侯曉凡, 孫中寧, 孫秋南, 范廣銘, 雷文靜

(1. 哈爾濱工程大學 核安全與仿真技術國防重點學科實驗室，黑龍江 哈爾濱 150001； 2. 哈爾濱工程大學 動力與能源工程學院，黑龍江 哈爾濱 150001)

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開式自然循環(huán)系統(tǒng)中間歇噴泉流動的實驗研究

侯曉凡1, 孫中寧1, 孫秋南2, 范廣銘1, 雷文靜1

(1. 哈爾濱工程大學 核安全與仿真技術國防重點學科實驗室，黑龍江 哈爾濱 150001； 2. 哈爾濱工程大學 動力與能源工程學院，黑龍江 哈爾濱 150001)

摘要：為了研究開式自然循環(huán)系統(tǒng)中間歇噴泉流動的形成機理和流動特性，采用實驗研究和熱平衡分析的方法進行了實驗研究。結果表明，產生間歇噴泉的主要原因是加熱功率與孕育期內自然循環(huán)輸熱能力不匹配，導致加熱段出口處出現(xiàn)熱力不平衡的局部過熱現(xiàn)象，而過冷沸騰汽泡聚集形成的彈狀流又為出口引入較強擾動，導致局部過熱區(qū)域發(fā)生閃蒸，進而誘發(fā)間歇噴泉。另外實驗結果還顯示，功率密度、自然循環(huán)流速和出口阻力等因素均對間歇噴泉的發(fā)生區(qū)域具有重要影響。根據間歇噴泉的物理過程，提出新的沸騰延遲時間計算方法來對其振蕩周期進行預測，預測效果較好。

關鍵詞：開式自然循環(huán)；間歇噴泉；實驗研究；流型轉變；噴泉區(qū)域；熱平衡分析；沸騰延遲時間

網絡出版地址：http://www.cnki.net/kcms/detail/23.1390.u.20160304.0824.002.html

近年來，自然循環(huán)在能源、化工及核動力等領域得到廣泛應用，特別是開式自然循環(huán)系統(tǒng)，由于其具有結構回路簡化等特點，被應用于一些反應堆非能動安全系統(tǒng)的設計中[1]。而流動不穩(wěn)定是影響自然循環(huán)系統(tǒng)設計與安全運行的重要因素[2-3]。研究表明，開式自然循環(huán)系統(tǒng)啟動過程會經歷多種流動不穩(wěn)定，間歇噴泉流動是其中重要的不穩(wěn)定類型之一[4]。間歇噴泉發(fā)生時，汽彈從加熱段出口周期性地涌出，隨即在非加熱通道內被冷凝，從而誘發(fā)間歇性流量振蕩[5]。冷凝過程導致局部負壓，引發(fā)系統(tǒng)流體的快速回流而發(fā)生水錘沖擊，水錘可能導致管路系統(tǒng)結構的損壞[5]，因此有必要對間歇噴泉進行深入的研究。目前針對間歇噴泉的研究較少，且多集中于強迫循環(huán)或加熱段下端封閉的管路系統(tǒng)[6-9]，而對于自然循環(huán)系統(tǒng)的研究并不充分。本文則針對開式自然循環(huán)系統(tǒng)中的間歇噴泉流動進行了實驗研究。

1實驗裝置

實驗裝置如圖1所示，由加熱段、自然循環(huán)回路和數據采集系統(tǒng)等部分組成。加熱段為Φ38 mm的不銹鋼管段，有效換熱長度為2 m；對于自然循環(huán)回路， 冷卻水從高位水箱流出后，在加熱管內被鍋爐產生的飽和蒸汽加熱，然后在冷熱段密度差作用下，流經可視化的水平段和上升段后，最終流回高位水箱?；氐剿涞牧黧w經過汽水分離后，氣相直接排放至大氣，液相繼續(xù)參與自然循環(huán)。水箱內裝有盤管冷卻裝置，用于維持和調節(jié)傳熱段的入口水溫。

