，比如當排氣管閥門處于關閉狀態，從排氣管不可能抽氣，但依然會發生SEC泵腔積氣無法啟動的事件。

國內某北方核電廠SEC泵積氣而無法啟動的事件，均發生在冬季SEC泵處于備用狀態一段時間之后。對這一過程中機組的狀態進行大量分析，發現泵腔大量積氣來源于海水受熱析出的溶解氣體；而SEC泵排氣系統存在缺陷導致析氣無法順利排泄，進而在泵腔區域形成積氣。然而對SEC泵積氣過程的詳細機理尚不清楚，需要開展深入研究，以期在此基礎上解決這一重要機組問題。

本文開展了靜態海水中溶解氣體動態析出動態特性分析，研究了環境溫度、水的初始溫度、鹽度等關鍵參數對水中溶解氧動態析出過程的影響；在分析SEC系統及運行特征等基礎上，建立了針對SEC泵積氣現象的簡化模擬實驗系統；在模擬實驗系統上，對低溫海水受熱析氣現象進行直接觀察；研究泵腔積氣形成的過程特征、海潮漲落影響下的氣腔演化特征、排氣管中氣液兩相流特征等。在此基礎上，尋求解決這一機組重大技術問題的方案。

1 靜態海水中溶解氣體析出動態特性分析

首先構建了簡化的研究對象（如圖1），選取以氧氣作為代表性氣體。該簡化的研究對象由一個球形容器和穩壓箱構成。球形容器內徑300 mm，器壁為25 mm鑄鋼。與大氣聯通的穩壓箱中，海水的溶解氧與空氣中的氧氣達到平衡態。穩壓箱中的水溫可在研究范圍（0-40℃）內調節并保持恒溫。球形容器置于一相對大空間（如圖中虛線范圍），該空間的大氣處于設定的恒溫狀態。該球形容器中的壓力被穩壓箱保持在標準大氣壓條件下。

圖1 簡化的研究對象示意圖Fig.1 Simplified schematic diagram of research object

該研究對象的初始狀態是這樣設定的：開啟排氣閥、排空閥，待球形容器里的液體排空后，關閉排空閥；開啟聯通閥，給球形容器注入設定溫度的海水；當排氣閥中有液體排出時，關閉排氣閥。

研究過程中，球形容器內的海水受大空間環境的加熱。針對研究對象的特點，其畢渥準則數Bi=αδ/λ<0.1，對該加熱過程，可以采用集中參數法［4］。

環境對水的加熱量率：

式中：R——球形容器的內徑；

K——總傳熱系數；

Ta——球形容器所在空間的環境溫度；

Tτ：球形容器中海水τ時刻的溫度。

水在升溫過程中的吸熱率：

式中：Vs——球形容器的內體積；

Vgτ——球形容器內τ時刻水受熱析氣所占體積；

ρ——海水的密度；

Cp——水的等壓比熱。

（1）、（2）聯立成為穩態方程：

初始條件：τ=0時，Tτ=T0。

在本研究條件下，由于析氣過程比較緩慢，可作為準平衡過程處理。因此球形容器內水受熱析氣所占體積表述為：

式中：VT0——初始溫度時海水的溶解氧；

VTτ為某溫度時水的溶解氧。

水中的平衡溶解氧量計算，我們采用Weiss氣體溶解度計算公式［5］。水中的平衡溶解氧量是水的溫度、鹽度的非線性函數。

針對研究對象，采用上述數學模型，開展數值計算，可得到環境溫度Ta、海水的初始溫度T0、鹽度S等特征參數對海水受環境加熱溶解氧析出過程影響的規律。

（1）環境溫度對海水溶解氧析氣過程的影響

圖2顯示了在水的初始溫度為0℃，鹽度為0的條件下，環境溫度對海水溶解氧氣析出的影響。在開始階段，環境溫度對氧氣總析出速率有較大的影響。環境溫度越高，氧氣總析出速率越大。隨著時間的延長，氧氣總析出速率呈遞減趨勢。環境溫度越高，氧氣析出總量也越大。在持續20小時之后，氧氣總析出量基本不變。

（2）海水的初始溫度對海水溶解氧析氣過程的影響

圖3顯示了在環境溫度為30℃，鹽度為0的條件下，不同的海水初始溫度對海水溶解氧氣析出的影響。在開始階段，海水初始溫度越低，氧氣總析出速率越大。氧氣總析出速率隨時間而衰減。海水初始溫度越低，氧氣析出總量也越大。

圖3 水的初始溫度對海水溶解氧氣析出的影響Fig.3 Effect of initial temperature on dissolved oxygen evolution in seawater

