基于ADS1～3縮比模型的雙孔蒸汽噴放冷凝傳熱系統(tǒng)程序計算與實驗驗證

豐 立，陸道綱，符精品，劉麗芳，傅孝良，袁永龍，邱志民，張鈺浩,*

(1.華北電力大學 核科學與工程學院，北京 102206；2.非能動核能安全技術北京市重點實驗室，北京 102206；3.國家電投集團科學技術研究院有限公司，北京 102209)

蒸汽噴放直接接觸式冷凝(DCC)是一種高效的傳熱傳質現(xiàn)象，通常在水-蒸汽交界面處伴隨著強烈的質量、動量和能量交換，可快速地實現(xiàn)降溫泄壓。由于蒸汽-水DCC過程具有很強的傳熱、傳質能力，在許多工業(yè)設施中得到了廣泛的應用[1-4]。特別地，三代先進壓水堆AP1000、CAP1400的第1～3級自動降壓系統(tǒng)(ADS1～3)設計中，高溫高壓蒸汽通過噴灑器將一回路高溫高壓蒸汽噴入內置換料水箱(IRWST)中，在IRWST內大容積過冷水內進行直接接觸式冷凝，伴隨劇烈的傳熱、傳質過程，從而使一回路壓力迅速降低。隨著水箱內過冷水溫度的不斷升高，噴放蒸汽與大容積水之間的過冷度降低，氣液兩相傳熱機理發(fā)生變化，對一回路降溫泄壓過程產生影響，進而可能影響到反應堆安全。因此，對高溫高壓蒸汽與過冷水DCC過程中的流動及傳熱特性研究十分必要。

實驗研究方面，Wu等[5-6]、Cao等[7]對音速和超音速蒸汽射流在靜態(tài)過冷水中的凝結進行了實驗研究。在不同的實驗條件下，觀測到6種不同形狀的蒸汽羽流，并提出了1種蒸汽羽流分析模型。Wang等[8]、Wu等[9]、Chan等[10]提出了不同的單孔噴口凝結狀態(tài)圖，其研究表明DCC凝結特性主要取決于蒸汽質量流密度、水溫和蒸汽出口壓力比等。Song等[11]結合實際工程應用，研究了單孔噴管噴放蒸汽的基本特性，總結得到了單孔蒸汽噴放冷凝模型和換熱系數(shù)經驗關系式。Weimer等[12]基于不同類型流體的單孔噴放實驗，提出了噴放無量綱長度關聯(lián)式。Kim等[13]基于不同蒸汽質量流密度的噴放冷凝實驗，建立了無量綱蒸汽射流長度與平均換熱系數(shù)隨蒸汽質量流密度和冷凝驅動勢變化的經驗關系式。在數(shù)值模擬方面，Zhou等[14-15]采用熱平衡模型，利用CFD軟件模擬了單孔音速和超音速蒸汽噴放過程中的冷凝特性及不同水溫下的噴放流型和壓力特性。Wang等[16]采用FLUENT軟件對雙孔噴頭蒸汽噴放過程進行了數(shù)值模擬計算，研究了孔間距與噴孔直徑之比(P/D)對蒸汽羽型長度的影響效應。可見，現(xiàn)有研究多側重于單孔蒸汽噴放冷凝研究，而對于雙孔蒸汽DCC過程中的關鍵機理、參數(shù)變化規(guī)律等仍不十分明確，并且相關數(shù)值計算結果仍待進一步實驗驗證。

本文采用系統(tǒng)程序RELAP5、COSINE對高溫高壓飽和蒸汽通過雙孔噴灑器噴入大容積過冷水中進行DCC的這一換熱過程進行模擬計算，獲得高溫蒸汽從噴口噴出后沿軸向的溫度分布，通過改變系統(tǒng)程序的邊界條件，模擬不同實驗工況，檢驗使用系統(tǒng)程序進行蒸汽噴放冷凝模擬的合理性，旨為研究三代先進壓水堆AP1000中ADS在IRWST中的蒸汽DCC換熱過程提供數(shù)值及實驗參考。

1 實驗裝置和測量方法

1.1 實驗系統(tǒng)

