不同參數(shù)對U型管式蒸汽發(fā)生器倒流影響的實(shí)驗(yàn)研究

劉 浩，馬在勇，姜張銳，唐 瑜，張盧騰，徐建軍，孫 皖，袁德文，潘良明

(1.重慶大學(xué) 低品位能源利用技術(shù)及系統(tǒng)教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，重慶 400044；2.中國核動力研究設(shè)計(jì)院 中核核反應(yīng)堆熱工水力技術(shù)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，四川 成都 610041)

在壓水堆(PWR)核電站中，U型管式蒸汽發(fā)生器(UTSG)承擔(dān)著一、二回路的能量交換和保證一回路壓力邊界完整性的重要功能[1]。Walter等[2]指出：UTSG在不同運(yùn)行參數(shù)下的流動不穩(wěn)定性和倒流臨界分析具有重要意義，因此，在U型管倒流問題中，只有了解不同幾何參數(shù)和熱工參數(shù)對倒流臨界點(diǎn)的影響規(guī)律，才能準(zhǔn)確判斷出倒流臨界點(diǎn)，避免UTSG運(yùn)行過程中出現(xiàn)U型管倒流現(xiàn)象，從而保證UTSG的安全與穩(wěn)定運(yùn)行。

部分學(xué)者開展了不同參數(shù)對U型管倒流臨界特性影響的研究。Kukita等[3]在實(shí)驗(yàn)中發(fā)現(xiàn)當(dāng)一次側(cè)流量減少時(shí)，長管比短管出現(xiàn)倒流現(xiàn)象的時(shí)間更早；Xu等[4]采用數(shù)值計(jì)算在自然循環(huán)工況下研究了入口質(zhì)量流量對UTSG倒流特性的影響，發(fā)現(xiàn)入口初始質(zhì)量流量小的U型管更容易發(fā)生倒流；Jiang等[5]在自然循環(huán)條件下研究了管壁導(dǎo)熱系數(shù)對管內(nèi)倒流臨界的影響，結(jié)果表明，壁面導(dǎo)熱系數(shù)越大，流動穩(wěn)定性越好，倒流臨界點(diǎn)也越小；Bian等[6]采用RELAP5/MOD3.3研究了自然循環(huán)工況下一次側(cè)總流量由高到低和由低到高兩種質(zhì)量流量的加載方式對倒流臨界點(diǎn)的影響；Hao等[7]通過實(shí)驗(yàn)研究發(fā)現(xiàn)，在自然循環(huán)下U型管進(jìn)口溫度升高或二次側(cè)溫度降低的過程中，臨界質(zhì)量流量增加，更容易出現(xiàn)倒流現(xiàn)象，并得出倒流臨界點(diǎn)和UTSG一次側(cè)入口質(zhì)量流量呈線性關(guān)系的結(jié)論；Shen等[8]應(yīng)用小擾動理論，采用數(shù)值計(jì)算的方法分析了二次側(cè)水位高度對UTSG中倒流臨界的影響，并與Chu等[9]的實(shí)驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行了對比驗(yàn)證，結(jié)果表明，當(dāng)UTSG二次側(cè)水位下降時(shí)，倒流臨界流速增大，倒流更容易發(fā)生；儲璽等[10]采用RELAP5/MOD3.3研究二次側(cè)流體溫度和入口含氣率對自然循環(huán)下倒流現(xiàn)象的影響規(guī)律，發(fā)現(xiàn)較高的二次側(cè)壓力可以減少倒流現(xiàn)象，而入口含氣率越高倒流越容易發(fā)生；葉磊等[11]采用RELAP5/MOD3.2對自然循環(huán)工況非對稱U型管的倒流特性進(jìn)行研究，發(fā)現(xiàn)非對稱U型管的下降段與上升段的高度差越大，發(fā)生倒流的U型管數(shù)減少，而自然循環(huán)總流量增加；趙鵬程等[12]利用流量分配程序研究了管長、管高以及一二次側(cè)換熱系數(shù)對UTSG流量分配的影響；唐瑜等[13]研究了不同一次側(cè)入口流量以及不同U型管長度對倒流特性的影響，并得到了一次側(cè)倒流的總流量以及發(fā)生倒流的U型管數(shù)目；Li等[14-15]在瞬態(tài)工況下開展了UTSG倒流特性的研究，在保持恒溫的情況下，逐步升高一回路的質(zhì)量流量，從而使得U型管發(fā)生倒流，結(jié)果表明發(fā)生倒流的U型管對其他U型管產(chǎn)生重大影響，并進(jìn)而導(dǎo)致最高溫度下降約35%。