（3）鹽度對海水溶解氧析氣過程的影響

圖4 顯示了在環境溫度為30℃，海水的初始溫度為0℃的條件下，不同的海水鹽度對海水溶解氧氣析出的影響。鹽度越低，氧氣總析出速率高，但差異不顯著。同樣，鹽度越低，氧氣析出總量也稍高。

圖4 鹽度對海水溶解氧氣析出的影響Fig.4 Effect of salinity on dissolved oxygen evolution in seawater

2 SEC泵積氣現象的模擬實驗研究

2.1 實驗系統簡介

實驗系統的設計，應能體現以下要求：符合SEC系統的空間分布特征；SEC泵腔積氣過程的可視化；可模擬SEC泵備用狀態下海潮漲落特征；可模擬排氣管傾角對排氣性能的影響。

建立的實驗系統主要由穩壓箱、實驗段、相應的管線及測量裝置構成（圖5）。穩壓箱是內徑220 mm的圓柱形容器，有效高度260 mm；實驗段是透明容器，容積1.5 L，其上部設析氣監測段（ab），用來檢測析氣空間的狀態；排氣管（bcde）為內徑6 mm的透明PVC管。在實驗狀態下，實驗段析出的氣體容積與穩壓箱的容積相比很小，氣體析出現象所導致穩壓箱的液位變化可以忽略，因此該穩壓箱用來模擬海面水位是合適的。實驗段上部的析氣監測段，用來模擬SEC泵的泵腔；實驗段析氣監測段的下部，用來模擬與SEC泵腔有連接管系中的局部海水區域。實驗段的初始注入的低溫海水，被環境加熱。實驗段設有水溫檢測點。實驗段析出的氣體，在實驗段容器的頂部檢測段聚集（析氣監測段內徑20 mm），積氣的容積可由析氣監測段檢測；排氣管模擬SEC泵的排氣管道，cd段的傾斜度可調，排氣立管上設有液位檢測。

圖5 實驗系統流程簡圖Fig.5 Flow chart of experimental system

2.2 實驗方法

實驗用海水：在冬季，實驗用海水直接從核電廠附近大海中提取。

實驗時，開啟實驗段排空閥、穩壓箱排水閥，分別將實驗段、穩壓箱排空后關閉閥門。將低溫海水注入穩壓箱，低溫海水逐漸注入實驗段及排氣管，注水階段完成后，實驗段為水實體，穩壓箱、排氣管液位穩定在某一高度。室溫維持在恒定狀態。實驗段中的初始低溫海水受環境加熱而升溫。實驗過程中，間隔測量室溫、實驗段海水溫度、析氣監測段氣腔高度、排氣立管液位。

海潮漲落影響下的氣腔演化特征實驗，是在析氣過程達到動態平衡，當系統處于穩定狀態時，打開穩壓箱的補水閥，給穩壓箱補水以改變其液位，模擬海水漲潮過程；同樣，系統處于穩定狀態時，打開穩壓箱的排水閥，以降低其液位，模擬海水落潮過程。

以c為原點，通過調節cd段管道與水平線之間的夾角，模擬排氣管傾角對排氣過程氣液兩相流動的影響。

2.3 結果與討論

2.3.1 氣體析出過程中的主要特征

圖6 顯示了實驗段容器中的低溫海水，在環境加熱下其溫度升高過程中主要監測參數隨時間變化的曲線。實驗環境溫度23℃，海水初始溫度8.2℃。由圖可見，實驗段海水溫度在經歷一個階段的上升和環境溫度達到平衡后趨于穩定。從監測段氣腔體積的變化特征來看，實驗段容器中海水受熱氣體析出過程包括三個階段：起始段的緩慢析出階段、快速析出階段和平衡段。排氣立管中相對水位的變化趨勢和監測段氣腔體積的演化趨勢呈現一致。

圖6 主要監測參數隨時間變化曲線（室溫：23℃；海水初始溫度8.2℃）Fig.6 Curve of main detection parameterswith time（ambient temperature,23℃;initial temperatureof seawater,8.2℃）

氣體在水中的溶解，存在以下兩種機理［6］：（1）氣體間隙填充溶解機理。該機理認為水中分子之間存在間隙，氣體分子則填充于間隙；間隙中的氣體可以采用氣體狀態方程描述。（2）氣體水合作用溶解機理。認為氣體和水分子之間存在水合作用。在一定溫度和壓力條件下，氣體和水分子形成水合物，存在下述平衡：。海水中的氣體溶解度，就是由上述兩種溶解機理共同決定的。當海水溫度提高而壓力維持穩定時，這兩種溶解機理都存在氣體的溶解度降低的效應，導致海水中溶解氣體的析出。

