環形燃料棒束再淹沒行為實驗研究

桂 淼，單建強，陳鎧東，何曉軍，季松濤

(1.西安交通大學 核科學與技術學院，陜西 西安 710049；2.中國原子能科學研究院 反應堆工程技術研究所，北京 102413)

環形燃料具有傳熱路徑短、傳熱面積大、燃耗深度高、剛度大等諸多優勢，被認為是一種可同時滿足經濟效益提高和安全裕度提升的新型壓水堆燃料，具有廣闊的應用前景[1]。由于環形燃料存在內外兩個冷卻劑通道，其熱工水力行為與棒狀燃料存在顯著區別。為準確評估環形燃料安全性能，確保我國壓水堆環形燃料順利商用，需確定環形燃料在事故工況下的熱工安全特性。

冷卻劑喪失事故(LOCA)一直是核反應堆安全的重要研究對象，LOCA中的再淹沒階段涉及復雜的氣液兩相相態演變和傳熱機制變化，在深入理解再淹沒階段的復雜熱工水力行為基礎上建立精確的再淹沒模型是模擬LOCA的關鍵。過去幾十年里，國內外學者針對圓管、環管、棒束、窄縫等各類幾何結構開展了大量再淹沒實驗及理論研究[2]。Duffey和Porthouse[3]開展了不同材料的圓管和環管內再淹沒實驗，研究了再淹沒流量和水力直徑對驟冷前沿推進速度Vqf的影響。Edelman等[4]進行了均勻加熱圓管內底部再淹沒實驗，獲取的實驗結果包括驟冷前沿推進速度Vqf、膜態沸騰傳熱系數hfb、最小膜態沸騰溫度TMFB和空泡份額。Xu等[5]基于均勻加熱單棒通道再淹沒實驗，探究了再淹沒速度、初始壁溫和線功率密度對再淹沒熱工水力行為的影響，同時發現格架下游的驟冷會被加快。王金宇等[6]開展了環形通道底部再淹沒可視化實驗，研究了驟冷前沿推進過程的流型演化規律及推進速度變化特性，結果表明，驟冷前沿推進速度隨初始壁溫和加熱功率的增大而減小，并隨淹沒速度和過冷度的增大而增大。美國核管理委員會和賓夕法尼亞州立大學主導了RBHT棒束通道再淹沒實驗研究，在寬參數范圍內開展了7×7全長壓水堆棒束通道再淹沒實驗，獲取了不同功率、淹沒速度、進口過冷度、初始壁溫條件下再淹沒瞬態數據，同時還測量了夾帶液滴的尺寸與速度[7]。董克堅等[8]開展了窄矩形通道內再淹沒實驗研究，發現再淹沒過程中的Vqf和TMFB隨再淹沒速度和過冷度的增大而增大。Ebrahim等[9]研究了不同材料物性和表面特性對TMFB的影響，發現降低熱物性kρcp和提高表面孔隙率會導致TMFB增加。可見，現有再淹沒實驗研究主要集中在對再淹沒過程中流型與傳熱機制轉變以及關鍵物理參數影響規律的探索，關于環形燃料再淹沒的實驗研究未見公開報道。環形燃料具有大棒徑、小間隙、雙面冷卻等特點，其再淹沒過程中的熱工水力行為和演變機制較傳統棒狀燃料有顯著區別。目前，對環形燃料再淹沒關鍵傳熱規律及機理認識不夠深入，也缺乏再淹沒實驗數據對環形燃料安全分析模型和程序進行有效驗證。

本文基于自主設計的高溫環形間接電加熱棒建立環形棒束再淹沒實驗裝置，針對3×3環形棒束通道開展底部再淹沒實驗研究，重點探究環形棒束內外通道耦合再淹沒物理過程，分析再淹沒速度、入口過冷度、壁面溫度及線功率密度等參數對環形棒束再淹沒行為的影響規律，為深入理解環形燃料再淹沒行為提供理論依據。

