帶定位格架棒束通道兩相流相界面輸運特性

任佳星, 王若好, 王方東, 喬守旭, 韋宏洋, 譚思超, 高璞珍

(哈爾濱工程大學 黑龍江省核動力裝置性能與設備重點實驗室,黑龍江 哈爾濱 150001)

壓水堆的燃料組件由帶定位格架的棒束組成,除支撐和定位燃料組件外,定位格架對增強冷卻劑攪混,強化換熱和提高安全性等方面起到重要作用[1]。當反應堆處于正常運行過冷沸騰和事故工況下,燃料組件內部會形成氣液兩相流動,受壓力、相變、對流及局部效應等的影響,氣液兩相間交界面的形狀、尺度等會隨流動發生變化,導致空泡份額、相界面濃度和相間漂移速度等參數發生變化,從而影響兩相間的傳熱傳質及相間阻力特性[2]。傳統的兩相流的計算方法通常從兩相流宏觀現象出發[3],根據不同的相界面特征劃分不同的流型,針對各種流型分別開展實驗研究并基于流道的平均實驗數據建立各參數的預測模型[4]。在使用過程中,首先根據流動工況確定流型,進而根據流型選擇不同的空泡份額及相界面濃度等參數的預測關聯式,RELAP5、TRACE及COBRA-TF等核電系統分析程序均采用這種計算方法。實際兩相流的相界面結構隨流動的發展始終在發生改變[5],氣泡受相間作用力的影響會發生破裂、聚合等現象并引起流型的轉變,而采用基于流型的預測方法一般使用單一流型的預測關聯式進行完整模型的計算,無法考慮流型轉變引入的預測偏差。因此有必要對兩相流相界面結構的沿程變化進行研究,獲得其動態變化特性,促進對現有靜態預測模型的評價與改進。

本文對帶定位格架的5×5棒束通道空氣-水兩相流開展實驗研究,獲得氣液兩相相界面結構參數的截面分布規律及軸向演化規律;基于截面分布數據進行面積平均獲得其一維輸運特性;并分析定位格架及氣相表觀流速對相界面結構輸運的影響。

1 棒束通道兩相流實驗系統

1.1 實驗回路

本文所采用的實驗回路如圖1所示,在5×5棒束通道豎直向上兩相流實驗中,水泵驅動水箱中的去離子水經過濾器后,分兩路進入氣泡發生器及豎直實驗段,經氣水分離器進行氣水分離后回到水箱。一體式空壓機產生壓縮空氣儲存于容積300 L的壓縮空氣罐,壓縮空氣經電磁閥進入氣泡發生器,進而進入實驗段及氣水分離器,最終排入大氣。

注:1.空氣壓縮機,2.干燥器,3.空氣過濾器,4.氣罐,5.減壓閥,6.質量流量控制器,7.給水,8.給水過濾器,9.水箱,10.離心泵,11.過濾器,12.電磁流量計,13.分流器,14.氣泡發生裝置,15.電導探針測量系統,16.定位格架,17.光學測量系統,18.多段壓差測量系統,19.實驗本體,20.數據采集系統,21.計算機終端,22.氣水分離器。圖1 棒束通道兩相流實驗系統Fig.1 Schematic diagram of the experimental system

實驗段的結構圖如圖2所示,實驗段總長1 500 mm,為三段拼接式結構,每段長500 mm,圍成截面為66.1 mm×66.1 mm的正方形內流道,棒的直徑為9.5 mm,棒間距為12.6 mm,內置帶攪混翼的定位格架,如圖2(c)所示,其由條帶、鋼凸、彈簧及攪混翼片組成。在實驗段上布置多個探針測量窗口,可以固定電導探針,并通過調整探針在流道內部的相對位置實現對流道徑向相界面參數的測量。

圖2 棒束通道實驗本體結構Fig.2 Schematic diagram of rod bundle channel test section

1.2 測量設備

液相體積流量采用OPTIFLUX 2000電磁流量計進行測量,其量程為90.5 m3/h,不確定度為0.3%?？諝饬髁坎捎肧evenstar D07-23F型質量流量計測量,其量程為30 SLM,不確定度為滿量程值的±1.5%。壓力和差壓采用Rosemount 3051CD差壓變送器測量,其量程為50 kPa,精度等級為0.075級。

