開式自然循環(huán)回路流動不穩(wěn)定性及其抑制措施研究

石雪垚，王輝，黃政，李精精，鄭云濤，黃樹亮

中國核電工程有限公司，北京 100840

利用密度差作為驅(qū)動力的自然循環(huán)回路作為一種常見的非能動安全系統(tǒng)，在核電廠中常被用來進行事故后的非能動熱量導(dǎo)出。“華龍一號”作為自主研發(fā)的第三代核電技術(shù)，采用了開式自然循環(huán)方案的安全殼非能動熱量導(dǎo)出系統(tǒng)(passive containment heat removal system，PCS)[1-2]，即回路出口、入口分別與開放的水箱相連。該系統(tǒng)無需外部電源和人為干預(yù)，具有較高的可靠性，能夠在事故后非能動地將安全殼內(nèi)的熱量導(dǎo)出到環(huán)境，防止安全殼升溫升壓導(dǎo)致的破壞，提高了事故后安全殼包容放射性物質(zhì)的能力，使“華龍一號”滿足了國際第三代核電的安全標(biāo)準(zhǔn)[3-6]。

針對采用開式設(shè)計的自然循環(huán)回路，Guo 等[7]基于兩相均勻流模型開發(fā)了模擬開式自然循環(huán)回路的瞬態(tài)分析程序，并對回路的循環(huán)流量、壓降、溫度等瞬態(tài)熱工參數(shù)進行了分析研究。葛魁等[8]針對“華龍一號”非能動安全殼熱量導(dǎo)出系統(tǒng)，對自然循環(huán)回路的內(nèi)部熱工水力特性進行了分析研究。王輝等[9]基于“華龍一號”非能動安全殼熱量導(dǎo)出系統(tǒng)綜合性能實驗裝置的實驗結(jié)果，采用漂移流模型開發(fā)了計算分析程序，并通過實驗結(jié)果對程序進行了驗證。哈爾濱工程大學(xué)科研團隊對低壓自然循環(huán)流動特性進行了研究，研究了在閃蒸段設(shè)置內(nèi)插物、注入不可凝氣體以實現(xiàn)消除閃蒸流動不穩(wěn)定性現(xiàn)象[10-12]。

自然循環(huán)回路主要由密度差產(chǎn)生的驅(qū)動壓頭克服流動阻力來驅(qū)動流體流動。在此過程中，系統(tǒng)流量與若干熱工參數(shù)形成耦合，會產(chǎn)生流動不穩(wěn)定現(xiàn)象。為了進一步對開式自然循環(huán)回路流動過程中的不穩(wěn)定現(xiàn)象進行研究，本文采用RELAP5程序?qū)﹂_式自然循環(huán)實驗回路進行了詳細(xì)的模擬，通過實驗結(jié)果對模型進行了驗證；在該模型的基礎(chǔ)上進一步對回路運行過程中的流動不穩(wěn)定特點進行了研究，并針對自然循環(huán)回路流動不穩(wěn)定的抑制措施進行了數(shù)值分析與驗證。

1 開式自然循環(huán)實驗回路模型

為了研究開式自然循環(huán)回路的流動不穩(wěn)定性并對其抑制措施進行驗證，本研究采用RELAP5程序，建立了開式自然循環(huán)實驗回路的詳細(xì)模型。

1.1 計算模型

開式自然循環(huán)實驗回路如圖1 所示，整個回路由冷管段、換熱器、熱管段、汽水分離器以及若干閥門組成。

圖1 開式自然循環(huán)實驗裝置三維示意

回路中換熱器位于實驗臺架下部的冷凝罐中[9]，冷管段入口與汽水分離器位于上部的冷卻水箱中，為了防止冷卻水箱超壓，在水箱頂部設(shè)有蒸汽排放裝置。實驗過程中，通過向冷凝罐充入水蒸氣來模擬事故后安全殼內(nèi)的壓力、溫度環(huán)境。

RELAP5 程序是高度通用的熱工水力分析程序，能夠模擬復(fù)雜的氣-液流動與傳熱現(xiàn)象[13]。為了更加精細(xì)地復(fù)現(xiàn)開式自然循環(huán)回路的流動特點，本研究采用RELAP5 程序?qū)嶒灮芈愤M行了詳細(xì)模擬。

基于RELAP5 的開式自然循環(huán)回路模型的節(jié)點劃分如圖2 所示。模型中換熱水箱、冷管段、換熱器、熱管段及汽水分離器均采用PIPE 水力學(xué)構(gòu)件進行模擬，換熱水箱外部環(huán)境采用SINGLVOL模擬，并與1 個與時間相關(guān)的控制體相連來保證空間壓力的穩(wěn)定。

圖2 RELAP5 計算模型節(jié)點劃分

模型中冷卻水箱劃分了20 個節(jié)點；下降段共劃分了26 個節(jié)點；換熱器劃分了10 個節(jié)點；上升段與汽水分離器采用更加精細(xì)的節(jié)點劃分，其中上升段共劃分了63 個節(jié)點，汽水分離器劃分了20 個節(jié)點。通過在回路模型各個節(jié)點設(shè)置局部阻力系數(shù)來模擬系統(tǒng)回路中的閥門、彎頭等。