1 實驗裝置與方法

1.1 實驗回路

本研究在西安交通大學核科學與技術學院核安全與運行研究室的棒束再淹沒實驗臺架(REFB_NUSOL)上進行，如圖1所示。臺架主要設備包括承壓水罐、電加熱器、冷水機組、主泵、實驗段、汽水分離器、測量水罐、蒸汽穩壓罐、質量流量計、電動調節閥等。臺架材質為304不銹鋼，工質為去離子水。回路主要設計參數為：系統最大運行壓力1.6 MPa，實驗過程中入口過冷度15～85 ℃(常壓)，初始包殼溫度300～900 ℃，系統流量0～3.5 m3/h，總加熱功率80 kW。臺架工作過程如下：去離子水在1.2 m3的承壓水箱中由電加熱器冷水機組調節至指定水溫，流出后進入水泵進行驅動，實驗前經旁路流回水罐。實驗段初始時充滿蒸汽，經電加熱棒加熱至制定壁面溫度后開始再淹沒實驗。實驗開始時，主管段的電磁閥按照指定開度開啟，使去離子水進入實驗段下腔室底部，再淹沒過程開始。去離子水在實驗段對加熱到指定溫度的棒束進行再淹沒，產生的汽水混合物從實驗段流出，經過汽水分離器后液相被測量水罐收集，蒸汽流經穩壓罐并在出口處裝有壓力表和流量計以獲取蒸汽流量。

圖1 REFB_NUSOL實驗臺架系統圖Fig.1 Schematic of REFB_NUSOL test loop

1.2 實驗段

本研究實驗段為豎直布置的3×3環形棒束通道，主要由環形電加熱棒、方腔、下腔室、上腔室和定位格架組成，實驗段結構及棒束排布如圖2所示。本研究使用了9根自主設計的耐高溫環形間接電加熱棒，其有效加熱長度為1.9 m，最大線功率密度為1.58 kW·m-1，最高使用溫度為1 000 ℃。單根環形棒由材質為310S不銹鋼的內外包殼、氧化鎂環形陶瓷芯塊、電熱絲和鎧裝熱電偶組成，其內部結構如圖3所示。內包殼內徑和外包殼外徑分別為8 mm和18 mm，壁厚為0.4 mm。環形陶瓷芯塊布置在內外包殼間，與內外包殼緊密配合，形成環形棒的基本結構。環形陶瓷芯塊中心位置開有周向均勻分布的8個圓孔，電熱絲在環形陶瓷芯塊內部豎直布置，通過環形陶瓷芯塊和內外包殼將熱量導向內外兩個流道，形成軸向均勻的功率分布。陶瓷芯塊內外邊壁上各開有4個半圓形槽道，鎧裝熱電偶成對布置在半圓形槽道中，用于測量相同軸向高度的內外包殼壁溫，單根環形加熱棒最多安裝2對熱電偶用于壁溫測量。此外，加熱棒內部陶瓷芯與包殼的間隙里需要填充氧化鎂粉末，并對環形棒進行縮管處理，使熱電偶與內外包殼的內壁面緊密接觸，減小熱阻引起的測量誤差。

方腔用于包覆環形棒束并形成外部通道，其材質為316L不銹鋼，內邊長為66.35 mm，形成的環形棒束棒心距為21 mm(節徑比P/Do=1.17)。為固定環形棒束并保證棒心距不變，在實驗段內沿軸向共安裝3個定位格架，格架中心到加熱棒有效加熱長度底部的距離分別為334、856、1 378 mm，格架之間距離為522 mm。

圖2 實驗段示意圖Fig.2 Schematic of test section

本實驗使用自行設計的簡單支撐格架，采用3D打印加工而成，材質為316L不銹鋼，如圖4所示。格架主要結構包括條帶、鋼凸與彈簧，不包含攪混翼，格架高度為38 mm，堵塞比為20%。再淹沒時，過冷水從下腔室進入實驗段并自然分配到環形棒束內外通道，實驗中產生的蒸汽和實驗結束后的水在上腔室匯流并流出實驗段。