兩相流氣相參數的測量采用如圖3所示的自制4頭電導探針進行測量,4頭電導探針的測量面積約為0.2×0.2 mm2,上下游探針間距約為1.5 mm。探針尖端最小尺寸為50 μm左右,因此,探針對氣泡上游界面的侵入效應影響較小。

圖3 電導探針測量窗口Fig.3 The conductivity probe measurement window

(1)

式中:T為測量時間;Nb為氣泡數量;Δtg,j為第j個氣泡在探針尖端的停留時間。

(2)

式中:Δs為2個探針在主流方向上的軸向距離;tdelay, j為第j個氣泡與上下游探針作用的時間差;Neff為4個探針同時記錄到的有效氣泡信號數。

(3)

式中:vi和ni分別為第j個界面的界面速度和界面單位法向量;N為時間間隔T內通過的相界面數。

2 實驗工況及測量方法

2.1 實驗工況

為研究棒束通道兩相流的相界面結構輸運特性,選取4個泡狀流實驗工況開展實驗,分別在40.4Dh、68.1Dh、79.3Dh及90.5Dh處使用4頭電導探針進行測量,獲得空泡份額、氣泡速度、相界面濃度、平均索特直徑及氣泡頻率等參數的截面分布。水的表觀流jf為0.7 m/s,實驗工況的大氣壓下空氣的表觀流速具體如表1所示。68.1Dh位置處的流動工況在流型圖上的分布如圖4所示。

表1 實驗工況表Table 1 Measurement conditions

圖4 定位格架上下游兩相流流型圖Fig.4 Upstream and downstream flow regimes of rod bundle channel with a spacer grid

圖5 探針測量點布置Fig.5 Probe measurement points arrangement

圖6 探針氣相速度及氣體流量計測量結果對比Fig.6 Comparison of gas-phase velocity measured by conductivity probe and flow meter

2.2 測量方法

在定位格架下游,氣液兩相流體受到強烈的攪混作用,相界面結構參數分布發生變化,需要增加測量點以提高實驗精度。采用如圖 5所示的測量點布置方式,包含了中心子通道、邊通道以及棒壁面邊緣處流道中心位置在內的21個測量點。同時,為了獲得足夠多的有效氣泡數量,使用電導探針在每個測點以50 kHz的采樣頻率持續測量至少60 s。

2.3 測量精度驗證

為了實現對電導探針測量精度的驗證,本文采用電導探針測得的氣泡速度的一維截面平均值與氣體流量計的測量值進行對比。由于僅獲得了棒束通道內一條直線上的參數值,選用Paranjape[8]和任全耀[9]的截面平均方法,假設相界面參數的分布滿足冪函數分布,積分得到一維截面參數平均值。

如圖 6所示,<αvg>表示基于空泡份額加權的一維氣泡速度截面平均值,z表示z截面上壓力計算得到的氣體流速的截面平均值,實驗得到的工況數據絕大部分處于20%誤差線以內,因為入口條件,僅在40.4Dh處的2組工況誤差較大。

Wu等[10]將4探頭電導探針測量的氣泡分為Group-Ⅰ(球形氣泡和變形氣泡)和Group-Ⅱ(帽狀氣泡、泰勒氣泡和攪混氣泡)2類,本文所選工況皆為泡狀流,對應為Group-Ⅰ類氣泡。圖 7給出了40.4Dh處不同氣相流速下,氣泡頻率和空泡份額的徑向分布,其中橫坐標x表示探針測量點距離左壁面的距離,淺矩形陰影表示燃料棒所在位置。

如圖7(a)所示,工況1條件下,總體上球形氣泡與變形氣泡的數量相差不大,棒束壁面附近球形氣泡較多。隨著氣相速度的增大,中心棒兩側子通道中心處變形氣泡較多,棒束壁面附近球形氣泡較多且差值變大。如圖7(b)所示,增大氣相流速,總空泡份額增大,且變形氣泡空泡份額所占的比值增大。由于氣相流體是由本體底部中心處圓柱形多孔介質產生,在距離入口處較近時,大氣泡沒有充分流動、擴散出去,聚集在通道中心的子通道中,導致相界面參數的分布與冪函數分布相差較大,計算得到的截面平均參數的誤差增大。計算全部截面工況的平均誤差為±20.85%,定位格架下游截面的平均誤差為±13.57%,說明4探頭電導探針的測量結果較為合理。

