桂 淼，單建強(qiáng)，陳鎧東，何曉軍，季松濤

(1.西安交通大學(xué) 核科學(xué)與技術(shù)學(xué)院，陜西 西安 710049；2.中國(guó)原子能科學(xué)研究院 反應(yīng)堆工程技術(shù)研究所，北京 102413)

環(huán)形燃料具有傳熱路徑短、傳熱面積大、燃耗深度高、剛度大等諸多優(yōu)勢(shì)，被認(rèn)為是一種可同時(shí)滿足經(jīng)濟(jì)效益提高和安全裕度提升的新型壓水堆燃料，具有廣闊的應(yīng)用前景[1]。由于環(huán)形燃料存在內(nèi)外兩個(gè)冷卻劑通道，其熱工水力行為與棒狀燃料存在顯著區(qū)別。為準(zhǔn)確評(píng)估環(huán)形燃料安全性能，確保我國(guó)壓水堆環(huán)形燃料順利商用，需確定環(huán)形燃料在事故工況下的熱工安全特性。

冷卻劑喪失事故(LOCA)一直是核反應(yīng)堆安全的重要研究對(duì)象，LOCA中的再淹沒(méi)階段涉及復(fù)雜的氣液兩相相態(tài)演變和傳熱機(jī)制變化，在深入理解再淹沒(méi)階段的復(fù)雜熱工水力行為基礎(chǔ)上建立精確的再淹沒(méi)模型是模擬LOCA的關(guān)鍵。過(guò)去幾十年里，國(guó)內(nèi)外學(xué)者針對(duì)圓管、環(huán)管、棒束、窄縫等各類(lèi)幾何結(jié)構(gòu)開(kāi)展了大量再淹沒(méi)實(shí)驗(yàn)及理論研究[2]。Duffey和Porthouse[3]開(kāi)展了不同材料的圓管和環(huán)管內(nèi)再淹沒(méi)實(shí)驗(yàn)，研究了再淹沒(méi)流量和水力直徑對(duì)驟冷前沿推進(jìn)速度Vqf的影響。Edelman等[4]進(jìn)行了均勻加熱圓管內(nèi)底部再淹沒(méi)實(shí)驗(yàn)，獲取的實(shí)驗(yàn)結(jié)果包括驟冷前沿推進(jìn)速度Vqf、膜態(tài)沸騰傳熱系數(shù)hfb、最小膜態(tài)沸騰溫度TMFB和空泡份額。Xu等[5]基于均勻加熱單棒通道再淹沒(méi)實(shí)驗(yàn)，探究了再淹沒(méi)速度、初始壁溫和線功率密度對(duì)再淹沒(méi)熱工水力行為的影響，同時(shí)發(fā)現(xiàn)格架下游的驟冷會(huì)被加快。王金宇等[6]開(kāi)展了環(huán)形通道底部再淹沒(méi)可視化實(shí)驗(yàn)，研究了驟冷前沿推進(jìn)過(guò)程的流型演化規(guī)律及推進(jìn)速度變化特性，結(jié)果表明，驟冷前沿推進(jìn)速度隨初始壁溫和加熱功率的增大而減小，并隨淹沒(méi)速度和過(guò)冷度的增大而增大。美國(guó)核管理委員會(huì)和賓夕法尼亞州立大學(xué)主導(dǎo)了RBHT棒束通道再淹沒(méi)實(shí)驗(yàn)研究，在寬參數(shù)范圍內(nèi)開(kāi)展了7×7全長(zhǎng)壓水堆棒束通道再淹沒(méi)實(shí)驗(yàn)，獲取了不同功率、淹沒(méi)速度、進(jìn)口過(guò)冷度、初始壁溫條件下再淹沒(méi)瞬態(tài)數(shù)據(jù)，同時(shí)還測(cè)量了夾帶液滴的尺寸與速度[7]。董克堅(jiān)等[8]開(kāi)展了窄矩形通道內(nèi)再淹沒(méi)實(shí)驗(yàn)研究，發(fā)現(xiàn)再淹沒(méi)過(guò)程中的Vqf和TMFB隨再淹沒(méi)速度和過(guò)冷度的增大而增大。Ebrahim等[9]研究了不同材料物性和表面特性對(duì)TMFB的影響，發(fā)現(xiàn)降低熱物性kρcp和提高表面孔隙率會(huì)導(dǎo)致TMFB增加?？梢?jiàn)，現(xiàn)有再淹沒(méi)實(shí)驗(yàn)研究主要集中在對(duì)再淹沒(méi)過(guò)程中流型與傳熱機(jī)制轉(zhuǎn)變以及關(guān)鍵物理參數(shù)影響規(guī)律的探索，關(guān)于環(huán)形燃料再淹沒(méi)的實(shí)驗(yàn)研究未見(jiàn)公開(kāi)報(bào)道。環(huán)形燃料具有大棒徑、小間隙、雙面冷卻等特點(diǎn)，其再淹沒(méi)過(guò)程中的熱工水力行為和演變機(jī)制較傳統(tǒng)棒狀燃料有顯著區(qū)別。目前，對(duì)環(huán)形燃料再淹沒(méi)關(guān)鍵傳熱規(guī)律及機(jī)理認(rèn)識(shí)不夠深入，也缺乏再淹沒(méi)實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)對(duì)環(huán)形燃料安全分析模型和程序進(jìn)行有效驗(yàn)證。

