朱志明，李可飄，張 魁，田文喜，陳榮華，秋穗正

(西安交通大學(xué) 核科學(xué)與技術(shù)學(xué)院，陜西 西安 710049)

近些年來，小型一體化反應(yīng)堆相關(guān)研究受到國內(nèi)外學(xué)者的廣泛關(guān)注，其具有固有安全性高、空間小、集成化程度高等優(yōu)點，在海洋核動力系統(tǒng)中具有廣闊的應(yīng)用前景。螺旋管式蒸汽發(fā)生器熱效率高、布置緊湊，能很好地滿足小型反應(yīng)堆的要求，在小型反應(yīng)堆設(shè)計中得到廣泛應(yīng)用。相較圓管，螺旋管內(nèi)的二次流效應(yīng)會給流動傳熱帶來顯著影響。當(dāng)反應(yīng)堆在海洋中長期運行時，海洋運動對管側(cè)流體作用的運動附加力與原本周期性變化的力疊加，會使管內(nèi)流場發(fā)生復(fù)雜的非線性變化[1]。

目前已有很多針對靜止條件下螺旋管流動換熱特性的試驗和理論研究。Naphon等[2]指出螺旋管內(nèi)局部二次流的攪混作用能夠提高螺旋管內(nèi)的單相流動換熱能力。Xiao等[3-8]針對了高壓下螺旋管沸騰傳熱和兩相流干涸后傳熱特性開展了一系列試驗研究。Santini等[9]研究得出螺旋管內(nèi)兩相流動的摩擦壓降與系統(tǒng)流量的1.19次方呈正比。Wang等[10]通過試驗得出螺旋管周向壁溫分布不均勻，且不同測溫截面的分布規(guī)律不同。楊宇鵬等[11]采用數(shù)值模擬方法對液態(tài)金屬螺旋管式蒸汽發(fā)生器流動傳熱特性進行了分析，結(jié)果表明螺旋管內(nèi)過熱蒸汽區(qū)的熱流密度會明顯下降。對于海洋條件下的核反應(yīng)堆系統(tǒng)也有學(xué)者開展了相關(guān)研究。陳沖[12]對海洋條件下自然循環(huán)系統(tǒng)流動換熱特性開展了試驗和理論研究，結(jié)果表明低Re下?lián)u擺運動對自然循環(huán)流動換熱有促進作用。劉鏑[13]基于SIMPLE數(shù)值方法，開發(fā)了海洋條件自然循環(huán)系統(tǒng)及并聯(lián)通道流動不穩(wěn)定性分析程序。蘇光輝等[14]采用吉爾算法編寫了系統(tǒng)分析程序，對運動條件下余熱排出系統(tǒng)的除熱能力進行了研究，結(jié)果表明回路上升過程會加強系統(tǒng)除熱能力，下降和傾斜會削弱除熱能力。但相關(guān)研究尚不充分，海洋條件下螺旋管內(nèi)流動換熱特性幾乎是空白，并且運動附加力對管內(nèi)流體的影響難以直接用程序進行模擬分析。因此，開展海洋條件下自然循環(huán)系統(tǒng)螺旋管流動換熱特性試驗研究，對海洋核動力系統(tǒng)和螺旋管換熱器的理論設(shè)計，以及相關(guān)分析程序的開發(fā)具有重要的意義。

本文以海洋條件一體化小堆為原型，搭建海洋運動條件系統(tǒng)自然循環(huán)特性試驗臺架，開展海洋條件回路自然循環(huán)流動特性和螺旋管內(nèi)流動換熱特性試驗研究，并將螺旋管蒸汽發(fā)生器模型和海洋運動模型引入到RELAP5/MOD3.2程序，對試驗回路自然循環(huán)流動換熱特性進行建模計算。