為了觀測間歇噴泉時系統(tǒng)的熱工水力特性，實驗裝置在加熱段出入口和上升段等位置多處布置溫度、壓力測點，其中冷卻水溫度由1級的鎧裝鎳鉻-鎳硅熱電偶進行測量，冷卻水壓力由0.1級的壓力傳感器測量，飽和蒸汽流量和自然循環(huán)流量分別由0.5級的渦街流量計和0.2級的電磁流量計測量。各測量儀表的準確性均經過專門的標定。同時，在水平可視化段處采用高速攝影裝置對間歇噴泉時水平段內的流動過程進行記錄。

實驗時，觀察不同加熱功率和加熱段入口溫度等參數下的間歇噴泉現(xiàn)象，并采集該過程系統(tǒng)各測點的溫度和壓力變化。系統(tǒng)的加熱功率通過控制管外的飽和蒸汽壓力進行調節(jié)，熱負荷通過蒸汽冷凝的換熱量進行計算；冷卻水入口溫度通過調節(jié)盤管冷卻裝置的流量進行調節(jié)。

圖1　實驗回路示意圖Fig.1　Sketch of experimental loop

2實驗現(xiàn)象及討論

2.1加熱段出口空泡份額的計算方法

研究表明[3]，循環(huán)系統(tǒng)中的間歇噴泉流動由過冷沸騰所引發(fā)，因此采用Saha&Zuber推薦的輕度過冷沸騰區(qū)域空泡份額計算方法[10]對加熱段出口的空泡份額進行計算。首先利用Saha&Zuber模型迭代計算，得到加熱段內過冷沸騰汽泡脫離壁面點的熱平衡含氣率xB，即

(1)

(2)

式中:CP為當地定壓比熱,q″為加熱段熱流密度,De為當量直徑,kf為當地導熱系數,G為質量流速,ifg為氣化潛熱。

(3)

計算加熱段出口處的真實含氣率xT：

(4)

最后，根據漂移流模型計算加熱段出口處的截面含氣率：

(5)

2.2實驗結果及分析

圖2給出了典型間歇噴泉工況下，加熱段出口溫度、壓力、空泡份額和自然循環(huán)流量的時序變化曲線。根據圖中參數變化規(guī)律及可視化的實驗現(xiàn)象，將間歇噴泉流動過程分為孕育期(a)、噴發(fā)期(b)和恢復期(c)3個階段。孕育期內(高入口過冷度工況下為孕育期晚期)，加熱段出口已經發(fā)生過冷沸騰(由空泡份額大于零以及流量曲線呈現(xiàn)小幅震蕩可知)，此時冷卻水輸熱能力與加熱功率間存在不匹配，導致出口處溫度及空泡份額持續(xù)小幅地增加。另外由于過冷沸騰產生的汽泡體積較小，且主流過冷度較高，導致汽泡脫離壁面后被快速冷凝，故而加熱段出口壓力基本保持穩(wěn)定，水平可視化段沒有觀察到汽泡從加熱段流出的現(xiàn)象。

空泡份額增加至臨界值時(不同工況下的實驗結果顯示，臨界空泡份額在0.22～0.25范圍內)，系統(tǒng)將進入噴發(fā)期(b)。根據Taitel[11]提出的空泡份額在0.25左右是泡狀流向彈狀流轉變臨界，此時管內過冷沸騰產生的汽泡聚合形成與流道尺寸量級相當的汽彈，彈狀流會導致加熱段進出口壓差較為劇烈的振蕩(見圖3)，特別是汽彈通過加熱段出口及90°彎頭時，造成流動阻力的增加，導致循環(huán)流量的小幅降低和冷卻水出口溫度的小幅升高(見圖2)，從而誘發(fā)加熱段出口過冷沸騰加劇。汽化率的增加會降低加熱段內流體的重位壓頭，導致當地飽和溫度的降低。此時加熱段出口流體處于過冷沸騰狀態(tài)，當地飽和溫度的降低會導致近壁面處的流體達到飽和溫度而發(fā)生快速汽化，即發(fā)生局部閃蒸。閃蒸進一步增加了汽化率，快速產生的氣體向兩端膨脹，一方面阻礙冷卻水流入加熱段，另一方面快速涌出加熱段出口而形成噴泉。由圖2觀察到，閃蒸初期的循環(huán)流量下降，而出口處流體溫度和外壁面溫度并沒有隨之升高，相反小幅地下降，即發(fā)生了相變吸熱過程，印證了局部閃蒸的猜想。之后，水平可視段內觀察到汽彈涌出過程(如圖4中(a)～(f)所示)，汽彈通常較長(20～30 cm)，在水平段內流速較緩慢，并隨著流動被快速冷凝(2～3 s)。汽彈涌出后，冷卻水迅速流入加熱段，導致流量快速上升，同時加熱段出口溫度、空泡份額等熱工參數快速下降(見圖2)，加熱段出口的過冷沸騰停止而變?yōu)閱蜗嗔鲃印?/p>