本文基于自主設(shè)計(jì)的高溫環(huán)形間接電加熱棒建立環(huán)形棒束再淹沒(méi)實(shí)驗(yàn)裝置，針對(duì)3×3環(huán)形棒束通道開(kāi)展底部再淹沒(méi)實(shí)驗(yàn)研究，重點(diǎn)探究環(huán)形棒束內(nèi)外通道耦合再淹沒(méi)物理過(guò)程，分析再淹沒(méi)速度、入口過(guò)冷度、壁面溫度及線功率密度等參數(shù)對(duì)環(huán)形棒束再淹沒(méi)行為的影響規(guī)律，為深入理解環(huán)形燃料再淹沒(méi)行為提供理論依據(jù)。

1 實(shí)驗(yàn)裝置與方法

1.1 實(shí)驗(yàn)回路

本研究在西安交通大學(xué)核科學(xué)與技術(shù)學(xué)院核安全與運(yùn)行研究室的棒束再淹沒(méi)實(shí)驗(yàn)臺(tái)架(REFB_NUSOL)上進(jìn)行，如圖1所示。臺(tái)架主要設(shè)備包括承壓水罐、電加熱器、冷水機(jī)組、主泵、實(shí)驗(yàn)段、汽水分離器、測(cè)量水罐、蒸汽穩(wěn)壓罐、質(zhì)量流量計(jì)、電動(dòng)調(diào)節(jié)閥等。臺(tái)架材質(zhì)為304不銹鋼，工質(zhì)為去離子水?；芈分饕O(shè)計(jì)參數(shù)為：系統(tǒng)最大運(yùn)行壓力1.6 MPa，實(shí)驗(yàn)過(guò)程中入口過(guò)冷度15～85 ℃(常壓)，初始包殼溫度300～900 ℃，系統(tǒng)流量0～3.5 m3/h，總加熱功率80 kW。臺(tái)架工作過(guò)程如下：去離子水在1.2 m3的承壓水箱中由電加熱器冷水機(jī)組調(diào)節(jié)至指定水溫，流出后進(jìn)入水泵進(jìn)行驅(qū)動(dòng)，實(shí)驗(yàn)前經(jīng)旁路流回水罐。實(shí)驗(yàn)段初始時(shí)充滿蒸汽，經(jīng)電加熱棒加熱至制定壁面溫度后開(kāi)始再淹沒(méi)實(shí)驗(yàn)。實(shí)驗(yàn)開(kāi)始時(shí)，主管段的電磁閥按照指定開(kāi)度開(kāi)啟，使去離子水進(jìn)入實(shí)驗(yàn)段下腔室底部，再淹沒(méi)過(guò)程開(kāi)始。去離子水在實(shí)驗(yàn)段對(duì)加熱到指定溫度的棒束進(jìn)行再淹沒(méi)，產(chǎn)生的汽水混合物從實(shí)驗(yàn)段流出，經(jīng)過(guò)汽水分離器后液相被測(cè)量水罐收集，蒸汽流經(jīng)穩(wěn)壓罐并在出口處裝有壓力表和流量計(jì)以獲取蒸汽流量。

