超临界水实验回路热工水力分析

汪子迪，曹 臻，刘晓晶，程 旭

(上海交通大学 核科学与工程学院，上海 200240)



超临界水实验回路热工水力分析

汪子迪，曹 臻，刘晓晶，程 旭

(上海交通大学 核科学与工程学院，上海 200240)

作为超临界水堆失水事故分析的关键现象，跨临界过程(即超临界水堆的压力从超临界状态降到次临界状态22.1 MPa以下)受到国内外的关注。上海交通大学的超临界流体多功能实验回路(SWAMUP)计划对这一泄压过程进行实验研究。为确保该实验装置在实验过程中的安全性能，采用系统程序ATHLET-SC对该实验回路进行预计算分析，主要针对该系统在泄压跨临界过程中的热工水力参数，包括系统压力、冷却剂流量、加热棒壁面温度等展开计算，并讨论一些重要参数如泄压速度、加热棒加热功率等对计算结果的影响。计算结果表明，修改后的ATHLET-SC程序可模拟跨临界瞬态过程，在实验过程中，加热棒壁面温度不会超过设计上限温度，然而，回路中换热器的内外最高压差将会达6 MPa，这一点需在实验中特别考虑。

SWAMUP实验装置；跨临界瞬态；ATHLET-SC程序；预计算

超临界水堆(SCWR)为6种第4代核反应堆中的唯一水冷反应堆，各方面的特性在国内外得到广泛研究[1-2]。根据第4代核能系统国际论坛(GIF)超临界水堆系统筹划委员会制定的技术路线和研发计划，将于2020年建设一座小型(≤150 MWt)超临界水冷原型堆[3-4]。欧盟第七框架协议资助项目“超临界水冷堆燃料性能验证实验(SCWR-FQT)”的主要研究内容为超临界水冷回路及安全和辅助系统的小型燃料组件的安全许可申请所需的设计分析和验证，并以此作为建设原型堆的基础[5]。跨临界泄压过程是超临界水堆失水事故分析的关键。目前很多系统分析程序可模拟这一泄压过程，但依然缺少对这些跨临界模型的实验验证。作为SCWR-FQT项目的参与单位，上海交通大学的超临界流体多功能实验回路(SWAMUP)[6]承担了对该回路的安全许可申请的验证工作之一，即对跨临界泄压过程进行实验研究。本工作应用修改后的系统分析程序ATHLET-SC[7-8]对该回路进行预计算，对该系统泄压过程中的热工水力参数，包括系统压力、冷却剂流量、加热棒壁面温度等进行分析。此外，本文还将讨论一些重要的参数，包括泄压速度、加热棒加热功率以及临界热流密度(CHF)等对结果的影响。

1 系统介绍

SWAMUP实验装置如图1所示，该系统为一开式回路，包括1个主实验回路和2个冷却二回路。主回路主要包括柱塞泵、换热器、预热器、实验段和混合水箱。柱塞泵提供稳定的流量，使整个回路的压力保持在25 MPa左右。水箱中的水经由柱塞泵出来的冷却剂分为两条主支路，其中1条支路被旁排而不经实验段加热，以用来调整另一流经实验段支路的流量达到设计要求。经由实验段加热的支路中的流体先经过换热器(图2)，被已经过预热器和实验段加热的高温流体预热。该换热器为管式换热器，被预热的冷却剂在管内流动(二次侧)，由实验段流出的高温冷却剂在管内的9根小管(一次侧)内反向流动。之后这部分流体再被预热器和实验段加热。预热器为电加热，其作用是使实验段进口的温度达到设计值。实验段为一直流均匀加热棒束。实验段出口处的流体温度可达450 ℃。从实验段出口出来的这部分高温流体再次经由换热器预热二次侧流体后，与之前被旁排的那支流体在混合箱中混合，温度有所降低，最终被两个平行的冷却二回路继续冷却至60 ℃。主回路流体在最终进入开式水箱前，接有1个稳压器，之后会经过2个阀门K1和K2。稳态时，阀门K2打开，阀门K1关闭。瞬态开始后，在保持阀门K2打开的同时，阀门K1会打开，这时泄压开始，回路压力开始降低，进入跨临界过程。

