射流冲击圆管附近液钠流动换热特性研究

赵大卫等

摘要：钠冷反应堆中间隔离回路上的蒸汽发生器传热管发生破裂时，传热管内高压蒸汽向液钠内的喷射可能引发周围传热管的二次失效。针对此现象，本研究开展了钠池内射流冲击圆管附近的流动换热实验研究。在液钠和不锈钢圆管展现不同润湿特性的情况下，获得了圆管周向的局部空泡份额α及局部换热特性。在润湿工况下，随着与圆管前端冲击滞止点夹角θ的增大α单调下降，其下降速率在θ>120°区域明显增大；在非润湿工况下，圆管周向的α基本保持恒定。气体射流在圆管附近的流动特性与其传热特性密切相关。润湿工况圆管壁面Nuθ的周向分布与单相气体射流冲击圆管结果一致。非润湿工况下，气体在圆管后方驻点处的汇流给圆管上表面周围流动带来很大扰动，强化了圆管后驻点附近的换热。

关键词：射流冲击；两相流动换热；空泡份额；接触角

中图分类号： V435 文献标识码：A 文章编号：1674-098X（2015）07（c）-0000-00

1 前言

液钠具有高导热系数，高沸点的优良物性和较低的快中子吸收截面，被选为快中子增殖堆的理想冷却剂。但是钠冷快堆中间隔离回路上的蒸汽发生器在传热管出现事故破裂时，传热管内高温高压水以临界流速的蒸汽形式喷射入常压高温液钠中。临近完好的传热管在蒸汽强烈冲击并伴随钠水间化学反应的剧烈放热环境下可能会依次破裂，形成传热管的二次失效[1]。为了评估钠冷快堆蒸汽发生器的安全性，日本原子能机构（JAEA）进行了小比例缩放蒸汽发生器的事故实验SWAT-1R[2]。由于钠水反应的过程过于复杂，实验中所获取信息有限。水和液体金属中的气体自由射流区域内的空泡份额分布已经由前人采用电导探针及中子摄像的方法进行测量[3～4]，气体在液体中射流冲击圆管的相关实验却鲜有报道。本文将采用惰性气体氩气冲击钠池内水平放置加热圆管的下表面，获得无钠水反应时气体射流冲击带来的两相流动对圆管周向换热的影响。由于液相与固壁间的润湿特性对气-液两相流动与固壁间的流动及换热特性有非常大的影响。考虑到液钠与不锈钢管壁间的接触角随液钠温度提升变化巨大[7]，本文在不同液钠-管壁润湿特性下对气体射流圆管附近的流动换热特性进行了分析。

2 实验系统及方法

2.1实验回路

图1中给出了气体钠池内冲击射流圆管流动换热实装置示意图。液钠被储钠罐外壁电加热丝升温融化后，由储钠罐顶部冲入的氩气压入不锈钢的液钠池内。液钠池内径80mm，长1000mm，外壁缠绕电加热丝使池内液钠维持在恒定工作温度。外径为20mm的圆管水平浸入并固定在液钠中，液面距其上表面约350mm。压力瓶中的高纯氩气由减压阀降压，再经预热段升温至工作液钠温度后，通过固定在不锈钢缸筒底部中心处的竖直喷管冲击圆管底部。其流速由流量控制器调节并记录。氩气喷管内径3.5mm，喷管轴心正对实验圆管圆心，喷管出口距圆管下表面25mm。

水及液体金属中的气体空泡份额的测量一般采用电导率探针。电导率探针水平布置在距圆管表面2mm处，其前端1mm探测触头位于氩气喷管轴线上。气体射流冲击实验中，以θ=30°间隔将圆管和电导率探针一并旋转，从而得到圆管周向的空泡份额分布。对于换热实验，由圆管内部加热丝产生均匀表面热流密度。管壁外表面的管壁壁温由镶嵌在管壁表面上的8根K型热电偶测量。8根热电偶以45°间隔均匀分布在圆管周向。实验装配过程中，热电偶探头截面也正对氩气喷管轴线。图1中布置在液钠缸筒内壁附近的热电偶测量圆管周围液钠温度，布置在竖直喷管出口上游氩气管道内的热电偶测量预热后的氩气温度。

