蒸汽浸沒射流壓力振蕩特性實(shí)驗(yàn)研究

王 玨，陳力生，胡 晨，劉建閣，肖 瑤

(1.海軍工程大學(xué) 核科學(xué)技術(shù)學(xué)院，湖北 武漢 430033；2.武漢第二船舶設(shè)計研究所，湖北 武漢 430064； 3.上海交通大學(xué) 核科學(xué)與工程學(xué)院，上海 200240)

蒸汽與過冷水直接接觸式冷凝換熱能力強(qiáng)，且無需配置換熱器等設(shè)備，廣泛應(yīng)用于先進(jìn)核電廠反應(yīng)堆系統(tǒng)的超壓保護(hù)和事故緩解。為掌握蒸汽浸沒射流的流動與傳熱特性，眾多學(xué)者對汽液界面流型、汽液界面?zhèn)鳠岷驼羝饚缀翁匦蚤_展了實(shí)驗(yàn)與理論研究，形成了豐富的研究成果[1]。

在不同蒸汽質(zhì)量流速和池水過冷度下，蒸汽與水接觸后呈現(xiàn)不同的動態(tài)特性。研究中多以此二參數(shù)為坐標(biāo)，根據(jù)汽液界面動態(tài)行為擬合獲得冷凝相圖。現(xiàn)有冷凝相圖的具體構(gòu)成及邊界劃分存在差異[2]，但汽液界面流型可歸納為三大類[3-5]，包括：1) 高蒸汽質(zhì)量流速、高池水過冷度下的穩(wěn)定冷凝(SC)區(qū)，蒸汽射流能形成穩(wěn)定、規(guī)則的幾何形態(tài)，Hong等[6]研究指出蒸汽羽長度的小范圍波動引發(fā)壓力振蕩；2) 低蒸汽質(zhì)量流速、高池水過冷度下的間歇(C)區(qū)，汽液界面在排放管內(nèi)外往復(fù)移動，形成低頻率高強(qiáng)度壓力振蕩；3) 中等蒸汽質(zhì)量流速、高池水過冷度下的冷凝振蕩(CO)區(qū)，排放管出口形成振蕩性汽泡，引發(fā)較強(qiáng)烈的壓力振蕩。

由于壓力振蕩會威脅設(shè)備的運(yùn)行安全，近些年針對性的研究逐漸增多。Youn等[7]和Li等[8]對C區(qū)工況開展實(shí)驗(yàn)研究，分析了汽水參數(shù)對振蕩頻率和振蕩強(qiáng)度的影響；Hong等[6]對SC區(qū)工況開展實(shí)驗(yàn)及理論研究，得出了壓力振蕩主頻關(guān)于汽羽長度的計算關(guān)系式；劉家慶等[9]、叢躍磊等[10]和Zhao等[11]對含空氣的混合射流開展了實(shí)驗(yàn)研究，定性分析了CO區(qū)及SC區(qū)工況下不凝氣體對壓力振蕩強(qiáng)度及頻率的影響。針對多孔排放條件，Cho等[12]分析了不同布置形式(平行布置和錯位布置)鼓泡器蒸汽射流在CO區(qū)時，流場壓力振蕩主頻的定量變化規(guī)律。Park等[13]分析了鼓泡器蒸汽射流在CO區(qū)和SC區(qū)時，冷凝水箱壁面壓力振蕩平均載荷及峰值載荷的定性變化規(guī)律。武心壯等[14]分析了雙孔噴嘴蒸汽射流在CO區(qū)和SC區(qū)時，流場壓力振蕩強(qiáng)度的定性變化規(guī)律。Zhao等[15]分析了雙孔/三孔噴嘴蒸汽射流在CO區(qū)和SC區(qū)時，流場壓力振蕩主頻的定量變化規(guī)律。

