二次側(cè)非能動(dòng)余熱排出系統(tǒng)流動(dòng)不穩(wěn)定性研究

李亮國(guó)，蘇前華，嚴(yán) 超，南宗寶，柳紅超，孫振邦，吳小航，盧冬華

(中廣核研究院有限公司，廣東 深圳 518026)

福島事故后，二次側(cè)非能動(dòng)余熱排出(ASP)系統(tǒng)廣泛應(yīng)用于華龍一號(hào)等三代堆型，同時(shí)又作為二代加型百萬(wàn)千瓦級(jí)壓水堆核電廠的重要改進(jìn)項(xiàng)，是應(yīng)對(duì)全場(chǎng)斷電(SBO)事故的重要措施[1-3]。ASP系統(tǒng)基于蒸汽發(fā)生器二次側(cè)閉式自然循環(huán)的基本原理，蒸汽發(fā)生器二次側(cè)產(chǎn)生的蒸汽在換熱器中冷凝變成單相水后再返回至蒸汽發(fā)生器二次側(cè)，換熱器將一回路堆芯產(chǎn)生的衰變熱傳遞至換熱水箱中的水，隨著熱量的導(dǎo)出換熱水箱中水溫不斷升高直至沸騰，熱量傳遞至最終熱阱——空氣。由于ASP系統(tǒng)運(yùn)行在氣液兩相流狀態(tài)，系統(tǒng)中有可能存在兩相流不穩(wěn)定性。

許多學(xué)者針對(duì)不同堆型的ASP系統(tǒng)采用軟件數(shù)值模擬、建設(shè)試驗(yàn)裝置進(jìn)行系統(tǒng)性試驗(yàn)的方法研究ASP系統(tǒng)的運(yùn)行特性。RELAP5程序是國(guó)際上通用的壓水堆系統(tǒng)分析程序，廣泛應(yīng)用于反應(yīng)堆事故與系統(tǒng)運(yùn)行特性等研究[4-7]。梁衛(wèi)紅等[5]采用RELAP5程序?qū)Ω倪M(jìn)型低溫供熱堆ASP系統(tǒng)進(jìn)行建模分析，研究發(fā)現(xiàn)低壓時(shí)ASP系統(tǒng)易出現(xiàn)流動(dòng)不穩(wěn)定性，增加換熱器入口節(jié)流系數(shù)、換熱面積、流通面積，系統(tǒng)流動(dòng)更穩(wěn)定。張亞培等[6]采用RELAP5程序?qū)Σ捎每绽涞腃PR1000堆型ASP系統(tǒng)進(jìn)行建模分析，研究發(fā)現(xiàn)低壓時(shí)ASP系統(tǒng)易出現(xiàn)流動(dòng)不穩(wěn)定性，增加冷熱芯位差后系統(tǒng)流動(dòng)更穩(wěn)定。周磊等[7]采用RELAP5程序?qū)Σ捎盟涞膲核袮SP系統(tǒng)進(jìn)行建模分析，研究了系統(tǒng)阻力系數(shù)、加熱功率、初始水裝量等對(duì)系統(tǒng)運(yùn)行穩(wěn)定性的影響。對(duì)于反應(yīng)堆原型的ASP系統(tǒng)，由于其流量規(guī)模、幾何尺寸、功率規(guī)模較大，較難開展原型規(guī)模的試驗(yàn)研究，因此主要在基于?；s比的試驗(yàn)裝置上進(jìn)行ASP系統(tǒng)運(yùn)行特性的試驗(yàn)研究。Sun等[2]以HPR1000堆型ASP系統(tǒng)為研究對(duì)象，采用等高模擬的方式設(shè)計(jì)建造了試驗(yàn)裝置，并在該試驗(yàn)裝置上開展了不同啟動(dòng)方式和系統(tǒng)阻力對(duì)ASP系統(tǒng)啟動(dòng)特性影響的試驗(yàn)研究，在不同試驗(yàn)工況后期均出現(xiàn)了流動(dòng)不穩(wěn)定現(xiàn)象。徐海巖等[8]針對(duì)ASP系統(tǒng)采用降高模擬的方式設(shè)計(jì)建造了試驗(yàn)裝置，并在該試驗(yàn)裝置上開展了SBO事故模擬工況及換熱器換熱系數(shù)測(cè)定試驗(yàn)，試驗(yàn)中均建立了穩(wěn)定的自然循環(huán)。

