鉛基快堆SGTR事故下熱工水力模擬及氣腔擴(kuò)散行為研究

于啟帆，趙亞峰，王成龍，張大林，田文喜，秋穗正，蘇光輝

(西安交通大學(xué) 能源與動(dòng)力工程學(xué)院，陜西 西安 710049)

美國(guó)能源部(DOE)于2002年與其他12個(gè)國(guó)家共同成立了第4代國(guó)際論壇(GIF)，旨在維持核能的發(fā)展。GIF共推出6種四代反應(yīng)堆堆型，其中鉛基快堆(LFR)被認(rèn)為是最具運(yùn)行可靠性和性能穩(wěn)定性的反應(yīng)堆[1]?？紤]到蒸汽發(fā)生器傳熱管兩側(cè)存在較大的壓差，以及反應(yīng)堆一回路長(zhǎng)期運(yùn)行造成的鉛基合金磨蝕傳熱管壁面，鉛基快堆存在發(fā)生蒸汽發(fā)生器傳熱管破裂(SGTR)事故的潛在風(fēng)險(xiǎn)。

針對(duì)鉛基快堆SGTR的實(shí)驗(yàn)研究主要為整體性事故模擬實(shí)驗(yàn)研究。意大利ENEA-Brasimone實(shí)驗(yàn)室先后通過LIFUS5和LIFUS5/MOD2實(shí)驗(yàn)裝置，研究了鉛鉍-水相互作用SGTR過程中的鉛池場(chǎng)壓力攀升曲線，以及氣泡經(jīng)過熱電偶時(shí)帶來的溫度變化[2-4]，此外還搭建了CIRCE系列實(shí)驗(yàn)裝置，探究了第4代鉛鉍反應(yīng)堆MYRRHA的等比例一次側(cè)換熱器(PHX)發(fā)生SGTR事故時(shí)的實(shí)驗(yàn)現(xiàn)象[5-6]。德國(guó)卡爾斯魯厄理工學(xué)院通過KALLSTARR實(shí)驗(yàn)項(xiàng)目，實(shí)現(xiàn)歐洲工業(yè)嬗變?cè)O(shè)施(EFIT)1∶4縮比蒸汽發(fā)生器的SGTR事故和冷卻劑-冷卻劑相互作用(CCI)蒸汽爆炸計(jì)算[7]。俄羅斯諾夫哥羅德國(guó)立技術(shù)大學(xué)(NNTU)連同俄羅斯物理動(dòng)力工程研究院(IPPE)搭建了FT-216實(shí)驗(yàn)平臺(tái)，探究了含液滴與不含液滴氣泡在鉛池內(nèi)上升到鉛池自由液面過程中對(duì)鉛池的降溫影響，進(jìn)而確認(rèn)了氣泡內(nèi)水的導(dǎo)熱系數(shù)[8]。上述實(shí)驗(yàn)臺(tái)架均為SGTR事故全階段的整體性模擬，不能很好地對(duì)事故過程產(chǎn)生的四類熱工水力現(xiàn)象進(jìn)行剝離分析。

本文討論LIFUS5/MOD2實(shí)驗(yàn)臺(tái)架的SGTR實(shí)驗(yàn)工況，建立基于計(jì)算流體力學(xué)(CFD)軟件的兩相流模型，通過歐拉-歐拉方法對(duì)實(shí)驗(yàn)產(chǎn)生的壓力波和壓力攀升過程進(jìn)行準(zhǔn)確模擬，并對(duì)若干不同SGTR事故工況下的壓力攀升規(guī)律、鉛鉍合金沖刷擴(kuò)散規(guī)律和水蒸氣分布規(guī)律進(jìn)行探討。