图1 SWAMUP实验装置Fig.1 SWAMUP test facility

图2 换热器Fig.2 Heat exchanger

2 建模

SWAMUP实验装置的ATHLET模型如图3所示，该计算模型包含185个控制体、193个连接体、37根管、71个热构件。其中建模的关键参数已在图中标出，柱塞泵被60 ℃、10 m3/h流量流体的边界条件所替代，流经实验段支路的流量为3.6 m3/h，预热器功率为637.4 kW，实验段功率为63.6 kW，实验段出口流体温度为450 ℃，稳压器初始压力为25 MPa，水箱的边界条件为60 ℃、0.1 MPa。

图3 SWAMUP实验装置的ATHLET模型Fig.3 ATHLET model of SWAMUP test facility

3 稳态分析

在进行瞬态分析前，对程序进行稳态计算，程序运行2 000 s后，基本达到稳态，系统此时的关键参数接近回路设计值，关键热工水力参数设计值与计算值的对比列于表1。

图4为ATHLET-SC程序计算得到的实验段的运行参数随时间的变化。图5为稳态时主实验回路的温度分布。预热器进口的流体温度为385 ℃，在拟临界温度附近。实验段进口温度为439 ℃，出口温度达450 ℃。

表1 热工水力参数设计值与计算值的对比Table 1 Comparison of design and calculation values for thermal-hydraulic parameter

图4 实验段的运行参数随时间的变化Fig.4 Operation parameters of test section vs. time

图5 主实验回路的温度分布Fig.5 Temperature distribution of main test loop

4 瞬态分析

本工作的主要目的是分析回路装置在实验工况下各安全指标是否满足设计要求，所以，泄压过程中加热棒温度和系统压力的变化是本文分析的重点。

2 000 s后，瞬态开始，阀门K2保持打开的同时，阀门K1在0.1 s内打开，而实验段功率在泄压过程中保持63.6 kW不变。阀门K1打开后，实验段的压力开始下降，在约2 004.3 s时降到临界压力(22.1 MPa，图6a)，之后，实验段内流体的空泡份额从1.00开始下降，最终稳定在0.85左右(图6b)。

图6c为实验段棒束与冷却剂之间的换热模型随时间的变化。当模型代号为55时，流体处于超临界状态。而代号为49、48、45表示流体处于膜态沸腾区，代号35和25分别表示流体处于过渡沸腾区和核态沸腾区。另外，模型代号49表示此时流体换热形式为为气相换热，而25至48之间的数字代号则表示此时流体换热形式为两相换热。

当实验段压力降至临界压力以下时，实验段内的冷却剂流动由超临界流动变为两相流，在2 004.4 s时，冷却剂的换热模型变为膜态沸腾，在2 060 s时，变为过渡沸腾。图6d为换热器两端的压差曲线。当泄压发生后，首先受影响的是流动的下游方向，即换热器一次侧压力显著下降，而换热器二次侧的压力下降则较为缓慢，换热器的压差开始增加，在拟临界点附近达到极值。而后随着实验段流体变为气液两相，两相摩擦阻力系数较大，这导致实验段和预热器内的压差上升。但在经过临界点之后的一段时间内，实验段和预热器内的冷却剂由超临界状态变为两相流，这个相变过程使得压差有个暂时的下降。最大的压差出现在冷流体的进口和热流体的出口，即一次侧的出口和二次侧的进口，且最大压差将达6 MPa。

图6 瞬态时的系统变化Fig.6 System behavior in transient state

瞬态时系统各参数随时间的变化示于图7。从图7a可看出，泄压开始后，压差增大，实验段流量上升，在拟临界点附近达到峰值1.6 kg/s。而后由于实验段内流体发生了相变，流动阻力暂时增大，而流量取决于整个回路的压差和阻力，这导致实验段流量迅速降低，随泄压的继续，压差逐渐加大使实验段流量逐步回升，并保持在较初始流量更高的状态(图6d)。从图7b可看出，在达到临界点之前，随压力的下降，比定压热容显著上升，伴随流速的增加，使换热性能大幅提高；而系统压力达到临界压力后，流体的流速、比定压热容和汽化潜热显著下降，导致换热性能大幅降低。在2 030 s前，实验段内流体处于膜态沸腾区，气相的换热系数几乎等于整体的换热系数，但2 030 s后，空泡份额降低，气相的换热系数依然维持在较低水平，但液相的换热系数增加并占主导，使整体的换热系数有一上升，直至2 060 s时，流体进入过渡沸腾区后保持基本稳定。

