肖增光，孫雪霆，陳林林，史曉磊，魏嚴(yán)凇

(中國(guó)原子能科學(xué)研究院，北京 102413)

?

安全殼內(nèi)氣溶膠沉積試驗(yàn)的濃度測(cè)點(diǎn)設(shè)計(jì)

肖增光*，孫雪霆，陳林林，史曉磊，魏嚴(yán)凇

(中國(guó)原子能科學(xué)研究院，北京 102413)

嚴(yán)重事故下，氣溶膠是放射性物質(zhì)的重要載體。在氣溶膠沉積機(jī)理試驗(yàn)平臺(tái)上開(kāi)展的氣溶膠重力沉降、擴(kuò)散泳等試驗(yàn)，重點(diǎn)關(guān)注氣溶膠濃度的測(cè)量，因此需確定濃度測(cè)點(diǎn)的位置。本試驗(yàn)設(shè)計(jì)了容器中心和壁面附近兩個(gè)測(cè)點(diǎn)，將兩個(gè)測(cè)點(diǎn)的試驗(yàn)結(jié)果分別與理論計(jì)算結(jié)果對(duì)比，發(fā)現(xiàn)中心測(cè)點(diǎn)的試驗(yàn)數(shù)據(jù)與理論計(jì)算值符合較好，且離散度較小，單獨(dú)中心測(cè)點(diǎn)測(cè)量。

氣溶膠；擴(kuò)散泳；測(cè)點(diǎn)位置

氣溶膠是懸浮在氣體中的固態(tài)或液態(tài)顆粒，核電廠發(fā)生嚴(yán)重事故時(shí)，部分放射性裂變產(chǎn)物以氣溶膠的形式釋放[1]。裂變產(chǎn)物釋放后，將在主系統(tǒng)和安全殼內(nèi)遷移[2]。許多試驗(yàn)對(duì)氣溶膠行為進(jìn)行了研究[3]，認(rèn)為裂變產(chǎn)物最初以氣體形態(tài)釋放，裂變產(chǎn)物釋放后，非惰性氣體將快速轉(zhuǎn)變?yōu)闅馊苣z[4]。在自然情況下，氣溶膠在安全殼內(nèi)沉積的主要機(jī)理包括重力沉降、布朗擴(kuò)散、熱泳和擴(kuò)散泳[5]。

目前國(guó)際上開(kāi)展了大量試驗(yàn)，研究嚴(yán)重事故條件下核電廠安全殼內(nèi)的氣溶膠行為，包括法國(guó)的PHEBUS[6]、德國(guó)的VANAM[7]、ThAI以及芬蘭的AHMED[8]試驗(yàn)等，在試驗(yàn)結(jié)果基礎(chǔ)上，建立了氣溶膠在安全殼內(nèi)的行為模型，并已植入部分反應(yīng)堆安全分析程序中[10]。國(guó)內(nèi)利用反應(yīng)堆安全分析程序Astec以及Melcor，分別對(duì)安全殼內(nèi)氣溶膠行為進(jìn)行了研究。

在理論分析的基礎(chǔ)上，通過(guò)參考國(guó)際同類試驗(yàn)設(shè)施的設(shè)計(jì)和試驗(yàn)經(jīng)驗(yàn)，中國(guó)原子能科學(xué)研究院設(shè)計(jì)并建造了氣溶膠沉積機(jī)理試驗(yàn)平臺(tái)FADE[1]。為研究氣溶膠濃度測(cè)點(diǎn)位置對(duì)擴(kuò)散泳試驗(yàn)結(jié)果穩(wěn)定性和可靠性的影響，本文在氣溶膠重力沉降試驗(yàn)和擴(kuò)散泳試驗(yàn)基礎(chǔ)上，設(shè)計(jì)了容器中心和壁面附近兩個(gè)測(cè)點(diǎn)。將兩個(gè)測(cè)點(diǎn)的試驗(yàn)數(shù)據(jù)分別與理論分析數(shù)據(jù)對(duì)比，確定了最可靠的氣溶膠濃度測(cè)點(diǎn)。