為研究ASP系統(tǒng)的流動(dòng)不穩(wěn)定性機(jī)理，本文在基于多級(jí)雙向模化分析(H2TS)方法設(shè)計(jì)建造的ASP系統(tǒng)試驗(yàn)裝置(ASPTF)上開展試驗(yàn)研究，研究加熱功率、主泵運(yùn)行狀態(tài)、蒸汽管線阻力、回水管線阻力對(duì)ASP系統(tǒng)流動(dòng)不穩(wěn)定性的影響，并對(duì)ASP系統(tǒng)產(chǎn)生流動(dòng)不穩(wěn)定性的原因進(jìn)行理論分析，相關(guān)研究成果可為反應(yīng)堆原型ASP系統(tǒng)的穩(wěn)定運(yùn)行策略制定提供參考。

1 試驗(yàn)裝置

為開展ASP系統(tǒng)運(yùn)行特性的研究，采用大型壓水堆系統(tǒng)效應(yīng)試驗(yàn)裝置通用設(shè)計(jì)方法——H2TS方法完成了ASPTF的?；O(shè)計(jì)[9-14]。ASPTF的主要模化比例列于表1。

表1 ASPTF?；壤?/p>

ASPTF主要由一回路系統(tǒng)、二回路系統(tǒng)、安全排放系統(tǒng)、供水系統(tǒng)、測(cè)控系統(tǒng)、電氣系統(tǒng)等組成[8]。ASPTF主要設(shè)計(jì)參數(shù)列于表2。ASPTF中堆芯模擬體采用電加熱模擬核釋熱，一回路的水在主泵模擬體的驅(qū)動(dòng)下通過(guò)堆芯模擬體的電加熱組件加熱后進(jìn)入蒸汽發(fā)生器模擬體一次側(cè)，并通過(guò)蒸汽發(fā)生器中的U型管將熱量傳遞至蒸汽發(fā)生器二次側(cè)，蒸汽發(fā)生器中二次側(cè)的水受熱變?yōu)檎羝?。正常運(yùn)行時(shí)，ASP系統(tǒng)處于隔離狀態(tài)，冷凝器快關(guān)閥與補(bǔ)水系統(tǒng)快關(guān)閥打開，蒸汽發(fā)生器二次側(cè)的蒸汽通過(guò)冷凝器快關(guān)閥及背壓閥后進(jìn)入冷凝器冷凝后返回至補(bǔ)水系統(tǒng)。當(dāng)ASP系統(tǒng)投運(yùn)時(shí)，冷凝器快關(guān)閥與補(bǔ)水系統(tǒng)快關(guān)閥關(guān)閉，蒸汽管線快關(guān)閥與回水管線快關(guān)閥按照測(cè)控系統(tǒng)的自動(dòng)控制信號(hào)依次自動(dòng)打開，蒸汽發(fā)生器二次側(cè)產(chǎn)生的飽和蒸汽通過(guò)內(nèi)置于換熱水箱中的換熱器冷凝后返回至蒸汽發(fā)生器二次側(cè)，并將熱量傳遞至換熱器換熱水箱，敞口換熱水箱將熱量最終傳遞至大氣環(huán)境。

表2 ASPTF設(shè)計(jì)參數(shù)

ASPTF采用熱電偶進(jìn)行溫度測(cè)量，換熱水箱水溫采用T型熱電偶進(jìn)行測(cè)量，其余溫度測(cè)量采用N型熱電偶，熱電偶測(cè)量精度為Ⅰ級(jí)；流量采用文丘里流量計(jì)配合Honeywell STD720差壓變送器獲取；壓力采用Honeywell STG77L壓力變送器獲取，壓力及差壓測(cè)量精度為0.1%。所有采集信號(hào)通過(guò)NI系統(tǒng)進(jìn)行處理。ASPTF堆芯模擬體加熱功率可通過(guò)測(cè)控系統(tǒng)實(shí)現(xiàn)功率的調(diào)節(jié)與控制。