1 試驗裝置

1.1 試驗回路

試驗裝置如圖1所示，試驗回路主要由主回路、電加熱系統(tǒng)、冷卻水系統(tǒng)和其他輔助系統(tǒng)組成。主回路主要由試驗段、蛇形預(yù)熱器、套管式冷凝器、穩(wěn)壓器、流量計、加壓泵和其他儀器儀表及連接管路等設(shè)備組成，采用閉式自然循環(huán)運行模式?；芈肥褂眉訅罕锰峁┏跏級毫?、輸入工質(zhì)以及為穩(wěn)壓器提供液體空間。主回路頂端設(shè)置有排氣閥，以排出回路中的不凝性氣體。工作介質(zhì)為水，工質(zhì)經(jīng)過預(yù)熱段加熱后進入試驗段，在試驗段內(nèi)模擬螺旋管式蒸汽發(fā)生器二次側(cè)流動換熱，之后流經(jīng)冷凝器被冷卻，經(jīng)過下降段重新回到預(yù)熱器再次循環(huán)。

圖1 試驗裝置Fig.1 Experimental apparatus

1.2 運動平臺

試驗主回路布置在六自由度運動平臺上，運動臺面為2 m×3 m的矩形臺面，可以模擬傾斜、橫搖、縱搖、起伏以及耦合運動工況的海洋條件。定義矩形臺面中心點O為搖擺運動的中心，臺面長邊為x軸，短邊為y軸，過中心點O且垂直于臺面的軸為z軸，繞x軸的運動為橫搖，繞y軸的運動為縱搖，沿z軸的運動為起伏。主回路在平臺的放置位置如圖2所示，回路總高度為3.9 m，試驗段距搖擺中心水平距離為0.75 m，加熱段中心高度為1.1 m。

圖2 回路位置Fig.2 Position of loop

1.3 試驗件

試驗件采用φ12 mm×1.5 mm的304鋼管材彎制而成，包括直管段和螺旋管段兩部分，其中直管段長度為0.2 m，螺旋管段總加熱長度約為4.65 m，主要尺寸參數(shù)列于表1。螺旋管進出口與主回路通過高壓法蘭進行連接，螺旋管與法蘭連接口附近設(shè)置了測溫組件，用以測量進出口流體溫度。螺旋管沿程共設(shè)置了8個測溫截面，其中第1個測溫截面與螺旋管入口距離約為25 cm，第8個測溫截面與螺旋管出口距離約為20 cm，各相鄰測溫截面距離為60 cm。螺旋管采用夾持銅電極的方法進行直流電加熱，加熱銅排采用三點式布置，其中螺旋管入口和出口處為正極，螺旋管中間為負(fù)極。為測量主回路壓力及試驗段流動壓降，在螺旋管段沿流動方向設(shè)置5個φ2 mm的引壓孔，各取壓口等距分布于螺旋管本體，具體位置如圖3所示。取壓口通過焊接方式與測壓絕緣法蘭組件連接。

表1 試驗段尺寸Table 1 Dimension of test section

圖3 螺旋管試驗段設(shè)計圖Fig.3 Scheme of helical-coiled tube test section

自然循環(huán)過程中，管內(nèi)流體除了受浮升力及流動阻力影響，還受到離心力影響，因此沿螺旋管周向的壁溫和流體換熱特性差別較為明顯，為研究螺旋管內(nèi)流體換熱能力沿周向分布的不均勻性，在每個測溫截面周向布置了8個熱電偶進行測量(圖4)。

圖4 壁溫測點布置Fig.4 Arrangement of point for measuring wall temperature

2 結(jié)果與討論

2.1 單相流動阻力特性

1) 傾斜運動條件

為了探究回路從水平靜止到傾斜狀態(tài)過程中兩種穩(wěn)態(tài)狀況的轉(zhuǎn)變過程，本研究中傾斜工況共分為5個階段：t=0 s時開始數(shù)據(jù)記錄，回路處于水平靜止穩(wěn)態(tài)；記錄10 s后啟動運動平臺開始傾斜運動；經(jīng)過約70～75 s后達到預(yù)定的傾斜位置；等待回路參數(shù)穩(wěn)定后，t=300 s時啟動運動平臺，回路由傾斜恢復(fù)水平，時間約為30～40 s；在水平狀態(tài)下等待回路參數(shù)重新穩(wěn)定后停止數(shù)據(jù)記錄。