由于RELAP5 程序模擬冷凝罐中含不可凝氣體的冷凝換熱時具有較大的局限性，且本文重點關(guān)注回路內(nèi)部自然循環(huán)流動的不穩(wěn)定性，本模型在換熱器傳熱管外表面采用恒定熱流密度的邊界條件來模擬冷卻罐對回路換熱器的加熱。

1.2 模型驗證

表1給出了開式自然循環(huán)實驗回路2 個設(shè)計工況的實驗結(jié)果與RELAP5 模型計算結(jié)果。圖3 給出了系統(tǒng)運行在工況2 下，當(dāng)系統(tǒng)出現(xiàn)流動不穩(wěn)定現(xiàn)象時實驗得到的自然循環(huán)流量與模型計算結(jié)果比較。

表1 不同工況開式自然循環(huán)回路實驗與計算結(jié)果比較

圖3 工況2 自然循環(huán)流量

從表1 和圖3 的比較結(jié)果可以看出，本研究基于RELAP5 程序建立的開式自然循環(huán)回路分析模型，在2 個設(shè)計工況下能夠?qū)芈返牧鲃舆M行準(zhǔn)確模擬，并且在工況2 中流量波動的形態(tài)與實驗結(jié)果符合較好，因此可以將該模型用于系統(tǒng)回路流動不穩(wěn)定性研究。

2 開式自然循環(huán)流動不穩(wěn)定性特點

開式自然回路在運行過程中，當(dāng)換熱水箱溫度達到或接近飽和溫度時，冷卻水流經(jīng)換熱器后，水溫會上升并超過換熱水箱內(nèi)的飽和溫度；在上升管段中，隨著壓力的降低，在某一位置會出現(xiàn)閃蒸現(xiàn)象，在閃蒸點位置以上隨著高度的升高，壓力進一步降低，由于閃蒸造成的含汽率逐漸增大，密度逐漸下降，進一步驅(qū)動回路的循環(huán)流動。在這個過程中，當(dāng)系統(tǒng)流量受到擾動而增大時，一方面造成循環(huán)阻力增加；但另一方面由于流量增大后，會導(dǎo)致?lián)Q熱器出口水溫下降，熱管段水溫隨之下降，熱管段出現(xiàn)閃蒸的位置上升，造成回路自然循環(huán)驅(qū)動壓頭的下降，最終會減小系統(tǒng)流量。

從上述分析過程中可以看出，開式自然循環(huán)回路本身流動是否穩(wěn)定取決于系統(tǒng)回路阻力隨流量的變化率和驅(qū)動壓頭隨流量的變化率。當(dāng)系統(tǒng)回路阻力隨流量的變化率小于驅(qū)動壓頭隨流量的變化率時，系統(tǒng)流動處于不穩(wěn)定狀態(tài)，反之則處于流動穩(wěn)定狀態(tài)[14]。

目前，國內(nèi)針對自然循環(huán)過程中流動不穩(wěn)定性的實驗研究及理論分析主要針對閉式循環(huán)[14-15]，而本文研究的開式自然循環(huán)實驗回路在運行過程中不但存在冷卻水箱—下降段—換熱器—上升段—汽水分離器—冷卻水箱這一自然循環(huán)路徑，在換熱水箱內(nèi)部，還存在冷卻水箱與汽水分離器內(nèi)部之間的自然循環(huán)路徑，因此流動情況更為復(fù)雜。

綜上所述，開式自然循環(huán)回路流動受到多個因素的共同影響，由于實驗回路汽水分離器的存在，使得自然循環(huán)特性更加復(fù)雜，難以用理論推導(dǎo)的方法對其流動不穩(wěn)定性特性進行研究。因此本文采用經(jīng)過驗證的回路分析模型，對不同流量和功率下的回路流動狀態(tài)進行數(shù)值模擬，獲得實驗回路流動不穩(wěn)定性的特點。

圖4給出了在不同功率狀態(tài)下的自然循環(huán)流量，圖5 給出了不同功率狀態(tài)下汽水分離器上部（圖2 中A 點）、下部（圖2 中B 點）及距離汽水分離器1 m 位置處（圖2 中C 點）的含汽率。

圖4 回路流量隨功率變化

圖5 汽水分離器及上升段含汽率隨回路功率變化

從圖4 和圖5 可以看出，當(dāng)回路運行狀態(tài)功率在0～0.2 MW 時，在熱管段和汽水分離器內(nèi)均未發(fā)生閃蒸，回路內(nèi)流體呈單相狀態(tài)，并且流動平穩(wěn)；當(dāng)運行狀態(tài)在0.2～0.6 MW 時，在汽水分離器內(nèi)發(fā)生閃蒸現(xiàn)象，導(dǎo)致汽水分離器出口含汽率出現(xiàn)周期性波動（見圖5 中A 點曲線），同時，回路內(nèi)出現(xiàn)了小幅度的流量波動（見圖4）；當(dāng)運行狀態(tài)在0.6～1.2 MW 時，汽水分離器底部和上升段上部開始出現(xiàn)閃蒸現(xiàn)象，含汽率呈周期性波動（見圖5 中B、C 點），造成回路內(nèi)流量出現(xiàn)較大幅度的波動（見圖4）；當(dāng)運行狀態(tài)在1.2 MW 功率以上時，出現(xiàn)閃蒸的位置逐漸穩(wěn)定，上升段B、C 點含汽率和回路流量不再出現(xiàn)波動現(xiàn)象。