2 試驗(yàn)工況與數(shù)據(jù)處理

2.1 試驗(yàn)工況與試驗(yàn)方法

通過(guò)ASP系統(tǒng)進(jìn)行事故工況下堆芯衰變熱導(dǎo)出時(shí)，堆芯衰變功率隨時(shí)間的增加不斷降低，且ASP系統(tǒng)壓力不斷降低，因此在ASPTF上首先開展運(yùn)行模擬試驗(yàn)觀察ASP系統(tǒng)是否出現(xiàn)流動(dòng)不穩(wěn)定性，同時(shí)針對(duì)低壓低功率工況開展不同因素對(duì)系統(tǒng)運(yùn)行穩(wěn)定性影響試驗(yàn)研究，試驗(yàn)工況列于表3。

開展運(yùn)行模擬試驗(yàn)時(shí)，停運(yùn)一回路系統(tǒng)主泵，投運(yùn)ASP系統(tǒng)，關(guān)閉冷凝器快關(guān)閥與補(bǔ)水系統(tǒng)快關(guān)閥，調(diào)節(jié)蒸汽管線調(diào)節(jié)閥與回水管線調(diào)節(jié)閥至目標(biāo)開度，逐步提升堆芯模擬體加熱功率至額定值，按照T1工況要求逐漸改變蒸汽管線調(diào)節(jié)閥開度，觀察ASP系統(tǒng)是否出現(xiàn)流動(dòng)不穩(wěn)定性。

表3 試驗(yàn)工況

開展主泵運(yùn)行狀態(tài)影響試驗(yàn)時(shí)，首先維持主泵運(yùn)轉(zhuǎn)，投運(yùn)ASP系統(tǒng)，關(guān)閉冷凝器快關(guān)閥與補(bǔ)水系統(tǒng)快關(guān)閥，調(diào)節(jié)蒸汽管線調(diào)節(jié)閥與回水管線調(diào)節(jié)閥至目標(biāo)開度，逐步提升堆芯模擬體加熱功率至額定值，觀察ASP系統(tǒng)是否出現(xiàn)流動(dòng)不穩(wěn)定性，然后停運(yùn)主泵，觀察ASP系統(tǒng)是否出現(xiàn)流動(dòng)不穩(wěn)定性。

開展蒸汽管線阻力影響試驗(yàn)時(shí)，首先維持主泵運(yùn)轉(zhuǎn)，投運(yùn)ASP系統(tǒng)，關(guān)閉冷凝器快關(guān)閥與補(bǔ)水系統(tǒng)快關(guān)閥，調(diào)節(jié)蒸汽管線調(diào)節(jié)閥與回水管線調(diào)節(jié)閥至目標(biāo)開度，逐步提升堆芯模擬體加熱功率至額定值，然后調(diào)節(jié)蒸汽管線閥門開度，研究蒸汽管線阻力對(duì)ASP系統(tǒng)運(yùn)行穩(wěn)定性的影響。

開展回水管線阻力影響試驗(yàn)時(shí)，首先維持主泵運(yùn)轉(zhuǎn)，投運(yùn)ASP系統(tǒng)，關(guān)閉冷凝器快關(guān)閥與補(bǔ)水系統(tǒng)快關(guān)閥，調(diào)節(jié)蒸汽管線調(diào)節(jié)閥與回水管線調(diào)節(jié)閥至目標(biāo)開度，逐步提升堆芯模擬體加熱功率至額定值，然后調(diào)節(jié)回水管線閥門開度，研究回水管線阻力對(duì)ASP系統(tǒng)運(yùn)行穩(wěn)定性的影響。

開展加熱功率影響試驗(yàn)時(shí)，首先維持主泵運(yùn)轉(zhuǎn)，投運(yùn)ASP系統(tǒng)，關(guān)閉冷凝器快關(guān)閥與補(bǔ)水系統(tǒng)快關(guān)閥，調(diào)節(jié)蒸汽管線調(diào)節(jié)閥與回水管線調(diào)節(jié)閥至目標(biāo)開度，逐步改變堆芯模擬體加熱功率，研究一回路加熱功率對(duì)ASP系統(tǒng)運(yùn)行穩(wěn)定性的影響。

2.2 試驗(yàn)數(shù)據(jù)處理與誤差分析

本試驗(yàn)中采用文丘里流量計(jì)測(cè)量得到體積流量，根據(jù)下式進(jìn)行質(zhì)量流量的轉(zhuǎn)換：

m=ρv/3 600

(1)

