楊宗昊 孟兆明 閻昌琪 張鵬 陳凱倫 吳祥成

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熔鹽堆余熱排出系統(tǒng)閃蒸流動的不穩(wěn)定性

楊宗昊1孟兆明1閻昌琪1張鵬2陳凱倫1吳祥成1

1（哈爾濱工程大學(xué)核安全與仿真技術(shù)國防重點(diǎn)學(xué)科實(shí)驗(yàn)室 哈爾濱 150001）2（中國科學(xué)院上海應(yīng)用物理研究所嘉定園區(qū) 上海 201800）

套管式換熱元件是熔鹽堆非能動余熱排出系統(tǒng)的重要組成部分之一。設(shè)計(jì)并搭建了單根套管式換熱元件自然循環(huán)實(shí)驗(yàn)臺，模擬熔鹽堆停堆后排鹽罐中熔鹽的顯熱與衰變熱的導(dǎo)出過程。在這種以套管式換熱元件為基礎(chǔ)的自然循環(huán)回路中，發(fā)現(xiàn)了閃蒸流動不穩(wěn)定現(xiàn)象的存在。分析了在閃蒸過程中壓力與溫度的變化情況，以及這種閃蒸流動不穩(wěn)定性的特點(diǎn)，并研究了在閃蒸過程中的換熱系數(shù)的變化情況。結(jié)果表明，當(dāng)外層套管外壁溫度從440oC上升到700oC時，單根套管式換熱元件的換熱量會從550W上升到1900W。此外，在閃蒸過程中，換熱元件中的沸騰換熱系數(shù)在800?1700 W·(m2·K)?1之間變化，換熱元件壁溫與自然循環(huán)流量的周期性變化引起管壁周期性熱應(yīng)力與系統(tǒng)的周期性機(jī)械振動。因此，在熔鹽堆余熱排出系統(tǒng)的設(shè)計(jì)過程中，為保證熱量導(dǎo)出的安全性與穩(wěn)定性，需要考慮到閃蒸現(xiàn)象。

熔鹽堆，余熱排出，自然循環(huán)，閃蒸流動不穩(wěn)定性

熔鹽堆以其低壓、小型、安全、增值效率高、放射性廢物少等優(yōu)點(diǎn)備受世界的矚目[1?4]。2001年世界上以美國為首的十幾個國家共同成立了第四代核能系統(tǒng)國際論壇(Generation IV International Forum, GIF)，旨在對第四代核能系統(tǒng)進(jìn)行概念設(shè)計(jì)與可行性研究，選擇了6種最具希望的概念反應(yīng)堆作進(jìn)一步研發(fā)，熔鹽堆就是其中一種。熔鹽堆的概念早在20世紀(jì)60年代就已被提出，1965年，美國國家橡樹嶺實(shí)驗(yàn)室(Oak Ridge National Laboratory, ORNL)成功設(shè)計(jì)并建造了熔鹽實(shí)驗(yàn)堆(Molten Salt Reactor Experiment, MSRE)，并成功運(yùn)行了4年，充分證明了熔融態(tài)的核燃料以及換熱介質(zhì)的可能性。直到1972年美國開始著重發(fā)展液態(tài)金屬快增殖堆(Liquid Metal Fast Breeder Reactor, LMFBR)，熔鹽堆的研究被暫時擱置。日本在20世紀(jì)80年代設(shè)計(jì)了FUJI系列熔鹽堆，并一直研究至今。

