鉬锝靶件輻照裝置堆外自然循環實驗研究

郝思佳,張培升,高永光,刁均輝,韓智杰

(中國原子能科學研究院 反應堆工程技術研究所,北京 102413)

目前核行業發展日益強調自主化[1],鉬锝同位素廣泛應用于核醫學領域,其需求量約占世界醫學同位素需求量的80%。在反應堆中進行輻照是鉬锝同位素生產的一種重要方法,全球主要由加拿大NUR、法國OSIRIS、荷蘭HFR、比利時BR2等反應堆生產供應[2-4],因此實現國內鉬锝同位素自主化生產具有重要意義。而在鉬锝靶件入堆輻照研究前,應先開展堆外傳熱實驗以驗證輻照裝置設計的合理性并獲取其傳熱特性,確保入堆后鉬锝靶件在輻照過程中不會危及靶件和反應堆的安全。

20世紀70年代起,法國、日本、荷蘭、挪威等國家在其研究堆上開展了大量有關輻照裝置方面的研究。法國在OSIRIS研究堆上開發了TANOX輻照裝置[5],完成了大量先進PWR燃料芯塊的篩選試驗。日本在JMTR堆上也開發了多種其他類型輻照容器[6],用于燃料元件的加深燃耗考驗及反應堆結構材料的輻照,如新型錒-氫燃料的輻照、BWR燃料加深燃耗考驗。近年來,比利時的OMICO試驗計劃[7],利用BR2研究堆上的高溫高壓輻照裝置,從2004年開始進行MOX燃料堆內輻照。荷蘭利用高通量研究堆研究了新型燃料的高燃耗輻照性能[8],并設計了隨堆輻照裝置。由此可見,合理的輻照裝置是堆上開展燃料及材料性能試驗研究的基礎,國外對于輻照裝置的設計與應用已較為成熟。

近年來,國內針對輻照裝置的研究也逐漸興起。聶良兵等[9]設計了溫度補償型高溫材料輻照考驗裝置,提高了輻照考驗裝置的耐高溫性能,并采用軟件對裝置主要技術要求進行了分析;劉洋等[10]研制了具有溫度調節功能的套管型隨堆輻照考驗裝置,但并未開展堆外安全性驗證試驗;徐濤忠等[11]利用CFX對多層套管型燃料組件輻照裝置進行了優化分析,并將優化后的裝置投入堆中進行帶核試驗;中國原子能科學研究院[12-13]在CARR、游泳池研究堆上相繼開展了一系列輻照研究,為國內核動力發展做出了重大貢獻;徐西安等[14-15]利用開發的輻照裝置對幾種先進燃料組件進行了堆外水力驗證實驗,得出了堆內壓降下實驗件表面流速滿足要求的結論,證明了堆內實驗的安全可靠性。總體來說,目前對于輻照裝置的研究主要集中于功能設計和計算驗證,堆內輻照裝置多為強制冷卻環境,且多采用仿真法進行安全性分析。

綜上所述,目前已有的關于堆內輻照的大部分研究其孔道不具備強制冷卻條件,針對自然冷卻輻照考驗裝置的設計研究開展較少;其次,專門針對輻照裝置的堆外驗證實驗研究開展較少,在入堆輻照前如能開展必要的堆外傳熱實驗驗證,將為輻照裝置的安全評審和后續設計優化提供重要的技術支持。本文針對自主設計的自然冷卻鉬锝靶件輻照裝置,設計堆外傳熱實驗臺架,開展鉬锝靶件輻照裝置堆外傳熱驗證實驗,獲得自然冷卻條件下輻照裝置與靶件的傳熱特性,為靶件的設計驗證和入堆輻照提供技術支持。

1 實驗

1.1 實驗臺架

利用堆外傳熱實驗臺架開展實驗,實驗臺架包括實驗裝置、數據采集系統及相關管道閥門等。實驗臺架的主要設計參數列于表1,其中散熱套筒是用于配合實際靶件尺寸的空心圓柱形鋁制套筒,內部固定電加熱元件用于模擬實際靶件芯體。為便于描述,將含有電加熱元件的散熱套筒Ⅰ簡稱為細棒,將含有電加熱元件的散熱套筒Ⅱ簡稱為粗棒。

