摘要：鈉冷反應(yīng)堆中間隔離回路上的蒸汽發(fā)生器傳熱管發(fā)生破裂時，傳熱管內(nèi)高壓蒸汽向液鈉內(nèi)的噴射可能引發(fā)周圍傳熱管的二次失效。針對此現(xiàn)象，本研究開展了鈉池內(nèi)射流沖擊圓管附近的流動換熱實驗研究。在液鈉和不銹鋼圓管展現(xiàn)不同潤濕特性的情況下，獲得了圓管周向的局部空泡份額α及局部換熱特性。在潤濕工況下，隨著與圓管前端沖擊滯止點夾角θ的增大α單調(diào)下降，其下降速率在θ>120°區(qū)域明顯增大；在非潤濕工況下，圓管周向的α基本保持恒定。氣體射流在圓管附近的流動特性與其傳熱特性密切相關(guān)。潤濕工況圓管壁面Nuθ的周向分布與單相氣體射流沖擊圓管結(jié)果一致。非潤濕工況下，氣體在圓管后方駐點處的匯流給圓管上表面周圍流動帶來很大擾動，強化了圓管后駐點附近的換熱。

關(guān)鍵詞：射流沖擊；兩相流動換熱；空泡份額；接觸角

中圖分類號： V435 文獻標識碼：A 文章編號：1674-098X（2015）07（c）-0000-00

1 前言

液鈉具有高導(dǎo)熱系數(shù)，高沸點的優(yōu)良物性和較低的快中子吸收截面，被選為快中子增殖堆的理想冷卻劑。但是鈉冷快堆中間隔離回路上的蒸汽發(fā)生器在傳熱管出現(xiàn)事故破裂時，傳熱管內(nèi)高溫高壓水以臨界流速的蒸汽形式噴射入常壓高溫液鈉中。臨近完好的傳熱管在蒸汽強烈沖擊并伴隨鈉水間化學(xué)反應(yīng)的劇烈放熱環(huán)境下可能會依次破裂，形成傳熱管的二次失效[1]。為了評估鈉冷快堆蒸汽發(fā)生器的安全性，日本原子能機構(gòu)（JAEA）進行了小比例縮放蒸汽發(fā)生器的事故實驗SWAT-1R[2]。由于鈉水反應(yīng)的過程過于復(fù)雜，實驗中所獲取信息有限。水和液體金屬中的氣體自由射流區(qū)域內(nèi)的空泡份額分布已經(jīng)由前人采用電導(dǎo)探針及中子攝像的方法進行測量[3～4]，氣體在液體中射流沖擊圓管的相關(guān)實驗卻鮮有報道。本文將采用惰性氣體氬氣沖擊鈉池內(nèi)水平放置加熱圓管的下表面，獲得無鈉水反應(yīng)時氣體射流沖擊帶來的兩相流動對圓管周向換熱的影響。由于液相與固壁間的潤濕特性對氣-液兩相流動與固壁間的流動及換熱特性有非常大的影響?？紤]到液鈉與不銹鋼管壁間的接觸角隨液鈉溫度提升變化巨大[7]，本文在不同液鈉-管壁潤濕特性下對氣體射流圓管附近的流動換熱特性進行了分析。

2 實驗系統(tǒng)及方法

2.1實驗回路

圖1中給出了氣體鈉池內(nèi)沖擊射流圓管流動換熱實裝置示意圖。液鈉被儲鈉罐外壁電加熱絲升溫融化后，由儲鈉罐頂部沖入的氬氣壓入不銹鋼的液鈉池內(nèi)。液鈉池內(nèi)徑80mm，長1000mm，外壁纏繞電加熱絲使池內(nèi)液鈉維持在恒定工作溫度。外徑為20mm的圓管水平浸入并固定在液鈉中，液面距其上表面約350mm。壓力瓶中的高純氬氣由減壓閥降壓，再經(jīng)預(yù)熱段升溫至工作液鈉溫度后，通過固定在不銹鋼缸筒底部中心處的豎直噴管沖擊圓管底部。其流速由流量控制器調(diào)節(jié)并記錄。氬氣噴管內(nèi)徑3.5mm，噴管軸心正對實驗圓管圓心，噴管出口距圓管下表面25mm。