當(dāng)前研究主要側(cè)重分析流體參數(shù)對直管排放條件下壓力振蕩特性的影響，而關(guān)于鼓泡器開孔結(jié)構(gòu)的影響分析仍較少。本文分別采用單孔和雙孔Ⅰ型鼓泡器排放管開展蒸汽射流實(shí)驗(yàn)研究，對比分析汽水參數(shù)和開孔結(jié)構(gòu)參數(shù)(不同孔徑和孔數(shù))在不同汽液流型下對流場壓力振蕩主頻及強(qiáng)度的影響規(guī)律，以豐富多孔蒸汽射流的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)，為后續(xù)排放管結(jié)構(gòu)設(shè)計優(yōu)化提供基礎(chǔ)。

1 實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)及數(shù)據(jù)處理方法

1.1 實(shí)驗(yàn)裝置

實(shí)驗(yàn)裝置主要由電鍋爐、補(bǔ)水系統(tǒng)、蒸汽管道、鼓泡器、冷凝水箱、可視化系統(tǒng)和數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)組成，如圖1所示。電鍋爐設(shè)計壓力為6.6 MPa，額定功率為840 kW，其產(chǎn)生的蒸汽由絲網(wǎng)除沫器進(jìn)行過濾，進(jìn)入蒸汽管道并通過鼓泡器排放入冷凝水池。電鍋爐配備安全閥，蒸汽管道布置電動閥和調(diào)節(jié)閥，冷凝水箱配備排水閥和溢流閥。來流蒸汽由渦街流量計進(jìn)行測量，精度為1%。Ⅰ型鼓泡器結(jié)構(gòu)如圖2所示，蒸汽為水平噴放。排放孔下方80 mm處布置動態(tài)壓力傳感器，量程為-200～200 kPa，精度為0.1%，采樣頻率為10 kHz，采樣時長為10 s。排放孔下方30 mm處布置N型熱電偶測量池水溫度，精度為0.2 ℃。

圖1 實(shí)驗(yàn)裝置示意圖Fig.1 Schematic diagram of experimental rig

圖2 鼓泡器結(jié)構(gòu)示意圖Fig.2 Schematic diagram of sparger

1.2 實(shí)驗(yàn)條件

實(shí)驗(yàn)參數(shù)列于表1。分別以蒸汽質(zhì)量流速和池水過冷度為橫、縱坐標(biāo)建立二維冷凝相圖，并根據(jù)蒸汽射流形狀變化特征進(jìn)行區(qū)域劃分，各流型判定準(zhǔn)則及基本特征為：1) CO區(qū)(冷凝振蕩區(qū))，低蒸汽質(zhì)量流速、高池水過冷度時，排放管出口形成類球狀蒸汽泡，蒸汽泡周期性地擴(kuò)張-收縮，并在尾端釋放微小汽泡；2) SC區(qū)(穩(wěn)定冷凝區(qū))，蒸汽質(zhì)量流速超過CO區(qū)上限后，排放管出口能形成穩(wěn)定、規(guī)則的蒸汽腔(通常稱為汽羽)，汽羽尾端釋放小簇汽泡團(tuán)；3) BCO區(qū)(汽泡冷凝振蕩區(qū))，池水過冷度低于CO區(qū)下限后，冷凝效果下降，排放管出口蒸汽泡外形變大、運(yùn)動趨緩，并在尾端釋放形成二次蒸汽泡；4) IOC區(qū)(界面冷凝振蕩區(qū))，池水過冷度低于SC區(qū)下限后，冷凝效果下降，排放管出口形成發(fā)散形汽羽，其外形開始不穩(wěn)定。

表1 實(shí)驗(yàn)參數(shù)Table 1 Experimental parameter

典型流型對比如圖3所示，實(shí)驗(yàn)工況流型分區(qū)圖如圖4所示，圖中，Ge為蒸汽質(zhì)量流速。不同孔數(shù)和孔徑工況通過添加邊界線的形式給出，邊界線附近的工況點(diǎn)兼有周邊各區(qū)域的特征。結(jié)合高速攝影圖像分析可知，蒸汽射流在不同流型區(qū)域的冷凝動態(tài)行為(流體振蕩的周期與幅度)存在差異，下節(jié)將結(jié)合壓力振蕩數(shù)據(jù)開展具體分析。