21世紀(jì)以來，隨著熔鹽堆被推舉為第四代核能反應(yīng)堆，國際上關(guān)于熔鹽堆的研究開始被逐漸提上日程。美國提出一種氟鹽冷卻高溫反應(yīng)堆(Fluoride salt-cooled High-temperature Reactors, FHRs)，這一堆型與熔鹽堆有許多共同點(diǎn)。特點(diǎn)是固態(tài)核燃料，使用低壓液態(tài)氟鹽冷卻。FHRs的目標(biāo)是成為一種能夠經(jīng)濟(jì)可靠地產(chǎn)生大量電能以及高溫工藝熱并能夠?qū)崿F(xiàn)完全非能動的反應(yīng)堆。日本在福島事故以后，加速了對FUJI系列熔鹽堆的研究進(jìn)程。FUJI是一種熱中子堆，燃料鹽是混有U/Pu/Tu的FLiBe混合物，使用石墨作為慢化劑，并且在反應(yīng)堆的壽期內(nèi)這種石墨不需要進(jìn)行更換。俄羅斯為實(shí)現(xiàn)輕水堆乏燃料中超鈾核素的高效嬗變，提出不使用U-Tu循環(huán)，而是采用超鈾元素作為燃料的熔鹽堆(Molten Salt Actinide Recycler & Transmuter, MOSART)。法國在發(fā)展一種熔鹽快堆(Molten Salt Fast Reactor, MSFR)，燃料循環(huán)時采取233U啟動和超鈾元素啟動兩種方式。對MOSART與MSFR開展的技術(shù)與實(shí)驗(yàn)研究都有在減少高毒性放射性廢物的同時發(fā)展電能的目的。中國也在積極進(jìn)行熔鹽堆的研究工作，中國科學(xué)院上海應(yīng)用物理研究所計(jì)劃在2030年搭建一個100MW的釷基熔鹽堆(Thorium Molten Salt Reactor, TMSR)。

熔鹽堆的余熱排出系統(tǒng)是熔鹽堆的重要組成部分之一，其中ORNL設(shè)計(jì)的一種余熱排出方案便是在熔鹽堆停堆后，將堆芯的熔融態(tài)核燃料通過冷凍閥排入到排鹽罐中，再利用插入到排鹽罐中的套管式換熱元件帶走熔融鹽的顯熱以及剩余衰變熱。其原理圖見圖1，從圖1中可以分析出，該系統(tǒng)采用的是能動系統(tǒng)，當(dāng)系統(tǒng)斷電時，水泵便會停止工作，冷凝器中的高溫水的熱量無法導(dǎo)出將會導(dǎo)致整個余熱排出系統(tǒng)無法正常工作。本文參照其設(shè)計(jì)，搭建了單根套管式換熱試驗(yàn)臺，實(shí)驗(yàn)回路的原理圖見圖2。設(shè)計(jì)的實(shí)驗(yàn)臺取消了ORNL設(shè)計(jì)的余熱排出系統(tǒng)的冗余部分，整個系統(tǒng)由三套自然循環(huán)系統(tǒng)構(gòu)成，能夠完全實(shí)現(xiàn)非能動的余熱導(dǎo)出，其中回路中的套管式換熱元件自身構(gòu)成一套非能動系統(tǒng)；從汽包到冷凝器間的回路構(gòu)成第二套自然循環(huán)系統(tǒng)；而冷凝器在大空間內(nèi)由空氣自然冷卻，構(gòu)成第三套自然循環(huán)系統(tǒng)。本文分析了在不同溫度下?lián)Q熱元件的換熱能力，以及在實(shí)驗(yàn)過程中出現(xiàn)的閃蒸現(xiàn)象及其特點(diǎn)，為MSR的排鹽罐中的換熱元件的設(shè)計(jì)以及高溫熔鹽的熱量導(dǎo)出提供一定的參考。

圖1 熔鹽堆余熱排出系統(tǒng)原理圖

圖2 實(shí)驗(yàn)回路原理

1 自然循環(huán)實(shí)驗(yàn)臺簡介

本實(shí)驗(yàn)采用高溫電阻爐來對換熱元件進(jìn)行加熱，以模擬熔鹽所提供的溫度場，換熱元件由三根換熱管嵌套組成，其中最外層套管與中間套管之間是氣隙層，這個結(jié)構(gòu)有效解決了常壓下冷卻水與周圍熔鹽溫差過大的問題，同時還可以有效避免單層套管被腐蝕破裂后高溫熔鹽與冷卻水直接接觸引起爆炸等事故的發(fā)生[5]。換熱元件尺寸見表1，換熱元件熱電偶布置圖見圖3。本實(shí)驗(yàn)回路利用自然循環(huán)流動的原理，冷卻水從中心套管向下流動，達(dá)到底部后，從中心套管與中間套管之間的通道向上流動，經(jīng)過加熱后繼續(xù)向上流動，系統(tǒng)依靠上升段與下降段兩段的密度差來產(chǎn)生驅(qū)動力。換熱元件中的水吸收熱量后沸騰，沸騰產(chǎn)生的蒸汽流經(jīng)汽包，流入冷凝器，在被冷凝器冷凝后流回汽包。