圖7 定位格架上游不同氣相表觀流速下相界面參數對比Fig.7 Comparison of interfacial parameters under different superficial gas velocities upstream of the spacer grid

3 相界面結構輸運特性分析

利用4探頭電導探針對棒束通道內各截面的典型工況進行測量,分析空泡份額α,相界面濃度ai、氣泡速度vg、平均索特直徑Dsm和氣泡頻率f等相界面參數的徑向分布特性與一維軸向演化特性,并且分析氣相流速對相界面參數分布的影響。

3.1 局部相界面結構沿程變化

圖8給出了工況2(jf=0.7 m/s和jg,atm=0.05 m/s)在40.4Dh、68.1Dh、79.3Dh和90.5Dh處空泡份額、相界面濃度、氣泡速度和平均索特直徑的徑向分布,其中40.4Dh處位于定位格架上游充分發展段,其余截面位于格架下游。在定位格架上游,流動未受到攪混作用的影響,相界面結構參數呈對稱分布。如圖 8(a)和(b)所示,格架上游處空泡份額和相界面濃度的局部峰值在棒壁面邊緣附近得到,在子通道中心處取得最小值,此種分布類型即為“壁峰型”分布[11],經判別本文所選全部工況皆為“壁峰型”分布。

圖8 工況2相界面結構參數徑向分布演化Fig.8 Development of radial profile of interfacial parameters for condition 2

氣泡在流動過程中所受的橫向力主要有指向壁面的升力[12]、促使氣泡遠離壁面的壁面(潤滑)力[13]及湍流耗散力[14]等,其合力即為氣泡受到的凈橫向力,在其影響下,在流動過程中氣泡向壁面處移動,導致棒壁面附近的空泡份額增大。在泡狀流條件下,由于氣泡尺寸較小,形狀較為規則,空泡份額和相界面濃度近似呈線性分布,相界面濃度也隨之增大。

如圖 8(c)和(d)所示,氣泡速度和平均索特直徑沿徑向分布相對穩定。氣泡速度的分布與空泡份額相反,在子通道中心處取得峰值,這主要是由于氣泡在壁面處聚集引起速度降低導致的。受到入口條件的影響,變形氣泡聚集在子通道中心處,導致平均索特直徑的峰值不明顯,在整個截面中心附近較大,截面兩側壁面附近較小。

圖9所示為定位格架上下游流動結構,可以看出,兩相流體經過定位格架之后,受到了定位格架的攪混作用、剪切作用、壓降作用等因素的綜合影響,使得相界面結構參數發生了一定變化[15]。如圖 8(a)和(b)所示,空泡份額以及相界面濃度的峰值均發生了偏移,壁面處峰值降低,氣泡存在向子通道中心處聚集的趨勢,這主要是由于定位格架引起了流體的橫向移動造成。

圖9 工況2定位格架上下游流動結構圖Fig.9 Flow structure in the upstream and downstream of spacer grid for condition 2

圖10 不同氣相表觀流速相界面結構參數徑向分布對比Fig.10 Comparison of radial profile of interfacial parameters under different superficial gas velocities

圖11 相界面結構參數截面平均值一維軸向演化Fig.11 One-dimensional development of averaged interfacial parameters

如圖8(c)和(d)所示,氣泡速度的徑向分布變化不明顯,但是平均索特直徑的分布受到了較大的影響。在68.1Dh處,流體經過格架后,氣泡尺寸顯著減小,并且在子通道中心處出現了較為明顯的局部最小值,這與格架上游存在明顯差異。這是主要是由于定位格架對氣泡的剪切導致氣泡的整體尺寸減小,原子通道中心處的變形氣泡被切割后轉變為尺寸較小的球形氣泡,入口條件的影響被削弱。此位置處平均索特直徑變為典型“壁峰型”分布特點,即平均索特直徑在棒壁面附近存在局部峰值,在子通道中心存在局部最小值。這種現象也印證了氣泡在棒壁面處聚集的判斷,正是因為氣泡的聚集合并導致了氣泡尺寸的增大。