綜上所述，在低流量強(qiáng)迫循環(huán)條件下，研究不同參數(shù)對倒流臨界點(diǎn)的影響較少。本文通過實(shí)驗(yàn)研究低流量強(qiáng)迫循環(huán)條件下一次側(cè)入口溫度、一回路總流速、電動調(diào)節(jié)閥阻力系數(shù)及二次側(cè)冷卻水流量對3根不同長度U型管倒流臨界點(diǎn)的影響。

1 實(shí)驗(yàn)裝置及實(shí)驗(yàn)方法

1.1 實(shí)驗(yàn)回路

實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)主要由一次側(cè)實(shí)驗(yàn)回路和二次側(cè)實(shí)驗(yàn)回路組成，如圖1所示。一次側(cè)實(shí)驗(yàn)回路的設(shè)計(jì)壓力為2.0 MPa，設(shè)計(jì)溫度為250 ℃，通過預(yù)熱器和加熱段(直流電加熱，最大加熱功率為78 kW)來模擬堆芯釋熱，工質(zhì)為去離子水，并通過氮?dú)夥€(wěn)壓器進(jìn)行穩(wěn)壓，回路流量通過電動調(diào)節(jié)閥和主泵頻率進(jìn)行控制，回路中自然循環(huán)閥的開閉能實(shí)現(xiàn)系統(tǒng)的自然循環(huán)與強(qiáng)迫循環(huán)的切換，實(shí)驗(yàn)本體為回路冷端，通過3根U型管將熱量傳遞給二次側(cè)，沿程布置有各種測量儀表，以監(jiān)測一次側(cè)回路參數(shù)變化。二次側(cè)實(shí)驗(yàn)回路主要由冷卻塔、冷卻水箱、冷卻水泵、流量計(jì)和閥門組成。二次側(cè)回路冷卻能力與一次側(cè)回路加熱功率相匹配，保證一次側(cè)回路能夠達(dá)到熱力平衡狀態(tài)。

圖1 實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)示意圖Fig.1 Schematic of experiment system

1.2 實(shí)驗(yàn)段

圖2 實(shí)驗(yàn)段本體示意圖Fig.2 Schematic of experiment section nonmenon

實(shí)驗(yàn)段本體如圖2所示，內(nèi)部有3根不同長度的U型管(分別為6.605 m、7.225 m、7.825 m)，排列在同一平面內(nèi)，最短管在最內(nèi)側(cè)，最長管在最外側(cè)。在一次側(cè)進(jìn)出口腔室的3根U型管處各設(shè)置3個溫度測點(diǎn)和壓力測點(diǎn)，以獲得U型管進(jìn)出口壓力、溫度及壓差；U型管中部各設(shè)置1個溫度測點(diǎn)，進(jìn)一步獲得U型管溫度的變化；在二次側(cè)箱體的上、中、下3個位置設(shè)置溫度測點(diǎn)，以監(jiān)測二次側(cè)冷卻水溫度的變化。

實(shí)驗(yàn)回路采用的壓差流量計(jì)測量相對誤差為0.074%，實(shí)驗(yàn)段進(jìn)出口壓差變送器的測量相對誤差為0.05%，實(shí)驗(yàn)回路采用的T型鎧裝熱電偶和實(shí)驗(yàn)段采用的N型鎧裝熱電偶測量誤差±0.5 ℃，實(shí)驗(yàn)回路采用的孔板流量計(jì)精度為1級，實(shí)驗(yàn)段采用的超聲波流量計(jì)測量相對誤差為0.05%。