蒸汽噴放實驗系統(tǒng)示意圖如圖1所示。它由一體化蒸汽發(fā)生及控制系統(tǒng)、實驗系統(tǒng)和數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)3部分組成。實驗臺架主要包括1臺電蒸汽發(fā)生器、1臺水凈化裝置、1組立方體冷卻水箱、帶有保溫層的蒸汽供應管路、蒸汽旁路、蒸汽噴灑器和閥門等。蒸汽發(fā)生器的電加熱功率為600 kW，最大運行壓力為2.5 MPa，最大蒸汽流量為700 kg/h，流量、壓力均連續(xù)可調，為噴灑器提供連續(xù)穩(wěn)定蒸汽。從蒸汽發(fā)生器到噴口，所有的管道都用隔熱材料覆蓋。此外，正式實驗開始前先將蒸汽通入旁路水箱冷凝，既能預熱蒸汽輸送管道，又能排除管道內初始存留的空氣，確保正式實驗過程中蒸汽流量和壓力穩(wěn)定。

立方體不銹鋼水箱尺寸為1 000 mm×1 000 mm×1 000 mm，其外表面整體敷設保溫層，水箱側面設置2個可視化窗口，便于使用高速攝像機拍攝蒸汽噴放流型。該設計既最大程度地保證了水箱的整體保溫效果，又便于實驗觀察。換料水箱上部設置給水孔和溢流孔，底部開設排水孔。

高溫高壓的飽和蒸汽經過緩沖箱穩(wěn)定后進入蒸汽管路，通過噴灑器沿水平方向噴入冷卻水箱中，在蒸汽管路浸沒水箱之前、靠近噴灑器處安裝有壓力傳感器、熱電偶、流量計，以監(jiān)測噴放蒸汽關鍵入口邊界參數(shù)。噴灑器通過法蘭連接到主蒸汽管路中，距水箱底部約0.25 m，實驗中所用單臂雙孔噴灑器D為5 mm、P為10 mm，P/D為2。實驗過程中，所有數(shù)據(jù)信號接入數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)(DAS，NI PXIE-8115)。

1.2 測量方法

實驗中溫度測量采用整體+局部方案布置熱電偶點陣，冷卻水箱內溫度場的測量區(qū)域以沿蒸汽噴放方向(軸向)的溫度測量為主，同時兼顧水箱整體溫度分布。

實驗采用29個鎧裝T型熱電偶，布置安裝在水箱內部以及噴頭附近區(qū)域，以測量水箱內整體水溫、蒸汽羽型軸向溫度和噴孔內部蒸汽溫度。依據(jù)測量的溫度可分為兩個測溫區(qū)域。15個用于測量水箱內的溫度：水箱內共安裝有3個豎直測量桿，布置在水箱不同位置處，水箱內的液位恒定控制在0.9 m，確保噴頭的入水深度恒定。直徑為0.5 mm的鎧裝熱電偶安裝在豎直測量桿的不同高度位置處，形成水箱內水溫測量點陣，監(jiān)測水箱整體三維溫度分布。此外，在噴頭噴孔出口位置處，布置安裝了1根可移動測量桿，以獲取噴頭附近軸向溫度分布。可移動測量桿上的測點布置如圖2所示，桿上安裝布置有13個直徑為0.5 mm的鎧裝T型熱電偶，使得所測噴頭附近區(qū)域的溫度相應時間短，測量誤差小。實驗中可實時連續(xù)調節(jié)可移動測量桿的高度，以獲取不同位置處的噴頭附近區(qū)域軸向溫度分布。在噴頭噴孔出口處單獨安裝1個0.5 mm的熱電偶，以測量噴頭出口蒸汽溫度。