在90.5Dh處,氣泡經過定位格架后發展了一段距離,由于液相湍流和升力的綜合作用,氣泡的整體尺寸增大,棒壁面間隙處氣泡尺寸相對減小,大氣泡存在向子通道中心處移動的趨勢,這是因為隨著氣泡在棒壁面間隙處聚集,減小了附近的流道面積,液相流體的速度梯度發生改變,升力方向轉變為指向子通道中心處導致的。

3.2 氣相表觀流速對相界面結構的影響

為探究氣相表觀流速對相界面結構分布的影響,圖 10所示為各工況下定位格架下游L/Dh=68.1,jf=0.7 m/s處相界面結構參數徑向分布的對比。在泡狀流條件下,氣相流速較小,湍流導致的氣泡破裂,氣泡聚合發生的概率較小。隨著氣相表觀流速的增大,相界面結構參數仍保持“壁峰型”分布特性。由于氣泡的頻率和尺寸增大,空泡份額和相界面濃度的分布相似且均有所增大。氣泡速度總體上比較穩定,由于氣相離散,液相連續,隨氣相表觀流速的增大有減緩增大趨勢,氣泡速度主要受液相的速度影響。與此同時,由于氣泡速度增大而液相速度不變,導致氣液兩相的相對速度增大,升力的作用導致α和ai通道中心處的峰值更加明顯。

3.3 一維相界面參數分布特性

為了研究5×5棒束通道內相界面參數的一維分布特性,對各工況下各截面處的相界面參數α、ai、vg和Dsm分別取面積平均值得到〈α〉、〈ai〉、〈vg〉和〈Dsm〉,并將其繪制于圖 11中,jf為0.7 m/s。

定位格架對氣泡的作用主要可以分為湍流漩渦導致的氣泡聚集和攪混翼片、剛凸和彈簧對氣泡的剪切導致的氣泡破裂2類,共同作用在氣泡上并產生相反的結果。當漩渦導致的氣泡聚集占優勢時,氣泡尺寸增大,向子通道中心聚集;當剪切導致的氣泡破裂占優勢時,氣泡被切割成小氣泡并向壁面處聚集。本文所選工況下,并未存在占絕對優勢的一類作用,故相界面參數的分布特性需要同時考慮2種作用的影響。

如圖 11(a)所示,經過定位格架后,空泡份額有所降低,結構的差異主要是因為定位格架的橫向作用力導致氣泡向子通道中心方向聚集,但是沒有在子通道中心處形成峰值,根據本文選取的截面平均方法,其峰值所在位置并未被用來計算截面平均值,導致〈α〉偏小。但是由圖 11(a)所示,經過定位格架后空泡份額是存在增大的趨勢的,這是由于定位格架的攪混作用導致其下游形成壓降區,造成氣泡在壓降區內聚集引起的。經過定位格架作用區,隨著流動的發展,壓強的減小導致氣泡膨脹,〈α〉逐漸增大,圖 11(d)中經過定位格架后〈Dsm〉的增大也證明了該觀點。

如圖 11(b)所示,經過定位格架后,相界面濃度顯著升高,這主要是因為定位格架對氣泡的剪切作用所導致的,圖 9直觀地展現了氣泡流經定位格架后氣泡尺寸的減小及數量的增加,這都將導致相界面濃度的升高。經過定位格架作用區后,隨著流動的發展,定位格架導致的湍流作用減弱,氣泡的聚合大于破裂,氣泡的尺寸增大但相界面濃度降低。

如圖 11(c)所示,經過定位格架后,氣泡速度的徑向分布變化不大,但是〈vg〉有所降低,這是由于定位格架產生的壓降區導致的,氣泡在此區域內聚集,氣泡發生橫向移動,氣泡沿主流方向的速度降低。經過定位格架作用區后,隨著流動的發展,氣泡速度重新增大,并在較小的范圍內波動。

4 結論

1)在5×5棒束通道內,由于燃料組件的存在,受升力等橫向作用力的綜合作用,展平了通道的中心峰,相界面結構參數的徑向分布呈波峰波谷交替出現的形式。

2)定位格架對相態分布的影響主要受湍流漩渦聚集和格架剪切破裂的綜合作用,二者產生的作用結果相反,對不同工況需要具體分析。

3)定位格架下游會形成壓降區,在壓降區內部相界面結構參數的分布發生劇烈變化,流經壓降區后,隨著流動的發展,定位格架的影響逐漸減弱,相界面參數分布逐漸恢復。