傾斜運動過程試驗回路流量變化如圖5所示。圖中：RX代表橫傾；RY代表縱傾，下同。其中，單傾斜為僅有繞x軸或y軸1個自由度的傾斜狀態(tài)，耦合傾斜為兩自由度的傾斜狀態(tài)。當(dāng)回路開始傾斜后，由于運動附加力作用，回路流量先短暫增加，隨后持續(xù)下降，在達到固定的傾斜角度后，回路流量經(jīng)過小幅增加后達到穩(wěn)態(tài)值；回路由傾斜開始恢復(fù)水平時，流量先隨運動而增加，在剛回到水平位置時流量達到最大值，隨后流量開始減小，達到最小流量后回升至穩(wěn)態(tài)流量。傾斜會使回路自然循環(huán)流量降低，且降低幅度隨著傾斜角度的增加而增大。傾斜狀態(tài)下回路穩(wěn)態(tài)流量減小的主要原因是回路冷熱源間高度差降低，導(dǎo)致自然循環(huán)驅(qū)動力減小。由于回路相對位置原因，橫傾工況下回路冷熱源間高度差變化值小于縱傾條件下的，對自然循環(huán)驅(qū)動力影響較小，因此相同傾斜角度下橫傾對自然循環(huán)流量的影響小于縱傾的。

a——單傾斜工況流量；b——單傾斜與耦合傾斜流量對比圖5 傾斜工況回路流量變化Fig.5 Variation of flow rate under tilting motion

圖6為傾斜工況下試驗段進出口壓降波動情況，可以看出，縱傾對試驗段壓降的影響程度明顯大于橫傾。相同傾斜角度的橫傾、縱傾復(fù)合工況下，壓降變化主要受縱傾運動影響。不同傾斜工況試驗段摩擦阻力系數(shù)變化的趨勢與壓降變化趨勢一致(圖7)，但傾斜穩(wěn)態(tài)阻力系數(shù)相比水平狀態(tài)減小幅度遠小于壓降。由于在傾斜條件下，穩(wěn)態(tài)壓降與流量均小于水平狀態(tài)，且自然循環(huán)流量相比穩(wěn)態(tài)的降低幅度更大，因此傾斜狀態(tài)下穩(wěn)態(tài)阻力系數(shù)相比水平略微降低。

a——單傾斜工況；b——單傾斜與耦合傾斜對比圖6 傾斜工況試驗段壓降變化Fig.6 Variation of pressure drop in test section under tilting motion

a——單傾斜工況；b——單傾斜與耦合傾斜對比圖7 傾斜工況試驗段摩擦阻力系數(shù)Fig.7 Friction drag coefficient of test section under tilting motion

2) 橫搖運動條件

定義瞬時壓降與時均壓降的比值為相對壓降，圖8為不同搖擺工況下相對壓降變化。圖中，X5T6表示橫搖5°、周期6 s，余同。由圖8可看出，相對摩擦壓降隨時間呈周期變化，相對摩擦壓降的波動幅度隨著橫搖角度的增加和搖擺周期的減小而增大，并且劇烈的搖擺運動可能會導(dǎo)致試驗段內(nèi)工質(zhì)產(chǎn)生短暫的倒流現(xiàn)象。另外，角加速度對壓降的波動影響相較于最大角速度更為明顯。

a——角度影響；b——周期影響圖8 不同搖擺工況下相對壓降變化Fig.8 Variation of normalized pressure drop under different rolling conditions

圖9為不同Re下試驗段摩擦壓降和相對摩擦壓降的變化，可看出，相同運動條件下試驗段摩擦壓降波動的絕對值隨著平均Re的增加而增加，但相對值隨著平均Re的增加而減小，這說明在高Re工況下，摩擦壓降的相對波動幅度不僅與搖擺速度相關(guān)，而且試驗段平均Re越高，搖擺運動對回路流動阻力的影響相對越弱。

圖9 不同Re和搖擺條件下壓降變化Fig.9 Variation of pressure drop under rolling conditions at different Re