圖1 REFB_NUSOL實(shí)驗(yàn)臺(tái)架系統(tǒng)圖Fig.1 Schematic of REFB_NUSOL test loop

1.2 實(shí)驗(yàn)段

本研究實(shí)驗(yàn)段為豎直布置的3×3環(huán)形棒束通道，主要由環(huán)形電加熱棒、方腔、下腔室、上腔室和定位格架組成，實(shí)驗(yàn)段結(jié)構(gòu)及棒束排布如圖2所示。本研究使用了9根自主設(shè)計(jì)的耐高溫環(huán)形間接電加熱棒，其有效加熱長(zhǎng)度為1.9 m，最大線功率密度為1.58 kW·m-1，最高使用溫度為1 000 ℃。單根環(huán)形棒由材質(zhì)為310S不銹鋼的內(nèi)外包殼、氧化鎂環(huán)形陶瓷芯塊、電熱絲和鎧裝熱電偶組成，其內(nèi)部結(jié)構(gòu)如圖3所示。內(nèi)包殼內(nèi)徑和外包殼外徑分別為8 mm和18 mm，壁厚為0.4 mm。環(huán)形陶瓷芯塊布置在內(nèi)外包殼間，與內(nèi)外包殼緊密配合，形成環(huán)形棒的基本結(jié)構(gòu)。環(huán)形陶瓷芯塊中心位置開(kāi)有周向均勻分布的8個(gè)圓孔，電熱絲在環(huán)形陶瓷芯塊內(nèi)部豎直布置，通過(guò)環(huán)形陶瓷芯塊和內(nèi)外包殼將熱量導(dǎo)向內(nèi)外兩個(gè)流道，形成軸向均勻的功率分布。陶瓷芯塊內(nèi)外邊壁上各開(kāi)有4個(gè)半圓形槽道，鎧裝熱電偶成對(duì)布置在半圓形槽道中，用于測(cè)量相同軸向高度的內(nèi)外包殼壁溫，單根環(huán)形加熱棒最多安裝2對(duì)熱電偶用于壁溫測(cè)量。此外，加熱棒內(nèi)部陶瓷芯與包殼的間隙里需要填充氧化鎂粉末，并對(duì)環(huán)形棒進(jìn)行縮管處理，使熱電偶與內(nèi)外包殼的內(nèi)壁面緊密接觸，減小熱阻引起的測(cè)量誤差。

方腔用于包覆環(huán)形棒束并形成外部通道，其材質(zhì)為316L不銹鋼，內(nèi)邊長(zhǎng)為66.35 mm，形成的環(huán)形棒束棒心距為21 mm(節(jié)徑比P/Do=1.17)。為固定環(huán)形棒束并保證棒心距不變，在實(shí)驗(yàn)段內(nèi)沿軸向共安裝3個(gè)定位格架，格架中心到加熱棒有效加熱長(zhǎng)度底部的距離分別為334、856、1 378 mm，格架之間距離為522 mm。

圖2 實(shí)驗(yàn)段示意圖Fig.2 Schematic of test section

本實(shí)驗(yàn)使用自行設(shè)計(jì)的簡(jiǎn)單支撐格架，采用3D打印加工而成，材質(zhì)為316L不銹鋼，如圖4所示。格架主要結(jié)構(gòu)包括條帶、鋼凸與彈簧，不包含攪混翼，格架高度為38 mm，堵塞比為20%。再淹沒(méi)時(shí)，過(guò)冷水從下腔室進(jìn)入實(shí)驗(yàn)段并自然分配到環(huán)形棒束內(nèi)外通道，實(shí)驗(yàn)中產(chǎn)生的蒸汽和實(shí)驗(yàn)結(jié)束后的水在上腔室匯流并流出實(shí)驗(yàn)段。