1 意大利LIFUS5/MOD2實(shí)驗(yàn)裝置

LIFUS5/MOD2實(shí)驗(yàn)裝置旨在研究歐洲第4代鉛基快堆的熱工水力問題，實(shí)驗(yàn)通過注射管線將高壓射流水注射進(jìn)憋壓的反應(yīng)容器鉛池內(nèi)，觀測(cè)容器內(nèi)的溫度場(chǎng)和壓力波動(dòng)。反應(yīng)容器內(nèi)部的測(cè)點(diǎn)布置如圖1所示，其中，容器內(nèi)部共布置4個(gè)壓力傳感器，用于測(cè)量高壓射流水對(duì)反應(yīng)容器造成的瞬時(shí)升壓，包括3個(gè)高位壓力傳感器布置于反應(yīng)容器的東、西、南3個(gè)方向的容器內(nèi)壁面上，1個(gè)低位壓力傳感器布置于反應(yīng)容器的北方向的容器內(nèi)壁面上。此外，容器內(nèi)部另有布置36個(gè)熱電偶，用于判斷低溫的水蒸氣在鉛池內(nèi)部上升過程的路徑，以及蒸汽腔的升溫情況。熱電偶布置架共計(jì)4層，為十字水平形狀，中心軸與反應(yīng)容器同軸，其中自下而上的第1層中心不布置熱電偶，其余每層熱電偶布置架的分支上各布置4個(gè)熱電偶。反應(yīng)容器及實(shí)驗(yàn)工況主要設(shè)計(jì)參數(shù)列于表1。

圖1 反應(yīng)容器內(nèi)部測(cè)點(diǎn)布置Fig.1 Lay-out of measuring point in reaction vessel

表1 反應(yīng)容器及實(shí)驗(yàn)工況主要設(shè)計(jì)參數(shù)Table 1 Design parameter of reaction vessel and test case

2 數(shù)值模擬模型設(shè)置

研究對(duì)象為L(zhǎng)IFUS5/MOD2實(shí)驗(yàn)臺(tái)架反應(yīng)容器，通過ANSYS ICEM CFD商業(yè)軟件完成建模?？紤]到LIFUS5/MOD2實(shí)驗(yàn)臺(tái)架反應(yīng)容器為器身圓柱形、器底半球形的壓力容器，滿足幾何對(duì)稱性，因此使用一個(gè)沿徑向貫穿壓力容器中軸線的二維切片開展數(shù)值模擬研究，并進(jìn)行熱工水力學(xué)分析。

2.1 計(jì)算域

反應(yīng)容器模型包含圓柱形器身、缺心的半球形器底和插入容器底部中心的細(xì)長(zhǎng)注射段，ANSYS ICEM CFD可對(duì)上述二維模型生成統(tǒng)一的以壓力容器中軸線為軸的軸對(duì)稱結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，如圖2所示。采用了3種不同數(shù)量的網(wǎng)格方案進(jìn)行網(wǎng)格敏感性分析，主要對(duì)比參數(shù)為：1.6×106Pa的背壓水注射開始后前0.1 s的反應(yīng)容器內(nèi)最大壓力峰值、第0.1 s的升壓壓力，以及二者對(duì)比初始?jí)毫Φ淖兓俜直?。網(wǎng)格敏感性分析列于表2，最終選取157萬網(wǎng)格作為本次計(jì)算模型的網(wǎng)格規(guī)模。

圖2 反應(yīng)容器結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格Fig.2 Structured mesh on reaction vessel

2.2 鉛鉍合金熱物性

鉛鉍合金的熱物性對(duì)于SGTR事故的熱工水力分析具有重要意義。鉛鉍合金作為鉛基快堆的設(shè)計(jì)冷卻劑，由44.5%的Pb和55.5%的Bi組成，熔點(diǎn)為397 K左右，沸點(diǎn)為1 943 K左右，國(guó)際原子能機(jī)構(gòu)(IAEA)對(duì)鉛鉍合金的熱物性進(jìn)行了文獻(xiàn)綜述[9]。根據(jù)現(xiàn)有的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)和擬合關(guān)系式，得到鉛鉍合金液態(tài)金屬熱物性。

鉛鉍合金密度ρL為：

表2 網(wǎng)格敏感性分析Table 2 Mesh sensitivity analysis

ρL=11 096-1.323 6T

(1)

式中，T為液態(tài)鉛鉍合金溫度。

鉛鉍合金導(dǎo)熱系數(shù)λL為：

λL=3.61+1.517×10-2T-1.741×10-6T2

(2)

鉛鉍合金熱容hL為：

hL=159-2.72×10-2T+7.12×10-6T2

(3)

鉛鉍合金動(dòng)力黏度系數(shù)ηL為：

ηL=(4.56-7.03×10-3T+

3.61×10-6T2)×10-3

(4)

