劉文兵，張卓華，蔡海剛，種道彤，趙全斌，嚴(yán)俊杰

(1.西安交通大學(xué) 動(dòng)力工程多相流國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，西安 710049；2.中國(guó)核動(dòng)力研究設(shè)計(jì)院 核反應(yīng)堆系統(tǒng)設(shè)計(jì)技術(shù)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，成都 610213；3.中國(guó)石油新疆油田公司王家溝油氣儲(chǔ)運(yùn)中心，烏魯木齊 830011)

非能動(dòng)余熱排出系統(tǒng)在核電廠(chǎng)發(fā)生事故時(shí)可以導(dǎo)出反應(yīng)堆堆芯中的余熱，對(duì)核電廠(chǎng)安全運(yùn)行具有重要作用。在非能動(dòng)余熱排出管路中可能會(huì)發(fā)生汽液直接接觸凝結(jié)，當(dāng)管內(nèi)形成彈狀流時(shí)，蒸汽泡的凝結(jié)會(huì)產(chǎn)生負(fù)壓，導(dǎo)致蒸汽泡兩端的水流發(fā)生加速和撞擊，產(chǎn)生巨大的壓力振蕩，即發(fā)生凝結(jié)水擊現(xiàn)象，產(chǎn)生的壓力振蕩會(huì)嚴(yán)重沖擊和破壞管路及相關(guān)設(shè)備[1-2]。因此，研究非能動(dòng)余熱排出管路中的凝結(jié)水擊現(xiàn)象對(duì)于系統(tǒng)的設(shè)計(jì)和安全運(yùn)行具有重要的指導(dǎo)意義。

在所有存在汽液直接接觸凝結(jié)的管路和設(shè)備中，均有可能發(fā)生凝結(jié)水擊，為預(yù)防這種現(xiàn)象發(fā)生，國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)不同情況下凝結(jié)水擊的發(fā)生條件和凝結(jié)水擊區(qū)域圖進(jìn)行了大量研究。Bjorge[3]通過(guò)實(shí)驗(yàn)獲得了汽液逆流的近水平管內(nèi)不同管道長(zhǎng)度、管道傾角、水溫和蒸汽溫度下發(fā)生凝結(jié)水擊的注水流量的下邊界，并基于一維雙流體模型預(yù)測(cè)了不同管道結(jié)構(gòu)參數(shù)和汽水參數(shù)下凝結(jié)水擊的發(fā)生條件。Chou等[4]實(shí)驗(yàn)研究了冷水在豎直管內(nèi)強(qiáng)制向上或向下流動(dòng)以及在近水平管內(nèi)流動(dòng)時(shí)的凝結(jié)水擊現(xiàn)象，得到關(guān)于水速和水溫的凝結(jié)水擊區(qū)域圖。Griffith等[5]實(shí)驗(yàn)研究了冷凝水通過(guò)水平管或近水平管排出時(shí)的凝結(jié)水擊現(xiàn)象，獲得關(guān)于排水速度和管道傾斜角度的凝結(jié)區(qū)域圖。Wang等[6]實(shí)驗(yàn)研究了蒸汽注入冷水時(shí)的凝結(jié)水擊現(xiàn)象，獲得關(guān)于蒸汽速度和水溫的凝結(jié)水擊區(qū)域圖。Sun等[7]通過(guò)實(shí)驗(yàn)分析了凝結(jié)水擊發(fā)生邊界對(duì)應(yīng)的熱平衡含氣率和工況參數(shù)。Chun等[8-9]通過(guò)一維數(shù)值方法研究了水平管內(nèi)汽液逆流情況下的凝結(jié)水擊發(fā)生條件。