圖3 加熱棒內(nèi)部結(jié)構(gòu)圖Fig.3 Internal structure of annular rod

圖4 支撐格架實(shí)物圖Fig.4 Picture of spacer grid

1.3 實(shí)驗(yàn)測(cè)量與分析方法

在本研究中，需重點(diǎn)測(cè)量或監(jiān)控的參數(shù)包括再淹沒(méi)注水流量、實(shí)驗(yàn)段壓力、實(shí)驗(yàn)段進(jìn)口溫度、蒸汽溫度、環(huán)形加熱棒內(nèi)外壁面溫度以及加熱功率(熱流密度)等。再淹沒(méi)流量采用質(zhì)量流量計(jì)進(jìn)行測(cè)量，其量程范圍為0～5 t·h-1，測(cè)量精度為0.05%。實(shí)驗(yàn)段壓力采用Rosemount公司生產(chǎn)的3051型壓力變送器進(jìn)行測(cè)量，壓力變送器量程為0～1.0 MPa，測(cè)量精度為0.075%。工質(zhì)進(jìn)口溫度和實(shí)驗(yàn)段蒸汽溫度分別采用K型鎧裝熱電偶進(jìn)行測(cè)量，其測(cè)量精度達(dá)到Ⅰ級(jí)。壁溫?zé)犭娕?N型鎧裝熱電偶)布置在環(huán)形棒內(nèi)部，用于監(jiān)測(cè)壁溫，并推測(cè)驟冷前沿位置。數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)采用NI采集模塊，采集頻率為5 Hz。

表征再淹沒(méi)行為的關(guān)鍵參數(shù)主要為驟冷前沿推進(jìn)速度Vqf和最小膜態(tài)沸騰溫度TMFB。TMFB一般根據(jù)壁溫變化率確定，RBHT等研究建議選取壁溫變化率為11.1 ℃·s-1處為驟冷點(diǎn)。經(jīng)分析，該經(jīng)驗(yàn)值并不適合雙面冷卻的環(huán)形棒束，在本研究中，選取壁溫變化率為20 ℃·s-1處為驟冷點(diǎn)。對(duì)于Vqf，由于環(huán)形棒內(nèi)部壁溫?zé)犭娕驾S向位置已固定，在確定TMFB的前提下，可根據(jù)不同熱電偶觀測(cè)到的驟冷時(shí)間計(jì)算Vqf，如式(1)所示：

(1)

式中：ΔH為壁溫?zé)犭娕季嚯x；Δtq為驟冷時(shí)間差。

1.4 實(shí)驗(yàn)矩陣

本研究的實(shí)驗(yàn)工況范圍：實(shí)驗(yàn)壓力為常壓，再淹沒(méi)速度Vr為0.025～0.15 m·s-1、進(jìn)口過(guò)冷度ΔTin為10～80 ℃、峰值包殼溫度Tpc為300～900 ℃、線功率密度PL為0～1.58 kW·m-1。實(shí)驗(yàn)工況基本覆蓋了實(shí)際壓水堆重點(diǎn)關(guān)注的范圍。

1.5 不確定度分析

對(duì)于直接測(cè)量量，其不確定度可根據(jù)儀器的精度、量程和最小測(cè)量值進(jìn)行直接評(píng)估。對(duì)于由測(cè)量量計(jì)算得到的間接量，其不確定度通過(guò)誤差傳遞公式由對(duì)應(yīng)的測(cè)量量不確定度計(jì)算得出。經(jīng)不確定度分析，本研究主要參數(shù)的不確定度列于表1。

表1 主要參數(shù)不確定度Table 1 Uncertainties of main parameters

2 實(shí)驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 典型再淹沒(méi)行為

選取典型工況對(duì)環(huán)形棒束再淹沒(méi)行為進(jìn)行分析。圖5a為環(huán)形棒束再淹沒(méi)過(guò)程中不同軸向高度位置內(nèi)外壁溫隨時(shí)間的變化，由圖可見(jiàn)，環(huán)形棒束再淹沒(méi)基本物理過(guò)程與傳統(tǒng)實(shí)心棒束類(lèi)似，可分為3個(gè)階段。

1) 干區(qū)。此階段過(guò)冷水尚未開(kāi)始冷卻加熱棒，壁溫出現(xiàn)輕微下降，且各軸向高度溫降速率基本一致，此時(shí)的傳熱機(jī)制主要為壁面與蒸汽的對(duì)流傳熱以及加熱棒與方腔之間的熱輻射傳熱。