3) 縱搖運動條件

縱搖運動下回路流量和試驗段壓降呈現(xiàn)周期變化(圖10，圖中，Y15T6表示縱搖15°、周期6 s)，但波動幅度遠小于橫搖運動。搖擺條件下，試驗段壓降的波動主要取決于兩方面因素：首先，搖擺運動引起回路流量波動，進而使摩擦阻力產(chǎn)生變化；其次，運動橫向附加力會加強流體對管壁的沖刷，使管內(nèi)湍流更加劇烈，導(dǎo)致流動阻力系數(shù)和摩擦壓降增加。在橫搖運動下，回路流量波動幅度較大，對摩擦阻力系數(shù)起主要影響，而縱搖運動下，流量波動小，因此橫向附加力引起的沖刷作用對摩擦阻力起更重要的作用。

圖10 縱搖運動下流量與壓降波動Fig.10 Variations of flow rate and pressure drop under longitudinal rolling motion

4) 起伏運動條件

圖11為運動幅值100 mm、周期分別為1 s和3 s的兩種起伏工況下回路壓降和流量波動情況。圖中，Z表示起伏?？煽闯?，只有周期1 s工況下，試驗段摩擦壓降隨起伏呈現(xiàn)出了周期波動。起伏運動對自然循環(huán)流動的影響主要來自于起伏運動產(chǎn)生的豎直方向附加力與回路中流體本身受到的重力疊加作用，在本研究中受平臺負(fù)載能力限制，在起伏運動加速度較小時產(chǎn)生的附加力相對于重力幾乎可忽略，而起伏距離100 mm、周期1 s的工況下，加速度約為0.16g，此時起伏運動加速度所產(chǎn)生的附加力才足夠影響回路的循環(huán)能力。

圖11 起伏運動下流量和壓降變化Fig.11 Variations of flow rate and pressure drop under undulating motion

5) 耦合運動條件

圖12為橫搖以及包含橫搖的耦合運動下回路流量及試驗段摩擦壓降變化對比。從圖12可看出，單橫搖運動與耦合運動引起的回路流量和壓降變化幾乎完全相同，相對于橫搖運動，縱搖和起伏對回路參數(shù)的影響較小。因此對相同周期和搖擺角度的橫搖與縱搖或起伏耦合運動，可直接簡化為橫搖運動進行處理。

圖12 橫搖與耦合運動工況參數(shù)變化Fig.12 Variation of parameters under rolling and coupling motions

2.2 單相流動換熱特性

1) 傾斜運動條件

不同傾斜條件對入口溫度的影響如圖13所示，螺旋管入口溫度的最高值約出現(xiàn)在達到傾斜角度后20～30 s，瞬態(tài)溫度最低值約出現(xiàn)在平臺剛恢復(fù)水平位置時，且縱傾工況下溫度波動的幅值以及傾斜狀態(tài)下流體溫度穩(wěn)態(tài)值均高于同等角度下的橫傾工況。傾斜工況中初始狀態(tài)、入口溫度最高點、傾斜穩(wěn)態(tài)值以及入口溫度最低點的試驗段熱效率如圖14所示。從圖14可看出，傾斜工況下穩(wěn)態(tài)熱效率均低于靜止條件，且傾斜角度越大，穩(wěn)態(tài)熱效率降低越多，這是由于回路傾斜導(dǎo)致流量減小，因此試驗段換熱能力越弱。同等傾斜角度下，橫傾的熱效率降幅最小，橫傾與縱傾耦合工況的熱效率降幅最大。

圖13 傾斜運動對試驗段入口溫度影響Fig.13 Influence of tilting motion on inlet temperature of test section

圖14 傾斜工況部分瞬態(tài)熱效率Fig.14 Partial transient thermal efficiency under tilting motion

2) 搖擺運動條件

圖15為兩組熱工工況靜止?fàn)顟B(tài)下不同截面的壁溫分布?？煽闯?，同一截面周向壁溫分布不均勻，距離螺旋管軸線較近的測點壁溫更高。這是由于螺旋管內(nèi)流體受到與流動方向垂直、指向旋轉(zhuǎn)軸線反方向的離心力作用，因此遠離軸線方向的流體與管壁對流換熱得到了強化，距離軸線較遠的外側(cè)區(qū)域的局部對流換熱系數(shù)高于內(nèi)側(cè)區(qū)域。