水及液體金屬中的氣體空泡份額的測量一般采用電導(dǎo)率探針。電導(dǎo)率探針水平布置在距圓管表面2mm處，其前端1mm探測觸頭位于氬氣噴管軸線上。氣體射流沖擊實驗中，以θ=30°間隔將圓管和電導(dǎo)率探針一并旋轉(zhuǎn)，從而得到圓管周向的空泡份額分布。對于換熱實驗，由圓管內(nèi)部加熱絲產(chǎn)生均勻表面熱流密度。管壁外表面的管壁壁溫由鑲嵌在管壁表面上的8根K型熱電偶測量。8根熱電偶以45°間隔均勻分布在圓管周向。實驗裝配過程中，熱電偶探頭截面也正對氬氣噴管軸線。圖1中布置在液鈉缸筒內(nèi)壁附近的熱電偶測量圓管周圍液鈉溫度，布置在豎直噴管出口上游氬氣管道內(nèi)的熱電偶測量預(yù)熱后的氬氣溫度。

圖1 射流沖擊液鈉流動換熱實驗裝置

2.2 不同潤濕特性下的實驗工況

液鈉在不銹鋼表面的接觸角在260℃之前穩(wěn)定在140°，為非潤濕工況。當液鈉溫度超過260℃后，接觸角迅速下降。在300℃時，液鈉在不銹鋼表面的接觸角已經(jīng)低于90°，為潤濕工況。因此，非潤濕條件下的空泡份額及傳熱實驗選取在液鈉溫度低于200℃的工況；潤濕條件下的傳熱實驗選取在液鈉溫度高于300℃的工況。潤濕條件下的空泡份額實驗選取在200℃液鈉中的鍍鎳圓管周圍，以保證電導(dǎo)率探針的工作溫度不能高于其極限溫度270℃。

圖2 液鈉在各種材料表面上的接觸角隨液鈉溫度的變化趨勢[5]

3 空泡份額周向分布特性

由圖3中不同速度的氬氣射流沖擊下圓管附近空泡份額的周向分布可以看出：潤濕工況下，圓管底部射流滯止點處的空泡份額α最高；在滯止點下游，α隨偏離滯止點夾角θ的增大，而逐漸降低。當偏離夾角θ>120°后，α下降速度明顯加快。而在非潤濕工況下，空泡份額α在圓管周向無明顯變化。在圓管迎接射流沖擊的半圓面，即θ<90°時，管壁潤濕特性對靠近壁面2mm處的空泡份額影響不大。

（a） 潤濕工況下空泡份額的周向分布 （b） 非潤濕工況下空泡份額的周向分布

圖3 射流沖擊下圓管附近空泡份額的周向分布

在圖4中進行的水中可視化對比實驗顯示：射流氣體在沖擊圓管下端滯止點后，在浮力及Coanda效應(yīng)[6]驅(qū)使下，夾裹液滴沿管壁向上流動。對于圖4（a）中涂有親水涂層的圓管，氣泡在圓管上部脫離管壁，與壁面液體分離。對于圖4（b）中涂有疏水涂層的圓管，圓管上部未發(fā)生明顯氣泡在脫離管壁現(xiàn)象。圓管兩側(cè)氣泡流在管壁后駐點處交匯后上升。因此，潤濕工況下，鈉池內(nèi)氣體射流所表現(xiàn)出的圓管上部空泡份額迅速下降，表明噴射氣流在圓管上部與壁面周圍液體分離。非潤濕工況下，噴射氣流夾帶鈉滴在圓管上部后駐點附近交匯，圓管周向空泡份額分布基本恒定。

（b） 非潤濕工況

圖4 水中氣體射流沖擊圓柱的可視化兩相流動特性

4 局部換熱系數(shù)周向分布特性

圖5中給出射流沖擊工況下鈉池內(nèi)圓管周向上的局部換熱特性：在圓管下部，氣體射流滯止點位置的局部換熱系數(shù)hθ最高；在滯止點下游，隨偏離滯止點夾角θ的增大，hθ逐漸降低；潤濕工況下，當θ>90°后，hθ基本穩(wěn)定；非潤濕工況下，當θ>90°后，hθ會有明顯的相對提升現(xiàn)象。

圖5 射流沖擊下圓管周向的局部換熱特性

射流沖擊下，氣體夾帶大量液滴直接沖擊圓管下表面，給滯止點附近液鈉帶來強烈的對流，使得圓管下表面處換熱系數(shù)最高。隨偏離夾角θ的增大，氣流在圓管周圍液鈉中所能帶來流動擾動逐漸減弱，換熱系數(shù)下降。對于潤濕工況，由于氣流在圓管上部逐漸脫離管壁處液鈉層，導(dǎo)致氣體射流影響衰弱，換熱系數(shù)基本穩(wěn)定。對于非潤濕工況，圓管兩側(cè)氣流在后駐點附近的交匯帶來圓管上部流動的局部強化，換熱系數(shù)有所回升。

