非能動安全殼冷卻系統空氣混合對流換熱試驗研究

楊 鵬,王國棟,李萬總,黃思洋,周明慧,劉 宇,*

(1.生態環境部 核與輻射安全中心,北京 102401;2.上海核工程研究設計院股份有限公司,上海 200233;3.上海核能裝備測試驗證中心有限公司,上海 200233)

為保證核反應堆在事故工況下放射性物質不泄漏到大氣環境中,確保核電廠周圍居民的安全,在核島的反應堆廠房中設置了安全殼。安全殼是包容放射性物質的最后一道屏障,在發生假想的設計基準事故(DBA)后,大量高溫、高壓流體釋放進入安全殼大空間,引起安全殼溫度及壓力迅速升高。為防止安全殼超壓,安全殼冷卻系統必須有效地排出安全殼內熱量。大型非能動核電廠非能動安全殼冷卻系統(PCS)是第3代大型先進壓水堆非能動安全系統的重要組成部分。PCS采用了非能動設計理念排出安全殼熱量,在發生DBA事故的72 h內,PCS利用自然通風冷卻、水膜蒸發、蒸汽冷凝等非能動方式實現安全殼熱量排出,而不需要任何額外補給或操作員操作。

空氣導流板是組成PCS的核心設備,在當前設計中,空氣導流板采用全高度(安全殼貫穿件區域除外),覆蓋安全殼外表面。空氣導流板重量大、安裝施工難度高、成本較高。在核電廠建造階段,空氣導流板安裝工期長,是建安關鍵路徑;在核電廠運行階段,開展水膜覆蓋率定期試驗、安全殼焊縫在役目視檢查時,需拆卸部分空氣導流板開展作業,操作復雜。在保證安全性的基礎上,從提升運維便利性、經濟性角度,本文提出空氣導流板的優化方案,取消部分中間導流板,保持原有導流板連接方式、安裝方式、設備型式不變。

事故后安全殼外壁面的傳熱過程是以強迫對流占主導的對流換熱[1-3],國內外研究者開展了大量的研究;針對無導流板區域,事故后安全殼外壁面的傳熱過程是強迫對流和自然對流并存的混合對流傳熱。眾多研究者開展了通道內混合對流換熱數值模擬和試驗研究。Hiroaki等[4]采用改進的Jones-Launder低雷諾數k-ε模型進行數值模擬,研究均勻加熱垂直管中的向上流動換熱,根據數值結果繪制了強迫對流、混合對流和自然對流以及層流與湍流的區域圖。Behzadmehr等[5]采用低雷諾數k-ε模型,對垂直圓管內均勻熱流空氣向上混合對流換熱特性進行了數值研究,并提出一個同時適用于層流和湍流的努塞爾數方程。Mandal等[6]采用CFD數值模擬方法,研究了矩形通道內的混合對流與輻射換熱的特性。Zhang[7]采用STAR-CCM+對中等普朗特數流體在水平圓管內的層流混合對流換熱進行了數值模擬,并建立了考慮入口效應的水平圓管層流混合對流換熱關系式。與此同時,借鑒數值模擬結果,大量研究者采用試驗手段研究圓管、矩形通道內的混合對流換熱特性。Aicher等[8]開展垂直管內自然和強迫混合對流換熱試驗,建立經驗關系式,給出了長徑比和熱通量對傳熱性能的影響。Cheng等[9]針對非對稱加熱垂直矩形通道內的空氣自然對流與熱輻射傳熱現象進行了數值和實驗研究,建立半經驗關系式。為研究均勻加熱垂直管中的向上流動,Shin等[10]開展垂直矩形通道空氣湍流混合對流實驗,提出一個更為準確的新經驗關系式,該關系式包含一個修正的浮力數,并根據流動距離考慮了流型變化的特性。