圖3 典型流型對比Fig.3 Comparison of typical flow patterns

圖4 實(shí)驗(yàn)工況流型分區(qū)圖Fig.4 Condensation regime map of experimental condition

1.3 數(shù)據(jù)處理方法

使用式(1)和(2)對高頻動態(tài)壓力傳感器采集的原始數(shù)據(jù)進(jìn)行均方根處理，獲得不同工況點(diǎn)的壓力振蕩強(qiáng)度。使用式(3)對原始時域數(shù)據(jù)進(jìn)行快速傅里葉變換處理，獲得壓力振蕩頻域數(shù)據(jù)，取峰值對應(yīng)的頻率作為主頻。

(1)

(2)

(3)

式中：prms為采樣壓力的均方根值，kPa；N為采樣數(shù)；pk為采樣壓力；pav為采樣壓力的平均值，kPa；p(f)為采樣壓力的頻域值，kPa；f為頻率，Hz。

使用文獻(xiàn)[16-17]中的計算方法分析上述參數(shù)的不確定度，根據(jù)實(shí)驗(yàn)范圍內(nèi)測量儀表的精度，計算得到壓力振蕩強(qiáng)度及主頻的不確定度分別為11.8%和12.1%。

2 實(shí)驗(yàn)結(jié)果分析

本文使用動態(tài)壓力傳感器對蒸汽浸沒射流在不同流型范圍內(nèi)的壓力場進(jìn)行捕捉，通過對比分析，獲得汽水參數(shù)和排放管開孔結(jié)構(gòu)對壓力振蕩強(qiáng)度prms及主頻f變化趨勢的影響規(guī)律。

2.1 壓力振蕩強(qiáng)度特性

圖5a為蒸汽質(zhì)量流速Ge對單孔蒸汽射流壓力振蕩強(qiáng)度的影響趨勢，隨蒸汽質(zhì)量流速的升高，壓力振蕩強(qiáng)度呈現(xiàn)先增大后減小的變化趨勢。這是由于在CO和BCO區(qū)，蒸汽質(zhì)量流速升高時排放管出口的蒸汽泡擴(kuò)張-收縮更劇烈，造成壓力振蕩強(qiáng)度增大。進(jìn)入SC和IOC區(qū)后，排放管出口的蒸汽腔幾何形態(tài)較穩(wěn)定，壓力振蕩強(qiáng)度隨之減小并趨于平穩(wěn)。圖5b為池水過冷度ΔT對單孔蒸汽浸沒射流壓力振蕩強(qiáng)度的影響趨勢，隨池水過冷度的降低，壓力振蕩強(qiáng)度呈現(xiàn)先增大后減小的趨勢，約在25～40 ℃附近達(dá)到峰值。這是由于池水過冷度降低使汽液界面逐漸向較不穩(wěn)定的狀態(tài)過渡，壓力振蕩強(qiáng)度增大。降至一定程度后，汽液界面的質(zhì)能交換趨于平緩，壓力振蕩強(qiáng)度開始減小。以上趨勢與Li等[5]、劉家慶等[9]、武心壯等[14]的研究結(jié)論基本一致。圖6為蒸汽質(zhì)量流速和池水過冷度對雙孔蒸汽射流壓力振蕩強(qiáng)度的影響，其變化趨勢與單孔工況類似，壓力振蕩強(qiáng)度在特定的工況點(diǎn)下存在峰值。