圖3 加熱棒內部結構圖Fig.3 Internal structure of annular rod

圖4 支撐格架實物圖Fig.4 Picture of spacer grid

1.3 實驗測量與分析方法

在本研究中，需重點測量或監控的參數包括再淹沒注水流量、實驗段壓力、實驗段進口溫度、蒸汽溫度、環形加熱棒內外壁面溫度以及加熱功率(熱流密度)等。再淹沒流量采用質量流量計進行測量，其量程范圍為0～5 t·h-1，測量精度為0.05%。實驗段壓力采用Rosemount公司生產的3051型壓力變送器進行測量，壓力變送器量程為0～1.0 MPa，測量精度為0.075%。工質進口溫度和實驗段蒸汽溫度分別采用K型鎧裝熱電偶進行測量，其測量精度達到Ⅰ級。壁溫熱電偶(N型鎧裝熱電偶)布置在環形棒內部，用于監測壁溫，并推測驟冷前沿位置。數據采集系統采用NI采集模塊，采集頻率為5 Hz。

表征再淹沒行為的關鍵參數主要為驟冷前沿推進速度Vqf和最小膜態沸騰溫度TMFB。TMFB一般根據壁溫變化率確定，RBHT等研究建議選取壁溫變化率為11.1 ℃·s-1處為驟冷點。經分析，該經驗值并不適合雙面冷卻的環形棒束，在本研究中，選取壁溫變化率為20 ℃·s-1處為驟冷點。對于Vqf，由于環形棒內部壁溫熱電偶軸向位置已固定，在確定TMFB的前提下，可根據不同熱電偶觀測到的驟冷時間計算Vqf，如式(1)所示：

(1)

式中：ΔH為壁溫熱電偶距離；Δtq為驟冷時間差。

1.4 實驗矩陣

本研究的實驗工況范圍：實驗壓力為常壓，再淹沒速度Vr為0.025～0.15 m·s-1、進口過冷度ΔTin為10～80 ℃、峰值包殼溫度Tpc為300～900 ℃、線功率密度PL為0～1.58 kW·m-1。實驗工況基本覆蓋了實際壓水堆重點關注的范圍。

1.5 不確定度分析

對于直接測量量，其不確定度可根據儀器的精度、量程和最小測量值進行直接評估。對于由測量量計算得到的間接量，其不確定度通過誤差傳遞公式由對應的測量量不確定度計算得出。經不確定度分析，本研究主要參數的不確定度列于表1。

表1 主要參數不確定度Table 1 Uncertainties of main parameters

2 實驗結果與分析

2.1 典型再淹沒行為

選取典型工況對環形棒束再淹沒行為進行分析。圖5a為環形棒束再淹沒過程中不同軸向高度位置內外壁溫隨時間的變化，由圖可見，環形棒束再淹沒基本物理過程與傳統實心棒束類似，可分為3個階段。

1) 干區。此階段過冷水尚未開始冷卻加熱棒，壁溫出現輕微下降，且各軸向高度溫降速率基本一致，此時的傳熱機制主要為壁面與蒸汽的對流傳熱以及加熱棒與方腔之間的熱輻射傳熱。

2) 先驅冷卻區。此階段位于從加熱棒開始先驅冷卻到出現驟冷之間，過冷水從下腔室進入加熱棒束區域，從下至上逐步冷卻加熱棒，過冷水與加熱棒接觸后發生膜態沸騰，產生大量蒸汽向上流動，夾帶液滴對驟冷前沿下游區域進行先驅冷卻，根據再淹沒速度的區別，在驟冷前沿下游形成彌散流膜態沸騰和反環狀流膜態沸騰兩種流型。此階段通過加熱棒與汽膜的對流傳熱以及汽膜與夾帶液之間的相間傳熱對加熱棒進行先驅冷卻，其冷卻速率(溫度下降的速率)沿軸向呈逐漸減小趨勢。

3) 驟冷區。當加熱棒壁溫通過先驅冷卻下降至TMFB時，棒表面穩定的汽膜出現破碎，液相開始接觸到加熱壁面，此時傳熱模式從膜態沸騰轉變為過渡沸騰乃至泡核沸騰，傳熱系數大幅提高，壁溫急劇下降，即出現驟冷。隨著驟冷前沿的推進，加熱棒沿軸向高度依次出現驟冷，不同軸向位置的TMFB呈現逐漸減小的趨勢。圖5b示出了不同軸向高度出現驟冷的時間，在此工況下，驟冷前沿沿軸向呈近似線性推進。