1 理論分析

在FADE試驗(yàn)裝置上進(jìn)行了氣溶膠重力沉降和擴(kuò)散泳試驗(yàn)，使用粒子計(jì)數(shù)器測(cè)量得到容器內(nèi)不同粒徑氣溶膠的數(shù)量濃度。為分析氣溶膠質(zhì)量濃度的變化情況，需將數(shù)量濃度轉(zhuǎn)化為質(zhì)量濃度，將氣溶膠顆粒視為實(shí)心球體，計(jì)算公式為[1]：

(1)

其中，C為氣溶膠質(zhì)量濃度，kg/m3；ρ為氣溶膠空氣動(dòng)力學(xué)密度，1000 kg/m3；d為氣溶膠粒徑，m；N為氣溶膠數(shù)量濃度，1/m3。

氣溶膠的沉積速度由重力沉降、布朗擴(kuò)散、熱泳和擴(kuò)散泳四種沉積機(jī)理共同決定，在計(jì)算氣溶膠的沉積速度時(shí)，表達(dá)式可簡(jiǎn)化為如下形式[13]：

(2)

上式中，c(0)和c(t)分別為初始和t時(shí)刻氣溶膠質(zhì)量濃度，kg/m3；βm為不同沉積機(jī)理的沉積率常數(shù)之和，s-1。在本試驗(yàn)中，忽略布朗擴(kuò)散和熱泳對(duì)氣溶膠沉積影響，則總沉積率βm由重力沉降率βs和擴(kuò)散泳沉積率βdp決定[14]，即：

βm=βs+βdp

(3)

氣溶膠擴(kuò)散泳沉積率常數(shù)的W/M理論計(jì)算公式如下所示[15]：

(4)

由公式(5)可知，氣溶膠擴(kuò)散泳沉積率常數(shù)由容器體積、溫度、壓力、氣體組分以及蒸汽冷凝率共同決定。在本文開(kāi)展的3組擴(kuò)散泳試驗(yàn)中，由于需要控制的試驗(yàn)參數(shù)(溫度、壓力、氣溶膠初始濃度、蒸汽冷凝率等)較多，3組試驗(yàn)的參數(shù)以及擴(kuò)散泳沉積率常數(shù)理論方法計(jì)算值并不完全相同。

2 試驗(yàn)平臺(tái)及測(cè)點(diǎn)介紹

氣溶膠沉積機(jī)理試驗(yàn)平臺(tái)FADE主要模擬非能動(dòng)安全殼冷卻系統(tǒng)對(duì)氣溶膠沉積的強(qiáng)化作用。在熱工水力設(shè)計(jì)過(guò)程中，為主容器設(shè)計(jì)了壁面冷卻水套，用于模擬非能動(dòng)安全殼冷卻系統(tǒng)形成的冷壁。FADE試驗(yàn)裝置如圖1所示。

圖1 氣溶膠沉積機(jī)理試驗(yàn)平臺(tái)Fig.1 facility for aerosol deposition experiment

FADE主要由試驗(yàn)容器、氣溶膠發(fā)生與測(cè)量系統(tǒng)、熱工水力測(cè)量系統(tǒng)、水套冷卻系統(tǒng)和蒸汽供給系統(tǒng)等組成。在試驗(yàn)容器的不同位置，共設(shè)置了3個(gè)采樣點(diǎn)，其中采樣點(diǎn)a和b分別用來(lái)測(cè)量容器中心和壁面附近氣溶膠濃度，采樣點(diǎn)c為備用測(cè)點(diǎn)。