圖15 靜止?fàn)顟B(tài)下壁溫分布Fig.15 Wall temperature distribution under stationary condition

搖擺運動對螺旋管壁溫周期平均值的影響如圖16所示。搖擺條件下壁溫分布特性與靜止條件下一致，壁溫的波動幅值僅取決于運動條件。運動條件下同一測點的壁溫高于靜止條件；搖擺方向相同時，壁溫上升值隨著搖擺角度的增大和周期減小而增加，單橫搖運動壁溫上升幅度大于縱搖。搖擺運動附加力對壁溫周向分布的影響較小，流體因螺旋管結(jié)構(gòu)特性而受到的離心力對壁溫周向不均勻特性仍起主導(dǎo)作用。

不同搖擺條件下，同一測溫截面平均局部換熱系數(shù)h如圖17所示，螺旋管同一截面的周向局部換熱系數(shù)差別很大，海洋條件下壁溫波動會導(dǎo)致局部換熱系數(shù)變化。將螺旋管周向分為兩個不同的區(qū)域(圖18)，分別是內(nèi)側(cè)區(qū)域，即壁溫測點編號7-8-1-2-3的半圓形區(qū)域，以及外側(cè)區(qū)域，即壁溫測點3-4-5-6-7的半圓形。其中內(nèi)側(cè)區(qū)域壁溫較高，局部換熱系數(shù)低，而外側(cè)為壁溫較低的區(qū)域，局部換熱系數(shù)遠高于內(nèi)側(cè)區(qū)域，搖擺條件引起的壁溫波動對換熱系數(shù)的影響也遠大于內(nèi)側(cè)區(qū)域，即海洋條件對螺旋管換熱能力的影響，主要體現(xiàn)在外側(cè)區(qū)域。

圖17 搖擺條件螺旋管周向局部換熱系數(shù)Fig.17 Circumferential local heat transfer coefficient of helical-coiled tube under rocking condition

圖18 螺旋管換熱系數(shù)分布Fig.18 Distribution of heat transfer coefficient in helical-coiled tube

搖擺運動對螺旋管周期平均Nu的影響如圖19所示，可看出，低Re工況下?lián)u擺運動對螺旋管換熱特性影響明顯，當(dāng)Re>32 500時，縱搖對螺旋管平均Nu的影響幾乎可忽略不計，Re>35 000時，橫搖運動對平均Nu的影響也可忽略不計。本研究中橫搖運動下螺旋管平均換熱能力低于靜止?fàn)顟B(tài)，縱搖運動下螺旋管平均換熱能力高于靜止?fàn)顟B(tài)，且橫搖、縱搖對螺旋管換熱能力的影響隨著運動幅值和加速度的增加而增加，隨著Re的增加而降低。

圖19 搖擺條件螺旋管NuFig.19 Nu of helical-coiled tube under rolling condition

3) 起伏運動條件

起伏工況下螺旋管平均壁溫與靜止條件下幾乎無差別，流體入口溫度和出口溫度未隨運動呈現(xiàn)周期性變化(圖20)。說明在本研究中起伏運動對螺旋管試驗段的換熱特性無明顯影響。

圖20 起伏運動對螺旋管壁溫和流體溫度的影響Fig.20 Influence of undulating motion on temperatures of helical-coiled tube wall and fluid

4) 耦合運動條件

耦合運動條件下Nu的變化規(guī)律與對應(yīng)的單橫搖運動基本一致(圖21)，這是由本研究試驗回路布置及回路在運動平臺上的擺放位置決定的。當(dāng)回路做橫搖運動時，試驗回路的四條邊均垂直于搖擺軸，縱搖運動時水平部分平行于搖擺軸，此時水平部分流體受到的運動附加力垂直于流動方向，對于流體流動換熱的影響幾乎可忽略，因此在橫搖運動下流體受到的沿流動方向的附加力的分力更為顯著，所以橫搖對系統(tǒng)參數(shù)波動幅度以及流動換熱能力的影響都明顯高于縱搖。

