任佳星, 王若好, 王方東, 喬守旭, 韋宏洋, 譚思超, 高璞珍

(哈爾濱工程大學(xué) 黑龍江省核動(dòng)力裝置性能與設(shè)備重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,黑龍江 哈爾濱 150001)

壓水堆的燃料組件由帶定位格架的棒束組成,除支撐和定位燃料組件外,定位格架對(duì)增強(qiáng)冷卻劑攪混,強(qiáng)化換熱和提高安全性等方面起到重要作用[1]。當(dāng)反應(yīng)堆處于正常運(yùn)行過(guò)冷沸騰和事故工況下,燃料組件內(nèi)部會(huì)形成氣液兩相流動(dòng),受壓力、相變、對(duì)流及局部效應(yīng)等的影響,氣液兩相間交界面的形狀、尺度等會(huì)隨流動(dòng)發(fā)生變化,導(dǎo)致空泡份額、相界面濃度和相間漂移速度等參數(shù)發(fā)生變化,從而影響兩相間的傳熱傳質(zhì)及相間阻力特性[2]。傳統(tǒng)的兩相流的計(jì)算方法通常從兩相流宏觀現(xiàn)象出發(fā)[3],根據(jù)不同的相界面特征劃分不同的流型,針對(duì)各種流型分別開(kāi)展實(shí)驗(yàn)研究并基于流道的平均實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)建立各參數(shù)的預(yù)測(cè)模型[4]。在使用過(guò)程中,首先根據(jù)流動(dòng)工況確定流型,進(jìn)而根據(jù)流型選擇不同的空泡份額及相界面濃度等參數(shù)的預(yù)測(cè)關(guān)聯(lián)式,RELAP5、TRACE及COBRA-TF等核電系統(tǒng)分析程序均采用這種計(jì)算方法。實(shí)際兩相流的相界面結(jié)構(gòu)隨流動(dòng)的發(fā)展始終在發(fā)生改變[5],氣泡受相間作用力的影響會(huì)發(fā)生破裂、聚合等現(xiàn)象并引起流型的轉(zhuǎn)變,而采用基于流型的預(yù)測(cè)方法一般使用單一流型的預(yù)測(cè)關(guān)聯(lián)式進(jìn)行完整模型的計(jì)算,無(wú)法考慮流型轉(zhuǎn)變引入的預(yù)測(cè)偏差。因此有必要對(duì)兩相流相界面結(jié)構(gòu)的沿程變化進(jìn)行研究,獲得其動(dòng)態(tài)變化特性,促進(jìn)對(duì)現(xiàn)有靜態(tài)預(yù)測(cè)模型的評(píng)價(jià)與改進(jìn)。

本文對(duì)帶定位格架的5×5棒束通道空氣-水兩相流開(kāi)展實(shí)驗(yàn)研究,獲得氣液兩相相界面結(jié)構(gòu)參數(shù)的截面分布規(guī)律及軸向演化規(guī)律;基于截面分布數(shù)據(jù)進(jìn)行面積平均獲得其一維輸運(yùn)特性;并分析定位格架及氣相表觀流速對(duì)相界面結(jié)構(gòu)輸運(yùn)的影響。

1 棒束通道兩相流實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)

1.1 實(shí)驗(yàn)回路

本文所采用的實(shí)驗(yàn)回路如圖1所示,在5×5棒束通道豎直向上兩相流實(shí)驗(yàn)中,水泵驅(qū)動(dòng)水箱中的去離子水經(jīng)過(guò)濾器后,分兩路進(jìn)入氣泡發(fā)生器及豎直實(shí)驗(yàn)段,經(jīng)氣水分離器進(jìn)行氣水分離后回到水箱。一體式空壓機(jī)產(chǎn)生壓縮空氣儲(chǔ)存于容積300 L的壓縮空氣罐,壓縮空氣經(jīng)電磁閥進(jìn)入氣泡發(fā)生器,進(jìn)而進(jìn)入實(shí)驗(yàn)段及氣水分離器,最終排入大氣。