圖1 實驗系統(tǒng)示意圖Fig.1 Schematic of experimental system

1.3 實驗結果分析

1) 噴放流型分析

本文開展了飽和蒸汽通過雙孔噴灑器噴入大容積過冷水中DCC實驗，獲得相關實驗數(shù)據(jù)，為數(shù)值模擬提供驗證基礎。通過對雙孔噴放蒸汽羽流進行研究，獲得了不同質量流密度下雙孔蒸汽噴放冷凝流型，如圖3所示。當水溫為303 K時，IRWST內水溫低、過冷度高，高溫高壓蒸汽噴出后迅速冷凝，在冷凝過程中形成的穩(wěn)定蒸汽羽型膨脹直徑、穿透長度均較小。當水溫不高于303 K時，在較低蒸汽質量流密度(G=965 kg/(m2·s))情況下，蒸汽柱呈圓錐形；而在較高蒸汽質量流密度(G=1 921 kg/(m2·s))情況下，蒸汽柱先膨脹后收縮。同時，高過冷度水溫條件下相鄰蒸汽羽型區(qū)分明顯，相鄰噴孔間蒸汽羽型未出現(xiàn)相互作用效應，形成各自的冷凝區(qū)域，蒸汽羽流的形狀與單孔噴放情況相同。當水箱水溫達到333 K時，蒸汽羽型膨脹明顯，兩相鄰蒸汽羽流間距離減小。但此時水箱過冷度仍較高，蒸汽能被冷凝充分。當水溫為353 K時，蒸汽羽型特征尺寸進一步增大，蒸汽需要更大的換熱面積進行冷凝，兩個蒸汽羽流相互作用，甚至合并為1個集總的蒸汽羽型。圖3中，隨著水溫的升高，兩個蒸汽羽流相互作用效應越來越明顯。當冷卻水接近飽和溫度時，兩個蒸汽羽流形成了聯(lián)結的蒸汽羽型。

對比圖3中兩個不同質量流密度的噴放效果，可看出當蒸汽質量流密度不同時，蒸汽冷凝流型隨水溫升高的變化。當蒸汽質量流密度G=965 kg/(m2·s)、溫度為333 K時，相鄰的兩股蒸汽間界限明顯，仍未發(fā)生聯(lián)結(圖3a)。而當蒸汽質量流密度增大到1 921 kg/(m2·s)、溫度為303 K時，相鄰的兩股蒸汽相互作用明顯(圖3b)。基于圖3工況可見，蒸汽質量流密度對雙孔噴灑器相鄰蒸汽柱產生聯(lián)結效應影響較大，在P/D=2情況下，隨著噴放流量的增大，相鄰蒸汽柱均更易發(fā)生聯(lián)結，并且噴放DCC效果較為劇烈，具有明顯的三維效應，將直接影響穩(wěn)定冷凝條件下的傳熱、壓力振蕩特性。

圖2 噴孔沿噴放方向熱電偶布置示意圖Fig.2 Schematic of thermocouple arrangement along direction of nozzle discharge

a——G=965 kg/(m2·s)；b——G=1 921 kg/(m2·s)；圖3 不同水溫下的蒸汽羽流Fig.3 Steam plumes at different water temperatures

對于蒸汽噴放穩(wěn)定冷凝過程，蒸汽質量流密度較大，能形成穩(wěn)定氣液交界面，并形成穩(wěn)定汽羽區(qū)。圖4為雙孔蒸汽冷凝流型，可看出，在穩(wěn)定冷凝條件下，蒸汽噴射冷凝羽流可分為3個明顯的區(qū)域，即汽核區(qū)、氣液交界面、湍流混合冷凝區(qū)。蒸汽自噴孔噴放進入冷卻水箱，在噴孔附近形成汽核區(qū)，受到外部環(huán)境影響較小；隨著射流羽流的擴展，在氣液界面處與周圍冷卻水進行換熱，在氣液混合區(qū)迅速冷凝，蒸汽在此區(qū)域內溫度下降，幾乎被冷卻至水溫，氣液交界邊界開始變得模糊，出現(xiàn)未完全冷凝的汽泡夾帶；然后在強烈射流動量推動作用下，射流沿軸向進一步擴展并被冷凝，大量的蒸汽夾帶被冷凝的蒸汽液滴形成湍流混合冷凝區(qū)。