2) 先驅(qū)冷卻區(qū)。此階段位于從加熱棒開(kāi)始先驅(qū)冷卻到出現(xiàn)驟冷之間，過(guò)冷水從下腔室進(jìn)入加熱棒束區(qū)域，從下至上逐步冷卻加熱棒，過(guò)冷水與加熱棒接觸后發(fā)生膜態(tài)沸騰，產(chǎn)生大量蒸汽向上流動(dòng)，夾帶液滴對(duì)驟冷前沿下游區(qū)域進(jìn)行先驅(qū)冷卻，根據(jù)再淹沒(méi)速度的區(qū)別，在驟冷前沿下游形成彌散流膜態(tài)沸騰和反環(huán)狀流膜態(tài)沸騰兩種流型。此階段通過(guò)加熱棒與汽膜的對(duì)流傳熱以及汽膜與夾帶液之間的相間傳熱對(duì)加熱棒進(jìn)行先驅(qū)冷卻，其冷卻速率(溫度下降的速率)沿軸向呈逐漸減小趨勢(shì)。

3) 驟冷區(qū)。當(dāng)加熱棒壁溫通過(guò)先驅(qū)冷卻下降至TMFB時(shí)，棒表面穩(wěn)定的汽膜出現(xiàn)破碎，液相開(kāi)始接觸到加熱壁面，此時(shí)傳熱模式從膜態(tài)沸騰轉(zhuǎn)變?yōu)檫^(guò)渡沸騰乃至泡核沸騰，傳熱系數(shù)大幅提高，壁溫急劇下降，即出現(xiàn)驟冷。隨著驟冷前沿的推進(jìn)，加熱棒沿軸向高度依次出現(xiàn)驟冷，不同軸向位置的TMFB呈現(xiàn)逐漸減小的趨勢(shì)。圖5b示出了不同軸向高度出現(xiàn)驟冷的時(shí)間，在此工況下，驟冷前沿沿軸向呈近似線性推進(jìn)。

圖5亦示出了雙面冷卻環(huán)形棒束內(nèi)外通道耦合再淹沒(méi)特性。由圖5可見(jiàn)，環(huán)形棒束內(nèi)外包殼壁溫變化趨勢(shì)基本一致，驟冷前沿推進(jìn)趨于同步，呈高度一致。這說(shuō)明環(huán)形棒內(nèi)外通道再淹沒(méi)過(guò)程中的傳熱機(jī)制變化規(guī)律趨于一致，且內(nèi)外通道在再淹沒(méi)時(shí)均能得到及時(shí)的冷卻。造成這一現(xiàn)象主要有兩方面原因：一方面，本實(shí)驗(yàn)中環(huán)形棒束通道內(nèi)外水力直徑之比為0.73，外通道堵塞比為20%，內(nèi)外通道均未出現(xiàn)顯著流動(dòng)堵塞，內(nèi)外兩側(cè)再淹沒(méi)注水速度較為接近；另一方面，由于環(huán)形棒內(nèi)部導(dǎo)熱系數(shù)較大，當(dāng)環(huán)形棒一側(cè)出現(xiàn)驟冷且壁溫顯著下降時(shí)，另一側(cè)的熱量會(huì)通過(guò)徑向?qū)嵫杆傧蛳瘸霈F(xiàn)驟冷的一側(cè)傳遞，使該側(cè)很快也出現(xiàn)驟冷。此外，盡管內(nèi)外通道壁溫變化趨勢(shì)的一致性較高，但同一時(shí)刻仍存在一定溫差。在先驅(qū)冷卻區(qū)，外通道壁溫冷卻速率略大于內(nèi)通道，兩者最大溫差約20 ℃，造成這一現(xiàn)象的原因可能是外通道大棒徑小間隙的結(jié)構(gòu)以及格架的存在會(huì)引起更強(qiáng)的湍流交混，有利于增強(qiáng)蒸汽對(duì)流傳熱和蒸汽-液滴相間傳熱。在驟冷區(qū)，內(nèi)通道冷卻速率略大于外通道，兩者最大壁溫差約64 ℃，這說(shuō)明類(lèi)似圓管的內(nèi)通道在過(guò)渡沸騰或泡核沸騰階段的傳熱更強(qiáng)?？赏茰y(cè)，對(duì)于存在氣隙的真實(shí)環(huán)形燃料，再淹沒(méi)時(shí)的內(nèi)外通道溫差可能會(huì)更大。