試驗(yàn)過(guò)程中，為研究容器中心和壁面附近測(cè)點(diǎn)擴(kuò)散泳沉積速度，開(kāi)展了3組擴(kuò)散泳試驗(yàn)，分別采用儀表切換式測(cè)量方法(在60s內(nèi)，先測(cè)量一個(gè)采樣點(diǎn)，切換采樣管路開(kāi)關(guān)，再測(cè)量另一個(gè)采樣點(diǎn))和中心測(cè)量方法(只測(cè)量容器中心軸上采樣點(diǎn)a數(shù)據(jù))。其中，儀表切換式測(cè)量方法根據(jù)采樣點(diǎn)測(cè)量次序，分為先測(cè)量中心采樣點(diǎn)a、后測(cè)量壁面附近采樣點(diǎn)b和先測(cè)量壁面附近采樣點(diǎn)b、后測(cè)量中心采樣點(diǎn)a兩種方式，簡(jiǎn)稱為先中心后壁面和先壁面后中心測(cè)量。在FADE上開(kāi)展氣溶膠重力沉降試驗(yàn)和擴(kuò)散泳試驗(yàn)。其中，重力沉降試驗(yàn)作為對(duì)照試驗(yàn)，用于消除擴(kuò)散泳試驗(yàn)中重力沉降效應(yīng)的影響。擴(kuò)散泳試驗(yàn)條件見(jiàn)表1。

表1 FADE擴(kuò)散泳試驗(yàn)條件Table 1 Test conditions for FADE diffusiophoresis test

3 試驗(yàn)結(jié)果分析

本試驗(yàn)先開(kāi)展重力沉降試驗(yàn)，試驗(yàn)結(jié)果如圖2所示，為便于比較，將濃度歸一化處理，即每個(gè)時(shí)刻的氣溶膠濃度都除以氣溶膠濃度最大值。得到FADE試驗(yàn)重力沉降部分的沉積率常數(shù)為βS=0.66×10-4s-1，試驗(yàn)數(shù)據(jù)點(diǎn)相關(guān)系數(shù)R2=0.9293，R2越接近1，離散度越小，在擴(kuò)散泳試驗(yàn)中要減去重力沉降的部分。本試驗(yàn)采用不同的測(cè)量方法，開(kāi)展了3組擴(kuò)散泳試驗(yàn)，分別為dp1(先中心后壁面測(cè)量)、dp2(先壁面后中心測(cè)量)、dp3(中心測(cè)量)。

圖2 重力沉降試驗(yàn)歸一化的氣溶膠質(zhì)量濃度Fig.2 Normalized aerosol mass concentration of gravitational settling

將擴(kuò)散泳試驗(yàn)結(jié)果與理論方法計(jì)算值進(jìn)行對(duì)比，如圖3所示，在dp1試驗(yàn)中，中心測(cè)點(diǎn)的擴(kuò)散泳沉積率常數(shù)為βdp=5.73×10-4s-1，數(shù)據(jù)點(diǎn)相關(guān)系數(shù)R2=0.9907。壁面測(cè)點(diǎn)的擴(kuò)散泳沉積率常數(shù)為βdp=12.04×10-4s-1，數(shù)據(jù)點(diǎn)相關(guān)系數(shù)R2=0.3409。表2是試驗(yàn)結(jié)果與理論方法計(jì)算值，將中心與壁面測(cè)點(diǎn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，可以發(fā)現(xiàn)，中心測(cè)點(diǎn)數(shù)據(jù)離散度小于壁面的測(cè)量值，且中心測(cè)點(diǎn)的擴(kuò)散泳沉積率常數(shù)與W/M方法計(jì)算值接近，壁面測(cè)點(diǎn)結(jié)果與理論方法計(jì)算值相差較大。

圖3 dp1試驗(yàn)歸一化的氣溶膠質(zhì)量濃度Fig.3 Normalized aerosol mass concentration of dp1 test

圖4是dp2試驗(yàn)結(jié)果，中心測(cè)點(diǎn)的擴(kuò)散泳沉積率常數(shù)為βdp=7.05×10-4s-1，數(shù)據(jù)點(diǎn)相關(guān)系