圖4 雙孔蒸汽冷凝流型Fig.4 Double-hole steam condensation flow pattern

2) 溫度分布

在不同的水溫Tf和蒸汽質量流密度下，監(jiān)測得到沿上、下孔出口中心線的軸向溫度分布，前期實驗結果表明，上、下孔溫度分布及變化規(guī)律基本相同，因此本文僅對上孔出口中心線的溫度分布進行分析。圖5為雙孔噴放中心監(jiān)測線示意圖。圖6為蒸汽質量流密度分別為965 kg/(m2·s)和1 921 kg/(m2·s)時上孔中心線沿噴射方向的典型溫度分布。可看出，雙孔噴放條件下的蒸汽冷凝軸向溫度分布與冷卻水溫密切相關。在距噴孔噴放方向較近的汽核區(qū)內，溫度變化不明顯，而在距離噴孔約50 mm之內的氣液交界面，蒸汽羽流溫度急劇下降，冷卻水溫越低，溫度降低速率越快，但溫度總體變化趨勢相似；而在50 mm之外的湍流混合冷凝區(qū)，溫度逐漸降低至環(huán)境水溫。另外，質量流密度越大，蒸汽的穿透長度越長，在靠近噴孔處的蒸汽溫度下降較慢；特別地，水溫較高時，大蒸汽流量難以立即完全冷卻，汽羽區(qū)范圍較大，所以在噴出后50 mm汽核區(qū)內，溫度下降不明顯，而在汽核區(qū)外，蒸汽溫度迅速下降至接近冷卻水溫度。

圖5 雙孔噴放中心監(jiān)測線示意圖Fig.5 Location of center monitoring line through double-hole steam plume

圖6 不同質量流密度下上孔中心線上的溫度分布Fig.6 Temperature distribution on upper center line at different flow rates

2 系統(tǒng)程序模型建立及關鍵邊界條件

2.1 RELAP5模型建立及關鍵邊界條件

采用RELAP5程序對上述蒸汽噴放DCC過程進行建模計算，對ADS1～3噴放實驗裝置進行相應簡化，考慮蒸汽在冷卻水箱內的噴放、冷凝這一關鍵過程，重點關注ADS1～3噴放實驗的沿噴孔方向的流動、傳熱特性，進而獲取蒸汽噴放過程中蒸汽柱內的關鍵參數(shù)。對ADS1～3噴放過程建模示意圖如圖7所示。圖7中，TMDPVOL為相控制體，給定邊界條件；TMDJUN為時間相關接管，連接兩個控制體，同時給定邊界條件；pipe為管子，模擬管道；SNGLJUN為單一接管，連接兩個部件。

圖7 使用RELAP5程序對ADS蒸汽噴放的建模示意圖Fig.7 Modeling schematic of ADS steam ejection with RELAP5 code

數(shù)值模擬邊界條件與實驗工況關鍵參數(shù)保持一致：1) 模擬ADS1～3噴放實驗模型的第1個控制體，面積按所模擬的實際噴孔面積設定，為0.000 039 27 m2；2) 蒸汽噴放入口為壓力2 MPa的飽和蒸汽；3) 蒸汽質量流密度按實驗所測的質量流密度進行換算，為0.037 9、0.075 8 kg/s；4) 控制體的環(huán)境溫度與冷卻水溫度一致，設置為353 K。

模擬實驗段的管型部件(pipe)，設置為12段控制體。每段管控制體的長度按實驗中測量蒸汽噴放沿噴孔軸向溫度的測量桿的測點布置來分布。流動過程中均不考慮摩擦，流動工質處于平衡態(tài)。

2.2 COSINE模型建立及關鍵邊界條件

采用COSINE程序對上述蒸汽噴放DCC過程進行建模計算，在RELAP5模型的基礎上，考慮到噴放局部與水箱內流體流動的關系，對原模型進行了修正。由于噴放過程中的傳熱、傳質會造成水箱內流體的循環(huán)流動，且噴頭位置位于水下，進一步考慮噴放蒸汽與周圍冷卻水自然循環(huán)流動的關系。獲取蒸汽噴放過程中蒸汽柱內的關鍵參數(shù)，并與實驗結果進行對比。對ADS1～3噴放過程建模示意圖如圖8所示。圖8中，bndIn為給定入口邊界條件；adj為連接體，連接兩個部件，箭頭表示工質在控制體中流動的方向；bndOut為給定出口邊界條件。

圖8 使用COSINE程序對ADS噴放模型的建模示意圖Fig.8 Modeling schematic of ADS steam ejection with COSINE code