1.3 實(shí)驗(yàn)工況及方法

實(shí)驗(yàn)工況范圍列于表1。實(shí)驗(yàn)過程中主要通過以下方法在低流量強(qiáng)迫循環(huán)條件下尋找倒流臨界點(diǎn)。

表1 實(shí)驗(yàn)工況范圍Table 1 Range of experiment operating condition

1) 保持U型管進(jìn)口溫度和電動調(diào)節(jié)閥阻力系數(shù)(閥門開度)一定，在緩慢降低流量的過程中，尋找U型管倒流臨界點(diǎn)。再將一次側(cè)入口溫度調(diào)整至其他溫度，從而獲得U型管進(jìn)口溫度與臨界流速的關(guān)系曲線。

2) 保持回路總流量與U型管進(jìn)口溫度一定，在緩慢增加電動調(diào)節(jié)閥阻力系數(shù)(減小閥門開度)的過程中，尋找U型管倒流臨界點(diǎn)。再通過主泵將回路中總流量調(diào)整至其他流量，從而獲得回路總流量與倒流臨界點(diǎn)入口溫度的關(guān)系曲線。

3) 保持回路總流量和電動調(diào)節(jié)閥阻力系數(shù)(閥門開度)一定，在緩慢增加加熱功率的過程中，尋找U型管倒流臨界點(diǎn)。再將電動調(diào)節(jié)閥調(diào)整至其他開度，從而獲得電動調(diào)節(jié)閥阻力系數(shù)與臨界流速的關(guān)系曲線。

2 回路阻力分析

在進(jìn)行實(shí)驗(yàn)前，首先進(jìn)行冷態(tài)工況實(shí)驗(yàn)，以了解實(shí)驗(yàn)回路阻力特性。回路總阻力系數(shù)主要分為回路局部阻力系數(shù)和沿程阻力系數(shù)。而回路總阻力系數(shù)通過泵前后壓差進(jìn)行計(jì)算，沿程阻力系數(shù)和其他局部阻力系數(shù)(除電動調(diào)節(jié)閥阻力系數(shù))通過經(jīng)驗(yàn)關(guān)系式進(jìn)行計(jì)算，電動調(diào)節(jié)閥阻力系數(shù)由回路總阻力系數(shù)減去沿程阻力系數(shù)和其他局部阻力系數(shù)得到。

回路總Re、總阻力系數(shù)、沿程阻力系數(shù)、局部阻力系數(shù)和電動調(diào)節(jié)閥阻力系數(shù)隨閥門開度的變化如圖3、4所示。由圖3a可知，不同泵頻率下，回路總Re的差異較大，在相同的泵頻率下，當(dāng)閥門開度大于30%時(shí)，回路總Re的變化隨閥門開度的變化并不明顯，只有當(dāng)閥門開度小于30%時(shí)，回路總Re隨著閥門開度的減小而減小。其中，回路總Re定義為Re=uDe/ν，其中u為一次側(cè)回路平均流速，De為當(dāng)量直徑，ν為運(yùn)動黏度。在冷態(tài)情況下，通過調(diào)節(jié)閥門開度獲得如圖3b所示不同主泵頻率下回路總阻力系數(shù)隨閥門開度的變化。由圖3b可發(fā)現(xiàn)，當(dāng)閥門開度小于30%后，閥門開度對回路阻力的影響開始顯著，此時(shí)電動調(diào)節(jié)閥的阻力占整個回路阻力的比重開始顯著增大。通過計(jì)算獲得了如圖3b和圖4所示不同主泵頻率下回路沿程阻力系數(shù)和回路局部阻力系數(shù)隨閥門開度的變化。用回路總阻力系數(shù)減去回路沿程阻力系數(shù)和回路局部阻力系數(shù)，獲得如圖4所示電動調(diào)節(jié)閥阻力系數(shù)隨閥門開度的變化，即電動調(diào)節(jié)閥阻力特性曲線。