式中：m為質(zhì)量流量；ρ為介質(zhì)密度；v為體積流量，通過(guò)Fortran語(yǔ)言編寫試驗(yàn)數(shù)據(jù)處理程序，計(jì)算中涉及到的水及蒸汽物性通過(guò)調(diào)用美國(guó)國(guó)家標(biāo)準(zhǔn)技術(shù)研究所(NIST)開發(fā)的水物性包得到。根據(jù)誤差傳遞原理，得到質(zhì)量流量的相對(duì)不確定度不大于0.52%。

3 結(jié)果與討論

3.1 運(yùn)行模擬試驗(yàn)

圖1 工況T1中ASP系統(tǒng)流量與蒸汽管線閥門開度隨時(shí)間的變化

運(yùn)行模擬試驗(yàn)時(shí)加熱功率恒定為95 kW，主泵停運(yùn)，ASP系統(tǒng)壓力為1.3 MPa，換熱器換熱水箱中的水為100 ℃，回水管線調(diào)節(jié)閥EV202保持100%開度，蒸汽管線調(diào)節(jié)閥EV203的初始開度為60%。蒸汽管線調(diào)節(jié)閥開度隨時(shí)間變化如圖1所示。隨著調(diào)節(jié)蒸汽管線調(diào)節(jié)閥EV203的開度導(dǎo)致ASP系統(tǒng)質(zhì)量流量隨時(shí)間的變化如圖1所示。在800 s時(shí)開始逐漸增大蒸汽管線閥門的開度，在915 s時(shí)達(dá)到100%開度，隨著蒸汽管線閥門開度的增加，蒸汽管線阻力降低，自然循環(huán)流量相對(duì)振幅與平均流量的比值大于5%，滿足自然循環(huán)流量不穩(wěn)定性的通用判定標(biāo)準(zhǔn)[15]，自然循環(huán)流量出現(xiàn)周期性脈動(dòng)，脈動(dòng)周期約為170 s。在1 784 s開始逐漸調(diào)節(jié)蒸汽管線閥門的開度，在2 194 s時(shí)達(dá)到30%開度，此時(shí)自然循環(huán)流量恢復(fù)穩(wěn)定。低壓低功率時(shí)在ASPTF上ASP系統(tǒng)出現(xiàn)了流動(dòng)不穩(wěn)定性，蒸汽管線阻力系數(shù)對(duì)ASP系統(tǒng)穩(wěn)定性的影響規(guī)律與文獻(xiàn)中一致[5]。

3.2 主泵運(yùn)行狀態(tài)影響試驗(yàn)

ASP系統(tǒng)進(jìn)行熱量導(dǎo)出的過(guò)程涉及到多個(gè)系統(tǒng)之間的耦合換熱，不僅單回路內(nèi)自身的流動(dòng)與換熱相互耦合，而且不同回路間又相互耦合，因此載熱過(guò)程較為復(fù)雜[4]。為此有必要研究一回路自然循環(huán)狀態(tài)與強(qiáng)迫循環(huán)狀態(tài)對(duì)ASP系統(tǒng)運(yùn)行穩(wěn)定性的影響。主泵運(yùn)行狀態(tài)影響試驗(yàn)時(shí)加熱功率恒定為100 kW，ASP系統(tǒng)壓力為1.3 MPa，換熱器換熱水箱中的水為100 ℃，回水管線調(diào)節(jié)閥EV202的開度為100%，蒸汽管線調(diào)節(jié)閥EV203的開度為60%。一回路流量隨時(shí)間的變化如圖2所示。隨著主泵的停運(yùn)導(dǎo)致ASP系統(tǒng)流量隨時(shí)間的變化如圖2所示。在0～1 211 s內(nèi)主泵運(yùn)轉(zhuǎn)，ASP系統(tǒng)能建立穩(wěn)定的自然循環(huán)，當(dāng)1 211 s主泵停運(yùn)后，ASP系統(tǒng)的流量先降低然后出現(xiàn)周期性的脈動(dòng)，流量脈動(dòng)周期約為148 s。

圖2 工況T2中ASP系統(tǒng)與一回路流量隨時(shí)間的變化

3.3 蒸汽管線阻力影響試驗(yàn)