加热棒壁面温度和冷却剂流体温度的变化是实验段流量和换热系数共同作用的结果。图7c为加热棒壁面温度随时间的变化曲线。由上述换热系数的分析可知，随泄压的进行，在达到临界压力前，换热系数增加，使加热棒壁面温度一直下降，直至达到拟临界点附近，换热系数的降低较流量下降的速度更快，壁面温度开始上升，出现峰值。而后空泡份额开始变化，如前所述，实验段流体的换热由气相膜态沸腾转变为两相膜态沸腾，液相的换热系数开始增加，使得实验段流体总的换热系数开始缓慢上升，而此时实验段流量仍很低，这使得实验段出口处壁面温度在短时间内稳定在一定幅度内，而2 030 s后随实验段流体换热系数和流量的同时快速上升，壁面温度开始下降直至缓慢稳定。从图7d可看出，实验段流体温度的变化基本与壁面温度的变化趋势一致。

图7 瞬态时系统参数随时间的变化Fig.7 System parameter vs. time in transient state

5 敏感性分析

5.1 泄压速率的影响

为模拟不同泄压速率对回路的影响，通过改变不同的阀门开度来实现，即在100%阀门开度的基础上分别减小到50%和增加到200%。泄压速率的敏感性分析列于表2。不同工况下系统参数的变化示于图8。从图8可看出，在50%和200%的阀门开度情况下，分别形成了两个峰值，并随着阀门破口面积的增大，实验段的降压速率增加，实验段流量的峰值也增加，这使得在阀门开度为200%的工况下，加热棒壁面温度在拟临界点附近的峰值更低。之后，随着流体流量和换热系数的降低，实验段流体温度又出现一个上升，在2 030 s左右，达到另一个峰值。与工况1相比，在工况3下，实验段流体的换热系数更小，而此时流量与其他工况基本相同，故而工况3的第2个峰值会更高。

表2 泄压速率的敏感性分析Table 2 Sensitivity analysis on depressurization rate

5.2 加热棒加热功率的影响

为了研究加热棒加热功率对结果的影响，在保证实验段出口温度(450 ℃)不变，即保证预热器和实验段加热总功率不变的前提下，改变预热器和实验段之间的功率分配。功率分配方式为：方式1，实验段加热功率63.6 kW，预热器加热功率637.4 kW；方式2，实验段加热功率100 kW，预热器加热功率601 kW；方式3，实验段加热功率150 kW，预热器加热功率551 kW。不同功率分配方式下系统参数的变化示于图9。由图9可知，以方式1作为基准，方式2、3的实验段加热功率逐渐增加，实验段的壁面温度和实验段流体温度在泄压过程中也会更高。如图9a所示，改变加热功率的分配会影响实验段流体的换热模型，对于方式3，实验段内流体一致保持在膜态沸腾区，未进入过渡沸腾区。而对于方式2，其实验段内流体进入过渡沸腾区的时间点也较方式1有所推迟，这影响到冷却剂的换热系数，从而使实验段的壁面温度和流体温度有高低之差。

图8 不同工况下系统参数的变化Fig.8 System parameters of different cases

图9 不同功率分配方式下系统参数的变化Fig.9 System parameters of different power distributions

5.3 临界热流密度系数的影响

在本节中，增大临界热流密度系数，是指提高了临界热流密度和返回核态沸腾的温度，这就使实验段流体提早由膜态沸腾向核态沸腾转变。本节讨论临界热流密度系数因子分别为0.2、1.0和2.0三种情况下系统参数的变化(图10)。从图10a可看出，不同于其他两种情况，当临界热流密度系数因子为2.0时，实验段流体由过渡沸腾进入到核态沸腾区，且此时换热系数瞬间增大，加热棒壁面温度瞬间下降，如图10b、c所示。由图10d可看到，临界热流密度系数的改变对实验段冷却剂温度的影响不大。