數(shù)R2=0.8941。壁面測(cè)點(diǎn)的擴(kuò)散泳沉積率常數(shù)為βdp=0.91×10-4s-1，數(shù)據(jù)點(diǎn)相關(guān)系數(shù)R2=0.3847。分析方法同上，中心測(cè)點(diǎn)數(shù)據(jù)離散度小于壁面的測(cè)量值，且中心測(cè)點(diǎn)的擴(kuò)散泳沉積率常數(shù)略大于W/M方法計(jì)算值，壁面測(cè)點(diǎn)結(jié)果與理論方法計(jì)算值相差較大。

圖5是dp3試驗(yàn)結(jié)果，中心測(cè)點(diǎn)的擴(kuò)散泳沉積率常數(shù)為βdp=4.27×10-4s-1，數(shù)據(jù)點(diǎn)相關(guān)系數(shù)R2=0.9991。

圖4 dp2試驗(yàn)歸一化的氣溶膠質(zhì)量濃度Fig.4 Normalized aerosol mass concentration of dp2 test

圖5 dp3試驗(yàn)歸一化的氣溶膠質(zhì)量濃度Fig.5 Normalized aerosol mass concentration of dp3 test

表2給出三組試驗(yàn)結(jié)果與理論計(jì)算結(jié)果的比較，可以看出，壁面附近測(cè)點(diǎn)的結(jié)果與理論方法計(jì)算值相差較大，且離散度較高。比較3組試驗(yàn)中心測(cè)點(diǎn)結(jié)果可知，dp3試驗(yàn)中心測(cè)點(diǎn)的擴(kuò)散泳沉積率常數(shù)與W/M方法計(jì)算值符合很好，且離散度最小。

表2 FADE試驗(yàn)結(jié)果與理論方法計(jì)算值Table 2 Results of FADE test and formula calculation

氣溶膠擴(kuò)散泳試驗(yàn)壁面附近測(cè)點(diǎn)試驗(yàn)數(shù)據(jù)誤差較大，主要原因?yàn)椋呵袚Q式測(cè)量方法連續(xù)不間斷測(cè)量?jī)蓚€(gè)采樣點(diǎn)的氣溶膠濃度，這兩個(gè)采樣點(diǎn)的試驗(yàn)條件會(huì)互相干擾，如果切換式測(cè)量的兩個(gè)采樣點(diǎn)測(cè)量間隔較長(zhǎng)，則測(cè)量時(shí)間無(wú)法同步；壁面附近熱工水力參數(shù)變化較大，并且受水蒸氣在壁面冷凝的影響，使得壁面附近局部區(qū)域的氣溶膠濃度測(cè)量受到干擾，導(dǎo)致試驗(yàn)結(jié)果的離散度和誤差較大。

4 結(jié)論

通過(guò)重力沉降和擴(kuò)散泳試驗(yàn)，探究了不同的氣溶膠濃度測(cè)點(diǎn)位置對(duì)試驗(yàn)結(jié)果的影響。結(jié)果表明，中心測(cè)點(diǎn)結(jié)果與理論分析符合較好，并且試驗(yàn)數(shù)據(jù)離散度小，滿足擴(kuò)散泳試驗(yàn)對(duì)氣溶膠濃度測(cè)量需求，選取容器中心測(cè)點(diǎn)作為氣溶膠擴(kuò)散泳試驗(yàn)的濃度測(cè)點(diǎn)。

[1] 陳林林, 孫雪霆, 魏嚴(yán)凇，等. 安全殼內(nèi)氣溶膠擴(kuò)散泳行為的試驗(yàn)方法研究[J]. 輻射防護(hù)，2016,36(6):393-397.

[2] 佟立麗, 曹學(xué)武. 非能動(dòng)安全殼冷卻機(jī)制安全殼大氣凈化分析[J].科技導(dǎo)報(bào)，2012,30(20):29-32.

[3]Castelo A de los R, Capitao J A, De Santi G. International standard problem 40: Aerosol deposition and resuspension [R]. Issy -les -Moulineaux, Cedex: OECD Nuclear Euclear Agency, Joint Research Centre. European Commission, 1999.

[4] Ammirabile L, Bielauskas A, Bujan A. Progress of ASTEC validation on fission product release and transport in circuit and containment [C]. The 3rd European Review Meeting on Severe Accident Research (ERMSAR-2008) Nesseber, Bulgaria, September 23-25, 2008.