注:1.空氣壓縮機(jī),2.干燥器,3.空氣過(guò)濾器,4.氣罐,5.減壓閥,6.質(zhì)量流量控制器,7.給水,8.給水過(guò)濾器,9.水箱,10.離心泵,11.過(guò)濾器,12.電磁流量計(jì),13.分流器,14.氣泡發(fā)生裝置,15.電導(dǎo)探針測(cè)量系統(tǒng),16.定位格架,17.光學(xué)測(cè)量系統(tǒng),18.多段壓差測(cè)量系統(tǒng),19.實(shí)驗(yàn)本體,20.數(shù)據(jù)采集系統(tǒng),21.計(jì)算機(jī)終端,22.氣水分離器。圖1 棒束通道兩相流實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)Fig.1 Schematic diagram of the experimental system

實(shí)驗(yàn)段的結(jié)構(gòu)圖如圖2所示,實(shí)驗(yàn)段總長(zhǎng)1 500 mm,為三段拼接式結(jié)構(gòu),每段長(zhǎng)500 mm,圍成截面為66.1 mm×66.1 mm的正方形內(nèi)流道,棒的直徑為9.5 mm,棒間距為12.6 mm,內(nèi)置帶攪混翼的定位格架,如圖2(c)所示,其由條帶、鋼凸、彈簧及攪混翼片組成。在實(shí)驗(yàn)段上布置多個(gè)探針測(cè)量窗口,可以固定電導(dǎo)探針,并通過(guò)調(diào)整探針在流道內(nèi)部的相對(duì)位置實(shí)現(xiàn)對(duì)流道徑向相界面參數(shù)的測(cè)量。

圖2 棒束通道實(shí)驗(yàn)本體結(jié)構(gòu)Fig.2 Schematic diagram of rod bundle channel test section

1.2 測(cè)量設(shè)備

液相體積流量采用OPTIFLUX 2000電磁流量計(jì)進(jìn)行測(cè)量,其量程為90.5 m3/h,不確定度為0.3%?？諝饬髁坎捎肧evenstar D07-23F型質(zhì)量流量計(jì)測(cè)量,其量程為30 SLM,不確定度為滿量程值的±1.5%。壓力和差壓采用Rosemount 3051CD差壓變送器測(cè)量,其量程為50 kPa,精度等級(jí)為0.075級(jí)。

兩相流氣相參數(shù)的測(cè)量采用如圖3所示的自制4頭電導(dǎo)探針進(jìn)行測(cè)量,4頭電導(dǎo)探針的測(cè)量面積約為0.2×0.2 mm2,上下游探針間距約為1.5 mm。探針尖端最小尺寸為50 μm左右,因此,探針對(duì)氣泡上游界面的侵入效應(yīng)影響較小。

圖3 電導(dǎo)探針測(cè)量窗口Fig.3 The conductivity probe measurement window

(1)

式中:T為測(cè)量時(shí)間;Nb為氣泡數(shù)量;Δtg,j為第j個(gè)氣泡在探針尖端的停留時(shí)間。

(2)

式中:Δs為2個(gè)探針在主流方向上的軸向距離;tdelay, j為第j個(gè)氣泡與上下游探針作用的時(shí)間差;Neff為4個(gè)探針同時(shí)記錄到的有效氣泡信號(hào)數(shù)。

(3)