通過調研可發現,國內外對以強迫對流占主導的對流換熱現象研究比較充分[11-12],但強迫對流和自然對流并存的混合對流傳熱仍是研究熱點,需深入研究。鑒于不同的管道形狀(圓管、方管)、不同的加熱形式(均勻加熱、不對稱加熱)、空氣入口形式(順流、逆流)都會顯著影響試驗結果,所以不同研究者結論不完全一致[13-17],未形成公認的混合對流換熱經驗關系式。特別是針對本文提出的大型非能動核電廠導流板優化方案,在發生假想的事故后,下降段空氣在密度差的驅動下進入無導流板區域,然后折流180°進入上升段。這種空氣入口、出口從同截面的不同位置流入、流出的混合對流現象,國內外研究很少。在此背景下,為論證大型非能動核電廠導流板優化方案可行性,本文在比例設計的安全殼冷卻能力驗證試驗臺架(COCOVET)上,研究PCS環腔空氣流動和混合對流換熱現象。

1 試驗介紹

1.1 試驗系統

空氣導流板將屏蔽廠房內墻面和安全殼外表面之間的環腔分隔為下降段和上升段,如圖1a所示,為PCS提供空氣流道。本文提出圖1b所示的優化方案。基于當前設計(圖1a),自下而上取消部分中間導流板,將底部面板連接至中間面板。如圖1c所示,優化方案PCS環腔包括兩部分:含導流板區域(上部)和無導流板區域(下部)。針對含導流板區域,PCS環腔被導流板分割為下降段和上升段。

a——當前設計;b——優化方案;c——優化方案PCS環腔流動示意

圖2為COCOVET系統流程簡圖。試驗系統主要包括:試驗本體、試驗回路系統和輔助系統。試驗本體用于模擬安全殼外壁面和空氣流道環腔,由加熱主板、外側風道和導流板圍成;試驗回路系統包括:供油系統、恒溫水夾層系統、供風系統和粒子圖像測速(PIV)觀測系統。供油系統為試驗主板提供加熱熱源,恒溫水夾層系統冷卻面提供冷卻水源,供風系統為試驗本體提供試驗需求的風量,PIV觀測系統用于觀測PCS環腔內空氣流場。輔助系統包括:給水系統、循環冷卻水系統、低壓交流供電系統和升降機平臺等。

圖2 COCOVET試驗系統示意圖

試驗本體固定在支架上,使試驗本體垂直于地面。空氣由離心風機吹入,經風道加熱器預熱后,通過漸擴管連接的空氣流道引流段,從上往下流入試驗本體的下降段(由導流板和冷卻面圍成),在導流板尾部折流后,流入上升段(由導流板和加熱面圍成),最終進入環境。采用恒溫水夾層系統維持試驗本體冷卻面溫度達到目標值,采用供油系統維持試驗本體加熱面溫度達到目標值。

1.2 試驗本體

圖3為COCOVET試驗本體的示意圖,試驗本體包括:試驗加熱主板、耐高溫玻璃板和恒溫水夾套平板、導流板和保溫層。加熱主板、玻璃板和水夾套平板圍成方腔結構,模擬原型核電廠PCS流道。加熱主板與水夾套平板壁面噴涂和原型核電廠相同型號的涂層,導流板采用和原型核電廠相同的金屬材料和表面處理工藝。

圖3 COCOVET試驗本體示意圖

試驗本體與原型的PCS空氣流道的縮比比例為1∶4,試驗本體參數為6 500 mm(高度)×1 200 mm(寬度)×331.75 mm(厚度),整體固定在高7.9 m的主板支架上。COCOVET試驗本體參數列于表1。

表1 COCOVET試驗本體參數

1.3 試驗參數范圍

COCOVET空氣對流換熱試驗在PCS運行參數范圍內,觀測空氣在導流板尾端的繞流、分離現象,在參數范圍內確定試驗工況矩陣,研究空氣與安全殼壁面的混合對流傳熱特性。試驗的關鍵參數范圍列于表2。

表2 COCOVET試驗參數范圍

1.4 試驗本體測點布置及測量參數不確定度

COCOVET試驗布置溫度、壓力、流量、液位等參數測點。本試驗所用儀表除水膜厚度和熱流密度外,測量值均由儀器直接讀取,相關誤差由儀表廠家在質量監控體系下給出。隨機誤差采取多次測量取平均值方式進行控制。本試驗中,在試驗體空氣出入口處測量空氣流速和濕度,并在空氣出口側緊貼加熱壁面處測量入口水溫。本試驗采用共焦光學探頭測量水膜厚度。水膜厚度測點位置的選取需考慮避免側面的邊緣效應(遠離邊緣10 cm以上)。板面溫度及熱流密度的測點位置列于表3。