圖2　間歇噴泉工況下加熱段出口的熱工參數時序圖Fig.2　Thermo-hydraulic parameters variation of the fluid at the heating tube outlet on the geysering condition

圖3　不同出口流型條件下加熱段進出口壓差的變化情況Fig.3　Variations of differential pressure of the heating tube on the different outlet flow pattern condition

隨后系統(tǒng)進入恢復期 (c)，水平段內汽彈被完全冷凝，同時出現(xiàn)上升段流體的回流現(xiàn)象(如圖4中(f)～(h)所示)，從而形成水錘沖擊。這一階段內，流量快速下降，加熱段出口溫度、空泡份額等快速增加，特別是在低入口過冷度工況的恢復期末期，加熱段出口會再次出現(xiàn)過冷沸騰(見圖2)。

圖5給出了不同熱工參數下，間歇噴泉周期內加熱段出口的流型變化過程，流型轉化邊界采用Kaichiro[12]的豎直上升通道的流型過渡準則。結果顯示，間歇噴泉周期內，加熱段出口流型在泡狀流和彈狀流之間轉變，氣相折算速度和液相折算速度之間呈現(xiàn)三角形的變化關系。以功率19 kW，入口溫度75℃工況為例，孕育期內，出口流型為泡狀流，并隨著出口空泡份額增加，氣相折算速度由0.01 m/s快速增加至0.2 m/s，并達到泡狀流向彈狀流的轉化邊界。彈狀流的形成為原本處于局部過熱狀態(tài)的出口流體引入較強烈的擾動，導致發(fā)生局部閃蒸，液相折算速度由0.32 m/s降至0.29 m/s，氣相折算速度由0.2 m/s升高至0.3 m/s，加熱段出口進入彈狀流區(qū)域。隨后汽彈涌出，流量快速上升，液相折算速度由0.29 m/s升至0.45 m/s，沸騰停止，氣相折算速度由0.3 m/s降至0.01 m/s，出口流型快速轉化為單相流動。隨后系統(tǒng)進入恢復期，液相速度快速下降，出口流型恢復為孕育期初始階段。同時由圖5可知，隨著加熱功率及入口水溫增加，自然循環(huán)流速增加，同時間歇噴泉孕育期變短，孕育期初始的空泡份額增加，從而導致間歇噴泉過程圍成的三角形扁平化，并向上移動。而隨著上述變化，間歇噴泉噴發(fā)的起始點始終位于泡狀流向彈狀流轉化的邊界。

圖4　間歇噴泉流動加熱段出口的汽泡冷凝和回流現(xiàn)象Fig.4　Bubble condensation and backflow at outlet of heating tube during geysering oscillation

圖5　間歇噴泉工況下加熱段出口流體的流型變化Fig.5　Flow patterns of the fluid at heating tube outlet on geysering condition

綜上所述，開式自然循環(huán)間歇噴泉的原因是加熱功率與孕育期自然循環(huán)輸熱能力不匹配，導致加熱段出口流體產生熱力學不平衡的局部過熱現(xiàn)象。而過冷沸騰汽泡聚集形成的彈狀流為出口壓力和流動阻力引入較強的擾動，特別是出口的阻力結構(實驗工況下是90°彎頭)會對擾動起到放大的作用，從而誘發(fā)過熱流體汽化，形成局部閃蒸，因此出口流型轉變的過程是間歇噴泉的重要誘因，即本實驗中加熱段出口空泡份額達到0.25可以作為自然循環(huán)啟動過程中間歇噴泉振蕩的初始條件。

