为解决大型先进反应堆下封头高热负荷的挑战，通过堆内熔融物滞留（IVR）的严重事故缓解措施，向堆腔注水，实施压力容器外部冷却（ERVC），使下封头（RPV）的热负荷分布不超过临界热通量（CHF）。通过在模拟ERVC条件的自然循环回路上，开展光滑面和开槽面在朝下倾斜表面方位角为7.5°、37.5°、67.5°和82.5°的沸腾传热与CHF的对比实验，发现在ERVC的低流速过冷沸腾条件下，由于超蒸发效应，开槽面上沸腾换热显著增强，CHF得到明显提高，从而初步验证了其应用于增强ERVC热负荷有效性的可行性。
·112· 应 用科技 第46卷 力、压差变送器测量回路上各压力、压差,最大扩22.2实验数据的处理 展不确定度(仪表+信道)分别是0.93kPa、047kPa; 在实验中,对每一加热功率水平调节自然循环 冋路循环流量测量采用电磁流量计,最大扩展不工况至各参数稳定后,实时采集各温度、压力压差 确定度(传感器+信道)为0.15m/;总加热功率测以及流量时序信号,进行时间平均处理。根据实 量不确定度(传感器+信道)为0.34kW(相对值际控制调节、采集并吋均处理得到的加热功率P 0.373%)。上述均以NI高性能数据采集系统采集,与木休加热面面积S,可有曲面平均视在热流 并予存储。 P 22实验过程与数据处理 可-S、 22.1实验过程 同时,利用本体上各测点温度测量值,采用导 实验在上述自然循环回路上进行,工况控制热逆问题程序计算得到加热本体上的温度分布 与保持通过联合调节加热功率与冷凝功率实现 以及换热曲面上实际的当地温度T与当地热流q 选定实验木休(开槽面或光滑面木体,按预设方(以加热曲面中心线处为准);定义热流修正因子为: 位角θ安装就位并检查调试完毕;根据预定计划 q 逐步出低至高提升本体加热功率,每提升一步加 在发生CHF时的热流可cm,可由温度飞升前 热功率(以图4所示为例),相应增加冷凝器冷却平均加热功率得到曲面平均视在热沉乘以上 流量;同时监测回路中各热力参数,先粗调后微加热功率平台上的C得到,即: 调冷凝冷却功率,最终保证加热段入凵温度与回 CHE C 路压力水平恢复到该步功率提∫前的量值不变 另外,主流平均温度T是基于入口温度T由 并维持一段时间(中为940min不等);确认自流道内热平衡估计得到,这样,定义本体加热面 然循环达到稳态(各参数稳定)后,适时采集本体的当地沸腾换热系数a如下 上各测点温度、流道各处水温、流道各处压力压 差、循环流量等实时数据。提升功率过程中,当 T 加热功率接近预估量值时,改用小的提升步长(实 上述临界热流密度与换热系数的不确定度均 验中取最小功调节步长),本体近加热面的测点可由传感器不确定度与间接测量方法综合估计。 出现大幅温度飞升时,迅速切除部分功率(如图5,经评定,木文试验中最大不确定度分别为3158、 即认为在此功率水平下发生CHF,实验中通过弧162.8kW(m2K) 形流道侧壁可视化窗对各加热功率水平下本体表 而沸腾过程进行高速摄影图像采集。 3实验结果与讨论 3.1ERVC条件下开槽面的沸腾换热特征及可视化 在自然循环回路中,逐步提高本体加热功率 展开实验。在各功率水平下,对模拟下封头外壁 兰只最 的朝下弧形实验本体开槽表面上ERⅤC沸腾换热 过程与特性进行实验测量与可视化观测。图6给 出了弧形流道木休分别在6-7.5°、37.5°、67.5°以 及825处的各次实验中,在不同加热功率水平下 6 10 得到的临界前沸腾过稈中开槽面热流φ随壁面 时间/103s 过热度^7=7-7的变化(图中各次最后一个实验 图4一次实验中加热功率时序 点为非常接近CHF的上一个最小加热步长时值)。 vCH上ACII 功率切除 14·037° ▲B=67.5° 300 1282.5° CIIF 0.6 ■→CHF 200 0 14.814.915.015.115.215.315.4 1618202224262830323436 时间/103s AT℃ 图5发生CHF时试验本体测点温度 图6开槽面不同方位角θ处的沸腾换热曲线 笫3期 侩辉,等:超蒸发表面结构应用于ERVC増強的初步实验研究 ·113 可以看到,在ERVC条件下,临界前沸腾换热 热流与騂面过热度呈正相关性,即热流越大,壁 面过热度越大;随着方位角θ增加,汽泡排出条件 (a)(较低热负荷)(b)(较高热负荷) 与换热糸件显者改善,相同热流下壁温可更低 考虑到熔融物重定位形成下封头内熔池时其外壁 ; 热流随方位角θ的分布趋势,上述沸腾换热能力 (c)41+006s(较低热负荷)(d4+006s(较高热负荷) 随方位角0增加而增加的趋势是适宜的。 