除了凝結(jié)水擊的發(fā)生條件，國(guó)內(nèi)外學(xué)者還對(duì)凝結(jié)水擊的壓力振蕩機(jī)理和特性進(jìn)行了大量研究。Block等[1]通過(guò)實(shí)驗(yàn)和理論分析發(fā)現(xiàn)凝結(jié)水擊的壓力振蕩是蒸汽泡凝結(jié)時(shí)其兩端水流受壓差作用發(fā)生加速、撞擊產(chǎn)生的。Perkins[10]通過(guò)實(shí)驗(yàn)發(fā)現(xiàn)凝結(jié)水擊強(qiáng)度隨水溫升高而下降。Prasser等[11]使用Joukowski公式對(duì)凝結(jié)水擊的壓力振蕩強(qiáng)度進(jìn)行計(jì)算，并與實(shí)驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行比較發(fā)現(xiàn)，計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果基本在一個(gè)數(shù)量級(jí)。何楓等[12]通過(guò)實(shí)驗(yàn)得到凝結(jié)水擊發(fā)生時(shí)汽液相界面的變化以及對(duì)應(yīng)的壓力變化并進(jìn)行了理論分析。王祿濤等[13]通過(guò)可視化實(shí)驗(yàn)捕捉到了水平管內(nèi)凝結(jié)水擊前后相界面的變化，并分析了水擊發(fā)生前管路不同位置處壓力的變化規(guī)律。岳曉宇等[14]通過(guò)實(shí)驗(yàn)得到蒸汽排入冷水過(guò)程的流型、壓力振蕩頻率和壓力振蕩幅值的變化規(guī)律。Chong等[15]通過(guò)實(shí)驗(yàn)和理論分析發(fā)現(xiàn)凝結(jié)水擊的壓力振蕩強(qiáng)度與汽泡破碎時(shí)刻的汽泡體積變化率成正比。Datta等[16]使用RELAP模擬時(shí)發(fā)現(xiàn)，水擊發(fā)生位置隨水溫的升高向注水點(diǎn)方向移動(dòng)，隨著閥門(mén)開(kāi)啟速度的增加向閥門(mén)方向移動(dòng)。Sun等[17]實(shí)驗(yàn)研究了非能動(dòng)余熱排出系統(tǒng)發(fā)生凝結(jié)水擊時(shí)管內(nèi)溫度和流量的變化規(guī)律。

綜上所述，關(guān)于冷水強(qiáng)制流動(dòng)時(shí)管內(nèi)汽液逆流產(chǎn)生凝結(jié)水擊的情況已有大量研究，但對(duì)于非能動(dòng)余熱排出系統(tǒng)中蒸汽、熱水和冷水自然對(duì)流過(guò)程中的凝結(jié)水擊現(xiàn)象研究較少，尤其是非能動(dòng)余熱排出管中凝結(jié)水擊發(fā)生位置的變化規(guī)律未見(jiàn)報(bào)道。筆者對(duì)非能動(dòng)余熱排出管中的凝結(jié)水擊現(xiàn)象進(jìn)行了可視化實(shí)驗(yàn)研究，獲得了凝結(jié)水擊發(fā)生過(guò)程的相界面運(yùn)動(dòng)規(guī)律以及壓力振蕩信號(hào)，研究了凝結(jié)水擊發(fā)生位置和一定時(shí)間內(nèi)的發(fā)生次數(shù)隨加熱管熱流密度和過(guò)冷水溫度的變化規(guī)律。

1 實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)

非能動(dòng)余熱排出可視化實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)主要包括油加熱器、蒸汽發(fā)生器、導(dǎo)熱油管路、可視化余熱排出管、冷卻水箱、電加熱鍋爐、高速攝像機(jī)、熱電偶、動(dòng)態(tài)壓力傳感器以及數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)等部件，實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)示意圖見(jiàn)圖1。電加熱鍋爐產(chǎn)生的蒸汽用于加熱水箱中的過(guò)冷水，以控制水箱水溫。導(dǎo)熱油在油加熱器內(nèi)部被加熱，然后進(jìn)入蒸汽發(fā)生器管側(cè)放熱，通過(guò)油泵驅(qū)動(dòng)在油加熱器和蒸汽發(fā)生器之間循環(huán)流動(dòng)。水箱中的過(guò)冷水通過(guò)下方的回水管路進(jìn)入蒸汽發(fā)生器，吸收熱量后變?yōu)檎羝蜔崴?，從上方的可視化管道流入水箱，形成自然循環(huán)。這個(gè)過(guò)程中，當(dāng)可視化管道內(nèi)的蒸汽量較大時(shí)，水箱中的過(guò)冷水會(huì)倒灌進(jìn)入可視化管道，與蒸汽發(fā)生直接接觸凝結(jié)，進(jìn)而產(chǎn)生凝結(jié)水擊現(xiàn)象。在可視化管道正面布置的高速攝像機(jī)用于拍攝記錄管內(nèi)汽液流動(dòng)形態(tài)。

圖1 非能動(dòng)余熱排出可視化實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)示意圖Fig.1 Schematic diagram of visual experimental system for passive residual heat removal