式中:vi和ni分別為第j個(gè)界面的界面速度和界面單位法向量;N為時(shí)間間隔T內(nèi)通過(guò)的相界面數(shù)。

2 實(shí)驗(yàn)工況及測(cè)量方法

2.1 實(shí)驗(yàn)工況

為研究棒束通道兩相流的相界面結(jié)構(gòu)輸運(yùn)特性,選取4個(gè)泡狀流實(shí)驗(yàn)工況開(kāi)展實(shí)驗(yàn),分別在40.4Dh、68.1Dh、79.3Dh及90.5Dh處使用4頭電導(dǎo)探針進(jìn)行測(cè)量,獲得空泡份額、氣泡速度、相界面濃度、平均索特直徑及氣泡頻率等參數(shù)的截面分布。水的表觀流jf為0.7 m/s,實(shí)驗(yàn)工況的大氣壓下空氣的表觀流速具體如表1所示。68.1Dh位置處的流動(dòng)工況在流型圖上的分布如圖4所示。

表1 實(shí)驗(yàn)工況表Table 1 Measurement conditions

圖4 定位格架上下游兩相流流型圖Fig.4 Upstream and downstream flow regimes of rod bundle channel with a spacer grid

圖5 探針測(cè)量點(diǎn)布置Fig.5 Probe measurement points arrangement

圖6 探針氣相速度及氣體流量計(jì)測(cè)量結(jié)果對(duì)比Fig.6 Comparison of gas-phase velocity measured by conductivity probe and flow meter

2.2 測(cè)量方法

在定位格架下游,氣液兩相流體受到強(qiáng)烈的攪混作用,相界面結(jié)構(gòu)參數(shù)分布發(fā)生變化,需要增加測(cè)量點(diǎn)以提高實(shí)驗(yàn)精度。采用如圖 5所示的測(cè)量點(diǎn)布置方式,包含了中心子通道、邊通道以及棒壁面邊緣處流道中心位置在內(nèi)的21個(gè)測(cè)量點(diǎn)。同時(shí),為了獲得足夠多的有效氣泡數(shù)量,使用電導(dǎo)探針在每個(gè)測(cè)點(diǎn)以50 kHz的采樣頻率持續(xù)測(cè)量至少60 s。

2.3 測(cè)量精度驗(yàn)證

為了實(shí)現(xiàn)對(duì)電導(dǎo)探針測(cè)量精度的驗(yàn)證,本文采用電導(dǎo)探針測(cè)得的氣泡速度的一維截面平均值與氣體流量計(jì)的測(cè)量值進(jìn)行對(duì)比。由于僅獲得了棒束通道內(nèi)一條直線上的參數(shù)值,選用Paranjape[8]和任全耀[9]的截面平均方法,假設(shè)相界面參數(shù)的分布滿足冪函數(shù)分布,積分得到一維截面參數(shù)平均值。

如圖 6所示,<αvg>表示基于空泡份額加權(quán)的一維氣泡速度截面平均值,z表示z截面上壓力計(jì)算得到的氣體流速的截面平均值,實(shí)驗(yàn)得到的工況數(shù)據(jù)絕大部分處于20%誤差線以內(nèi),因?yàn)槿肟跅l件,僅在40.4Dh處的2組工況誤差較大。

Wu等[10]將4探頭電導(dǎo)探針測(cè)量的氣泡分為Group-Ⅰ(球形氣泡和變形氣泡)和Group-Ⅱ(帽狀氣泡、泰勒氣泡和攪混氣泡)2類,本文所選工況皆為泡狀流,對(duì)應(yīng)為Group-Ⅰ類氣泡。圖 7給出了40.4Dh處不同氣相流速下,氣泡頻率和空泡份額的徑向分布,其中橫坐標(biāo)x表示探針測(cè)量點(diǎn)距離左壁面的距離,淺矩形陰影表示燃料棒所在位置。