開展蒸汽管線阻力影響試驗(yàn)時(shí)為減少一回路運(yùn)行狀態(tài)對(duì)ASP系統(tǒng)運(yùn)行穩(wěn)定性的影響，投運(yùn)一回路系統(tǒng)主泵，一回路系統(tǒng)進(jìn)行強(qiáng)迫循環(huán)。維持堆芯模擬體加熱功率恒定為100 kW，ASP系統(tǒng)壓力為1.3 MPa，換熱器換熱水箱中的水為100 ℃，回水管線調(diào)節(jié)閥EV202的開度為100%，蒸汽管線調(diào)節(jié)閥EV203的初始開度為100%，得到ASP系統(tǒng)流量隨時(shí)間的變化如圖3所示。在1 928 s時(shí)蒸汽管線閥門開度由100%調(diào)整為70%，閥門開度的減小導(dǎo)致蒸汽管線阻力系數(shù)增大，ASP系統(tǒng)的流量峰值由0.12 kg/s降至0.06 kg/s，流量脈動(dòng)周期由105 s變?yōu)?37 s。在2 821 s時(shí)蒸汽管線閥門開度由70%調(diào)整為60%，閥門開度的減小導(dǎo)致蒸汽管線阻力系數(shù)繼續(xù)增大，ASP系統(tǒng)周期性大振幅流量脈動(dòng)現(xiàn)象消失，增大蒸汽管線阻力系數(shù)可抑制ASP系統(tǒng)的流量脈動(dòng)，這與3.1節(jié)瞬態(tài)模擬試驗(yàn)結(jié)果一致。

圖3 工況T3中ASP系統(tǒng)流量與蒸汽管線閥門開度隨時(shí)間的變化

3.4 回水管線阻力影響試驗(yàn)

開展回水管線阻力影響試驗(yàn)時(shí)投運(yùn)一回路系統(tǒng)主泵，一回路系統(tǒng)進(jìn)行強(qiáng)迫循環(huán)。維持堆芯模擬體加熱功率恒定為193 kW，ASP系統(tǒng)壓力為2.0 MPa，換熱器換熱水箱中的水為100 ℃，回水管線調(diào)節(jié)閥EV202的初始開度為100%，蒸汽管線調(diào)節(jié)閥EV203的開度為100%，得到ASP系統(tǒng)流量隨時(shí)間的變化如圖4所示。從100 s開始將回水管線調(diào)節(jié)閥EV202的開度由100%逐漸調(diào)小，直到在986 s時(shí)EV202開度達(dá)到10%，然后在1 083 s時(shí)逐漸將EV202開度調(diào)大，直到在1 119 s時(shí)恢復(fù)至100%開度。當(dāng)EV202開度為100%時(shí)ASP系統(tǒng)中出現(xiàn)周期性的流量脈動(dòng)，脈動(dòng)周期約為63 s，隨著EV202開度的減小,ASP系統(tǒng)流量的最大振幅逐漸降低，ASP系統(tǒng)流量脈動(dòng)周期逐漸增大，ASP系統(tǒng)趨于穩(wěn)定；當(dāng)EV202開度增大至100%時(shí)，ASP系統(tǒng)恢復(fù)至短周期大振幅的流量脈動(dòng)。

圖4 工況T4中ASP系統(tǒng)流量與回水管線閥門開度隨時(shí)間的變化

3.5 加熱功率影響試驗(yàn)

圖5 工況T5中ASP系統(tǒng)流量與加熱功率隨時(shí)間的變化

開展加熱功率影響試驗(yàn)時(shí)投運(yùn)一回路系統(tǒng)主泵，一回路系統(tǒng)進(jìn)行強(qiáng)迫循環(huán)。堆芯模擬體初始加熱功率為79 kW，ASP系統(tǒng)初始?jí)毫?.1 MPa，換熱器換熱水箱中的水為100 ℃，回水管線調(diào)節(jié)閥EV202的開度為16%，蒸汽管線調(diào)節(jié)閥EV203的初始開度為40%，得到ASP系統(tǒng)流量隨時(shí)間的變化如圖5所示。在303 s開始逐漸降低加熱功率，在1 090 s加熱功率為64 kW時(shí)，ASP系統(tǒng)開始出現(xiàn)流動(dòng)不穩(wěn)定性并產(chǎn)生周期性的流量脈動(dòng)，脈動(dòng)周期約為92 s，隨著加熱功率的繼續(xù)減小，ASP系統(tǒng)流量脈動(dòng)的振幅逐漸增加，當(dāng)加熱功率為0 kW時(shí)，在系統(tǒng)儲(chǔ)熱的作用下ASP系統(tǒng)流動(dòng)不穩(wěn)定性得以延續(xù)。由于ASP系統(tǒng)壓力與加熱功率相關(guān)，因此在改變加熱功率時(shí)ASP系統(tǒng)壓力會(huì)隨之變化，因此圖5中ASP系統(tǒng)流動(dòng)不穩(wěn)定性受加熱功率與系統(tǒng)壓力的綜合影響。