形成上述規(guī)律的主要原因是回路內(nèi)的自然循環(huán)由溫差導(dǎo)致的密度差來驅(qū)動，并且開式自然循環(huán)回路具有一定的自適應(yīng)特性。隨著排熱功率的上升，回路冷、熱管段的溫差逐漸增大，分別超過了A、B、C 點的飽和壓力，在局部發(fā)生閃蒸。而在B 點剛發(fā)生閃蒸時，含氣率的變化率對流量的影響更加明顯，導(dǎo)致在0.6～1.2 MW 時流動不穩(wěn)定性較為明顯。

3 開式自然循環(huán)回路流動不穩(wěn)定抑制

自然循環(huán)管道內(nèi)的流動不穩(wěn)定性可能導(dǎo)致系統(tǒng)管道震動、水錘等現(xiàn)象，雖然實驗過程中未發(fā)現(xiàn)可能影響回路安全運行的現(xiàn)象，但為了確保回路長期運行的穩(wěn)定性，仍需要對流動不穩(wěn)定的抑制措施進行研究。

從前文針對流動不穩(wěn)定性特點的數(shù)值分析可以看出，在一定功率水平下，上升管道內(nèi)冷卻劑閃蒸點位置、含汽率的變化造成了驅(qū)動壓頭和流動阻力的周期變化，最終造成流動不穩(wěn)定性現(xiàn)象。

本研究通過增加上升管段含汽率的方式以提高流動的穩(wěn)定性，在設(shè)計上通過向回路上升管道注入不可凝氣體的方式實現(xiàn)，該措施在工程上易于實施，不會對回路整體功能造成影響。

為了驗證該措施對抑制流動不穩(wěn)定的作用，分析中分別假設(shè)在汽水分離器底部B 點、上升管道距離冷卻水箱底部1 m 位置處C 點和上升管道距離冷卻水箱底部2 m 位置處D 點（見圖2）以恒定速率注入氮氣，對設(shè)計工況2 的流動狀態(tài)進行計算。

圖6分別給出了在不同位置以不同速率注入氮氣時在工況2 下的流動情況。表2 給出了不同注入位置和注入流量下回路自然循環(huán)流量。

表2 不同氮氣注入情況下的系統(tǒng)循環(huán)流量kg/s

圖6 不同注入點注入氮氣時工況2 自然循環(huán)流量

從計算結(jié)果可以看出，當(dāng)在汽水分離器底部注入氮氣時（見圖6(a)），需要至少5 g/s 的注入速率才能對系統(tǒng)的流量波動產(chǎn)生良好的抑制效果。隨著注入位置的降低，所需要的氮氣注入速率逐漸下降。在距離冷卻水箱2 m 位置處的D 點，只需要1 g/s 的注入速率即可滿足對流量波動的抑制需求（見圖6(c)）。因此，通過在較低位置注入不可凝氣體，能夠提高系統(tǒng)回路的驅(qū)動壓頭以及驅(qū)動壓頭的穩(wěn)定性，從而抑制系統(tǒng)流量的波動。

此外，注入不可凝氣體在抑制流量波動的同時還提高了系統(tǒng)自然循環(huán)的速率，有利于提高回路的冷卻能力，為核電站提供更加充分的安全裕量。

4 結(jié)論

本文對開式自然循環(huán)回路流動不穩(wěn)定現(xiàn)象進行了進行了詳細(xì)的數(shù)值模擬。

1）通過對不同工作狀態(tài)下的回路流動不穩(wěn)定現(xiàn)象進行數(shù)值計算，對回路流動不穩(wěn)定性的特點及其形成原因進行了分析。

2）對采用局部注入不可凝氣體來抑制回路流動不穩(wěn)定現(xiàn)象的有效性進行了論證。結(jié)果表明，在回路上升段距離冷卻水箱底部一定范圍內(nèi)，以恒定流量注入不可凝氣體，能夠?qū)ψ匀谎h(huán)回路運行過程中的流動不穩(wěn)定現(xiàn)象有較好的抑制作用，在距離冷卻水箱底部2 m 位置處的上升段，僅需1 g/s 的不可凝氣體注入速率便能夠產(chǎn)生較好的抑制效果。同時，該措施還可以提高自然循環(huán)回路的循環(huán)流量，從而提高了系統(tǒng)的帶熱能力。

本研究結(jié)果可以為同樣采用開式自然循環(huán)設(shè)計的“華龍一號”PCS 系統(tǒng)優(yōu)化和性能提升提供依據(jù)。