圖5亦示出了雙面冷卻環形棒束內外通道耦合再淹沒特性。由圖5可見，環形棒束內外包殼壁溫變化趨勢基本一致，驟冷前沿推進趨于同步，呈高度一致。這說明環形棒內外通道再淹沒過程中的傳熱機制變化規律趨于一致，且內外通道在再淹沒時均能得到及時的冷卻。造成這一現象主要有兩方面原因：一方面，本實驗中環形棒束通道內外水力直徑之比為0.73，外通道堵塞比為20%，內外通道均未出現顯著流動堵塞，內外兩側再淹沒注水速度較為接近；另一方面，由于環形棒內部導熱系數較大，當環形棒一側出現驟冷且壁溫顯著下降時，另一側的熱量會通過徑向導熱迅速向先出現驟冷的一側傳遞，使該側很快也出現驟冷。此外，盡管內外通道壁溫變化趨勢的一致性較高，但同一時刻仍存在一定溫差。在先驅冷卻區，外通道壁溫冷卻速率略大于內通道，兩者最大溫差約20 ℃，造成這一現象的原因可能是外通道大棒徑小間隙的結構以及格架的存在會引起更強的湍流交混，有利于增強蒸汽對流傳熱和蒸汽-液滴相間傳熱。在驟冷區，內通道冷卻速率略大于外通道，兩者最大壁溫差約64 ℃，這說明類似圓管的內通道在過渡沸騰或泡核沸騰階段的傳熱更強。可推測，對于存在氣隙的真實環形燃料，再淹沒時的內外通道溫差可能會更大。

2.2 再淹沒速率影響

再淹沒速度對環形棒束再淹沒行為的影響如圖6所示，為方便分析，先驅冷卻區的預冷速率Rpc和驟冷前沿推進速度Vqf已分別在圖中標出。當其他參數相同或相近時，隨著再淹沒速度的增大，相同軸向高度下的預冷速率越大，驟冷出現越早；同時，再淹沒速度越大，沿環形棒軸向的驟冷前沿推進速度也越大。這是由于提高再淹沒速度有利于提高蒸汽產生的速率，從而提高蒸汽速度與液滴夾帶量，進而強化先驅冷卻并縮短先驅冷卻時間，加速驟冷前沿推進。此外，高再淹沒速度工況下的TMFB也更大，這也是加速驟冷的原因之一。

a——壁溫隨時間變化曲線；b——驟冷前沿推進曲線圖5 環形棒束典型再淹沒行為Fig.5 Typical reflooding transients of annular rod bundle

a——壁溫隨時間變化曲線；b——驟冷前沿推進曲線圖6 再淹沒速度對環形棒束再淹沒行為的影響Fig.6 Effect of reflood velocity on reflooding behavior of annular rod bundle

2.3 過冷度影響

進口過冷度對環形棒束再淹沒行為的影響如圖7所示。在相同軸向高度下，過冷度增大會增強先驅冷卻速率和TMFB，該位置驟冷更早發生，這與前面的研究結論基本一致。觀察驟冷前沿沿軸向推進規律可知，在高過冷度下，驟冷前沿近似線性推進，而在低過冷度下，驟冷前沿經過定位格架后會被顯著加速，為排除格架效應，僅分析過冷度的影響，取格架上游區域計算驟冷前沿推進速度。可見，驟冷前沿推進速度隨過冷度的減小而減小。