图1 射流冲击液钠流动换热实验装置

2.2 不同润湿特性下的实验工况

液钠在不锈钢表面的接触角在260℃之前稳定在140°，为非润湿工况。当液钠温度超过260℃后，接触角迅速下降。在300℃时，液钠在不锈钢表面的接触角已经低于90°，为润湿工况。因此，非润湿条件下的空泡份额及传热实验选取在液钠温度低于200℃的工况；润湿条件下的传热实验选取在液钠温度高于300℃的工况。润湿条件下的空泡份额实验选取在200℃液钠中的镀镍圆管周围，以保证电导率探针的工作温度不能高于其极限温度270℃。

图2 液钠在各种材料表面上的接触角随液钠温度的变化趋势[5]

3 空泡份额周向分布特性

由图3中不同速度的氩气射流冲击下圆管附近空泡份额的周向分布可以看出：润湿工况下，圆管底部射流滞止点处的空泡份额α最高；在滞止点下游，α随偏离滞止点夹角θ的增大，而逐渐降低。当偏离夹角θ>120°后，α下降速度明显加快。而在非润湿工况下，空泡份额α在圆管周向无明显变化。在圆管迎接射流冲击的半圆面，即θ<90°时，管壁润湿特性对靠近壁面2mm处的空泡份额影响不大。

（a） 润湿工况下空泡份额的周向分布 （b） 非润湿工况下空泡份额的周向分布

图3 射流冲击下圆管附近空泡份额的周向分布

在图4中进行的水中可视化对比实验显示：射流气体在冲击圆管下端滞止点后，在浮力及Coanda效应[6]驱使下，夹裹液滴沿管壁向上流动。对于图4（a）中涂有亲水涂层的圆管，气泡在圆管上部脱离管壁，与壁面液体分离。对于图4（b）中涂有疏水涂层的圆管，圆管上部未发生明显气泡在脱离管壁现象。圆管两侧气泡流在管壁后驻点处交汇后上升。因此，润湿工况下，钠池内气体射流所表现出的圆管上部空泡份额迅速下降，表明喷射气流在圆管上部与壁面周围液体分离。非润湿工况下，喷射气流夹带钠滴在圆管上部后驻点附近交汇，圆管周向空泡份额分布基本恒定。

（b） 非润湿工况

图4 水中气体射流冲击圆柱的可视化两相流动特性

4 局部换热系数周向分布特性

图5中给出射流冲击工况下钠池内圆管周向上的局部换热特性：在圆管下部，气体射流滞止点位置的局部换热系数hθ最高；在滞止点下游，随偏离滞止点夹角θ的增大，hθ逐渐降低；润湿工况下，当θ>90°后，hθ基本稳定；非润湿工况下，当θ>90°后，hθ会有明显的相对提升现象。

图5 射流冲击下圆管周向的局部换热特性

射流冲击下，气体夹带大量液滴直接冲击圆管下表面，给滞止点附近液钠带来强烈的对流，使得圆管下表面处换热系数最高。随偏离夹角θ的增大，气流在圆管周围液钠中所能带来流动扰动逐渐减弱，换热系数下降。对于润湿工况，由于气流在圆管上部逐渐脱离管壁处液钠层，导致气体射流影响衰弱，换热系数基本稳定。对于非润湿工况，圆管两侧气流在后驻点附近的交汇带来圆管上部流动的局部强化，换热系数有所回升。