在COSINE程序中采用16個部件對ADS1～3噴放實驗裝置進行建模：1) bndIn模擬ADS1～3噴放實驗裝置的噴頭，面積設為噴孔的實際面積，為0.000 039 27 m2；2) 噴放蒸汽為壓力1.2 MPa下的飽和蒸汽；3) 蒸汽質量流密度按實驗所測的質量流密度進行換算，為0.037 9 kg/s、0.075 8 kg/s；4) 模擬實驗段的pipe，同樣設置為12段控制體，每段管控制體的長度與實驗測量蒸汽噴放沿噴孔軸向溫度的測量桿的測點布置方式一致；5) pipe的每段均與另外1個pipe相連，命名為pipe1～pipe12，均為豎直段，長度為0.8 m，模擬的為噴口在水下0.8 m的狀態(tài)，同時模擬實驗裝置中的大容積水箱，冷卻蒸汽；6) 控制體的環(huán)境溫度與冷卻水溫度一致，設置為353 K。

pipe1～pipe12每個均與1個bndOut相連，命名為bndOut1～bndOut12，為出口邊界，模擬中均為標準大氣環(huán)境。流動過程中均不考慮摩擦影響，流動工質處于平衡態(tài)。

3 計算結果分析

3.1 RELAP5程序計算結果分析

將實驗測量結果與使用RELAP5程序計算的結果進行對比分析，同時通過改變RELAP5程序的邊界條件，模擬不同實驗工況下的溫度分布。

實驗值與模擬值對比如圖9所示。由圖9可見，模擬結果顯示，蒸汽溫度在噴放過程中迅速降低，模擬噴口處485.52 K的飽和蒸汽，進入模擬實驗段的部件后，均迅速降至364.85 K左右，而后以較為均勻的降溫速率被冷卻至水溫，蒸汽溫度的變化趨勢和蒸汽質量流密度關系不大。而實驗中噴頭內溫度已低于2 MPa下的飽和溫度，在進入水箱后，蒸汽迅速被冷卻至373 K，同時在噴孔附近形成汽核區(qū)，受到外部環(huán)境影響較小。但由于蒸汽質量流密度不同，汽核區(qū)大小有所不同：在低質量流密度下，汽核區(qū)較短，只能在約10 mm內維持接近飽和溫度；而在高質量流密度下，汽核區(qū)長度明顯增加，在約50 mm內維持飽和溫度幾乎不被明顯冷卻。可見質量流密度增大后，汽羽長度增加，汽羽區(qū)內的溫度變化較慢。而在汽核區(qū)之后的氣液混合區(qū)，蒸汽在氣液界面處與周圍冷卻水進行換熱、冷凝，蒸汽在此區(qū)域內溫度下降，幾乎被冷卻至水溫，最后在強烈射流動量推動作用下，射流沿軸向進一步擴展形成湍流混合冷凝區(qū)，由于蒸汽溫度已接近水溫，在此區(qū)域內溫度變化不明顯。

由圖9還可知，對于整體溫度分布結果，實驗值與模擬值相差不大，平均誤差為2.97%，最大誤差為7.13%。噴放出口處，RELAP5程序模擬所取的溫度為2 MPa時的蒸汽飽和溫度，實驗取得的溫度為噴出后蒸汽測量溫度，模擬值與實驗值有一定誤差，但噴放進入控制體的蒸汽質量和能量與實驗的相同。在噴口附近的汽核區(qū)，實驗值的溫度高于模擬值的溫度，而在距離噴口較遠處則相反，這是因為蒸汽在噴出后，形成汽核區(qū)，汽核區(qū)溫度受到外部冷卻水影響較小，局部溫度較高。而在模擬中由于RELAP5程序本身模型無法模擬局部汽核區(qū)特點，而是設定面積內的平均溫度，導致模擬值低于實驗值。而在距離噴口較遠處，由于實驗中汽核區(qū)外蒸汽迅速冷凝，與周圍流體形成氣液交界面、湍流混合區(qū)等，冷凝效果明顯，模擬結果略高于實驗值。