相同射流初始氣體流速下，潤濕工況下的hθ明顯高于非潤濕工況下的hθ。在θ<90°時，兩種工況下相同射流速度時的空泡份額相差不大。由于液鈉與管壁間接觸角的不同，導(dǎo)致在相同的體積空泡份額下，加熱面在潤濕工況下的液鈉的覆蓋面積要大于非潤濕工況?？紤]到液鈉與氬氣間的巨大導(dǎo)熱性能差異，相同空泡份額時氣-鈉兩相流動在潤濕工況下?lián)碛懈玫膿Q熱性能。在θ>90°時，潤濕工況下的氣流在圓管上部脫離壁面，對管壁附近液鈉層擾動減弱。但由于此時壁面附近液鈉份額占絕對優(yōu)勢，圓管上方管壁處仍能保持相對高的換熱性能。在非潤濕工況下，氣流在圓管背后的交匯帶來了局部換熱性能的提升，由于氣相較低的導(dǎo)熱性能使得此時局部換熱系數(shù)的仍低于潤濕工況下的換熱系數(shù)。

為了充分考慮液鈉內(nèi)氣體射流沖擊產(chǎn)生的氣-鈉兩相流動換熱中兩種工質(zhì)間的巨大導(dǎo)熱性能差異，依據(jù)管壁附近的空泡份額分布，可采用有效導(dǎo)熱系數(shù)λeff來衡量兩相流的綜合換熱性能：

（1）

圓管周向的Nuθ數(shù)由該有效導(dǎo)熱系數(shù)，λeff，計算如下：

（2）

在圖6中給出鈉池內(nèi)氣體射流沖擊下圓管周向Nuθ與單相氣體射流沖擊圓管周向Nuθ及鈉池內(nèi)液鈉自然對流下的圓管周向Nuθ的對比：鈉池內(nèi)氣體射流時的Nuθ均高于自然循環(huán)下的Nuθ；潤濕工況下，采用氣-鈉兩相λeff計算得到的Nuθ在圓管周向上的變化趨勢與Rahimi等[7]單相氣體射流沖擊圓管實驗中Nuθ周向變化趨勢基本一致。

圖6 Nuθ在圓管周向上的分布

5 結(jié)論

液鈉與管壁間的潤濕特性對射流沖擊下的流動換熱有顯著影響。在潤濕工況下，由于汽流在圓管上部脫離壁面，導(dǎo)致偏離夾角θ>120°后，圓管周向的空泡份額α迅速下降；非潤濕工況下，汽流繞流圓管并在圓管后方的駐點附近交匯，使得圓管周向α變化不明顯。氣-液鈉兩相流在圓管周向的繞流特性影響著管壁周向換熱變化趨勢。潤濕工況下，采用有效導(dǎo)熱系數(shù)λeff計算得到的圓管周向Nuθ與單相氣體射流圓管周向Nuθ變化趨勢基本一致。而非潤濕工況下，氣體在圓管后方駐點處的匯流給圓管上表面周圍流動帶來很大擾動，強化了圓管后駐點附近的換熱。

參考文獻

[1]Kudoh H.， Nishizaki M.， Sugiyama K.， et al. Thermal hydraulics behavior around a single heated rod with sodium-water reaction （1） [C]. In： 18th International Conference on Nuclear Engineering. Xi'an， China， 2010 May 17-21. ICONE18-29388.

[2]Nishimura M.， Shimoyama K. et al. Sodium-Water Reaction Test to Confirm Thermal Influence on Heat Transfer Tubes， 2003， JNC TN9400 2003-014， Japan Nuclear Cycle Development Institute （JNC）.

[3]Saito Y.， Mishima K.， Tobita Y.， et al. Measurements of liquid-metal two-phase flow by using neutron radiography and electrical conductivity probe[J]， Experment of Thermal and Fluid Science， 2005， 29（3）： 323-330.

[4]Loth E.， Faeth G. M.. Structure of under expanded round air jets submerged in water[J]， International Journal of Multiphas Flow， 1989， 15（4）： 589-603.

[5]Addison C.C. The chemistry of the liquid alkali metals[B]， 1984， Wiley， New York.

[6]Atila P.S.F.， Davi D. M.， Leonardo M. S. L.， et al. Bubble plumes and the Coanda effect[J]， International Journal of Multiphas Flow， 2002， 28（8）： 1293-1310.

[7]Rahimi M.， Owen I.， Mistry J. Heat transfer between an under-expanded jet and a cylindrical surface[J]， International Journal of Heat and Mass Transfer， 2003， 46（17）： 3135-3142.