如圖7(a)所示,工況1條件下,總體上球形氣泡與變形氣泡的數(shù)量相差不大,棒束壁面附近球形氣泡較多。隨著氣相速度的增大,中心棒兩側(cè)子通道中心處變形氣泡較多,棒束壁面附近球形氣泡較多且差值變大。如圖7(b)所示,增大氣相流速,總空泡份額增大,且變形氣泡空泡份額所占的比值增大。由于氣相流體是由本體底部中心處圓柱形多孔介質(zhì)產(chǎn)生,在距離入口處較近時(shí),大氣泡沒(méi)有充分流動(dòng)、擴(kuò)散出去,聚集在通道中心的子通道中,導(dǎo)致相界面參數(shù)的分布與冪函數(shù)分布相差較大,計(jì)算得到的截面平均參數(shù)的誤差增大。計(jì)算全部截面工況的平均誤差為±20.85%,定位格架下游截面的平均誤差為±13.57%,說(shuō)明4探頭電導(dǎo)探針的測(cè)量結(jié)果較為合理。

圖7 定位格架上游不同氣相表觀流速下相界面參數(shù)對(duì)比Fig.7 Comparison of interfacial parameters under different superficial gas velocities upstream of the spacer grid

3 相界面結(jié)構(gòu)輸運(yùn)特性分析

利用4探頭電導(dǎo)探針對(duì)棒束通道內(nèi)各截面的典型工況進(jìn)行測(cè)量,分析空泡份額α,相界面濃度ai、氣泡速度vg、平均索特直徑Dsm和氣泡頻率f等相界面參數(shù)的徑向分布特性與一維軸向演化特性,并且分析氣相流速對(duì)相界面參數(shù)分布的影響。

3.1 局部相界面結(jié)構(gòu)沿程變化

圖8給出了工況2(jf=0.7 m/s和jg,atm=0.05 m/s)在40.4Dh、68.1Dh、79.3Dh和90.5Dh處空泡份額、相界面濃度、氣泡速度和平均索特直徑的徑向分布,其中40.4Dh處位于定位格架上游充分發(fā)展段,其余截面位于格架下游。在定位格架上游,流動(dòng)未受到攪混作用的影響,相界面結(jié)構(gòu)參數(shù)呈對(duì)稱分布。如圖 8(a)和(b)所示,格架上游處空泡份額和相界面濃度的局部峰值在棒壁面邊緣附近得到,在子通道中心處取得最小值,此種分布類型即為“壁峰型”分布[11],經(jīng)判別本文所選全部工況皆為“壁峰型”分布。

圖8 工況2相界面結(jié)構(gòu)參數(shù)徑向分布演化Fig.8 Development of radial profile of interfacial parameters for condition 2

氣泡在流動(dòng)過(guò)程中所受的橫向力主要有指向壁面的升力[12]、促使氣泡遠(yuǎn)離壁面的壁面(潤(rùn)滑)力[13]及湍流耗散力[14]等,其合力即為氣泡受到的凈橫向力,在其影響下,在流動(dòng)過(guò)程中氣泡向壁面處移動(dòng),導(dǎo)致棒壁面附近的空泡份額增大。在泡狀流條件下,由于氣泡尺寸較小,形狀較為規(guī)則,空泡份額和相界面濃度近似呈線性分布,相界面濃度也隨之增大。

如圖 8(c)和(d)所示,氣泡速度和平均索特直徑沿徑向分布相對(duì)穩(wěn)定。氣泡速度的分布與空泡份額相反,在子通道中心處取得峰值,這主要是由于氣泡在壁面處聚集引起速度降低導(dǎo)致的。受到入口條件的影響,變形氣泡聚集在子通道中心處,導(dǎo)致平均索特直徑的峰值不明顯,在整個(gè)截面中心附近較大,截面兩側(cè)壁面附近較小。

圖9所示為定位格架上下游流動(dòng)結(jié)構(gòu),可以看出,兩相流體經(jīng)過(guò)定位格架之后,受到了定位格架的攪混作用、剪切作用、壓降作用等因素的綜合影響,使得相界面結(jié)構(gòu)參數(shù)發(fā)生了一定變化[15]。如圖 8(a)和(b)所示,空泡份額以及相界面濃度的峰值均發(fā)生了偏移,壁面處峰值降低,氣泡存在向子通道中心處聚集的趨勢(shì),這主要是由于定位格架引起了流體的橫向移動(dòng)造成。