表1 實驗臺架主要參數Table 1 Main parameter of experimental bench

實驗項目包括兩套實驗裝置:裝置1和裝置2。裝置1為有內導流管的靶件傳熱驗證裝置,裝置2為無內導流管的靶件傳熱驗證裝置。

裝置1(圖1a)主要包括3部分:堆內水溫模擬流道、自然循環流道、實驗本體。堆內水溫模擬流道位于外筒體與工藝管之間,此流道用于模擬堆內輻照條件下的水溫;自然循環流道位于工藝管內部,工藝管與導流管均吊裝于筒體上方,導流管外部為自然循環下降段,導流管內部為自然循環上升段,流體自下降段上方流經模擬考驗件,冷卻后經通孔流入自然循環上升段,最終經過流通孔返回下降段上方,形成循環;實驗本體包括電加熱元件、散熱套筒,采用電加熱元件模擬靶件的核發熱功率,使用熱電偶測量部件表面溫度和內部溫度,通過數據采集系統獲取實驗數據。

圖1 實驗裝置示意圖Fig.1 Diagram of experimental device

裝置2(圖1b)主要包括3部分:堆內水溫模擬流道、自然對流流道、實驗本體。堆內水溫模擬流道位于外筒體與工藝管之間,此流道可模擬堆內輻照條件下的水溫;自然對流流道流體受外部堆內水溫模擬流道冷卻;輻照靶件模擬件的熱量通過導熱與自然對流傳遞給外側流體。

需要說明的是,真實工況下孔道屬于自然冷卻,并無泵驅動強制冷卻,本文加入水泵是為了模擬堆內相對平均的冷卻水環境,開啟水泵保持低功率運轉,防止水環境出現熱分層現象。

數據采集系統由工控機、數據接口板和10副鎧裝熱電偶組成,其中6副熱電偶用于測量水箱及工藝管內部水溫,4副熱電偶用于測量加熱壁面溫度。實驗過程中通過調節電加熱元件的電壓,逐漸提升其功率,觀測加熱段表面溫度的變化,同時觀測水溫的變化。如果散熱套筒外表面溫度超過100 ℃,則降低功率;如果水溫超過50 ℃,則停止加熱。

1.2 實驗參數

根據堆內物理計算確定靶件輻照功率,堆內輻照裝置的設計參數列于表2。

表2 堆內靶件的設計參數Table 2 Design parameter of target

為模擬堆內最大熱流密度,設計了堆外裝置,其實驗參數列于表3。

表3 實驗臺架的實驗參數Table 3 Test parameter of test bench

1.3 實驗不確定度

本實驗中的直接測量參數為溫度、電壓、電流,間接測量參數為功率。實驗前測量了不同溫度下10副鎧裝熱電偶的溫度分布,用以確定熱電偶測溫的精確程度。圖2為45 ℃工況附近熱電偶的溫度分布及其與平均值的偏差,可見溫度分布范圍為44.8～47.2 ℃,最大值與最小值相差2.4 ℃,取10副熱電偶溫度平均值(45.98 ℃)作為基準,計算每個熱電偶測量數據與基準數據的偏差,發現最大偏差為1.22 ℃,對應的測量相對不確定度為2.65%。

圖2 熱電偶溫度偏差Fig.2 Thermocouple temperature deviation

電壓、電流對應的測量相對不確定度為0.5%。電加熱功率通過測量電加熱元件的電壓和電流間接獲得,根據式(1)所示誤差傳遞公式可得到功率測量的相對不確定度為0.68%。

(1)

其中:R為間接測量量;x1,x2,…,xn為直接測量量。

2 結果分析

2.1 模擬堆內最大熱功率裝置安全性驗證

調節電加熱元件達到最大熱功率,獲取測溫點溫度分布。細棒最大加熱功率下的測量結果和粗棒額定功率下的測量結果列于表4。表4中,“雙套筒”代表布置內導流管(裝置1),“單套筒”代表不布置內導流管(裝置2)。