图7给出」在本体分别位于弧形流道中θ= 7.5°、37.5°、675°以及82.5°处时,所测得的开槽面 (e)+020s(较低热负荷)(t+020s(较高热负荷) 的临界热通量CHF值。可以看到,随着方位角 θ的增加,加热表面及槽道内汽泡的排出越来越 容易,蒸汽越难存积,因此CHF也逐渐增大,且 (g)+025s(铰低热负荷)(h)+025(较高热负荷) CHF随方位角的増加先快速增加,而后增加趋缓ε图9开槽表面方位角82.5处不同热负荷下的可视化图像 4 在图8(b)、(d)、(D中,本体加热面的方位角 2,1 q仍为75°,但热负荷较高(0.70MW/m),接近该 角度处CHF。因热负荷高,汽泡生成速大,槽 内很快“聚汽”成条状汽团,随后大块“排汽”冲出 z12 0.9 槽道,推动主流“凝结”清除槽道,冷液重新充填。 0 整个周期典型计约0.3s,远快于低热负荷时的情 况,间歇扰动十分剧烈,换热更有效。 0102030405060708090 再增加一点热负荷,槽内“聚汽ˆ更快,“排汽凝 方位角q(°) 结”过程提前,当“聚汽”连续不断,而“排汽”凝结” 图7开槽面不同方位角O处的CHF值 过程无法与之相匹配时,即出现温度飞升,发生CIF。 图8、9给出了本体安装方位角q分别为75°、 图9给出了方位角q=82.5°吋,不同热负荷下 82.5°时,其开槽面上典型沸腾换热过程的可视化开槽面上的沸腾传输过程观测图像。可以看到: 图像。由图8(a)、(c)、(e)可以看到,方位角-7°在低热负荷下(0.14MWm),“聚汽”中因汽泡产 时,在较低热负荷(037MWm2)下,开槽面上先生率低,且因方位角较高而排汽”及“凝结较容 在槽内产生孤立蒸汽泡,后合并积累成条状汽易,汽泡多在产生后逐个脱离排出,因此基本上 闭,直至充满整个槽道,此为“聚汽”阶段;同时, 无法看到条状汽充满槽内,“排汽一凝结”过程 因方位角=7.5较低,本体表面几乎钥下,汽泡受比较连续,几乎没有典型的周期。显然由于排汽 肋的阻碍不易脱出;最后,被槽外过冷液体携带 的改善,此高角度处的沸腾换热能力及其限值CHF 要高于低θ处。在高热负荷⊥况(1431MWm) 沿主流图中从有至左)冲出槽道并凝结,此为排“果汽”过程随着蒸汽产生率的增加也出现了充 汽”与“凝结”阶段,槽中汽团依次被“清狳”,沸腾 满槽道的大块汽团。在随后的“排汽”与“凝结”阶 过程呈典型的超蒸发效应。整个周期计约2s,为 段中,此汽团得以清除。由于热负荷更高及槽肋 间歇性扰动过程。 阻力更小,典型的沸腾周期短至0.25s,换热能力 更强,直至更高热负荷下达到CHF。 3.2ERⅤC条件下开槽面相对于光滑面的沸腾增强 (a)Os(较低热负荷)(b)Os(较高热负荷) 图10给出了在木体分别位于弧形流道中0 7.5°、375°、67.5°以及825°处的各次实验中,于不 同加热功率水平下得到的临界前沸腾过程中开槽 ()=14s(较低热负荷)(dt027s(较高热负荷) 及光滑面热流q随壁面过热度△=-Ix的变化 (图中各次最后一个实验点为非常接近CHF的上 个加热步长的值)。由图10可知,开槽面与光 (e)′=2s(较低热负荷)(f=03s(较高热负荷 滑面相比,其沸腾曲线的泡核沸腾区段是显著左 图8开槽面方位角75处不同热负荷下的可视化图像移了,说明在相同的ERVC熔池热负荷条件下,比 114 应 用 科 技 第46卷 起光滑面来,开槽面壁温(壁面过热度)要显著地 低一些;而且,对各方位角处的开槽面来说,各泡 核沸腾区段沸腾曲线也不重合,随方位角从小到 (a)0s(开槽表面)(b)0s(光滑表面) 大增加依次左移;而光滑面各方位角处的沸腾曲 线则没有明显的左移。显然,开槽面不论在其承 载的热负荷,还是在承受热负荷时其壁面温度等 (c)020s(开槽表面)(d0.24s(光滑表面) 方面均较光滑面有一定优越性。 ●CHF (e)0.25s(开槽表面)()0.30s(光滑表面 E.0-0+375(光 CHF 图12开槽面光滑面方位角67.5°处可视化图像 0QV982.5°(光滑) 33采用超蒸发结构换热面对ERVC能力的増强影响 0.6 CH上 0.4 →CHF ERVC中自然循环流量与热负荷,是跟ERVC 加热面沸腾传输与换热行为密切联系又相互耦合 0102030405060 的2个重要因素。 图13、14分别给出了本文实验中,本体开槽 图10开槽面与光滑面不同方位角θ处的沸腾换热曲线面与光滑面在各方位角处的换热系数与加热热负 图11给出了在本体分别位于弧形流道中=荷、循环流量之间的关系。可以看到,2种本体加 75°、375°、67.5°以及825°处的各次实验中(入口热面上的换热系数跟热负荷、循环流量均为正相 水温为9398℃,通过逐步提升加热功率水平所关。