3間歇噴泉流動區(qū)域及影響因素

3.1加熱功率對間歇噴泉區(qū)域的影響

圖6給出了不同加熱功率下間歇噴泉的區(qū)域圖。間歇噴泉主要發(fā)生于中等加熱功率、較高過冷度條件下，且間歇噴泉起始點對應的出口過冷度隨加熱功率增加呈現(xiàn)先快速增加后平緩的規(guī)律，而間歇噴泉消失點對應的出口過冷度隨加熱功率增加呈現(xiàn)出先緩慢增加而后快速增加的變化規(guī)律。

圖6　間歇噴泉區(qū)域Fig.6　Geysering region

由2.2節(jié)可知，局部過熱和彈狀流形成是導致自然循環(huán)間歇噴泉發(fā)生的重要原因。低功率工況下，自然循環(huán)流量很低，對間歇噴泉的蓄熱過程影響不大，此時加熱功率成為影響加熱管出口是否能夠出現(xiàn)過熱而誘發(fā)間歇噴泉的主要因素。隨著功率密度的增加，近壁面流體與主流間的傳熱溫差增加，使得相同出口過冷度下近壁面處流體的溫度升高，加熱段出口更容易發(fā)生局部過熱和彈狀流形成過程，從而導致間歇噴泉的發(fā)生。因此低功率下，間歇噴泉起始時的出口過冷度隨著加熱功率增加而快速增加。

對于高功率工況，隨著加熱功率的升高，自然循環(huán)流量快速上升，加熱段輸入流體的能量被冷卻水快速帶走，抑制了間歇噴泉的蓄熱過程，同時高流速會抑制彈狀流的形成，降低過熱區(qū)域內的壓力擾動，抑制間歇噴泉的發(fā)生，因此在高功率區(qū)域，間歇噴泉起始對應的出口過冷度并沒有隨著加熱功率增加而快速升高，而是基本維持不變。然后出口過冷度繼續(xù)降低，空泡份額隨之增加，由于自然循環(huán)系統(tǒng)在單相-兩相過渡區(qū)間內，流量變化對于空泡份額的變化十分敏感，導致流量隨空泡份額的增加而快速的增加，嚴重抑制間歇噴泉過程，導致間歇噴泉流動的快速消失，因此在高功率，低出口過冷度條件下不會出現(xiàn)間歇噴泉現(xiàn)象。在高功率工況下，流速是限制間歇噴泉的主要因素，實驗結果表明，本實驗工況下間歇噴泉流動只存在于流速小于1.0 m/s的工況下。

3.2出口阻力對間歇噴泉區(qū)域的影響

另外，加熱段出口阻力也會通過影響自然循環(huán)流速對間歇噴泉流動范圍造成影響，圖7展示了不同出口閥門開度下間歇噴泉流動區(qū)域的變化情況。結果顯示，由于低功率工況下功率密度是制約間歇噴泉的主要因素，且此時自然循環(huán)流量很低，改變流量對于加熱段出口流動狀態(tài)效果并不明顯，因此出口阻力增加對于低功率下間歇噴泉區(qū)域影響不明顯；而高功率工況下，流速是制約間歇噴泉流動發(fā)生的主要因素，出口阻力增加會導致循環(huán)流速的快速下降，加劇了功率與自然循環(huán)輸熱能力間的不匹配關系，另外流速的下降會導致相同空泡份額下彈狀流易于形成，兩者共同作用導致高功率下，間歇噴泉區(qū)域隨出口阻力的增加而有較大的增加。

圖7　不同出口閥門開度下的間歇噴泉區(qū)域Fig.7　Geysering regions under different heating tube outlet valve openings

4間歇噴泉的振蕩周期

間歇噴泉流動通常伴隨著水錘沖擊，而頻繁的水錘極易導致管路系統(tǒng)結構的破壞，因此針對間歇噴泉振蕩周期的研究具有重要意義。由2.2節(jié)可知，間歇噴泉產生的原因是自然循環(huán)流量與加熱功率存在不匹配，導致加熱段出口流體由過冷狀態(tài)被加熱至局部過熱狀態(tài)，即沸騰延遲過程。沸騰延遲過程占據了間歇噴泉的大部分時間(孕育期和噴泉期)，同時相對于沸騰延遲過程，間歇噴泉恢復期在振蕩周期中的占比很小(如圖2所示)，因此在計算間歇噴泉振蕩周期時主要考慮沸騰延遲過程，而忽略恢復期時間的影響。