2.3 條件設(shè)置

本文研究采用ANSYS Fluent商業(yè)計(jì)算流體軟件實(shí)現(xiàn)SGTR事故過程的模擬，在確認(rèn)選取的數(shù)值計(jì)算網(wǎng)格后，即可開展SGTR熱工水力分析的條件設(shè)置。其中，注射口為入口邊界，注水溫度固定為473.15 K，注水壓力隨注射背壓變化?？紤]到SGTR事故過程為憋壓過程，此次數(shù)值模擬不研究事故泄壓后的現(xiàn)象，因此反應(yīng)容器壁面和注射段壁面均為絕熱無滑移邊界條件，事故過程中的熱損失忽略不計(jì)。

2.4 多相模型設(shè)置

研究采用歐拉-歐拉兩相流模型，在該模型中，兩種或兩種以上的非混相流體共享1組動(dòng)量方程，并在計(jì)算域和計(jì)算單元中跟蹤每種流體的體積分?jǐn)?shù)，因此該模型的一個(gè)典型應(yīng)用是在穩(wěn)態(tài)或瞬態(tài)條件下跟蹤氣液界面，也即適用于模擬SGTR蒸汽腔的產(chǎn)生和浮力運(yùn)動(dòng)。研究忽略了對(duì)閃蒸現(xiàn)象的直接模擬，而是通過計(jì)算每個(gè)時(shí)間步長(zhǎng)下的高壓水注射量，并將射流水的閃蒸潛熱通過用戶自定義函數(shù)(UDF)作為吸熱源項(xiàng)引入到鉛池內(nèi)，同時(shí)向鉛池內(nèi)注射與高壓水同等質(zhì)量和背壓的水蒸氣，實(shí)現(xiàn)閃蒸過程帶來的吸熱模擬和射流模擬，其中水蒸氣采用R-K實(shí)際氣體狀態(tài)方程考慮其可壓縮性。

1) 表面張力

表面張力是作用于鉛鉍合金表面并使其表面積縮小的力，其值與溫度相關(guān)，水蒸氣分子間的距離大于鉛鉍合金液體內(nèi)部的分子間距離，因此水蒸氣分子間的相互作用表現(xiàn)為引力。本文研究采用連續(xù)表面張力模型(CSF)求解表面張力[10]，該模型認(rèn)為表面張力是存在于相界面上的、垂直于相界面的連續(xù)三維作用力，且與表面張力系數(shù)σ有關(guān)。針對(duì)鉛鉍合金與水蒸氣的任一界面處的表面張力：

(5)

ρ=αGρG+(1-αG)ρL

(6)

對(duì)于鉛鉍合金表面張力系數(shù)σ的計(jì)算，Keene[11]認(rèn)為液態(tài)金屬的表面張力隨溫度的升高而降低，且在一定溫度范圍內(nèi)呈線性關(guān)系：

(7)

式中：σm為液態(tài)金屬熔點(diǎn)下的表面張力；Tm為液態(tài)金屬的熔點(diǎn)。

根據(jù)Alchagirov等[12]列舉的現(xiàn)有熔融鉛鉍合金表面張力試驗(yàn)研究的匯總，可擬合得到液態(tài)鉛鉍合金在1 400 K以下的表面張力σL為：

σL=0.437-6.6×10-5T

(8)

2) 蒸發(fā)模型

在流體體積模型的兩相流計(jì)算中，Lee模型可用來進(jìn)行蒸發(fā)-冷凝的相間傳質(zhì)傳熱計(jì)算，本文將Lee模型通過用戶自定義函數(shù)引入。Lee模型的水相蒸發(fā)冷凝由水蒸氣的輸運(yùn)方程控制：

(9)

(10)

式中：αW為液相水體積分?jǐn)?shù)；ρW為液相水密度；coeff為松弛因子，用于調(diào)節(jié)液相水和水蒸氣的質(zhì)量交換速率，同時(shí)可提高計(jì)算的收斂性。coeff與氣泡直徑dG呈反比關(guān)系，但二者的值均由于無法確定，因此需通過經(jīng)驗(yàn)微調(diào)coeff以滿足實(shí)驗(yàn)結(jié)果和模擬要求，一般可調(diào)范圍在0.1～103。