圖3 回路總Re、總阻力系數(shù)及沿程阻力系數(shù)隨閥門開度的變化Fig.3 Total Reynolds number, total resistance coefficient of loop and frictional resistance coefficient of loop vs. valve opening

3 實(shí)驗(yàn)參數(shù)影響分析

本文分別研究分析了一次側(cè)入口溫度、一回路總流速、電動調(diào)節(jié)閥阻力系數(shù)及二次側(cè)冷卻水流量對倒流臨界點(diǎn)的影響。

圖5示出系統(tǒng)壓力為1 MPa、二次側(cè)冷卻水流量為37 t/h、電動調(diào)節(jié)閥阻力系數(shù)分別為766.81和331.05(開度分別為13.5%和14.7%)時(shí)一次側(cè)入口溫度對倒流臨界的影響。由圖5可知，倒流臨界流速隨一次側(cè)入口溫度的升高而增大。這主要是因?yàn)殡S著一次側(cè)入口溫度的增加，一二次側(cè)溫差也不斷增加，因此換熱量隨溫差的增大而增加。因此重位壓降會隨一次側(cè)入口溫度的增加而增加，由一次側(cè)入口溫度變化引起的黏度變化進(jìn)而影響到摩擦阻力，但對摩擦阻力的影響較小，所以臨界流速隨一次側(cè)入口溫度的上升而增大。另外，電動調(diào)節(jié)閥阻力系數(shù)為766.81和331.05時(shí)，相同一次側(cè)入口溫度下倒流臨界流速較為接近；一次側(cè)入口溫度較高時(shí)，倒流臨界流速增加較快。

圖4 回路局部阻力系數(shù)及電動調(diào)節(jié)閥阻力系數(shù)隨閥門開度的變化Fig.4 Local resistance coefficient of loop and resistance coefficient of electric regulating valve vs. valve opening

圖6示出系統(tǒng)壓力為1 MPa、二次側(cè)冷卻水流量為37 t/h、電動調(diào)節(jié)閥阻力系數(shù)分別為766.81和331.05(開度分別為13.5%和14.7%)時(shí)一回路總流速對倒流臨界的影響。由圖6可見，隨著一回路總流速的增大，發(fā)生倒流時(shí)的U型管入口溫度也逐漸增大，且兩者大致呈線性關(guān)系。這主要是因?yàn)楫?dāng)一回路總流速增大后，要達(dá)到倒流臨界工況就需提高驅(qū)動壓降，即增大流體密度差，從而使得發(fā)生倒流時(shí)的U型管入口溫度增大，進(jìn)而使一二次側(cè)溫差也不斷增加，換熱量也隨之增加，因此重位壓降增大，導(dǎo)致倒流臨界流速增加。從圖5、6可知，相同條件下，電動調(diào)節(jié)閥阻力系數(shù)為766.81和331.05時(shí)，倒流臨界流速的變化并不顯著。

圖5 一次側(cè)入口溫度對倒流臨界流速的影響Fig.5 Effect of primary side inlet temperature on reverse flow critical velocity

圖7示出系統(tǒng)壓力為1 MPa、二次側(cè)冷卻水流量為17 t/h、一次側(cè)入口溫度為145.5 ℃時(shí)電動調(diào)節(jié)閥阻力系數(shù)對倒流臨界的影響。由圖7可知，對于不為零的電動調(diào)節(jié)閥阻力系數(shù)，隨電動調(diào)節(jié)閥阻力系數(shù)的增大，倒流臨界流速增大，增加的幅度減小，這說明回路阻力越大，U型管內(nèi)流體越容易發(fā)生倒流。從整體來說，電動調(diào)節(jié)閥阻力系數(shù)的變化對倒流臨界點(diǎn)的影響并不顯著。實(shí)驗(yàn)發(fā)現(xiàn)，當(dāng)電動調(diào)節(jié)閥阻力系數(shù)為零時(shí)，實(shí)驗(yàn)中觀察到了顯著的流量脈動現(xiàn)象，脈動導(dǎo)致倒流臨界流速突然增大。