文獻[4,7]均采用沸騰延遲時間τB來描述沸騰延遲過程，其定義式如下：

(6)

式中:ρl為液相密度，is為出口處流體的飽和焓值，ii為入口流體的焓值，q?為加熱管對管內單位體積流體的加熱功率。

而本實驗的噴泉周期實驗值與式(6)計算值之間的偏差較大(見圖8)，這是因為式(6)描述的是加熱管內靜止流體由過冷狀態(tài)加熱至整體沸騰的延遲時間。而對于自然循環(huán)間歇噴泉過程，主要沸騰區(qū)域僅在加熱段出口附近，且由于冷卻水循環(huán)會部分帶走輸入加熱段內的功率，因此為了較準確地表征自然循環(huán)間歇噴泉的沸騰延遲過程，針對加熱段出口dl的長度內列出熱平衡方程：

(7)

式中:等號左側為控制體內流體的能量變化，等號右側分別為加熱段輸入的能量、冷卻水帶入和帶出的能量。A為加熱管內面積，G為自然循環(huán)質量流率，iin，iout分別為控制體內冷卻水的進出口焓值。

在沸騰延遲時間τB′內對等式兩側進行積分：

(8)

圖8　間歇噴泉周期與沸騰延遲時間的對比關系Fig.8　Comparisons of geysering period and boiling delay time

假設沿加熱管管長方向冷卻水的焓升是均勻的，則控制體內的冷卻水焓升可以表示為

(9)

式中：io為出口流體的焓值，l為加熱段長度。而沸騰延遲時間τB′內，控制體內流體由初始的過冷狀態(tài)被加熱至飽和狀態(tài)，即

(10)

式中:io,1為孕育期初始的出口流體的焓值，將式(9)、(10)代入式(8)中，并用各參數的時序平均值來代替瞬態(tài)參數，最終整理得到新的沸騰延遲時間τB′表達形式：

(11)

式中下標ave表示孕育期內各參數的時均值。

5結論

1)開式自然循環(huán)系統(tǒng)間歇噴泉發(fā)生的原因是，加熱功率與孕育期自然循環(huán)輸熱能力不匹配，導致加熱段出口流體產生熱力不平衡的局部過熱現(xiàn)象。而過冷沸騰汽泡聚集形成彈狀流為加熱段出口引入較強的擾動，導致局部過熱區(qū)域發(fā)生閃蒸進而誘發(fā)間歇噴泉振蕩。即出口泡狀流向彈狀流轉變是間歇噴泉的重要誘因。

2)本實驗中，加熱段出口空泡份額達到0.25是自然循環(huán)啟動過程中間歇噴泉振蕩起始的條件。

3)間歇噴泉主要發(fā)生于中等加熱功率、較高過冷度工況，而功率密度和自然循環(huán)流速分別是影響低功率和高功率工況下間歇噴泉發(fā)生的主要因素。另外實驗表明，增加出口阻力可以明顯增加高功率工況下間歇噴泉的區(qū)域范圍，其他系統(tǒng)參數對間歇泉區(qū)域的影響需要作進一步研究。

4)根據間歇噴泉的物理過程，提出來新的沸騰延遲時間計算方法來表述間歇噴泉的振蕩周期，計算預測與實驗值符合良好，相對偏差在±15%之內。

參考文獻：

[1]GUO Xueqing, SUN Zhongning, WANG Jianjun, et al. Steady-state performances and scaling analyses for an open flashing-driven natural circulation system[J]. Progress in nuclear energy, 2016, 87: 1-14.

[2]SHI Shanbin, SCHLEGEL P J, BROOKS C S, et al. Experimental investigation of natural circulation instability in a BWR-type small modular reactor[J]. Progress in nuclear energy, 2015, 85: 96-107.

[3]YANG S K. Stability of flashing-driven natural circulation in a passive moderator cooling system for Canadian SCWR[J]. Nuclear engineering and design, 2014, 276: 259-276.