在實驗開始時，監測段沒有氣體；排氣立管中的水位和穩壓箱中液位在同一水平面，將其標記為排氣立管液位原點。

從實驗段析出的氣體，會逐漸在析氣監測段聚集而形成積氣。積氣的出現導致局部壓力抬升，引發流體壓力場的失穩，積氣段上、下部分的海水出現調整性運動。積氣段上部的海水向排氣立管方向流動，使得排氣立管中相對水位上升；積氣段下部的海水，沿實驗段與穩壓箱之間的連接管，向穩壓箱方向流動。但是由于這部分流量比較小，不足以使穩壓箱水位發生明顯的改變。當實驗段海水溫度和環境溫度達到平衡，析氣達到了動態平衡，排氣立管中相對水位便保持穩定。

在實驗達到平衡穩定狀態時，觀察到排氣立管中水位的相對上升高度，和析氣監測段中氣體的高度是基本一致的。這一實驗系統，宏觀上構成一個U形管。在穩定狀態時，氣腔高度和排氣立管中水位的相對上升高度接近時，才能維持U形管兩側液體的靜力平衡?；诖耍梢苑治鰵馇桓叨瓤赡苓_到的極限。在氣體析出過程，實際上在cd段，氣體在不斷擠壓其中的液體向右側運動，只有當氣體把cd段的原有液體全部擠出后，氣體的排放通道才會打通。因此，排氣立管中水位的相對最大上升高度，應該基本接近與cd段的長度（cde管段的內徑相同）。平衡穩定狀態時，析氣監測段中氣體的高度，即氣腔高度，可能達到的極限和cd段的長度接近。由此我們可以推斷，在實際機組上，如果SEC泵排氣管線內徑一致，排氣管線中液面高度以下的所有近水平段（或下傾段）管線長度之和，是在析氣穩定狀態下，泵腔區域所形成的氣腔高度的極限值。

2.3.2 海潮漲落影響下的氣腔演化特征

圖7顯示了模擬漲潮過程中主要參數的變化。從圖可以看到，隨著穩壓箱相對水位的上升，監測段氣腔體積有所下降，但變化幅度不很大；而排氣立管中相對水位的變化很明顯。

圖7 模擬漲潮過程的參數變化Fig.7 Parameter variation of simulated rising tideprocess

隨著穩壓箱水位的上升，壓力波通過連接管道傳導至析氣監測段的氣腔，引起氣腔壓力的震蕩式提高。氣腔壓力的升高，產生兩方面的效應：其一，根據氣體狀態方程，氣腔的體積會出現收縮趨勢；其二，氣腔壓力的改變，打破了氣腔與上部流體之間界面的壓力平衡，導致氣腔向上游的擴張趨勢并推動流體在排氣管內的運動。這一動態過程一直持續到新的平衡的建立。隨著穩壓箱水位的繼續上升，可觀察到氣體呈彈狀，開始沿cd管向垂直排氣管方向運動。當彈狀氣體從水平段進入垂直排氣管后，引起排氣立管中相對水位的迅速上升，直至氣體排出液面而出現液面的塌陷收縮。

圖8是模擬落潮過程的參數變化。從圖中可以看到，隨著穩壓箱相對水位的下降，監測段氣腔體積基本維持不變，而排氣立管中相對水位明顯下降。穩壓箱液位的下降，引起氣腔壓力的震蕩式下跌，氣腔下部液位出現回落的趨勢；氣腔與上部液體交界面壓力不再平衡，導致液體由排氣管道向氣腔區域的逆向流動而進入氣腔，使得氣腔下部液位回落的趨勢得到補償，實驗發現監測段氣腔底部位置未發現明顯改變。隨著穩壓箱液位的持續下降，cd管道的左端出現氣體空間，并向與液體運動相反方向緩慢移動，直至彈狀氣團離開cd末端進入垂直排氣管段而排掉。