圖21 耦合與單一海洋運動螺旋管Nu對比Fig.21 Comparison of Nu of helical-coiled tube under single and coupled motions

5) 流動換熱經(jīng)驗關(guān)系式

靜止?fàn)顟B(tài)下，螺旋管Nu試驗值與D-B公式以及Hardik提出的螺旋管流動換熱關(guān)系式對比如圖22所示。一般以D-B公式來衡量圓管湍流區(qū)域的換熱能力，本試驗工況范圍內(nèi)，隨著Re的增加，截面換熱系數(shù)相較圓管明顯提高，最大約高過15%。這是由于表征螺旋管彎管效應(yīng)的參數(shù)為迪恩數(shù)De=Re(d/Dc)0.5，迪恩數(shù)隨著Re單調(diào)遞增，因此在高Re情況下，螺旋管結(jié)構(gòu)引起的管內(nèi)二次流效應(yīng)更為顯著，促進了管內(nèi)流體的流動攪混，從而增強了螺旋管換熱能力。

圖22 Nu試驗值與經(jīng)驗關(guān)系式對比Fig.22 Comparison of experimental values and empirical relations for Nu

基于試驗數(shù)據(jù)，以D-B公式為基本形式，總結(jié)得到了本試驗螺旋管靜止?fàn)顟B(tài)下的Nu半經(jīng)驗關(guān)系式：

Nu=0.043 5(Dc/di)-0.16Re0.8Pr0.3

(1)

式中：Dc為螺旋直徑；di為管內(nèi)徑；Pr為普朗特數(shù)；適用范圍為25 000

本試驗中，根據(jù)海洋條件試驗值，對式(1)進行海洋條件修正：

Nu=(1+C)0.043 5(Dc/di)-0.16Re0.8Pr0.3

(2)

2.3 自然循環(huán)系統(tǒng)流動不穩(wěn)定性

本研究對回路在2 MPa壓力，低含氣率下的自然循環(huán)發(fā)生條件進行了研究。在靜止?fàn)顟B(tài)下提高試驗段加熱功率，直到發(fā)生系統(tǒng)流動不穩(wěn)定性后，略微降低功率，使回路退回穩(wěn)定狀態(tài)，開啟海洋平臺，逐漸增大運動參數(shù)，觀察是否出現(xiàn)流動不穩(wěn)定性現(xiàn)象以及流動不穩(wěn)定性的劇烈程度，來判斷不同的運動條件對系統(tǒng)流動不穩(wěn)定性發(fā)生點的影響。

經(jīng)過試驗發(fā)現(xiàn)，在本研究的運動工況范圍內(nèi)，橫搖、縱搖以及起伏運動均不會使回路自然循環(huán)流動不穩(wěn)定性提前出現(xiàn)，傾斜會使流動不穩(wěn)定性提前發(fā)生，且縱傾運動對流動不穩(wěn)定性的影響大于橫傾。

圖23為系統(tǒng)參數(shù)變化。從圖23可看出，回路傾斜會導(dǎo)致流動不穩(wěn)定性提前發(fā)生，且傾斜角度越大，回路參數(shù)波動越劇烈，流動不穩(wěn)定性現(xiàn)象更加顯著，同等傾斜角度下，縱傾引起的不穩(wěn)定性波動大于橫傾。當(dāng)回路發(fā)生此類流動不穩(wěn)定性時，流體出口溫度波動幅度大于入口溫度，且靠近試驗段入口、溫度較低的壁面溫度波動幅度大于溫度較高的壁面，與運動條件附加力引起的回路流動換熱參數(shù)波動趨勢不相符，溫度較低的區(qū)域壁溫和流體溫度的平均值與靜止條件下溫度差別較小，而溫度較高的區(qū)域流體溫度與壁溫均低于靜止?fàn)顟B(tài)下的值。回路平均流量與靜止條件下差別較小，因此此時回路時均換熱效率較靜止條件下更低，且試驗段出口附近流動換熱能力受影響更加嚴(yán)重。此狀態(tài)下，回路周期平均流動壓降遠高于水平位置，由于平均流量變化較小，因此流動不穩(wěn)定性發(fā)生時，回路平均流動阻力損失大幅增加。