實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)可以實(shí)現(xiàn)對(duì)蒸汽發(fā)生器進(jìn)出口油溫、自然循環(huán)水側(cè)質(zhì)量流量、水箱水溫和可視化管道內(nèi)部壓力振蕩的測(cè)量，水側(cè)質(zhì)量流量、溫度和壓力信號(hào)通過(guò)NI的采集系統(tǒng)記錄。進(jìn)出口油溫通過(guò)T型熱電偶測(cè)量，量程為-200～350 ℃，精度為0.5 K，導(dǎo)熱油流量通過(guò)變頻油泵的頻率、出口壓力和特性曲線(xiàn)計(jì)算。蒸汽發(fā)生器的熱流密度通過(guò)進(jìn)出口油溫和導(dǎo)熱油流量計(jì)算，首先根據(jù)進(jìn)出口油溫計(jì)算得到蒸汽發(fā)生器的換熱量，換熱量除以蒸汽發(fā)生器的換熱面積即可得到熱流密度。在回水管道上安裝有LDG系列DN15電磁質(zhì)量流量計(jì)，量程為0～1 000 kg/h，精度為0.5%FS，用于測(cè)量水側(cè)質(zhì)量流量。水箱內(nèi)安裝了3個(gè)T型熱電偶，取平均值作為水箱水溫。壓力傳感器在可視化管道上的布置位置如圖2所示，可視化管道底部通過(guò)M8×1的螺紋安裝了4個(gè)高頻動(dòng)態(tài)壓力傳感器P1～P4，量程為-0.1～9.9 MPa，精度為0.25%FS，響應(yīng)頻率為10 kHz，x為壓力傳感器之間的距離，D為可視化管道內(nèi)徑40 mm，可視化管道為聚碳酸酯材料，管長(zhǎng)為1 000 mm，壁厚為5 mm。

圖2 可視化管道結(jié)構(gòu)及壓力傳感器位置示意圖Fig.2 Schematic diagram of visual pipeline structure and pressure sensor position

在實(shí)驗(yàn)中存在多個(gè)測(cè)量物理量，根據(jù)測(cè)量方法可以將這些物理量分為直接測(cè)量量和間接測(cè)量量。根據(jù)Moffat[18]提出的不確定度分析方法對(duì)實(shí)驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行分析，對(duì)于直接測(cè)量量：

(1)

(2)

(3)

對(duì)于間接測(cè)量量：

(4)

(5)

式中：f為間接測(cè)量參數(shù)；Δf為間接測(cè)量誤差；n為與間接測(cè)量量相關(guān)的直接測(cè)量量個(gè)數(shù)。

根據(jù)上述不確定度分析方法，可以得到直接測(cè)量量水箱水溫、進(jìn)出口油溫、油泵出口壓力、回水管路質(zhì)量流量和壓力振蕩強(qiáng)度的最大相對(duì)誤差分別為0.54%、0.61%、2.41%、5.60%和8.83%。間接測(cè)量量熱流密度和凝結(jié)水擊發(fā)生位置的最大相對(duì)誤差分別為4.81%和3.71%。

實(shí)驗(yàn)中的主要變量為油加熱器的加熱功率和水箱過(guò)冷水溫度，具體實(shí)驗(yàn)工況如表1所示。

表1 實(shí)驗(yàn)工況Tab.1 Experimental condition

2 實(shí)驗(yàn)結(jié)果和分析

2.1 凝結(jié)水擊發(fā)生過(guò)程及壓力振蕩信號(hào)

圖3是熱流密度為152.6 kW/m2，過(guò)冷水溫度為30 ℃時(shí)，凝結(jié)水擊發(fā)生前后的汽液相界面變化以及凝結(jié)水擊發(fā)生位置同步測(cè)量的壓力振蕩信號(hào)。從圖3可以看出，凝結(jié)水擊過(guò)程會(huì)經(jīng)歷分層流、波狀流、彈狀流和汽泡破碎4個(gè)階段。(1)開(kāi)始時(shí)(t=38.5 s)，蒸汽進(jìn)入可視化管路，管路內(nèi)部過(guò)冷水溫度較高，蒸汽會(huì)充滿(mǎn)整個(gè)管路，汽液之間形成明顯的分層；(2)t=41.3 s時(shí)，由于相界面的擾動(dòng)和汽液兩相之間的速度差，相界面呈現(xiàn)波狀流，隨著蒸汽的凝結(jié)，Kelvin-Helmholtz不穩(wěn)定性增強(qiáng)；(3)t=41.718 s時(shí)，在汽液相界面接觸管道上壁面，流型轉(zhuǎn)變?yōu)閺棤盍鳎纬瑟?dú)立的封閉汽泡，由于沒(méi)有了蒸汽的補(bǔ)充，獨(dú)立汽泡在過(guò)冷水作用下快速凝結(jié)；(4)獨(dú)立汽泡完全破碎時(shí)(t=41.73 s)，上下游兩股水流迅速向中心碰撞，產(chǎn)生凝結(jié)水擊現(xiàn)象，在凝結(jié)水擊的壓力沖擊作用下，上游水繼續(xù)向蒸汽發(fā)生器移動(dòng)，之后由于蒸汽的補(bǔ)充，蒸汽重新充滿(mǎn)管路，開(kāi)始下一次凝結(jié)水擊過(guò)程。