圖7a為不同孔徑對壓力振蕩強(qiáng)度的影響。在CO和BCO區(qū)(200 kg/(m2·s))，孔徑增大后蒸汽泡的外形變大、擴(kuò)張-收縮范圍增加，且振蕩源與動態(tài)壓力傳感器的距離縮小，故振蕩強(qiáng)度明顯增強(qiáng)。在SC和IOC區(qū)(500 kg/(m2·s))，蒸汽腔的運(yùn)動較平穩(wěn)，孔徑增大的影響變小，兩種工況對應(yīng)的振蕩強(qiáng)度接近。在流型邊界線(350 kg/(m2·s))附近，孔徑增大后界面流型由CO和BCO區(qū)轉(zhuǎn)入SC和IOC區(qū)，冷凝過程更平穩(wěn)，故壓力振蕩強(qiáng)度明顯減弱。圖7b為不同孔數(shù)對壓力振蕩強(qiáng)度的影響。在CO和BCO區(qū)(200 kg/(m2·s))，孔數(shù)增多后蒸汽泡變化與孔徑增大類似，同時，子射流存在相消或相長的情況，導(dǎo)致瞬態(tài)壓力波動更大，故壓力振蕩強(qiáng)度(瞬態(tài)壓力的均方根)明顯增強(qiáng)。在SC和IOC區(qū)(500 kg/(m2·s))，受子射流相消或相長的影響，雙孔的振蕩強(qiáng)度較高。在流型邊界線(350 kg/(m2·s))附近，孔數(shù)增多后界面流型轉(zhuǎn)入SC和IOC區(qū)，冷凝過程更為平穩(wěn)，故壓力振蕩強(qiáng)度明顯減弱。

圖5 單孔蒸汽射流壓力振蕩強(qiáng)度的變化Fig.5 Pressure oscillation intensity of single-hole steam jet

圖6 雙孔蒸汽射流壓力振蕩強(qiáng)度的變化Fig.6 Pressure oscillation intensity of double-hole steam jet

圖7 不同排放管壓力振蕩強(qiáng)度的變化Fig.7 Pressure oscillation intensity through different spargers

2.2 壓力振蕩頻率特性

圖8為不同汽水參數(shù)下單孔蒸汽浸沒射流壓力振蕩主頻的變化。隨過冷度的降低，蒸汽泡和蒸汽腔外形變大、振蕩周期變長，壓力振蕩主頻呈下降趨勢。在CO區(qū)，蒸汽質(zhì)量流速升高后，蒸汽泡擴(kuò)張-收縮加快，振蕩主頻總體呈現(xiàn)上升趨勢；轉(zhuǎn)入SC區(qū)后，蒸汽腔的波動趨緩，振蕩主頻降低；在低池水過冷度工況(BCO和IOC區(qū))下，蒸汽泡、蒸汽腔振蕩周期較長，蒸汽質(zhì)量流速對振蕩主頻的影響變?nèi)酢？傮w而言，池水過冷度的影響更顯著。

圖9為不同開孔結(jié)構(gòu)下蒸汽浸沒射流壓力振蕩主頻的影響，在相同汽水參數(shù)下，孔徑增大或孔數(shù)增多后，蒸汽泡、蒸汽腔的外形變大、振蕩周期變長，故壓力振蕩主頻下降。但雙孔射流的振蕩可能不同步，總的振蕩次數(shù)又會多于單孔射流，尤其是低質(zhì)量流速、高過冷度工況。綜合兩方面因素，孔數(shù)增多對壓力振蕩主頻的影響不如孔徑變大明顯。

為量化不同參數(shù)對壓力振蕩主頻的影響，前人提出了多個計算關(guān)系式，典型匯總列于表2(池水過冷度由實(shí)驗(yàn)工況推算得到)。表2中：us為蒸汽流速，m/s；cp為水的比定壓熱容，kJ/(kg·℃)；hfg為汽化潛熱，kJ/kg；St為斯特勞哈爾數(shù)，St=fdeρf/ρsus，ρf和ρs分別為水和蒸汽的密度，kg/m3；Ja為雅各布數(shù)，Ja=ρfcpΔT/ρshfg；Re為蒸汽雷諾數(shù)，Re=Gede/μs，μs為動力黏度，Pa·s；Ma為馬赫數(shù)，Ma=Ge/Gm，Gm為臨界蒸汽質(zhì)量流速，取值275 kg/(m2·s)。

不同關(guān)系式的計算值與實(shí)驗(yàn)值對比如圖10所示，其中，Li關(guān)系式[5]對CO和BCO區(qū)的預(yù)測值精度較高，相對誤差±10%以內(nèi)，而對SC和IOC區(qū)的預(yù)測誤差達(dá)到了-50%。