圖8 模擬落潮過程的參數變化Fig.8 Parameter variation of simulated falling tideprocess

以上分析可見，海潮的漲落，均有助于積氣的排放。

2.3.3 不同傾角下排氣管中氣液兩相流特征

國內外對傾斜管道中氣液兩相流的研究，文獻報道很少，而且主要是針對強迫流動，如馬俊等人開展的研究［7］。本文涉及的傾斜管道中氣液兩相流，屬于存在氣液兩相的自然流動現象。圖9顯示了排氣管傾角對氣液兩相流影響。在模擬排氣管傾角對排氣過程影響之前，實驗系統主要狀態如下：cd段管道與水平夾角α=0°，監測段氣腔體積6 ml，cd段管道入口氣體段長度45 mm，氣相處于靜平衡狀態，排氣立管中水位保持穩定并作為隨后實驗中排氣立管中水位監測原點。調節α=10°進行觀察，發現cd段管道中氣體呈彈狀，占據管道的截面上部，向出口方向緩慢運動。這是因為隨著管道傾角的增大，氣相浮力在管道方向的分力fs克服了氣塊的移動阻力（液相剪切力τ1及管壁剪切力τW，如圖10）。氣塊進入立管后，占據了立管入口的整個管道截面，在迅速增加的運動方向的浮力作用下，氣塊移動速度加快，推動立管水位上升，當氣塊排出立管后，立管水位迅速坍塌，液位下降。調節α=15°進行觀察，情況與α=10°基本一致。當調節α=20°時，發現cd段管道中的彈狀氣塊被拉長，移動速度加快，進入立管后迅速排出。

圖9 排氣管CD段傾角對氣液兩相流影響的特征示意圖（a）0°；（b）10°；（c）20°Fig.9 Characteristic diagram of influenceof exhaust pipe（CD）inclination angel on gas liquid two phase flow:（a）0°；（b）10°；（c）20°

圖10 傾斜排氣管中彈狀氣流示意圖Fig.10 Schematic diagram of slug flow in inclined exhaust pipe

3 SEC泵在現場備用狀態下海水析氣特征、氣腔形成機理及改造方案

從上述理論研究和實驗分析中可以看到，初始狀態下，低的海水溫度、高的環境溫度、相對較長的析出過程持續時間以及海水容量的增加，均有利于該過程中更多氣體的析出。

圖11是該重要廠用水泵總裝圖。重要廠用水系統的SEC泵被置于重要廠用水系統的泵坑。由泵坑的采暖和通風系統，將泵坑的溫度維持在設計溫度（5-40℃）。

圖11 重要廠用水泵總裝圖Fig.11 General assembly drawing of essential service water pump

在冬季，該核電廠海水取水口海水溫度很低，歷史最低海表溫度達-2.5℃。電廠的備用泵一般至少處于1周左右的備用狀態，海水中溶解氣體的析出時間很充分。泵殼區域以及下部的入口管線，所賦存的海水量很可觀（見圖中虛線區域）。

這些條件，使得在冬季SEC泵較長的備用期間，可以析出大量的溶解氣體。

對改造前重要廠用SEC泵排氣管道分析發現，在平均海平面設計水位以下，有幾個排氣管段是近水平布置的。實驗研究已經發現，這些近水平布置的管道的存在，不利于積氣的排放。

綜合模擬實驗的結果及分析發現，SEC泵布置及運行切換特征等條件，使得冬季在SEC泵備用期間產生大量析氣，而排氣系統的布局設計所存在的缺陷，導致析氣無法及時順暢的排放，從而在泵腔葉輪區域形成很大的氣腔。

要解決泵腔葉輪區域形成的積氣問題，在理論上有兩個途徑，其一，抑制泵腔區域海水析氣現象；其二，改造現有排氣管道系統，使海水析氣能及時排掉，避免積氣的發生。但從上述研究來看，第一個技術路徑是不現實的，而第二個技術路徑，是比較可行的方法，也不存在核安全風險。

基于此，提出了通過對排氣管道布局進行改造，以解決問題的方案（圖12）。該方案，將排氣管道系統中幾個近水平布置的排氣管道部分，改成垂直布置或高傾角上揚布置。該核電廠組織合作單位，對在運的四臺機組完成了工程改造。機組運行表明，SEC泵冬季備用期間泵腔積氣無法啟動的重大技術問題，得到了徹底解決，確保了核島最終熱阱的可靠性。

圖12 改造后SEC泵排氣系統局部管道安裝圖Fig.12 Local pipelineinstallation drawing of exhaust system after transformation

4 結論

（1）環境溫度、海水的初始溫度對海水中溶解氧總析出速率和氧氣析出總量影響較大、鹽度對海水中溶解氧總析出速率影響較??；

（2）SEC泵的泵腔積氣形成過程具有明顯的階段性特征；

（3）在某核電廠重要廠用海水系統的布置方式下，SEC泵區域海水的賦存量、SEC泵運行狀態切換周期及運行環境等因素，均有利于冬季SEC泵備用期間海水溶解氣體的大量析出；

（4）海潮的漲落，均有助于積氣的排放；

（5）排氣管傾角對氣液兩相流動特征有顯著影響，該排氣系統存在的設計缺陷，導致海水析出氣體在泵腔區域的積聚而形成體積可觀的氣腔。

（6）提出的排氣系統改造方案并在4臺機組上應用，成功解決了該核電廠冬季備用期間SEC泵積氣無法啟動而可能喪失核島熱阱的風險。