圖6 一回路總流速對倒流臨界點(diǎn)入口溫度和倒流臨界流速的影響Fig.6 Effect of primary side total flow velocity on inlet temperature at reverse flow critical point and reverse flow critical velocity

圖7 電動調(diào)節(jié)閥阻力系數(shù)對倒流臨界流速的影響Fig.7 Effect of electric regulating valve resistance coefficient on reverse flow critical velocity

圖8 二次側(cè)冷卻水流量對倒流臨界流速的影響Fig.8 Effect of secondary side flow rate on reverse flow critical velocity

圖8示出系統(tǒng)壓力為1 MPa、一次側(cè)入口溫度為145.5 ℃、電動調(diào)節(jié)閥阻力系數(shù)為331.05(開度為14.7%)時(shí)二次側(cè)冷卻水流量對倒流臨界的影響。由圖8可知，在本實(shí)驗(yàn)工況下，二次側(cè)冷卻水流量對倒流臨界的影響很小，倒流臨界流速隨二次側(cè)冷卻水流量的增大而緩慢下降。這是因?yàn)槎蝹?cè)冷卻水流量增加會使二次側(cè)換熱系數(shù)增大從而增大換熱量，而管中重位壓降受到換熱量增加的影響相對較弱，對流換熱熱阻主要集中在管壁和一次側(cè)，限制對流換熱效果的因素為一二次側(cè)溫差等，因此換熱量增加時(shí)，造成管內(nèi)流動阻力的增加大于其重位壓降的增加，因此倒流臨界流速會緩慢下降。

4 結(jié)論

本文通過實(shí)驗(yàn)研究了一次側(cè)入口溫度、一回路總流速、電動調(diào)節(jié)閥阻力系數(shù)及二次側(cè)冷卻水流量對U型管倒流臨界點(diǎn)的影響，在本實(shí)驗(yàn)工況下得出以下結(jié)論。

1) 隨一次側(cè)入口溫度的增加，一二次側(cè)溫差增大導(dǎo)致?lián)Q熱量增加，重位壓降的影響強(qiáng)于流動阻力的影響，因此倒流臨界流速增大，且兩者呈現(xiàn)線性關(guān)系；

2) 隨一回路總流速的增大，倒流時(shí)U型管入口溫度逐漸增大，因此一二次側(cè)溫差增大導(dǎo)致?lián)Q熱量增加，使得重位壓降增加，進(jìn)而使得倒流臨界流速增加，且兩者同樣呈現(xiàn)出線性關(guān)系；

3) 當(dāng)電動調(diào)節(jié)閥阻力系數(shù)不是很小時(shí)，隨電動調(diào)節(jié)閥阻力系數(shù)的增大，倒流臨界流速增大，但當(dāng)電動調(diào)節(jié)閥阻力系數(shù)增加到一定程度時(shí)，這種增加趨勢變緩，從整體來看電動調(diào)節(jié)閥阻力系數(shù)對倒流臨界點(diǎn)的影響并不顯著；

4) 由于二次側(cè)冷卻水流量增加會使二次側(cè)換熱系數(shù)增大從而增大換熱量，而重位壓降的增加小于管內(nèi)流動阻力的增加，倒流臨界流速緩慢下降。

實(shí)際上，在低流量強(qiáng)迫循環(huán)條件下，隨著一次側(cè)入口溫度越小以及二次側(cè)流量越大，蒸汽發(fā)生器一次側(cè)平均溫度越小，倒流臨界流速越小，因此，減小一次側(cè)平均溫度能在一定程度上降低蒸汽發(fā)生器中流體發(fā)生倒流的風(fēng)險(xiǎn)。