表3 板面溫度、熱流密度測點位置(全板水膜覆蓋)

COCOVET測試段空氣流場測量采用德國26M高分辨率PIV系統,示蹤顆粒為10 μm。如圖3b所示,激光從保溫層、恒溫水夾層和冷卻板預留窄縫垂直射入測試段,落在導流板(有導流板區域)或加熱板上(無導流板區域)。PIV可拍攝區域為260 mm×400 mm,通過上下移動PIV系統,可實現不同高度位置的流場可視化。

圖4為試驗本體測點布置示意圖。試驗本體測點主要包括:加熱面上的熱流密度測點(可兼測溫度)、冷卻面上的溫度測點和空氣流動區域的溫度測點。加熱面上的熱流密度探頭布置10層(每層3組),冷卻面上的熱電偶布置5層(每層3組),空氣流動區域的熱電偶布置7層(每層2～3組),導流板上的熱電偶布置1層(內外壁面各3組)。此外,COCOVET試驗還需測量測試段壓力、空氣入口風速和相對濕度、冷卻水進出口溫度和流量、加熱油進出口溫度和流量等。

圖4 試驗本體測點布置示意圖

在確定測量參數不確定度時,首先,需確定測量系統各參數測量的誤差源;其次,將各誤差源最大誤差轉化為標準不確定度;再次,獲得各誤差源的合成不確定度;最后,計算實際使用條件下的擴展不確定度(置信概率取95%)。通過不確定度分析,關鍵測量參數的不確定度列于表4。

表4 試驗測量參數不確定度

2 程序模型

2.1 CFD程序建模

本文采用CFD程序對COCOVET進行二維建模。采用ANSYS ICEM進行建模及網格劃分,二維模型及網格劃分如圖5所示,采用了四邊形的結構化網格,靠近壁面處流動區域進行了局部網格加密,其中鋼殼、導流板及屏蔽廠房近壁面處均設置邊界層,邊界層厚度設為0.001 5 m,增長率為1.1,網格總量約8.7萬。

圖5 基于Fluent程序的模型與網格

采用ANSYS FLUENT進行求解計算。湍流模型采用可實現的k-ε模型,近壁面處理方法采用增強壁面處理,輻射模型采用面到面模型。求解器選用基于壓力的求解器,求解方法采用SIMPLEC。在空間離散化中,梯度格式采用基于單元的最小二乘方法,壓力項采用體積力加權格式,動量方程采用QUICK,湍動能、湍流耗散率與能量項均采用二階迎風差分。各項殘差均設為10-7,穩態計算100 000迭代步。

2.2 安全分析程序建模

本文同時采用安全殼安全分析程序對COCOVET進行建模。安全分析程序具備集總參數和三維參數建模的能力,有專門的對流換熱模型模擬PCS環腔對流換熱。圖6示出了COCOVET模型。控制體1與控制體2模擬被導流板分割的下降段和上升段。為了準確模擬導流板尾部位置區域空氣的流動和傳熱現象,采用三維建模方法將控制體3劃分了208個控制容積(自上而下劃分為16層,每層細分為13個子控制容積(CV))。控制體4～8模擬加熱邊界條件,控制體9～13模擬冷卻邊界條件,為維持控制體4～8及9～13溫度的恒定,在這10個控制體中分別加入導熱系數很大的虛擬熱構件,熱構件一側的邊界條件給定為恒溫(加熱面或冷卻面溫度),另外一側給定一個很大的換熱系數(1×108W/(m2·K))。表5列出了安全分析程序采用的對流、輻射換熱經驗關系式。