計算對比結果說明，RELAP5程序能大致模擬ADS蒸汽噴放冷凝過程，但從實驗對比結果看，與實際實驗測量結果仍存在一定的差異，主要原因是：蒸汽噴放過程十分復雜，噴放汽羽存在汽核區(qū)、氣液交界面區(qū)、蒸汽重疊區(qū)等不同特征區(qū)域，不同區(qū)域中溫度、壓力變化及界面特征較為復雜，這些在RELAP5程序中主要考慮該過程中的質量、動量、能量守恒特性，對局部模型進行了簡化，而無法完全模擬蒸汽DCC局部特殊現(xiàn)象。

3.2 COSINE程序修正模型計算結果分析

圖10為實驗值與CONSINE模擬值的對比。從圖10可看出，模擬值與實驗值總體趨勢符合良好，噴放冷凝溫度分布規(guī)律相差不大，平均誤差為1.89%，最大誤差僅為4.91%。計算結果基本能準確反映蒸汽溫度的變化。如圖10所示，噴放出口處，模擬值采取壓力為1.2 MPa時的蒸汽飽和溫度，而實驗值為噴出后蒸汽測量溫度，模擬值與實驗值有一定誤差，但噴放進入控制體的蒸汽質量和能量與實驗相同。其他監(jiān)測點位置處實驗值和模擬值吻合較好，噴放冷凝溫度分布規(guī)律較為吻合，但模擬值呈平穩(wěn)下降趨勢，而實驗值則出現(xiàn)較明顯的溫度波動。這是因為在模擬中，實驗段壓力為定值，在水的冷卻下蒸汽溫度逐漸降低；而在實驗中，由于噴放的蒸汽被迅速壓縮，在接近噴孔50 mm左右的區(qū)域內形成了壓縮波，局部壓力升高，導致蒸汽在噴出噴孔后溫度的再次上升，因此在該區(qū)域內溫度出現(xiàn)一定波動，此類三維特征的模擬還需進一步對模型進行相關修正與完善。

圖9 實驗值與使用RELAP5程序的模擬值對比曲線Fig.9 Comparison curve between experimental and simulated values with RELAP5 code

圖10 實驗值與使用COSINE程序的模擬值對比曲線Fig.10 Comparison curve between experimental and simulated values with COSINE code

4 結論

本文對飽和蒸汽通過雙孔噴灑器噴入大容積過冷水中DCC過程進行了可視化實驗，獲得了蒸汽汽羽的溫度分布和噴放流型。此外，采用系統(tǒng)程序RELAP5、COSINE分別對噴放冷凝過程進行建模、計算、分析，主要結論如下。

1) 實驗結果表明，高溫高壓蒸汽DCC過程發(fā)生在蒸汽汽羽區(qū)域內，兩孔噴頭噴孔中心軸向溫度在噴放出口汽核區(qū)內溫度幾乎保持不變，在氣液混合區(qū)內則迅速下降，后逐漸趨于水箱水溫；蒸汽質量流密度對雙孔噴灑器兩組蒸汽產生聯(lián)結的影響較大，隨著質量流密度的增大，噴放效果逐漸劇烈，穿透長度增長，兩孔之間的相互聯(lián)結效應更為明顯。

2) ADS1～3噴放實驗實測結果與數(shù)值模擬結果變化趨勢大致相同，說明采用系統(tǒng)程序RELAP5、COSINE能模擬ADS蒸汽噴放傳熱過程。但計算結果與實驗測量結果仍存在一定的差異，使用RELAP5程序模擬時平均誤差為2.97%，最大誤差為7.13%，使用COSINE程序模擬時平均誤差為1.89%，最大誤差為4.91%。主要是因為蒸汽噴放過程十分復雜，噴放汽羽存在多個不同特征區(qū)域，不同區(qū)域中溫度、壓力變化及界面特征較為復雜，而在RELAP5、COSINE程序中主要考慮該過程中的質量、動量、能量守恒特性，對局部模型進行了簡化，對于冷凝過程中的蒸汽聯(lián)結、溫度振蕩等局部三維效應無法準確反映。因此，后續(xù)要進行局部特征和三維特性的模擬，需要有針對性的特有計算模型，以更精確地模擬其在局部冷凝方面的特征，并進行實驗驗證。