3.6 流動(dòng)不穩(wěn)定性原因分析

ASP系統(tǒng)可簡(jiǎn)化成一維系統(tǒng)，如圖6所示，其中蒸汽發(fā)生器二次側(cè)簡(jiǎn)化為熱源，換熱器簡(jiǎn)化為熱阱，其余為管道[13-14]。試驗(yàn)工況中換熱器出口介質(zhì)為過(guò)冷水，因此在換熱器換熱管內(nèi)存在一定的坍塌液位，同時(shí)蒸汽發(fā)生器二次側(cè)也具有一定的液位。對(duì)于穩(wěn)態(tài)過(guò)程有如下控制方程，其中蒸汽管線與回水管線中的加速壓降可忽略。

(2)

mb=Abρbub

(3)

(4)

ms=Asρsus

(5)

ms=mb

(6)

psgi=psgo+ρsglgHsgl+ρsgHs+

(7)

pco=pci+ρsgHcs+ρclgHcl-

(8)

圖6 ASP系統(tǒng)簡(jiǎn)化示意圖

式中：ε為阻力系數(shù)；p為壓力；g為重力加速度；H為高度；A為流通面積；u為流速；下標(biāo)b代表回水管線，下標(biāo)co代表?yè)Q熱器出口，下標(biāo)sgi代表蒸汽發(fā)生器進(jìn)口，下標(biāo)s代表蒸汽管線，下標(biāo)sgo代表蒸汽發(fā)生器出口，下標(biāo)ci代表?yè)Q熱器進(jìn)口，下標(biāo)sgl代表蒸汽發(fā)生器內(nèi)液相，下標(biāo)cl代表?yè)Q熱器內(nèi)液相，下標(biāo)sgs代表蒸汽發(fā)生器內(nèi)氣相，下標(biāo)cs代表?yè)Q熱器內(nèi)氣相。

ASP系統(tǒng)壓力與自然循環(huán)流量受一回路加熱功率的影響，在低功率下ASP系統(tǒng)的壓力相對(duì)較低，自然循環(huán)流速較低[8]，當(dāng)ASP系統(tǒng)出現(xiàn)壓力擾動(dòng)時(shí)，由式(2)與式(4)可知其影響自然循環(huán)驅(qū)動(dòng)力，從而影響自然循環(huán)流速，同時(shí)會(huì)影響到換熱器內(nèi)的冷凝速率與換熱管內(nèi)液面高度，當(dāng)流量振幅超過(guò)一定程度后產(chǎn)生流動(dòng)不穩(wěn)定性。相同的壓力擾動(dòng)對(duì)于較低的系統(tǒng)壓力的影響較大。根據(jù)式(2)與式(4)，當(dāng)增大蒸汽管線阻力系數(shù)或回水管線阻力系數(shù)時(shí)，將會(huì)降低壓力擾動(dòng)對(duì)于自然循環(huán)流速的影響，減弱系統(tǒng)中出現(xiàn)的流動(dòng)不穩(wěn)定性。主泵運(yùn)行時(shí)會(huì)有一部分能量傳遞至ASP系統(tǒng)，當(dāng)主泵停運(yùn)時(shí)雖然維持加熱功率不變，但由一回路系統(tǒng)傳遞至ASP系統(tǒng)的總能量減少，進(jìn)而導(dǎo)致ASP系統(tǒng)出現(xiàn)流動(dòng)不穩(wěn)定性。試驗(yàn)中，ASP系統(tǒng)即使出現(xiàn)流動(dòng)不穩(wěn)定性，仍可將一回路產(chǎn)生的熱量導(dǎo)出，但流動(dòng)不穩(wěn)定性對(duì)于ASP系統(tǒng)管道與設(shè)備的疲勞損傷需通過(guò)應(yīng)力計(jì)算分析，以確定流動(dòng)不穩(wěn)定性對(duì)設(shè)備可靠性的影響。

3.7 流動(dòng)不穩(wěn)定性邊界分析

Bhatt等[16]對(duì)蒸汽冷凝過(guò)程進(jìn)行了理論推導(dǎo)，得出蒸汽冷凝過(guò)程不穩(wěn)定邊界判定準(zhǔn)則：

Nc+Ni≥N0

(9)