根據穩定功率下的水溫測試結果,靠近加熱壁面的2副水溫熱電偶的溫度指示值Tf1和Tf2存在較大差距,這是由于熱電偶布置于不同高度,Tf1對應的熱電偶測點較高,Tf2對應的熱電偶測點較低。說明在自然對流傳熱工況下位于不同高度的流體具有明顯的溫差,這一溫差也是自然循環的驅動力。水箱外層2副熱電偶的溫度指示值T∞1和T∞2相差不大,表明在潛水泵的攪混下,測量系統(水箱)內的水溫較均勻,可以模擬堆上流體環境溫度。

圖3為最大功率下的自然對流傳熱測量結果,其中細棒對應的是堆內額定熱流密度的1.2倍(68.9 kW/m2,加熱功率623 W)、粗棒對應的是堆內額定熱流密度的1.1倍(63.2 kW/m2,加熱功率1 237 W)。在最高水溫45 ℃下,加熱棒壁面的溫度測量最大值均小于106 ℃,測量結果低于堆內水壓0.15 MPa條件下水的沸點(111.35 ℃)。該結果證明了該輻照裝置的安全性。

2.2 變功率測溫結果

實驗通過調節電加熱元件的電壓,逐漸提升加熱棒的功率,觀測加熱段表面溫度的變化,同時觀測水溫的變化。

根據圓柱導熱公式(式(2))計算元件外表面與加熱棒外表面溫差:細棒在加熱功率為623 W時,二者之間的溫差約為1.2 ℃;粗棒在加熱功率為1 237 W時,二者之間的溫差約為5.9 ℃。需要說明的是,由于加熱棒與鋁制套管之間需要焊接熱電偶,因此二者不可能完全緊密貼合,之間水隙的存在會一定程度上造成Ts與Tw的測量溫差增加。

(2)

其中:φ為加熱功率,W;Ro為外徑,m;Ri為內徑,m;l為元件長度,m;λ為熱導率,W/(m·℃);Δt為溫差,℃。

實驗獲取了5種加熱功率下熱平衡后的溫度分布。圖4為外部水環境溫度在40 ℃附近時,不同加熱功率下散熱套筒表面溫度(Ts)和加熱棒表面溫度(Tw)的分布規律。欠熱沸騰點可通過Ts超過100 ℃且表面快速產生并消失小氣泡的現象來判斷。此外,目標研究堆壓力對應的飽和溫度是110 ℃,若Tw低于110 ℃,說明裝置在堆內不會發生欠熱沸騰。

圖4 外部水溫約40 ℃時溫度隨功率的分布Fig.4 Temperature distribution with heating power at external water temperature of about 40 ℃

隨著加熱功率的升高,元件表面溫度與加熱棒溫度升高,在外界水環境溫度40 ℃條件下,細棒的加熱功率達到約800 W(超過額定熱流密度的1.2倍)時,開始出現欠熱沸騰;粗棒的加熱功率達到1 200 W(約為額定熱流密度)時,開始出現欠熱沸騰,但由于1 300 W功率(額定熱流密度的1.1倍)范圍內Tw均低于110 ℃,說明在堆內不會發生欠熱沸騰,證明了裝置的安全性。

2.3 恒熱流密度測溫結果

通過調節電加熱元件的電壓使其達到最大熱功率,從冷態開始持續加熱,獲取測溫點溫度的變化規律。

圖5為最大熱功率加熱下外部水環境溫度T∞、散熱套筒表面溫度Ts與加熱棒溫度Tw隨時間的變化。由圖5可見,T∞范圍控制在20～50 ℃之間,細棒的最大Ts約為90 ℃,粗棒的最大Ts雖已達到100 ℃,但根據堆內實際情況下水的沸點(111.35 ℃)來判斷,仍不存在欠熱沸騰。