(a)凝結(jié)水擊發(fā)生過(guò)程

結(jié)合高速攝像照片和壓力信號(hào)可以看出，當(dāng)處于分層流和波狀流時(shí)，蒸汽在管內(nèi)穩(wěn)定凝結(jié)，沒(méi)有明顯的壓力波動(dòng)；當(dāng)流動(dòng)狀態(tài)為彈狀流時(shí)，管內(nèi)形成一個(gè)較大的獨(dú)立汽泡，由于汽泡的凝結(jié)，管內(nèi)壓力逐漸降低，形成一個(gè)負(fù)壓區(qū)，封閉汽泡的體積和壓力均隨時(shí)間逐漸減小；當(dāng)汽泡完全破碎時(shí)，上下兩股水流發(fā)生劇烈撞擊，發(fā)生凝結(jié)水擊現(xiàn)象，如圖3(b)所示，此時(shí)出現(xiàn)一個(gè)巨大的壓力脈沖信號(hào)，最后在這種沖擊作用下，過(guò)冷水向蒸汽發(fā)生器流動(dòng)，可視化管道內(nèi)充滿(mǎn)過(guò)冷水且壓力趨于穩(wěn)定。

2.2 凝結(jié)水擊發(fā)生位置

凝結(jié)水擊的發(fā)生位置是凝結(jié)水擊現(xiàn)象的重要特性參數(shù)。圖4給出了熱流密度為162.1 kW/m2，過(guò)冷水溫度為20 ℃時(shí)，90 s內(nèi)凝結(jié)水擊的發(fā)生位置，縱坐標(biāo)中M表示發(fā)生位置距離管路進(jìn)口的距離，此處作無(wú)量綱化處理。從圖4可以看出，凝結(jié)水擊的發(fā)生位置具有很大的隨機(jī)性，這主要是因?yàn)椴煌畵羰录袕棤盍餍纬傻拇笮『臀恢貌煌瑢?dǎo)致最終汽泡破碎位置不同。為了探究水擊發(fā)生位置的變化規(guī)律，采用概率密度函數(shù)(PDF)的方法對(duì)不同事件的水擊發(fā)生位置進(jìn)行統(tǒng)計(jì)，得到不同參數(shù)下水擊發(fā)生位置的變化規(guī)律。

圖4 90 s內(nèi)凝結(jié)水擊的發(fā)生位置Fig.4 Occurrence position of condensation induced water hammer within 90 s

蒸汽量的變化直接影響了凝結(jié)水擊的形成，因此熱流密度是影響凝結(jié)水擊發(fā)生位置的主要因素。圖5給出了過(guò)冷水溫度為20 ℃時(shí)，各熱流密度下90 s內(nèi)凝結(jié)水擊發(fā)生位置的概率密度曲線(xiàn)，橫縱坐標(biāo)分別表示凝結(jié)水擊發(fā)生位置和在該位置處的概率密度。從圖5可以看出，隨著熱流密度的增加，凝結(jié)水擊的發(fā)生位置向管道出口位置移動(dòng)。這是因?yàn)闊崃髅芏仍黾訉?dǎo)致蒸汽產(chǎn)量增大，使管內(nèi)汽泡體積增大，由于蒸汽的不斷補(bǔ)充，彈狀流更容易在靠近管路出口位置處形成，從而使凝結(jié)水擊的發(fā)生位置向管路出口移動(dòng)。

圖5 不同熱流密度下凝結(jié)水擊發(fā)生位置的概率密度曲線(xiàn)Fig.5 The probability density curves of condensation induced water hammer occurrence position under different heat flux densities

過(guò)冷水溫度變化同樣會(huì)影響凝結(jié)水擊的發(fā)生位置。圖6分別對(duì)比了過(guò)冷水溫度為20 ℃、30 ℃和40 ℃時(shí)，90 s內(nèi)凝結(jié)水擊發(fā)生位置的概率密度曲線(xiàn)。從圖6可以看出，隨著過(guò)冷水溫度的升高，凝結(jié)水擊的發(fā)生位置向管路出口位置移動(dòng)。這是因?yàn)檫^(guò)冷水溫度的升高使蒸汽發(fā)生器內(nèi)部的初始溫度升高；在相同熱流密度下，產(chǎn)生的蒸汽量相應(yīng)增加，同時(shí)由于管內(nèi)和過(guò)冷水箱的水溫上升，凝結(jié)速率降低，導(dǎo)致管內(nèi)汽泡的體積增加，形成的封閉汽泡更靠近管路出口，因此凝結(jié)水擊的發(fā)生位置更靠近管路出口。