表5 對流和輻射換熱經驗關系式

圖6 安全殼安全分析程序COCOVET模型

3 試驗結果和分析

3.1 導流板尾部區域流速可視化

圖7為COCOVET典型試驗工況的測試段速度矢量圖和流線圖。從CFD分析結果可看出,空氣進入下降段后沿導流板向下流動,到達導流板尾部區域后,大部分空氣折流180°進入上升段(導流板與加熱面圍成的區域),沿導流板向上流動,少量空氣繼續向下流動(圖7a)。此外,CFD模擬結果表明,受空氣折流影響,導流板尾部右下方存在流動渦流現象(圖7b)。PIV測量結果也表明空氣在導流板尾端存在折流現象,大部分空氣折流進入上升段(圖7c)。在導流板尾部右下區域,PIV結果顯示空氣流速偏小(圖7d)。CFD模擬的空氣流動特性和試驗PIV測量結果符合。

a——CFD速度矢量圖;b——CFD流線圖;c——試驗示蹤粒子流動照片;d——試驗PIV結果

采用CFD分析工具,圖8進一步示出了測試段1.353、2.650和4.135 m三個典型高度截面的空氣流速。可看出,從加熱面至冷卻面,空氣流速呈現先減小后增加趨勢,冷卻面附近空氣流速小于加熱面。在無導流板區域,僅有少量空氣沿冷卻面向下流動,空氣流速在0.6 m/s以下,換熱呈現明顯的自然對流特征。

圖8 無導流板區域空氣流速

3.2 測試段空間溫度

圖9為COCOVET典型試驗工況的測試段溫度云圖。由于導流板尾部出現空氣分流,下降段低溫空氣與導流板底部區域的高溫空氣在上升段入口匯聚,上升段空氣溫度明顯低于導流板底部區域溫度。在導流板下部、底部區域,空氣溫度從加熱面至冷卻面逐漸降低。

圖9 測試段溫度云圖

圖10對比了COCOVET典型試驗工況測點位置CFD模擬溫度與試驗測量溫度。如圖10a所示,在典型位置(01、03和06層),CFD模擬出了空氣溫度從加熱面至冷卻面逐漸降低的趨勢,模擬值和試驗值相符。圖10b進一步比較了所有測點位置(01～07層)CFD模擬溫度與試驗測量溫度。可看出,在測試段無導流板區域的空氣溫度高于有導流板區域的,空間溫度CFD模擬值和試驗值趨勢相同,符合較好。

所有測點位置比較:a——01、03和06層;b——01～07層

3.3 加熱面熱流密度

圖11示出了COCOVET典型試驗工況加熱面熱流密度程序計算值(CFD程序和安全分析程序)與試驗值的對比。從結果可知,在測試段無導流板區域,CFD程序、安全分析程序模擬值和試驗值均表明加熱面熱流密度基本不變,說明該區域以偏自然對流為主。在測試段有導流板區域,CFD模擬值出現了明顯的上升段入口效應,加熱面熱流密度呈現迅速增加后降低的趨勢(熱流密度峰值位于導流板尾部略上方位置)。CFD模擬值和試驗值趨勢一致,數值符合較好。需要說明的是,COCOVET測試段未在熱流密度峰值位置布置測點,因此沒有測量到與CFD模擬值相當的熱流密度。此外,安全分析程序保守偏低地模擬了上升段入口位置的熱流密度,在其他區域,安全分析程序模擬值和試驗值相符。

圖11 加熱面熱流密度程序計算值與試驗值對比

3.4 加熱面熱流密度敏感性研究

在COCOVET臺架上開展了多組敏感性試驗,研究影響測試段加熱面換熱量的關鍵因素。圖12a示出了冷卻面溫度對加熱面熱流密度的影響。可看出,在測試段無導流板區域,冷卻面溫度越低,加熱面和冷卻面的輻射換熱量越大,表現為加熱面熱流密度隨冷卻面溫度降低而增加;在測試段有導流板區域,由于導流板位于加熱面、冷卻面中間,阻礙了加熱面和冷卻面的輻射換熱,因此冷卻面溫度的變化基本不影響加熱面熱流密度。

圖12 加熱面熱流密度敏感性分析

圖12b示出了下降段入口風速對加熱面熱流密度的影響。可看出,在無測試段無導流板區域,加熱面熱流密度基本不變。從第3.1節流場分析可知,僅有少部分空氣進入該區域,該區域空氣流動緩慢,換熱方式以自然對流為主,入口風速的變化基本不影響加熱面熱流密度。在測試段有導流板區域,加熱面熱流密度隨入口風速增加而增加,這是由于在導流板尾部,大部分空氣進入了導流板與加熱面圍成的上升段內,強迫對流占據主要傳熱地位,表現為加熱面熱流密度隨風速增加而增加。