特别地,开槽面上换热系数要高于光滑面; 测得的开槽面与光滑面各处临界热通量CHF值同时,如前所述,在ERVC的低速循环流动及过冷 的对比。可以看到,除狳极低方位角(如θ=7.59外,沸腾条件下,开槽面上的超蒸发效应有一定的 在其他中等或较高方位角处,开槽面在对应角度CHF增强作用,开槽面上可达到更大CHF,临界 下的临界热负荷CHF也比光滑面有显著提升,自前传热区域范围更广,因此,特别是对于较高6角 0-37.5°始直至82.5°,CHF提升幅度在30%75%。 的情况,当光滑面已发生CI,开槽面上仍可处 这些都有助于提高ERVC热负荷有效性,进一步于 pre-CHF状念,可有更多换热裕量,这一点对于 地提高ⅠVR-ERVC的热负荷裕量。 提高ERVC能力,对于髙角度区热聚焦效应带来 的挑战,更为有利。 开槽面 △光滑面 ■-=7.5°(开槽) =37.5°(开槽 日≥ ▲=67.5°(开槽) r50、θ-82.5°(开槽) 1.2 日 口=75°(光滑) ≥ ∧=6.5°(光滑) 0=82.5(光滑) 20 0102030405060708090 (° 图11开槽面和光滑面各方位角θ处实际临界热通量分布 00.20.4060.8101.21416 上述关于开槽面相对于光滑面的沸腾增强机 4 /(MW m) 理,可结合图12的可视化结果得到印证。图12 图13换热系数与热流密度关系 给出了在加热功率约为最终达到CH时功率95% ■7.5°(开槽 的情况下,处于相同方位角(0=67.5°)的开槽及光 675°(开槽) v82.5°(开槽) 滑本体表面上的两相沸腾传输过程的可视化图 日 5(光滑) 像。可以观察到开槽和光滑面上两相流动均有一 400375(浒 △6.5°(光滑) 82.5°(光滑) 定周期性,但由于开槽面上槽内“聚汽”与“排汽”、 凝结”过程相匹配,仍能观察到显著的超茶发效 z 应。加之换热面实际面积也因开槽而有所扩展, P 而光滑面上则没有此现象。因此,开槽面上换热 10 得以强化,壁面过热度明显降低,CHF也比光滑 流量(m·h) 面有明显提髙,从而增强了ERVC的能力。 图14换热系数与循环流量关系 笫3期 侩辉,等:超蒸发表面结构应用于ERVC増強的初步实验研究 ·115 同时,由图15、16还可以看到,在所有ERⅤC热负荷有效性的可行性。 工况下,尤其对于中高θ角区域,开槽面除了CHF 得到提高,壁温也显著低于相应的光滑面,而且参考文献: 热负荷越大,相应的自然循环流量越大,开槽面[1 THEOFANOUSTG,LIUC. ADDITON S,ctal. In-ycsscl 控制壁温的优越性史明显。 coolability and retention of a core melt[J. Nuclear 5°(开槽 engineering and design, 1997, 169(1/ 2/3): 1-48 0=37.5(开桔 155}▲0 开槽) 12] LEE D W, BAE Y D, KIM S K, et al. Experiment and 150}n=75°(光滑) C△△△ analysis of hypcrvapotron mock-ups for preparing the 2nd 0-37.5°(光滑 qualification of the iter blanket first wall[]. Fusion 145}△0=6.5°(光滑 了b-82.5°(光滑)° cnginccring and dcsign, 2010, 85(10/11/12): 2155-2159. 140 13 ESCOURBIAC F SCHLOSSER J. MEROLA M, et al Experimental optimisation of a hypervapotronR) concept for ITEr plasma facing components[]. Fusion engineering and design,2003,66-68:301-304. 