[4]KURAN S, XU Y, SUN X, et al. Startup transient simulation for natural circulation boiling water reactors in PUMA facility[J]. Nuclear engineering and design, 2006, 236(22): 2365-2375.

[5]ARITOMI M, CHIANG J H, MORI M. Geysering in parallel boiling channels[J]. Nuclear engineering and design, 1993, 141(1/2): 111-121.

[6]戚展飛, 佟立麗, 曹學武. 加熱系統(tǒng)間歇泉流動現(xiàn)象初步實驗研究[J]. 核動力工程, 2012, 33(S1): 64-68.

QI Zhanfei, TONG Lili, CAO Xuewu. Preliminary experimental study on geysering phenomena in heating system[J]. Nuclear power engineering, 2012, 33(S1): 64-68.

[7]張亮, 林文勝, 魯雪生, 等. 低溫輸送系統(tǒng)間歇泉現(xiàn)象實驗研究[J]. 上海交通大學學報, 2005, 39(2): 238-241.

ZHANG Liang, LIN Wensheng, LU Xuesheng, et al. Geysering research in cryogenic transfer system[J]. Journal of Shanghai Jiao Tong University, 2005, 39(2): 238-241.

[8]KUNCORO H, RAO Y F, FUKUDA K. An experimental study on the mechanism of geysering in a closed two-phase thermosyphon[J]. International journal of multiphase flow, 1995, 21(6): 1243-1252.

[9]戚展飛, 陳金波, 佟立麗, 等. 加熱系統(tǒng)間歇泉流動機理與模型研究[J]. 原子能科學技術, 2013, 47(4): 546-551.

QI Zhanfei, CHEN Jinbo, TONG Lili, et al. Geysering mechanism and model study for heating system[J]. Atomic energy science and technology, 2013, 47(4): 546-551.

[10]閻昌琪. 氣液兩相流[M]. 哈爾濱: 哈爾濱工程大學出版社, 2007: 50-61.

[11]TAITEL Y, BORNEA D, DUKLER A E. Modelling flow pattern transitions for steady upward gas-liquid flow in vertical tubes[J]. AIChE journal, 1980, 26(3): 345-354.

[12]KAICHIRO M, ISHII M. Flow regime transition criteria for upward two-phase flow in vertical tubes[J]. International journal of heat and mass transfer, 1984, 27(5): 723-737.

收稿日期：2015-04-08.

基金項目：國家高技術研究發(fā)展計劃(2012AA050906).

作者簡介：侯曉凡(1988-), 男, 博士研究生； 通信作者：孫中寧, E-mail: sunzhongning@hrbeu.edu.cn.

doi:10.11990/jheu.201503069

中圖分類號：TL334

文獻標志碼：A

文章編號：1006-7043(2016)04-0556-06

Experimental study on geysering in an open natural circulation system

HOU Xiaofan1，SUN Zhongning1，SUN Qiunan2，F(xiàn)AN Guangming1，LEI Wenjing1

(1.Fundamental Science on Nuclear Safety and Simulation Technology Laboratory, Harbin Engineering University, Harbin 150001, China; 2. College of Energy and Power Engineering, Harbin Engineering University, Harbin 150001, China)

Abstract：To determine the mechanism and characteristics of the geysering phenomenon in an open natural circulation system, we performed experimental and thermal equilibrium analyses. Results show that the primary reason for geysering is a thermal non-equilibrium relation between the heating power and natural circulation heat transfer ability in an incubation period, which can lead to localized overheating at the heating tube outlet. Meanwhile, the basis of the slug flow is the polymerization of subcooled boiling bubbles, which introduces a disturbance, thus causing localized flashes of overheated fluid that result in the geysering phenomenon. Experimental results show that the heating power, circulation velocity, and outlet resistance are critical in a geysering region. Moreover, we develop a new method for determining the boiling delay time by calculating the geysering oscillation period with respect to the physical geysering process; we found that the predictive effect is good.

Keywords：open natural circulation; geysering; experimental investigation; flow pattern transformation; geysering region; thermal equilibrium analysis; boiling delay time

網絡出版日期：2016-03-04.

孫中寧(1963-), 男, 教授, 博士生導師.