圖5 最大熱功率加熱溫度分布Fig.5 Temperature distribution under maximum thermal power heating

圖6為最大熱功率加熱時,Ts、Tw與T∞的溫差隨時間的變化。隨著加熱時間的增加,外部水環境溫度逐漸升高,而溫差逐漸減小。隨著水溫從20 ℃升高至47 ℃,細棒表面溫度與水溫的溫差從60 ℃減小至45 ℃,粗棒表面溫度與水溫的溫差從70 ℃減小至55 ℃。說明外部水溫在一定范圍內的不斷升高,有利于自然循環換熱能力的增強。瑞利數Ra是描述自然對流換熱能力的無量綱參數(式(3)),表示密度差異和流體黏度對自然對流換熱能力的影響。

圖6 最大熱功率下加熱溫差分布Fig.6 Temperature difference distribution under maximum thermal power heating

(3)

其中:g為重力加速度,m/s2;β為流體的體積膨脹系數,1/K;Δt為流體的溫度差,K;L為流體的特征長度,m;ν為流體的運動黏度,m2/s;α為流體的熱傳導系數,m2/s。

根據式(3)可知,環境溫度升高,流體的黏度隨之降低,從而使流體的阻力降低,流體的流動性增加,換熱能力增加。

此外,不能僅通過溫差來比較自然循環的傳熱能力,需要從多角度考慮溫差對流體的影響,即當外部水溫在一定范圍內升高時,液體溫度差相應減小,會削弱對流;但從微觀來看,隨著溫度的升高,水分子熱運動速度的增加會一定程度上抵消水密度的減小,從而保持自然對流的強度;從宏觀來看,溫度升高會產生更多的渦結構,這將增加流體的攪混程度和熱量的傳遞效率,從而使傳熱能力相應增強。

綜合考慮黏度與溫差的共同影響,外部水溫在一定范圍內的不斷升高,有利于自然循環換熱能力的增強。

2.4 無內套筒測溫結果

將內導流管去掉后開展實驗,其余條件不變,通過調節電加熱元件的電壓,逐漸提升加熱元件的功率,觀測加熱段表面溫度的變化,同時觀測水溫的變化。

圖7為無內導流管下散熱套筒表面溫度Ts和加熱棒溫度Tw隨加熱功率的變化。隨著加熱功率的升高,元件表面溫度與加熱棒溫度升高,在外界水環境溫度40 ℃條件下,細棒的加熱功率達到約600 W(約為額定熱流密度的1.15倍)時,開始出現欠熱沸騰;粗棒的加熱功率達到約1 050 W(低于額定熱流密度)時,開始出現欠熱沸騰。

圖7 無內導流管時溫度隨功率的分布Fig.7 Temperature distribution with power without guide tube

為進一步對比有無內導流管對傳熱的影響,比較了有無內導流管時粗棒與細棒的傳熱能力,如圖8所示。可看出,在環境溫度基本相同的條件下,相同熱流密度時,有內導流管元件的表面溫度較無內導流管元件的低,說明導流管的存在加強了流體對輻照裝置的冷卻能力。

圖8 有無導流管時細棒與粗棒的傳熱能力比較Fig.8 Comparison of heat transfer capacities of thin rod and thick rod with/without guide tube

具體來說,內導流管雖增加了形阻,但內導流管可通過改善液體或氣體的流動路徑,引導流體流向目標區域,減少了阻力和不穩定的波動,有效促進熱量傳遞和質量傳遞,從而提高自然循環的效率;設置導流管還可消除回流現象,保證循環的平穩性和穩定性。當不布置內導流管時,流體僅靠自然對流進行散熱,流體微團之間相互作用較復雜,導致傳熱能力略差。

3 結論

本文針對自主設計的鉬锝靶件輻照裝置開展了堆外傳熱實驗研究,獲得了自然冷卻條件下輻照裝置的傳熱特性。分析表明:堆外實驗的功率涵蓋了堆內實際情況的最大熱流密度(額定功率的1.2倍),在此功率范圍內,不會發生欠熱沸騰,證明了所設計輻照裝置的安全性;輻照裝置內導流管的設計,可使欠熱沸騰點推遲到原熱功率1.1倍時出現,提高了裝置的自然循環能力,使靶件得到更充分的冷卻;環境溫度在一定范圍內的不斷升高,有利于自然對流換熱能力的增強。