2.2 再淹沒(méi)速率影響

再淹沒(méi)速度對(duì)環(huán)形棒束再淹沒(méi)行為的影響如圖6所示，為方便分析，先驅(qū)冷卻區(qū)的預(yù)冷速率Rpc和驟冷前沿推進(jìn)速度Vqf已分別在圖中標(biāo)出。當(dāng)其他參數(shù)相同或相近時(shí)，隨著再淹沒(méi)速度的增大，相同軸向高度下的預(yù)冷速率越大，驟冷出現(xiàn)越早；同時(shí)，再淹沒(méi)速度越大，沿環(huán)形棒軸向的驟冷前沿推進(jìn)速度也越大。這是由于提高再淹沒(méi)速度有利于提高蒸汽產(chǎn)生的速率，從而提高蒸汽速度與液滴夾帶量，進(jìn)而強(qiáng)化先驅(qū)冷卻并縮短先驅(qū)冷卻時(shí)間，加速驟冷前沿推進(jìn)。此外，高再淹沒(méi)速度工況下的TMFB也更大，這也是加速驟冷的原因之一。

a——壁溫隨時(shí)間變化曲線；b——驟冷前沿推進(jìn)曲線圖5 環(huán)形棒束典型再淹沒(méi)行為Fig.5 Typical reflooding transients of annular rod bundle

a——壁溫隨時(shí)間變化曲線；b——驟冷前沿推進(jìn)曲線圖6 再淹沒(méi)速度對(duì)環(huán)形棒束再淹沒(méi)行為的影響Fig.6 Effect of reflood velocity on reflooding behavior of annular rod bundle

2.3 過(guò)冷度影響

進(jìn)口過(guò)冷度對(duì)環(huán)形棒束再淹沒(méi)行為的影響如圖7所示。在相同軸向高度下，過(guò)冷度增大會(huì)增強(qiáng)先驅(qū)冷卻速率和TMFB，該位置驟冷更早發(fā)生，這與前面的研究結(jié)論基本一致。觀察驟冷前沿沿軸向推進(jìn)規(guī)律可知，在高過(guò)冷度下，驟冷前沿近似線性推進(jìn)，而在低過(guò)冷度下，驟冷前沿經(jīng)過(guò)定位格架后會(huì)被顯著加速，為排除格架效應(yīng)，僅分析過(guò)冷度的影響，取格架上游區(qū)域計(jì)算驟冷前沿推進(jìn)速度?？梢?jiàn)，驟冷前沿推進(jìn)速度隨過(guò)冷度的減小而減小。

2.4 包殼峰值溫度影響

圖8為環(huán)形棒束再淹沒(méi)行為隨內(nèi)外包殼峰值溫度的變化規(guī)律。當(dāng)包殼峰值溫度較低(300 ℃)且未達(dá)到TMFB時(shí)，再淹沒(méi)時(shí)不出現(xiàn)膜態(tài)沸騰與先驅(qū)冷卻區(qū)域，當(dāng)加熱棒接觸水時(shí)會(huì)被很快冷卻。對(duì)包殼峰值溫度高于TMFB的工況，當(dāng)其他參數(shù)固定時(shí)，包殼峰值溫度越高，環(huán)形棒的先驅(qū)冷卻速率和TMFB也越大，利于加快驟冷，但由于高壁溫工況下環(huán)形棒的內(nèi)部?jī)?chǔ)熱也更大，各因素共同作用下仍表現(xiàn)為包殼峰值溫度越高，驟冷出現(xiàn)越晚。由圖8b可知，高峰值溫度工況下，格架對(duì)驟冷的加速作用十分顯著。同時(shí)，在包殼峰值溫度為900 ℃工況下，出現(xiàn)了最頂端先驟冷的情況，這是由于高壁溫工況下先驅(qū)冷卻區(qū)的蒸汽流量與夾帶液滴量較大，大量液滴在上腔室積聚，越過(guò)上腔室內(nèi)的回流擋板并出現(xiàn)回流，造成環(huán)形棒頂部先驟冷。在RBHT實(shí)驗(yàn)中也發(fā)現(xiàn)了上述頂端效應(yīng)。

a——壁溫隨時(shí)間變化曲線；b——驟冷前沿推進(jìn)曲線圖7 進(jìn)口過(guò)冷度對(duì)環(huán)形棒束再淹沒(méi)行為的影響Fig.7 Effect of inlet subcooling on reflooding behavior of annular rod bundle

a——壁溫隨時(shí)間變化曲線；b——驟冷前沿推進(jìn)曲線圖8 包殼峰值溫度對(duì)環(huán)形棒束再淹沒(méi)行為的影響Fig.8 Effect of peak cladding temperature on reflooding behavior of annular rod bundle