圖9 工況2定位格架上下游流動(dòng)結(jié)構(gòu)圖Fig.9 Flow structure in the upstream and downstream of spacer grid for condition 2

圖10 不同氣相表觀流速相界面結(jié)構(gòu)參數(shù)徑向分布對(duì)比Fig.10 Comparison of radial profile of interfacial parameters under different superficial gas velocities

圖11 相界面結(jié)構(gòu)參數(shù)截面平均值一維軸向演化Fig.11 One-dimensional development of averaged interfacial parameters

如圖8(c)和(d)所示,氣泡速度的徑向分布變化不明顯,但是平均索特直徑的分布受到了較大的影響。在68.1Dh處,流體經(jīng)過(guò)格架后,氣泡尺寸顯著減小,并且在子通道中心處出現(xiàn)了較為明顯的局部最小值,這與格架上游存在明顯差異。這是主要是由于定位格架對(duì)氣泡的剪切導(dǎo)致氣泡的整體尺寸減小,原子通道中心處的變形氣泡被切割后轉(zhuǎn)變?yōu)槌叽巛^小的球形氣泡,入口條件的影響被削弱。此位置處平均索特直徑變?yōu)榈湫汀氨诜逍汀狈植继攸c(diǎn),即平均索特直徑在棒壁面附近存在局部峰值,在子通道中心存在局部最小值。這種現(xiàn)象也印證了氣泡在棒壁面處聚集的判斷,正是因?yàn)闅馀莸木奂喜?dǎo)致了氣泡尺寸的增大。

在90.5Dh處,氣泡經(jīng)過(guò)定位格架后發(fā)展了一段距離,由于液相湍流和升力的綜合作用,氣泡的整體尺寸增大,棒壁面間隙處氣泡尺寸相對(duì)減小,大氣泡存在向子通道中心處移動(dòng)的趨勢(shì),這是因?yàn)殡S著氣泡在棒壁面間隙處聚集,減小了附近的流道面積,液相流體的速度梯度發(fā)生改變,升力方向轉(zhuǎn)變?yōu)橹赶蜃油ǖ乐行奶帉?dǎo)致的。

3.2 氣相表觀流速對(duì)相界面結(jié)構(gòu)的影響

為探究氣相表觀流速對(duì)相界面結(jié)構(gòu)分布的影響,圖 10所示為各工況下定位格架下游L/Dh=68.1,jf=0.7 m/s處相界面結(jié)構(gòu)參數(shù)徑向分布的對(duì)比。在泡狀流條件下,氣相流速較小,湍流導(dǎo)致的氣泡破裂,氣泡聚合發(fā)生的概率較小。隨著氣相表觀流速的增大,相界面結(jié)構(gòu)參數(shù)仍保持“壁峰型”分布特性。由于氣泡的頻率和尺寸增大,空泡份額和相界面濃度的分布相似且均有所增大。氣泡速度總體上比較穩(wěn)定,由于氣相離散,液相連續(xù),隨氣相表觀流速的增大有減緩增大趨勢(shì),氣泡速度主要受液相的速度影響。與此同時(shí),由于氣泡速度增大而液相速度不變,導(dǎo)致氣液兩相的相對(duì)速度增大,升力的作用導(dǎo)致α和ai通道中心處的峰值更加明顯。

3.3 一維相界面參數(shù)分布特性

為了研究5×5棒束通道內(nèi)相界面參數(shù)的一維分布特性,對(duì)各工況下各截面處的相界面參數(shù)α、ai、vg和Dsm分別取面積平均值得到〈α〉、〈ai〉、〈vg〉和〈Dsm〉,并將其繪制于圖 11中,jf為0.7 m/s。