14 LE FRAN J D BRUCHNER H, DOMENJOUD P, et al 00.2040.60.8101.2141.6 2) Improvements madc to the thcrmal transfcr of fucl clements by using the vapotron Process[c/Paper A/CONF 28/p/ 96 图15壁温与热流密度关系 presented at 3nd International Conference on Peaceful Uses =7.5°(开槽) of Atomic Energy. Geneva, Switzerland, 1964 -375°(开槽) =675°(开槽 5 CHEN Peipei, NEWELL T A, JONES B G. Heat transfer 0=82.5°(槽) characteristics in subcooled flow boiling with hypervapo- 145 0=75(光滑) o=37.5°(光滑) tron[J]. Annals of nuclear energy, 2008, 35(6: 1159-1166 △b=6.5°(光滑 yb=82.5渭 [] REMPE J L, KNUDSON D L, CONDIE K g, et al.Corium retention for high power reactors by an in-vessel core catcher in combination with external reactor vessel 6U]. Nuclear engineering and design, 2004, 230 120 (12/3):293-309 流量/(m3h) 7 I THEOFANOUS T G, SYRI S. The coolability limits of a 图16壁温与循环流量关系 reactor pressure vessel lower head[]. Nuclear engineering 上述表明,在进一步优化超蒸发开槽表而结 and design,1997,169(1/2/3):5976. 构且满足工程可实施性的前提下,压力容器下封 [8] BAXI C B, FALTER H. A model for analytical perfor- 头(特别是在高角度区)采用开槽面有助于强化 mance prediction of hypervapotron[c]i/ Internation Topical Meeting on Reactor Thermal Hydraulics: Towards ERVC沸腾换热,增强ERⅤC的能力。 the Next generation of nuclear power plants salt lake 4结论 City, Utah, USA, 1992: 207-210 [9 PASCAL-RIBOT S SAROLI A F, GRANDOTTO M. et 本文通过对开槽与光滑面2种本体在模拟非 al. 3D numerical simulations of hypervapotron cooling 能动ERVC条件下的沸腾换热及临界热通量特性 concept[J]. Fusion engineering and design. 2007, 82(15/1617/18/1920/21/22/23/24):1781-1785 的对比实验,结合对开槽面上沸腾换热过程中超 [10 YING A. WAKU T, YOUCHISON D L, et aL. A 蒸发效应的可视化观测与机理,研究了ERVC朝 subcooled boiling heat transfer predictive model for ItER 下加热面作开槽处理后,得出以下结论: EHF FW designs[J]. Fusion engineering and design, 2011 1)可使其相铰于不做处理的光滑面传输更高 86(6/78):667-670 的热负荷.显著提高换热面CHF; [11 CATTADORI G, GASPARI G P, CELATA G P, et al 2)增大沸腾换热系数,降低壁温,这些特征在 Hypervapotron technique in subcooled flow boiling 中高角度更为明显; CHFT]. Experimental thermal and fluid science, 1993 3)初步验证了超蒸发技术用于增强IVR-ERVC 7(3):230-240 本文引用格式 徐辉,匡波,刘鹏飞,等超蒸发表而结构应用于IRVC增强的初步实验研究J应用科技,2019,46(3:110-115 XU Hui, KUANG Bo, LIU Pengfei, et al. A preliminary experimental study on the feasibility of erVC enhancement applying hy pervapotron technique[J]. Applied science and technology, 2019, 46(3): 110-115