3 計(jì)算結(jié)果分析

3.1 基準(zhǔn)工況分析對(duì)比

在實(shí)際操作中，實(shí)驗(yàn)初始條件與設(shè)計(jì)工況存在一定偏差，設(shè)計(jì)工況與初始條件的對(duì)比列于表3。

數(shù)值計(jì)算以實(shí)驗(yàn)的真實(shí)初始條件為基準(zhǔn)工況進(jìn)行分析研究，并與ENEA-Brasimone實(shí)驗(yàn)室的SIMMER-Ⅲ二維多相安全分析程序的計(jì)算結(jié)果進(jìn)行了對(duì)比?；鶞?zhǔn)工況的壓力攀升曲線如圖3a所示，根據(jù)實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)得到，在注射開始的前1.4 s內(nèi)，由于壓差導(dǎo)致的高壓水射流和蒸發(fā)，使得反應(yīng)容器以1.09 MPa/s的速度近似線性地快速升壓，直至反應(yīng)容器與水容器達(dá)到壓力平衡。隨著實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)的壓力平衡，高壓水注射階段結(jié)束，此時(shí)反應(yīng)容器壓力緩慢提升至實(shí)驗(yàn)峰值壓力1.942 MPa，并緩慢回落至與水容器相同的壓力1.83 MPa直至注水閥關(guān)閉，上述壓力提升和回落的時(shí)長(zhǎng)共計(jì)約0.4 s?？梢钥吹?，CFD程序模擬的線性快速升壓曲線與實(shí)驗(yàn)曲線的斜率相似，且實(shí)現(xiàn)了實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)壓力平衡后的緩慢回落現(xiàn)象，最大壓力的計(jì)算值為1.934 MPa，相對(duì)誤差為0.37%。圖3b對(duì)注射開始后0.07 s的壓力變化進(jìn)行了放大，根據(jù)實(shí)驗(yàn)用高頻壓力傳感器可知，在破口注射瞬間反應(yīng)容器內(nèi)會(huì)出現(xiàn)瞬時(shí)壓力波，CFD程序通過鉛鉍合金的可壓縮模型實(shí)現(xiàn)了壓力波的傳遞模擬，壓力波峰值達(dá)到了5×104Pa，與實(shí)驗(yàn)結(jié)果符合較好。

表3 設(shè)計(jì)工況與初始條件對(duì)比Table 3 Comparison of design condition and initial experimental condition

1.6 MPa工況壓力曲線：a——前2 s；b——前0.07 s圖3 基準(zhǔn)工況的壓力變化Fig.3 Pressure change of benchmark condition

3.2 射流水背壓的熱工水力影響

除基準(zhǔn)工況外，數(shù)值計(jì)算拓展了3種不同的射流水背壓工況，具體工況系數(shù)列于表4。圖4示出水的背壓為3×105、6×105、1.4×106Pa 3組工況下壓力測(cè)點(diǎn)監(jiān)測(cè)到的壓力攀升曲線。由圖4可見：工況1.2的水背壓最低，因此該工況下的反應(yīng)容器可在注射開始1.2 s后即達(dá)到壓力平衡，且在壓力平衡前后1 s內(nèi)的升壓差最??；工況1.3和工況1.4需要1.6 s甚至更長(zhǎng)時(shí)間達(dá)到壓力平衡，這表明SGTR事故注射破口較小的情況下，注水背壓的提升會(huì)提高反應(yīng)容器升壓的劇烈程度和注射時(shí)長(zhǎng)。

工況1.2下蒸汽腔壓力云圖如圖5所示，在工況1.2中注射1 s后，壓力傳感器位置測(cè)得壓力達(dá)到2.8×105Pa，此時(shí)蒸汽腔尚未突破鉛池液面進(jìn)入到上方氬氣空間中，蒸汽腔內(nèi)壓力為2.3×105Pa左右，壓力低于附近鉛池壓力。該現(xiàn)象是鉛鉍堆SGTR事故中獨(dú)有的現(xiàn)象，由于鉛鉍合金的高密度、大表面張力的物理特性，蒸汽腔的成長(zhǎng)和上浮會(huì)比在水等其他工質(zhì)中更慢，同時(shí)由于反應(yīng)容器在SGTR實(shí)驗(yàn)過程中處于密閉狀態(tài)，壓力會(huì)不斷攀升，因此蒸汽腔周圍的高壓力鉛鉍會(huì)對(duì)蒸汽腔進(jìn)行包裹，阻止蒸汽腔的進(jìn)一步不穩(wěn)定擴(kuò)散。

表4 不同射流水背壓工況Table 4 Different condition of water pressure

a——工況1.2；b——工況1.3；c——工況1.4圖4 不同工況下測(cè)點(diǎn)位置壓力的變化Fig.4 Pressure change of different conditions at measuring point

a——體積份額；b——壓力圖5 蒸汽腔壓力云圖Fig.5 Pressure contour of steam cavity

3.3 鉛池液面波動(dòng)與氣腔擴(kuò)散運(yùn)動(dòng)