(a)q=152.6 kW/m2

2.3 凝結(jié)水擊的發(fā)生次數(shù)

凝結(jié)水擊的發(fā)生次數(shù)對(duì)研究凝結(jié)水擊現(xiàn)象和管路系統(tǒng)的安全運(yùn)行具有重要意義。圖7給出了熱流密度為164.2 kW/m2，過(guò)冷水溫度為30 ℃時(shí)，凝結(jié)水擊的壓力振蕩曲線(xiàn)。從圖7可以看出，不同凝結(jié)水擊事件的間隔時(shí)間存在差異。為了能夠分析不同參數(shù)下凝結(jié)水擊發(fā)生次數(shù)的變化規(guī)律，筆者分別統(tǒng)計(jì)分析了各參數(shù)下90 s內(nèi)凝結(jié)水擊的發(fā)生次數(shù)。

圖7 凝結(jié)水擊的壓力振蕩信號(hào)Fig.7 Pressure oscillation signal of condensation induced water hammer

圖8給出了過(guò)冷水溫度為20 ℃、30 ℃和40 ℃時(shí)，各熱流密度下90 s內(nèi)凝結(jié)水擊的發(fā)生次數(shù)。從圖8可以發(fā)現(xiàn)，隨著熱流密度的增加，凝結(jié)水擊的發(fā)生次數(shù)逐漸減少。過(guò)冷水溫度一定時(shí)，熱流密度的增加會(huì)使蒸汽發(fā)生器的蒸汽產(chǎn)量增加，管內(nèi)汽泡體積也增大。管內(nèi)形成彈狀流的主要原因是汽液相界面的波動(dòng)接觸到管道上壁面，因此由于汽泡體積增大，彈狀流的形成變得更加困難，凝結(jié)水擊的產(chǎn)生時(shí)間也越長(zhǎng)，導(dǎo)致凝結(jié)水擊的發(fā)生次數(shù)減少。從圖8還可以看出，隨著過(guò)冷水溫度的升高，凝結(jié)水擊的發(fā)生次數(shù)減少。這主要是因?yàn)楫?dāng)熱流密度一定時(shí)，過(guò)冷水溫度升高，蒸汽發(fā)生器內(nèi)部的蒸汽產(chǎn)量也會(huì)增加，導(dǎo)致管內(nèi)汽泡體積增大，減緩了彈狀流的形成。同時(shí)，由于過(guò)冷水溫度上升，可視化管道內(nèi)部的溫度隨之升高，蒸汽的凝結(jié)速率減慢，導(dǎo)致形成彈狀流時(shí)汽泡的收縮速度降低，增加了凝結(jié)水擊的凝結(jié)時(shí)間。

圖8 不同過(guò)冷水溫度和熱流密度下凝結(jié)水擊的發(fā)生次數(shù)Fig.8 Occurrence number of condensation induced water hammer under different water temperatures and heat flux densities

3 結(jié) 論

(1)凝結(jié)水擊發(fā)生前后共存在4個(gè)階段：分層流、波狀流、彈狀流以及汽泡破碎。在分層流和波狀流狀態(tài)下，蒸汽穩(wěn)定凝結(jié)，管內(nèi)壓力基本穩(wěn)定；形成彈狀流時(shí)，管內(nèi)會(huì)形成一個(gè)封閉的汽泡并迅速凝結(jié)收縮，同時(shí)管內(nèi)產(chǎn)生一個(gè)負(fù)壓區(qū)；汽泡破碎時(shí)兩側(cè)的過(guò)冷水發(fā)生撞擊，會(huì)產(chǎn)生一個(gè)巨大的壓力脈沖信號(hào)。

(2)不同凝結(jié)水擊事件的發(fā)生位置和間隔時(shí)間具有隨機(jī)性。通過(guò)概率密度曲線(xiàn)分析，發(fā)現(xiàn)凝結(jié)水擊的發(fā)生位置隨著熱流密度的增加或過(guò)冷水溫度的升高，向靠近管路出口方向移動(dòng)。且一定時(shí)間內(nèi)的凝結(jié)水擊發(fā)生次數(shù)隨熱流密度的增加或過(guò)冷水溫度的升高而減少。