相同射流初始气体流速下，润湿工况下的hθ明显高于非润湿工况下的hθ。在θ<90°时，两种工况下相同射流速度时的空泡份额相差不大。由于液钠与管壁间接触角的不同，导致在相同的体积空泡份额下，加热面在润湿工况下的液钠的覆盖面积要大于非润湿工况。考虑到液钠与氩气间的巨大导热性能差异，相同空泡份额时气-钠两相流动在润湿工况下拥有更好的换热性能。在θ>90°时，润湿工况下的气流在圆管上部脱离壁面，对管壁附近液钠层扰动减弱。但由于此时壁面附近液钠份额占绝对优势，圆管上方管壁处仍能保持相对高的换热性能。在非润湿工况下，气流在圆管背后的交汇带来了局部换热性能的提升，由于气相较低的导热性能使得此时局部换热系数的仍低于润湿工况下的换热系数。

为了充分考虑液钠内气体射流冲击产生的气-钠两相流动换热中两种工质间的巨大导热性能差异，依据管壁附近的空泡份额分布，可采用有效导热系数λeff来衡量两相流的综合换热性能：

（1）

圆管周向的Nuθ数由该有效导热系数，λeff，计算如下：

（2）

在图6中给出钠池内气体射流冲击下圆管周向Nuθ与单相气体射流冲击圆管周向Nuθ及钠池内液钠自然对流下的圆管周向Nuθ的对比：钠池内气体射流时的Nuθ均高于自然循环下的Nuθ；润湿工况下，采用气-钠两相λeff计算得到的Nuθ在圆管周向上的变化趋势与Rahimi等[7]单相气体射流冲击圆管实验中Nuθ周向变化趋势基本一致。

图6 Nuθ在圆管周向上的分布

5 结论

液钠与管壁间的润湿特性对射流冲击下的流动换热有显著影响。在润湿工况下，由于汽流在圆管上部脱离壁面，导致偏离夹角θ>120°后，圆管周向的空泡份额α迅速下降；非润湿工况下，汽流绕流圆管并在圆管后方的驻点附近交汇，使得圆管周向α变化不明显。气-液钠两相流在圆管周向的绕流特性影响着管壁周向换热变化趋势。润湿工况下，采用有效导热系数λeff计算得到的圆管周向Nuθ与单相气体射流圆管周向Nuθ变化趋势基本一致。而非润湿工况下，气体在圆管后方驻点处的汇流给圆管上表面周围流动带来很大扰动，强化了圆管后驻点附近的换热。

参考文献

[1]Kudoh H.， Nishizaki M.， Sugiyama K.， et al. Thermal hydraulics behavior around a single heated rod with sodium-water reaction （1） [C]. In： 18th International Conference on Nuclear Engineering. Xi'an， China， 2010 May 17-21. ICONE18-29388.

[2]Nishimura M.， Shimoyama K. et al. Sodium-Water Reaction Test to Confirm Thermal Influence on Heat Transfer Tubes， 2003， JNC TN9400 2003-014， Japan Nuclear Cycle Development Institute （JNC）.

[3]Saito Y.， Mishima K.， Tobita Y.， et al. Measurements of liquid-metal two-phase flow by using neutron radiography and electrical conductivity probe[J]， Experment of Thermal and Fluid Science， 2005， 29（3）： 323-330.

[4]Loth E.， Faeth G. M.. Structure of under expanded round air jets submerged in water[J]， International Journal of Multiphas Flow， 1989， 15（4）： 589-603.

[5]Addison C.C. The chemistry of the liquid alkali metals[B]， 1984， Wiley， New York.

[6]Atila P.S.F.， Davi D. M.， Leonardo M. S. L.， et al. Bubble plumes and the Coanda effect[J]， International Journal of Multiphas Flow， 2002， 28（8）： 1293-1310.

[7]Rahimi M.， Owen I.， Mistry J. Heat transfer between an under-expanded jet and a cylindrical surface[J]， International Journal of Heat and Mass Transfer， 2003， 46（17）： 3135-3142.