2.5 線功率密度影響

圖9為線功率密度對(duì)環(huán)形棒束再淹沒(méi)行為的影響規(guī)律。由圖9a可知，線功率密度的存在會(huì)克服熱輻射的影響使環(huán)形棒壁溫在干區(qū)內(nèi)仍然繼續(xù)增長(zhǎng)，直至先驅(qū)冷卻出現(xiàn)。線功率密度增大使先驅(qū)冷卻區(qū)的蒸汽產(chǎn)生速率和液滴夾帶率增大，有利于提高蒸汽對(duì)流傳熱和蒸汽-液滴相間傳熱，因此使先驅(qū)冷卻速率增大。但由于有線功率密度時(shí)需冷卻的總熱量更高，其驟冷所需時(shí)間仍遠(yuǎn)高于線功率密度為0 kW/m的工況。同時(shí)，線功率密度增大會(huì)使驟冷前沿推進(jìn)速度降低，這與前面研究結(jié)論一致。

2.6 定位格架影響

由圖6b、7b、8b可知，在低流速、低過(guò)冷度與高壁溫工況下，定位格架對(duì)環(huán)形棒束再淹沒(méi)行為有顯著影響，格架下游位置的驟冷時(shí)間提前，驟冷推進(jìn)速度增加，這一現(xiàn)象在文獻(xiàn)[5,7]中有發(fā)現(xiàn)。定位格架的存在能破壞壁面附近液膜的穩(wěn)定性，使格架下游位置更容易從膜態(tài)沸騰向過(guò)渡沸騰轉(zhuǎn)變；同時(shí)，定位格架能增強(qiáng)湍流交混并粉碎大尺寸液滴，使格架下游蒸汽與液滴的相間傳熱增強(qiáng)，從而提升預(yù)冷速率，使驟冷提前發(fā)生。在低流速、低過(guò)冷度與高壁溫工況下，由于通道內(nèi)更易產(chǎn)生大量蒸汽，形成的汽膜更穩(wěn)定，且蒸汽速度大液滴夾帶量更高，此時(shí)定位格架對(duì)汽膜與液滴的作用更顯著，使格架下游的驟冷前沿推進(jìn)速度提高。

a——壁溫隨時(shí)間變化曲線；b——驟冷前沿推進(jìn)曲線圖9 線功率密度對(duì)環(huán)形棒束再淹沒(méi)行為的影響Fig.9 Effect of linear power density on reflooding behavior of annular rod bundle

3 結(jié)論

本文在寬參數(shù)范圍內(nèi)開(kāi)展了3×3環(huán)形棒束通道底部再淹沒(méi)實(shí)驗(yàn)研究，獲取了環(huán)形棒束典型再淹沒(méi)物理過(guò)程及關(guān)鍵參數(shù)對(duì)環(huán)形棒束再淹沒(méi)行為的影響規(guī)律，主要結(jié)論如下。

1) 環(huán)形棒束典型再淹沒(méi)物理過(guò)程可分為干區(qū)、先驅(qū)冷卻區(qū)與驟冷區(qū)，其傳熱機(jī)制轉(zhuǎn)變規(guī)律與傳統(tǒng)實(shí)心棒束再淹沒(méi)過(guò)程類(lèi)似。

2) 環(huán)形棒束內(nèi)外通道壁溫變化趨勢(shì)和驟冷前沿推進(jìn)均趨于同步，再淹沒(méi)時(shí)內(nèi)外通道均能得到及時(shí)的冷卻。同一時(shí)刻內(nèi)外壁面存在徑向溫度梯度，在先驅(qū)冷卻區(qū)，外通道壁溫冷卻速率略大于內(nèi)通道；在驟冷區(qū)，內(nèi)通道冷卻速率略大于外通道。

3) 先驅(qū)冷卻區(qū)的預(yù)冷速率隨再淹沒(méi)速度、過(guò)冷度、峰值包殼溫度和線功率密度的增大而增大；驟冷前沿推進(jìn)速度隨再淹沒(méi)速度、過(guò)冷度的增大而增大，隨峰值包殼溫度和線功率密度的增大而減小。

4) 定位格架在低流速、低過(guò)冷度與高壁溫工況下能顯著提升格架下游的驟冷前沿推進(jìn)速度。