實(shí)驗(yàn)回路參照MSRE排鹽罐中的自然循環(huán)系統(tǒng)，在實(shí)驗(yàn)之前先將汽包以及冷凝器中的水加熱到飽和，然后將回路中的不凝性氣體排出，直到汽包與冷凝器中的水溫以及系統(tǒng)壓力達(dá)到穩(wěn)定后再進(jìn)行實(shí)驗(yàn)。采用冷凝液收集的方法對自然循環(huán)飽和沸騰產(chǎn)生的蒸汽的流量進(jìn)行測量。在系統(tǒng)穩(wěn)定之后，將玻璃管下方的球閥關(guān)閉，在玻璃管中接取蒸汽在冷凝器中冷凝下來的水，通過讀取玻璃管的刻度值并結(jié)合秒表計(jì)量單位時間內(nèi)液位的變化值。此外，我們對實(shí)驗(yàn)管路進(jìn)行了保溫包覆，在此忽略由管路造成的散熱損失，認(rèn)為通過換熱元件導(dǎo)出的換熱量等于通過冷凝器被冷凝下來的水的汽化潛熱，并通過此汽化潛熱計(jì)算出換熱元件的換熱量。

圖3 換熱元件熱電偶布置原理圖

為了確保溫度測量的精準(zhǔn)度，將外層套管的外壁沿著管的軸向開一個深度為0.5mm的鍵槽，并將熱電偶通過銀釬焊的方法沿著管的軸向焊在鍵槽里。這種方法可以有效避免出現(xiàn)壁面溫度的測量值要比真實(shí)的壁面溫度值高的現(xiàn)象。這種現(xiàn)象產(chǎn)生的原因在于在這爐腔的徑向會有一個溫度梯度。如果熱電偶是沿著換熱管的徑向焊在管壁上，那么由于爐腔中的溫度梯度的存在，外側(cè)的熱電偶的高溫部分會主要將熱量通過熱電偶本身傳導(dǎo)到內(nèi)側(cè)的熱電偶的低溫測量端，原因就是金屬的熱阻要低于空氣的熱阻。結(jié)果導(dǎo)致焊在壁面上的熱電偶的溫度要高于相同位置處空氣的溫度。

對于輻射換熱量r以及導(dǎo)熱換熱量c的計(jì)算，由于中間層套管是被最外層套管包圍著，因此角系數(shù)1,2被認(rèn)為是1。由于管壁發(fā)射率對輻射換熱影響較大，將實(shí)驗(yàn)材料通過哈爾濱工業(yè)大學(xué)自動檢測與過程控制系統(tǒng)研究所進(jìn)行過壁面發(fā)射率的測定，結(jié)果表明，中間套管外壁發(fā)射率隨溫度變化不大，不同波長下發(fā)射率的平均值1是0.25，然而，外層套管內(nèi)壁的發(fā)射率隨溫度變化較大，在不同波長下發(fā)射率隨溫度的變化可以被擬合為2= 0.0005×?0.1。