通過計(jì)算SGTR事故過程中的鉛池液面波動(dòng)，對(duì)液面卷吸和被卷吸氬氣氣體的運(yùn)動(dòng)軌跡進(jìn)行了分析，同時(shí)比較了不同射流水背壓帶來的鉛池液面攀升現(xiàn)象，并對(duì)各測(cè)點(diǎn)空泡份額變化和蒸汽腔的擴(kuò)散速率差異進(jìn)行了對(duì)比。

1) 鉛池液面波動(dòng)與氣體卷吸現(xiàn)象

隨著蒸汽腔在鉛鉍池內(nèi)的迅速擴(kuò)大和上浮，鉛鉍池的中心液面會(huì)優(yōu)先被蒸汽腔擠壓和上升，形成中間高、兩邊低的液面形狀，并發(fā)生液面卷吸現(xiàn)象。圖6示出工況1.2的鉛鉍液面卷吸氣體的過程。液面卷吸現(xiàn)象發(fā)生在鉛鉍池與反應(yīng)容器的接觸位置，即鉛鉍池液面邊緣，這是由于注射口在反應(yīng)容器中間，導(dǎo)致中間液面的鉛鉍合金先被沖起，對(duì)上方氬氣空間造成擠壓和對(duì)容器頂部造成沖擊，并在回落時(shí)卷吸邊緣液面上方的氬氣。氬氣腔被卷吸后會(huì)跟隨鉛鉍合金的速度慣性而向下俯沖進(jìn)入鉛池，并隨后出現(xiàn)兩種運(yùn)動(dòng)現(xiàn)象：(1) 若被卷吸的氬氣靠近蒸汽腔，則會(huì)與附近的蒸汽腔合并，并共同上浮至反應(yīng)容器頂部的氬氣空間中；(2) 若被卷吸的氬氣距蒸汽腔較遠(yuǎn)，則會(huì)以小氣腔或小氣泡的狀態(tài)在鉛池內(nèi)發(fā)生夾帶運(yùn)動(dòng)，并有可能發(fā)生氣泡尺寸的二次分割。

圖6 鉛鉍液面卷吸氣體過程Fig.6 Process of argon entrained by LBE

在工況1.2中被卷吸氬氣腔的最小尺寸為10 mm，在更高背壓的工況1.4下，被卷吸氬氣腔的最小尺寸可達(dá)到3 mm。根據(jù)Yu等[13]的結(jié)論，直徑為0.3～0.6 mm和1 mm的汽泡在ELSY鉛鉍反應(yīng)堆中具有最大的被夾帶至堆芯的概率，這一汽泡尺寸和夾帶概率與一回路鉛鉍合金流動(dòng)速度和反應(yīng)堆幾何結(jié)構(gòu)相關(guān)。

2) 蒸汽腔擴(kuò)散過程

在LIFUS5/MOD2實(shí)驗(yàn)蒸汽腔的擴(kuò)散和上浮過程中，通過熱電偶監(jiān)測(cè)到的溫度變化，可近似判斷出該測(cè)點(diǎn)有水蒸氣經(jīng)過，進(jìn)而近似反應(yīng)出蒸汽腔的經(jīng)過路徑。而在本文的數(shù)值模擬中，可直接提取到計(jì)算域內(nèi)任意位置的各相體積份額變化，無需通過溫度的波動(dòng)來判斷。為保證與實(shí)驗(yàn)的一致性，數(shù)值模擬選取與實(shí)驗(yàn)布置的熱電偶相同的位置作為監(jiān)測(cè)體積份額變化的測(cè)點(diǎn)。圖7示出工況1.3的不同熱電偶測(cè)點(diǎn)位置，在注射開始后第0.2、0.5、1.0和1.5 s時(shí)刻測(cè)到的蒸汽空泡份額，其中L1～L4分別表示從低到高的4層熱電偶，C、R1、R2、R3、R4分別表示該層熱電偶在中心處以及距離中心依次遠(yuǎn)離的測(cè)點(diǎn)。由圖7可見：(1) 隨著注射時(shí)間的推進(jìn)，從下至上的各體積份額監(jiān)測(cè)點(diǎn)依次監(jiān)測(cè)到水蒸氣的空泡份額；(2) 第1層熱電偶遠(yuǎn)離中心位置，在注射開始前1.0 s并未檢測(cè)到水蒸氣空泡份額，而第2、3層的各熱電偶在同一時(shí)刻測(cè)得水蒸氣空泡份額的結(jié)果更相近，其中第2層熱電偶在t=0.5 s時(shí)測(cè)得的空泡份額在0.38～0.7之間，第3層熱電偶在t=1.0 s時(shí)測(cè)得的空泡份額在0.24～0.55之間，這表明中間高度的蒸汽腔開始沿徑向擴(kuò)散，且擴(kuò)散均勻；(3) 第4層的C、R1、R2 3個(gè)位置的熱電偶，在t=1.0 s并未測(cè)得水蒸氣空泡份額，而R3、R4測(cè)到了空泡份額，這表明蒸汽腔上浮到一定高度后，蒸汽腔會(huì)沿徑向向遠(yuǎn)離中心的位置擴(kuò)散，中心處空泡份額降低。