圖23 系統(tǒng)參數(shù)變化Fig.23 Variation of parameter

3 試驗?zāi)M計算

3.1 回路建模

采用基于RELAP5 Mod3.2程序進行二次開發(fā)后的系統(tǒng)程序[15-16]針對試驗回路中的主要部件建立節(jié)點圖模型，如圖24所示?；芈分饕考菪茉囼灦巍⒗淠?、預(yù)熱器以及穩(wěn)壓器。

圖24 試驗回路的RELAP5節(jié)點圖Fig.24 RELAP5 model of test loop

3.2 靜止條件

靜止條件的計算值與對應(yīng)工況的試驗值對列于表2。由結(jié)果可看出，主要熱工水力參數(shù)的計算值與穩(wěn)態(tài)值吻合較好，可驗證所建立模型準(zhǔn)確可靠。

表2 靜止條件計算結(jié)果Table 2 Calculation result under stationary condition

3.3 運動條件

圖25、26分別為橫搖運動10°、6 s和15°、6 s以及橫搖與縱搖疊加的復(fù)合運動的回路流量試驗值與RELAP5計算值對比?？煽闯?，程序計算的自然循環(huán)流量同樣呈現(xiàn)出周期性波動，周期與搖擺周期一致，流量波動范圍與試驗值有微小差別，誤差在3%以內(nèi)。

圖25 橫搖運動流量變化Fig.25 Variation of flow rate under rolling motion condition

圖26 復(fù)合運動流量變化Fig.26 Variation of flow rate under coupled motion condition

表3列出RELAP5計算得到的橫搖運動下部分參數(shù)的結(jié)果與試驗值的對比，可看出計算值與試驗值的相對誤差都在5%以內(nèi)，試驗值與計算值符合較好。

表3 橫搖運動計算結(jié)果Table 3 Calculation result under rolling motion condition

圖27為計算得到的搖擺過程中試驗段進出口壓力變化以及進出口壓降。從圖27可看出，試驗段進出口壓力和壓降均呈現(xiàn)出周期性波動，波動周期與搖擺周期一致，與試驗所得規(guī)律相符。

圖27 壓降變化Fig.27 Variation of pressure drop

由以上計算結(jié)果分析可看出，通過對本研究中的試驗回路進行RELAP5建模，并進行海洋條件瞬態(tài)分析，得到的計算值與試驗值的誤差均在可接受范圍內(nèi)，計算值與試驗值吻合程度較高，因此可知采用此瞬態(tài)分析程序?qū)Ｑ髼l件下反應(yīng)堆建模計算可行。

4 結(jié)論

本文典型海洋運動條件下系統(tǒng)自然循環(huán)特性和螺旋管內(nèi)換熱特性開展了試驗研究和程序建模分析，得到的主要結(jié)論如下。

1) 傾斜運動會使回路穩(wěn)態(tài)流量和流動壓降下降。搖擺條件下，平均阻力系數(shù)較靜止條件略有提高。

2) 傾斜條件下穩(wěn)態(tài)熱效率低于水平狀態(tài)，橫傾與縱傾耦合會進一步降低熱效率。海洋運動條件對螺旋管對外側(cè)區(qū)域傳熱系數(shù)影響劇烈。搖擺運動對平均Nu的影響隨試驗段平均Re的增加而減小，起伏對回路流動換熱參數(shù)幾乎無影響?；谠囼灁?shù)據(jù)和文獻總結(jié)了海洋運動條件下螺旋管內(nèi)換熱經(jīng)驗關(guān)系式。

3) 試驗條件下?lián)u擺運動不會改變自然循環(huán)流動不穩(wěn)定性邊界，傾斜運動會降低流動不穩(wěn)定性閾值，隨著傾斜角度的增加，流動不穩(wěn)定性程度也更劇烈。

4) 二次開發(fā)的RELAP5能較準(zhǔn)確地對搖擺條件下試驗回路流動換熱特性進行計算分析，對短周期、大幅值的橫搖工況模擬結(jié)果表明，劇烈的橫搖會進一步削弱回路自然循環(huán)能力和螺旋管換熱能力。