5.4 气相强制对流换热系数的影响

由前述瞬态工况的分析可知，在膜态沸腾区时，实验段流体气相的换热系数基本等于流体总的换热系数(气相换热系数与液相换热系数之和)。本节讨论当气相强制对流换热系数(HTC)因子分别为0.2、1.0、2.0时，系统各热工水力参数的变化(图11)。从图11可看出，以上3种条件下，实验段流体的换热模型转变很相似，但冷却剂的换热系数却差别很大，导致其对应的最高壁面温度分别为708、449和438 ℃，即随换热系数因子的升高，最高壁面温度降低。这是因为当换热系数因子为0.2时，过低的换热系数导致加热棒在泄压过程时出现了沸腾危机，这使壁面温度在拟临界点附近会明显升高，一度升至大于700 ℃。而此时，实验段内的流体温度也由于换热系数太低会有一个骤降。之后随泄压的进行，实验段冷却剂的空泡份额逐渐降低，液相开始增多，气相的换热开始减弱，总的换热系数开始增大。直至在2 060 s左右实验段流体进入过渡沸腾区，液相换热占主导地位后，这3种条件下的换热系数基本趋于一致，壁面温度和流体温度也基本趋于一致。

图10 不同临界热流密度系数因子下系统参数的变化Fig.10 System parameters of different CHF coefficient factors

图11 不同气相强制对流换热系数因子下系统参数的变化Fig.11 System parameters on different HTC factors of forced convection to vapor

6 结论

本文使用修改后的ATHLET-SC程序对SWAMUP实验装置建模，并对回路的热工水力特性进行分析。结果表明，被修改后的ATHLET-SC程序完全可计算跨临界瞬态过程。计算结果显示，在泄压开始后的4.3 s内，实验段压力降至超临界压力以下，实验段内的冷却剂换热模式会经过膜态沸腾、过渡态沸腾或核态沸腾(取决于不同的计算模型)阶段，最高壁面温度发生在膜态沸腾区。敏感性分析表明：泄压速率越大，加热棒最高壁面温度越高；加热棒功率越高，最高壁面温度越高；临界热流密度系数因子增大时，其换热模型由过渡态沸腾转变为核态沸腾；气相的换热系数因子越小，其最高壁面温度越高。另外需特别考虑的是，回路中换热器的内外压差将达6 MPa，这在实验过程中需予以考虑。

感谢德国GRS核安全中心提供ATHLET程序。

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Thermal-hydraulic Analysis of SWAMUP Test Facility

WANG Zi-di, CAO Zhen, LIU Xiao-jing, CHENG Xu

(SchoolofNuclearScienceandEngineering,ShanghaiJiaoTongUniversity,Shanghai200240,China)

Trans-critical transients, i.e. the pressure in the reactor system undergoing a rapid decrease from the supercritical pressure to the subcritical condition, are of crucial importance for the LOCA analysis of supercritical water cooled reactor (SCWR). To obtain more knowledge about this process, the supercritical water multipurpose loop (SWAMUP) test facility in Shanghai Jiao Tong University (SJTU) will be applied to provide test data for the process. Some pre-test calculations are necessary to show the feasibility of the experiment. In this study, the trans-critical transient analysis was performed for the SWAMUP test facility with the system code ATHLET-SC which was modified in SJTU. The system behaviors including system pressure, coolant mass flow, and wall temperature of heating rod during the depressurization were presented. The effects of some important parameters such as depressurization rate, heating power of heating rod on the system characteristics were also investigated. The results indicate that the revised system code ATHLET-SC is capable of simulating thermal-hydraulic behaviors during the trans-critical transient. According to the results, the wall temperature of heating rod during the transient is kept below the design limit. However, the pressure difference between the heat exchanger inside and outside after depressurization could reach 6 MPa, which should be considered in the test.

SWAMUP test facility; trans-critical transient; ATHLET-SC code; pre-test calculation

2014-03-26;

2014-05-09

高等学校博士学科点专项科研基金资助项目(20110073120045)

汪子迪(1991—)，男，江西婺源人，硕士研究生，核能科学与工程专业

TL333

A

1000-6931(2015)07-1191-09

10.7538/yzk.2015.49.07.1191