圖8 不同汽水參數(shù)下壓力振蕩主頻的變化Fig.8 Dominant frequency of pressure oscillation under different conditions

圖9 不同排放管壓力振蕩主頻的變化Fig.9 Dominant frequency of pressure oscillation through different spargers

表2 壓力振蕩頻率計算關(guān)系式Table 2 Correlation for dominant frequency of pressure oscillation

圖10 不同壓力振蕩主頻計算值與實(shí)驗(yàn)值的對比Fig.10 Comparison of dominant frequency of pressure oscillation between prediction and experiment values

Fukuda關(guān)系式[19]對兩種工況的預(yù)測值均較好，但仍有-20%～40%的相對誤差。在本文實(shí)驗(yàn)工況下，壓力振蕩主頻主要受池水過冷度和孔徑的影響，故借鑒Fukuda關(guān)系式[19]進(jìn)行擬合。解除對冪指數(shù)的限制后，獲得經(jīng)驗(yàn)關(guān)系式如式(4)所示。與實(shí)驗(yàn)值的對比如圖11所示，多組實(shí)驗(yàn)工況的相對誤差均在±20%以內(nèi)。

(4)

式中，de為排放管開孔直徑，m。

圖11 壓力振蕩主頻經(jīng)驗(yàn)關(guān)系式相對誤差范圍Fig.11 Comparison of dominant frequency of pressure oscillation between correlation and experiment values

3 結(jié)論

本文對Ⅰ型鼓泡器排放管下蒸汽浸沒射流在冷凝過程中的壓力振蕩現(xiàn)象開展了實(shí)驗(yàn)研究，建立了實(shí)驗(yàn)范圍內(nèi)適用的二維冷凝相圖，分析了蒸汽質(zhì)量流速、池水過冷度、排放管開孔直徑和孔數(shù)對壓力振蕩強(qiáng)度及頻率變化的影響規(guī)律。

對于壓力振蕩強(qiáng)度，結(jié)論如下。1) 汽水參數(shù)對其具有顯著影響：隨蒸汽質(zhì)量流速的升高，振蕩強(qiáng)度先增大后減小，在250～450 kg/(m2·s)處達(dá)到峰值；隨池水過冷度的降低，振蕩強(qiáng)度先增大后減小，在25～40 ℃處達(dá)到峰值；強(qiáng)度峰值對應(yīng)的工況點(diǎn)與冷凝相圖的邊界線基本一致。2) 當(dāng)開孔直徑增大或孔數(shù)增多后，達(dá)到穩(wěn)定冷凝所需的最小蒸汽質(zhì)量流速減小，對應(yīng)工況點(diǎn)下的振蕩強(qiáng)度變小；在低蒸汽質(zhì)量流速工況下，大孔徑或多孔結(jié)構(gòu)對應(yīng)的振蕩強(qiáng)度更高；在高蒸汽質(zhì)量流速工況下，不同開孔結(jié)構(gòu)對應(yīng)的振蕩強(qiáng)度接近。

對于壓力振蕩主頻，結(jié)論如下。1) 池水過冷度和排放管孔徑對其具有顯著影響：隨池水過冷度的降低，振蕩主頻逐漸減小；隨排放管孔徑的增大，振蕩主頻逐漸減小。2) 孔數(shù)增多對主頻的影響是多重的，一方面使蒸汽泡/蒸汽腔振蕩周期增加，另一方面子射流的相消或相長使監(jiān)測到的振蕩次數(shù)增多，但總的影響弱于孔徑的變化。3) 擬合得到的經(jīng)驗(yàn)關(guān)系式，能夠預(yù)測蒸汽質(zhì)量流速為150～500 kg/(m2·s)和池水過冷度為18～68 ℃范圍內(nèi)單孔及大節(jié)徑比雙孔鼓泡器的振蕩主頻，相對誤差在±20%以內(nèi)。

后續(xù)研究可關(guān)注小節(jié)徑比(<3.5)和多孔(>2)工況對壓力振蕩特性的影響，并對壓力振蕩強(qiáng)度開展定量分析，以進(jìn)一步豐富相關(guān)研究。