通過以上3點(diǎn)可知，蒸汽腔在注射初始階段(前1.0 s)呈喇叭形擴(kuò)散，即軸向高度越高，蒸汽腔在徑向的擴(kuò)散越劇烈，同時(shí)隨著蒸汽腔的上浮，徑向中心處的蒸汽腔空泡份額開始降低。上述擴(kuò)散規(guī)律會(huì)隨著時(shí)間的推移(t=1.5 s)和鉛鉍液面的卷吸而消失，此后蒸汽腔在鉛鉍池內(nèi)的分布趨于均勻。

圖7 各層熱電偶測(cè)點(diǎn)的蒸汽腔空泡份額的變化Fig.7 Volume fraction change of steam cavity at measuring point of thermocouples in each layer

4 結(jié)論

本文采用CFD模型對(duì)意大利LIFUS5/MOD2實(shí)驗(yàn)裝置的高壓水射流鉛鉍熱工水力SGTR實(shí)驗(yàn)進(jìn)行了研究，采用了鉛鉍和水的兩相模型，并考慮了水的蒸發(fā)傳質(zhì)傳熱計(jì)算。將CFD計(jì)算結(jié)果與實(shí)際工況進(jìn)行了對(duì)比研究，主要研究結(jié)果如下。

1) 通過基準(zhǔn)研究，對(duì)于反應(yīng)容器的壓力攀升過程，CFD模型可更好地模擬到注射開始后0.05 s內(nèi)的5×104Pa的壓力波傳遞現(xiàn)象，且最大壓力計(jì)算相對(duì)誤差為0.37%。對(duì)于蒸汽腔的擴(kuò)散與上浮過程，CFD模型存在提前模擬到蒸汽腔上浮的現(xiàn)象，但可更好地預(yù)測(cè)到測(cè)點(diǎn)位置的空泡份額峰值與空泡份額波動(dòng)現(xiàn)象。

2) 在不同水容器背壓引發(fā)的SGTR事故中，射流初始時(shí)刻的壓力波峰值會(huì)隨水側(cè)背壓的升高而增大，水側(cè)背壓越高，注射期間的反應(yīng)容器升壓越劇烈。在工況1.2的蒸汽腔上浮過程中，發(fā)現(xiàn)蒸汽腔壓力(2.3×105Pa)低于附近鉛池壓力(2.8×105Pa)，這表明壓力不斷攀升的高壓力鉛鉍會(huì)對(duì)蒸汽腔進(jìn)行包裹，阻止蒸汽腔的不穩(wěn)定擴(kuò)散，該現(xiàn)象可降低蒸汽腔在鉛鉍池內(nèi)出現(xiàn)蒸汽爆炸的可能性。

3) 蒸汽腔在注射初始階段呈喇叭形擴(kuò)散，即蒸汽腔沿徑向的擴(kuò)散隨軸向高度的增高而劇烈，同時(shí)隨著蒸汽腔的上浮，徑向中心處的蒸汽腔空泡份額會(huì)開始向邊緣轉(zhuǎn)移，即蒸汽腔上部邊緣的空泡份額高于中間。該擴(kuò)散現(xiàn)象可持續(xù)1 s，并會(huì)隨時(shí)間的推移而消失，此后蒸汽腔在鉛鉍池內(nèi)的分布趨于均勻。

本文研究未考慮壓力波的傳遞對(duì)結(jié)構(gòu)件造成的力學(xué)沖擊和形變分析，后續(xù)研究將進(jìn)行進(jìn)一步的深入探索。