3.5 安全殼安全分析程序適用性研究

在第3.3節比較了典型試驗工況加熱面熱流密度試驗值和安全分析程序計算值,為進一步研究安全分析程序的適用性,選取了30組典型試驗工況進行分析。圖13示出了熱流密度試驗值(QExpt)和程序計算值(QPred)的比值。可看出,試驗值與計算值符合良好,QExpt/QPred平均值為1.05,介于1.0～1.1之間,表明安全分析程序采用“集總參數+三維參數”建模方法和混合對流換熱經驗關系式可較好地模擬測試段的空氣混合對流換熱過程。

圖13 加熱面傳熱量試驗值與分析值的比較

3.6 導流板優化方案可行性研究

本文第3.5節通過試驗方式驗證了安全殼安全分析程序模擬空氣混合對流換熱的適用性。在此基礎上,本節采用安全分析程序對非能動核電廠優化方案進行安全殼建模,模擬事故后安全殼響應,評價安全殼冷卻能力,論證導流板優化方案可行性。

安全殼冷卻能力評價包括:失水事故安全殼水膜冷卻能力(安全殼水冷能力)和停堆換料期間安全殼空氣冷卻能力(安全殼空冷能力)。針對安全殼水冷能力,安全殼外壁面水膜蒸發現象是重要的排熱途徑,未覆蓋空氣導流板的安全殼外壁面仍存在水膜蒸發過程,導流板優化方案對安全殼排熱影響有限;針對安全殼空冷能力,優化方案減少了導流板覆蓋面積,未覆蓋導流板的安全殼外壁面對流換熱能力可能被削弱,但安全殼外壁面和屏蔽廠房內壁面之間的輻射傳熱能力有所增強,需綜合考慮優化方案對安全殼排熱能力的影響。

假設在核電廠停堆換料期間,乏燃料池冷卻系統不可用時,安全殼冷卻水箱切換為乏燃料池冷卻水源,不再為安全殼提供冷卻水源。停堆換料策略要求安全殼具備在事故后3 d內,通過空氣冷卻能力排出堆芯衰變熱,確保安全殼完整性。在事故3 d后,可采用多種廠內外水源,為安全殼提供水膜冷卻。圖14示出了優化方案安全殼壓力響應,可看出,安全殼壓力逐漸增加,并在事故3 d后達到峰值。隨后由于安全殼冷卻水源接入,安全殼壓力迅速降低。優化方案安全殼峰值壓力小于安全殼設計壓力,并具有一定裕量,滿足安全殼安全分析要求,驗證了導流板優化方案的可行性。

圖14 安全殼壓力響應

4 結論

為論證大型非能動核電廠導流板優化方案可行性,搭建了COCOVET試驗臺架,研究安全殼PCS環腔空氣流動和混合對流換熱現象。通過比較試驗數據和模型計算結果,論證安全殼安全分析程序的適用性,得出主要結論如下。

1) 測試段PIV結果和CFD分析均表明,下降段(導流板與冷卻面圍成的區域)空氣到達導流板尾部區域后,大部分空氣折流180°進入上升段(導流板與加熱面圍成的區域),沿導流板向上流動,少量空氣沿冷卻面向下繼續流動。

2) 在測試段無導流板區域,加熱面熱流密度基本不變,說明該區域以偏自然對流為主。在測試段有導流板區域,存在明顯的上升段入口效應,加熱面熱流密度呈現迅速增加后降低的趨勢。

3) 加熱面熱流密度敏感性試驗表明,在無導流板區域,加熱面熱流密度隨冷卻面溫度降低而增加(受輻射換熱影響),加熱面熱流密度基本不受下降段入口風速影響;在有導流板區域,加熱面熱流密度基本不受冷卻面溫度影響,加熱面熱流密度隨入口風速增加而增加(受強迫對流換熱影響)。

4) 采用“集總參數+三維參數”建模方法和混合對流換熱經驗關系式,安全殼安全分析程序計算值和試驗值符合良好,表明安全分析程序適用于模擬測試段空氣混合對流換熱過程。

本文初步驗證了非能動核電廠導流板優化方案的可行性,建議后續在此基礎上研究導流板入口效應規律和導流板插入深度對安全殼換熱的影響,確定最優的導流板插入深度,最終應用于非能動核電廠。