(10)

(11)

(12)

(13)

(14)

根據(jù)Bhatt冷凝過(guò)程穩(wěn)定性判定準(zhǔn)則，將工況T5計(jì)算結(jié)果繪于圖7。試驗(yàn)結(jié)果與判定準(zhǔn)則的符合性較好，但試驗(yàn)中在約1 090 s時(shí)開始出現(xiàn)流動(dòng)不穩(wěn)定性，而計(jì)算值則是在約1 400 s時(shí)滿足不穩(wěn)定性判定準(zhǔn)則，這種預(yù)測(cè)差異主要是由于Bhatt準(zhǔn)則在忽略系統(tǒng)熱容等前提下由單管冷凝進(jìn)行理論推導(dǎo)，同時(shí)對(duì)部分參數(shù)進(jìn)行簡(jiǎn)化得出，而實(shí)際ASP系統(tǒng)結(jié)構(gòu)復(fù)雜，且低壓低功率下系統(tǒng)熱容占比相對(duì)較高引起的。

圖7 工況T5中ASP系統(tǒng)穩(wěn)定性理論邊界

將ASP系統(tǒng)在不同運(yùn)行壓力下?lián)Q熱器進(jìn)出口阻力系數(shù)比值ko/ki代入式(12)～(14)，可得出N0的變化如圖8所示。隨著系統(tǒng)壓力的降低，飽和蒸汽的密度較小，飽和水的密度增加，N0增加，Nc與Ni之和減小，系統(tǒng)更易處于不穩(wěn)定區(qū)，這與低壓下系統(tǒng)更易出現(xiàn)流動(dòng)不穩(wěn)定性的試驗(yàn)結(jié)論一致；隨著ko/ki的增加，N0減小，Nc與Ni之和增加，系統(tǒng)更易處于穩(wěn)定區(qū)。當(dāng)按式(9)計(jì)算ASP系統(tǒng)相關(guān)運(yùn)行參數(shù)滿足穩(wěn)定性判定準(zhǔn)則時(shí)，ASP系統(tǒng)則處于穩(wěn)定狀態(tài)，但后續(xù)需擴(kuò)大試驗(yàn)范圍，進(jìn)一步研究不同因素對(duì)ASP系統(tǒng)運(yùn)行穩(wěn)定性的影響，同時(shí)需對(duì)預(yù)測(cè)模型進(jìn)行開發(fā)，提高預(yù)測(cè)準(zhǔn)確度。

圖8 ASP系統(tǒng)穩(wěn)定性理論邊界

4 結(jié)論

本文系統(tǒng)研究了ASP系統(tǒng)運(yùn)行穩(wěn)定性的主要影響因素，通過(guò)對(duì)試驗(yàn)數(shù)據(jù)分析與處理并對(duì)ASP系統(tǒng)的運(yùn)行穩(wěn)定性進(jìn)行理論分析，得到如下結(jié)論：

1) 通過(guò)調(diào)節(jié)回路狀態(tài)，試驗(yàn)裝置ASP系統(tǒng)在低壓低功率工況下出現(xiàn)流量的周期性脈動(dòng)，脈動(dòng)周期在63～170 s之間；

2) 增大蒸汽管線或回水管線阻力系數(shù)可抑制ASP系統(tǒng)的流動(dòng)不穩(wěn)定性；

3) 降低加熱功率時(shí)ASP系統(tǒng)壓力隨之降低，ASP系統(tǒng)更易發(fā)生流動(dòng)不穩(wěn)定性；

4) 主泵運(yùn)行與否主要通過(guò)影響一回路系統(tǒng)向ASP系統(tǒng)傳遞的總熱量，進(jìn)而影響ASP系統(tǒng)流動(dòng)不穩(wěn)定性的產(chǎn)生；

5) 反應(yīng)堆原型ASP系統(tǒng)的蒸汽管線或回水管線可考慮設(shè)置調(diào)節(jié)閥以應(yīng)對(duì)低壓低功率情況下可能出現(xiàn)的流動(dòng)不穩(wěn)定性，在設(shè)計(jì)時(shí)可考慮調(diào)整管線阻力系數(shù)及分布以使ASP系統(tǒng)運(yùn)行處于穩(wěn)定區(qū)。