定位格架對(duì)氣泡的作用主要可以分為湍流漩渦導(dǎo)致的氣泡聚集和攪混翼片、剛凸和彈簧對(duì)氣泡的剪切導(dǎo)致的氣泡破裂2類,共同作用在氣泡上并產(chǎn)生相反的結(jié)果。當(dāng)漩渦導(dǎo)致的氣泡聚集占優(yōu)勢(shì)時(shí),氣泡尺寸增大,向子通道中心聚集;當(dāng)剪切導(dǎo)致的氣泡破裂占優(yōu)勢(shì)時(shí),氣泡被切割成小氣泡并向壁面處聚集。本文所選工況下,并未存在占絕對(duì)優(yōu)勢(shì)的一類作用,故相界面參數(shù)的分布特性需要同時(shí)考慮2種作用的影響。

如圖 11(a)所示,經(jīng)過(guò)定位格架后,空泡份額有所降低,結(jié)構(gòu)的差異主要是因?yàn)槎ㄎ桓窦艿臋M向作用力導(dǎo)致氣泡向子通道中心方向聚集,但是沒(méi)有在子通道中心處形成峰值,根據(jù)本文選取的截面平均方法,其峰值所在位置并未被用來(lái)計(jì)算截面平均值,導(dǎo)致〈α〉偏小。但是由圖 11(a)所示,經(jīng)過(guò)定位格架后空泡份額是存在增大的趨勢(shì)的,這是由于定位格架的攪混作用導(dǎo)致其下游形成壓降區(qū),造成氣泡在壓降區(qū)內(nèi)聚集引起的。經(jīng)過(guò)定位格架作用區(qū),隨著流動(dòng)的發(fā)展,壓強(qiáng)的減小導(dǎo)致氣泡膨脹,〈α〉逐漸增大,圖 11(d)中經(jīng)過(guò)定位格架后〈Dsm〉的增大也證明了該觀點(diǎn)。

如圖 11(b)所示,經(jīng)過(guò)定位格架后,相界面濃度顯著升高,這主要是因?yàn)槎ㄎ桓窦軐?duì)氣泡的剪切作用所導(dǎo)致的,圖 9直觀地展現(xiàn)了氣泡流經(jīng)定位格架后氣泡尺寸的減小及數(shù)量的增加,這都將導(dǎo)致相界面濃度的升高。經(jīng)過(guò)定位格架作用區(qū)后,隨著流動(dòng)的發(fā)展,定位格架導(dǎo)致的湍流作用減弱,氣泡的聚合大于破裂,氣泡的尺寸增大但相界面濃度降低。

如圖 11(c)所示,經(jīng)過(guò)定位格架后,氣泡速度的徑向分布變化不大,但是〈vg〉有所降低,這是由于定位格架產(chǎn)生的壓降區(qū)導(dǎo)致的,氣泡在此區(qū)域內(nèi)聚集,氣泡發(fā)生橫向移動(dòng),氣泡沿主流方向的速度降低。經(jīng)過(guò)定位格架作用區(qū)后,隨著流動(dòng)的發(fā)展,氣泡速度重新增大,并在較小的范圍內(nèi)波動(dòng)。

4 結(jié)論

1)在5×5棒束通道內(nèi),由于燃料組件的存在,受升力等橫向作用力的綜合作用,展平了通道的中心峰,相界面結(jié)構(gòu)參數(shù)的徑向分布呈波峰波谷交替出現(xiàn)的形式。

2)定位格架對(duì)相態(tài)分布的影響主要受湍流漩渦聚集和格架剪切破裂的綜合作用,二者產(chǎn)生的作用結(jié)果相反,對(duì)不同工況需要具體分析。

3)定位格架下游會(huì)形成壓降區(qū),在壓降區(qū)內(nèi)部相界面結(jié)構(gòu)參數(shù)的分布發(fā)生劇烈變化,流經(jīng)壓降區(qū)后,隨著流動(dòng)的發(fā)展,定位格架的影響逐漸減弱,相界面參數(shù)分布逐漸恢復(fù)。