[5] Michael E, Phillip G. Correlations of the rates of removal of coagulation and depositing aerosols for application to nuclear reactor safety problems [J]. Nuclear Engineering and Design, 1988, 107(3): 324-344.

[6] B. Clement, N. Hanniet-Girault, G. Repetto, et al.“ LWR severe accident simulation: synthesis of the results and interpretation of the first PHEBUS FP experiment FPT0”[J]. Nuclear Engineering and Design. 225(2003)：5-82

[7] M. Firnhaber, T. F. Kanzleiter, S. Schwarz, et al. “International Standard Problem ISP37 - VANAM M3 - A Multi Compartment Aerosol Depletion Test with Hydroscopic Aerosol Material”[R]. NEA/CSNI/R(96)26,Dec. 1996

[8] J. M. Makynen, J. K. Jokiniemi, P. P. Ahonen, et al. “AHMED experiments on hygroscopic and inert aerosol behavior in LWR containment conditions: experiment results”[J]. Nuclear Engineering and Design, 178(1997)45-59. Jul. 1997

[9] Luis E, Herranz B. In -containment source term key insights gained from a comparison between the PHEBUS-FP programme and the USNRC NUREG-1465 revised source term[J]. Progress in Nuclear Energy, 2010, 52(5): 481-486.

[10] Ivo K, Maik D, Jiri D. Thermal -hydraulic and aerosol containment phenomena modeling in ASTEC severe accident computer code [J].Nuclear Engineering and Design, 2010, 240(3): 656-667.

[11] 馬如冰, 趙博. 百萬(wàn)千瓦級(jí)核電廠蒸汽發(fā)生器失去給水事故源項(xiàng)計(jì)算分析[J]. 核安全, 2007(4): 45-50.

[12] 樊申, 張應(yīng)超, 季松濤. 秦山I 期核電廠全廠斷電事故源項(xiàng)研究[J]. 原子能科學(xué)技術(shù), 2006, 40(5): 553-558.

[13] 氣溶膠測(cè)量原理、技術(shù)及應(yīng)用[M].[美]巴倫，[美]維勒克編著；白志鵬等譯.北京:化學(xué)工業(yè)出版社，2006：12.

[14] SNEPVANGERS L.J.M. VAN DE VATE J.F. Diffusiophoresis of fission product aerosol in an LWR containment after core meltdown[R]. Holland:Joint Research Centra, 1987.

[15] Whitmore P.J, Meisen A. Estimation of thermo- and diffusiophoretic particle deposition[J]. The Canadian Journal of Chemical Engineering, 1977, 55(3):279-285.

Design of Concentration Measurement Point for Test of In-Containment Aerosol Deposition

XIAO Zengguang, SUN Xueting, CHEN Linlin, SHI Xiaolei,WEI Yansong

(China Institute of Atomic Energy, Beijing 102413)

Aerosol is the main carrier of radioactive product in severe accident conditions. In order to carry out experiment on gravitational settling and diffusiophoresis on the facility for aerosol deposition experiment and focus on aerosol concentration measurement, it is necessary to determine the aerosol concentration measurement point position. Two measurement points in the container center and near the wall are designed in the experiment, and the experimental results of the two measurement points are compared with the theoretical analysis data respectively. It is observed that the experimental data of the center measurement point are in good agreement with theoretical calculation and its dispersity is small, so single measurement point in the center is determined for the aerosol measurement.

aerosol; diffusiophoresis; measurement point position

2017- 01- 04

2017- 03- 04

肖增光(1992—)，男，中國(guó)原子能科學(xué)研究院碩士研究生，核能科學(xué)與工程專業(yè)，2014年畢業(yè)于清華大學(xué)工程物理系，主要研究方向?yàn)榉磻?yīng)堆安全

*通訊作者:肖增光，E-mail:xiaozg401@aliyun.com

TL72

A

1672- 5360(2017)01- 0082- 04