2.4 包殼峰值溫度影響

圖8為環形棒束再淹沒行為隨內外包殼峰值溫度的變化規律。當包殼峰值溫度較低(300 ℃)且未達到TMFB時，再淹沒時不出現膜態沸騰與先驅冷卻區域，當加熱棒接觸水時會被很快冷卻。對包殼峰值溫度高于TMFB的工況，當其他參數固定時，包殼峰值溫度越高，環形棒的先驅冷卻速率和TMFB也越大，利于加快驟冷，但由于高壁溫工況下環形棒的內部儲熱也更大，各因素共同作用下仍表現為包殼峰值溫度越高，驟冷出現越晚。由圖8b可知，高峰值溫度工況下，格架對驟冷的加速作用十分顯著。同時，在包殼峰值溫度為900 ℃工況下，出現了最頂端先驟冷的情況，這是由于高壁溫工況下先驅冷卻區的蒸汽流量與夾帶液滴量較大，大量液滴在上腔室積聚，越過上腔室內的回流擋板并出現回流，造成環形棒頂部先驟冷。在RBHT實驗中也發現了上述頂端效應。

a——壁溫隨時間變化曲線；b——驟冷前沿推進曲線圖7 進口過冷度對環形棒束再淹沒行為的影響Fig.7 Effect of inlet subcooling on reflooding behavior of annular rod bundle

a——壁溫隨時間變化曲線；b——驟冷前沿推進曲線圖8 包殼峰值溫度對環形棒束再淹沒行為的影響Fig.8 Effect of peak cladding temperature on reflooding behavior of annular rod bundle

2.5 線功率密度影響

圖9為線功率密度對環形棒束再淹沒行為的影響規律。由圖9a可知，線功率密度的存在會克服熱輻射的影響使環形棒壁溫在干區內仍然繼續增長，直至先驅冷卻出現。線功率密度增大使先驅冷卻區的蒸汽產生速率和液滴夾帶率增大，有利于提高蒸汽對流傳熱和蒸汽-液滴相間傳熱，因此使先驅冷卻速率增大。但由于有線功率密度時需冷卻的總熱量更高，其驟冷所需時間仍遠高于線功率密度為0 kW/m的工況。同時，線功率密度增大會使驟冷前沿推進速度降低，這與前面研究結論一致。

2.6 定位格架影響

由圖6b、7b、8b可知，在低流速、低過冷度與高壁溫工況下，定位格架對環形棒束再淹沒行為有顯著影響，格架下游位置的驟冷時間提前，驟冷推進速度增加，這一現象在文獻[5,7]中有發現。定位格架的存在能破壞壁面附近液膜的穩定性，使格架下游位置更容易從膜態沸騰向過渡沸騰轉變；同時，定位格架能增強湍流交混并粉碎大尺寸液滴，使格架下游蒸汽與液滴的相間傳熱增強，從而提升預冷速率，使驟冷提前發生。在低流速、低過冷度與高壁溫工況下，由于通道內更易產生大量蒸汽，形成的汽膜更穩定，且蒸汽速度大液滴夾帶量更高，此時定位格架對汽膜與液滴的作用更顯著，使格架下游的驟冷前沿推進速度提高。

a——壁溫隨時間變化曲線；b——驟冷前沿推進曲線圖9 線功率密度對環形棒束再淹沒行為的影響Fig.9 Effect of linear power density on reflooding behavior of annular rod bundle

3 結論

本文在寬參數范圍內開展了3×3環形棒束通道底部再淹沒實驗研究，獲取了環形棒束典型再淹沒物理過程及關鍵參數對環形棒束再淹沒行為的影響規律，主要結論如下。

1) 環形棒束典型再淹沒物理過程可分為干區、先驅冷卻區與驟冷區，其傳熱機制轉變規律與傳統實心棒束再淹沒過程類似。

2) 環形棒束內外通道壁溫變化趨勢和驟冷前沿推進均趨于同步，再淹沒時內外通道均能得到及時的冷卻。同一時刻內外壁面存在徑向溫度梯度，在先驅冷卻區，外通道壁溫冷卻速率略大于內通道；在驟冷區，內通道冷卻速率略大于外通道。

3) 先驅冷卻區的預冷速率隨再淹沒速度、過冷度、峰值包殼溫度和線功率密度的增大而增大；驟冷前沿推進速度隨再淹沒速度、過冷度的增大而增大，隨峰值包殼溫度和線功率密度的增大而減小。

4) 定位格架在低流速、低過冷度與高壁溫工況下能顯著提升格架下游的驟冷前沿推進速度。