表1 換熱元件尺寸

2 自然循環(huán)閃蒸不穩(wěn)定性現(xiàn)象

由于不同實(shí)驗(yàn)臺擁有不同結(jié)構(gòu)，包括回路管徑、加熱段以及上升段高度的不同，以及實(shí)驗(yàn)中系統(tǒng)壓力和加熱熱流密度的不同，導(dǎo)致不同試驗(yàn)臺可能出現(xiàn)不同的流動不穩(wěn)定現(xiàn)象。目前國內(nèi)外學(xué)者在自然循環(huán)回路中觀察到的流動不穩(wěn)定性現(xiàn)象主要有以下幾種：高頻密度波不穩(wěn)定性、低頻密度波不穩(wěn)定性、間歇泉流動不穩(wěn)定性以及閃蒸流動不穩(wěn)定性。1) 高頻密度波不穩(wěn)定性是由于主流的過冷度比較大，氣泡在壁面上產(chǎn)生隨即便被主流冷凝，這種氣泡的產(chǎn)生與冷凝帶來的壓力波振動被稱為高頻密度波不穩(wěn)定性。2) 低頻密度波不穩(wěn)定性是在提高加熱功率時產(chǎn)生的。加熱段產(chǎn)生的氣泡進(jìn)入主流后不能被冷凝，從而加速了主流的流動，氣泡流出后過冷流體補(bǔ)充進(jìn)入到加熱段，又回到了高頻密度波不穩(wěn)定流動過程。直到能量再積聚一段時間后，低頻密度波不穩(wěn)定過程再次產(chǎn)生[7]。3) 間歇泉不穩(wěn)定的主要原因是主流過冷度較大，自然循環(huán)驅(qū)動力不足，主流基本處于滯止?fàn)顟B(tài)，加熱段產(chǎn)生的氣彈在上升段被冷凝。這種氣彈冷凝導(dǎo)致壓力波的能量釋放現(xiàn)象稱為間歇泉不穩(wěn)定現(xiàn)象。4) 閃蒸不穩(wěn)定現(xiàn)象的主要原因是實(shí)驗(yàn)臺結(jié)構(gòu)較高，主流入口過冷度比較小，欠熱度較小的水在流過加熱段后繼續(xù)向上流動時，隨著位置的升高，當(dāng)?shù)仂o壓在逐漸下降。當(dāng)水溫高于當(dāng)?shù)貕毫ο碌娘柡蜏囟葧r水便會突然沸騰蒸發(fā)。閃蒸所產(chǎn)生的大量的氣泡會減小更低位置處的靜壓頭，導(dǎo)致閃蒸起始點(diǎn)迅速下移。此外閃蒸所引起的大量水蒸汽會提高自然循環(huán)驅(qū)動力，進(jìn)而加速主流的流動。閃蒸直到水溫低于當(dāng)?shù)貕毫ο碌娘柡退疁夭艜Ｖ梗缓竽芰繒俅畏e聚，直到下一次閃蒸的出現(xiàn)[8?10]。

由圖4可以看出，在爐溫700oC時，換熱元件出入口溫度、汽包壓力與壁面溫度與隨時間周期性變化。采用IMP3595A數(shù)據(jù)采集板來對數(shù)據(jù)進(jìn)行采集，采集頻率為每秒一次。數(shù)據(jù)曲線上每一點(diǎn)代表1 s。此外，在實(shí)驗(yàn)過程中由于換熱元件結(jié)構(gòu)的特殊性沒有對流量參數(shù)進(jìn)行測量。原因就是充滿單相流體的進(jìn)水管被充滿兩相流體區(qū)的中間套管所包圍著，然而流量計(jì)不能安裝在兩相流體區(qū)。因此只分析了閃蒸過程中溫度以及汽包壓力的變化趨勢。

本實(shí)驗(yàn)的套管式換熱元件中有兩種因素影響水的沸騰：一方面是水在管壁處正常的受熱沸騰；另一方面是水的閃蒸沸騰。從圖4(a)、(b)中可以看出，在爐溫700oC時，換熱元件出口溫度在周期性振蕩，在爐溫達(dá)到800oC時，這種振蕩反而消失了。此外，汽包出入口溫度基本保持一致，出口溫度比入口溫度稍高了一點(diǎn)。從這一點(diǎn)可以判斷出，壁面的沸騰現(xiàn)象是一直存在的。但在爐溫700oC時，這種一直存在的壁面沸騰不是很劇烈，產(chǎn)生的氣泡較少，導(dǎo)致自然循環(huán)流動的驅(qū)動力較小，只能維持速度較低的自然循環(huán)，較低的流速不能完全帶走電爐傳入的熱量，導(dǎo)致壁面溫度逐漸升高，最終誘發(fā)了這種閃蒸不穩(wěn)定性。當(dāng)爐溫達(dá)到800oC以后基本上沒有不穩(wěn)定現(xiàn)象，說明壁面沸騰已經(jīng)占了主要地位。從周期來看，在實(shí)驗(yàn)中，約50s會出現(xiàn)一次振蕩，說明在這一過程中存在這種能量的積蓄以及釋放過程，從振幅上來看，加熱段上部壁溫波動幅度較大，在10oC左右，下部波動幅度稍小，也在5oC左右，總體來說壁溫振幅較為明顯，從這里也可以判斷出，這種壁溫的震蕩并不僅局限于壁面處汽泡的成長與脫離給壁面溫度造成的影響。此外，閃蒸只是在水的溫度達(dá)到一定程度后才能實(shí)現(xiàn)的，本實(shí)驗(yàn)的入口水溫接近飽和，這一特點(diǎn)是其他流動不穩(wěn)定現(xiàn)象所不具備的。綜上所述，可以判斷出本實(shí)驗(yàn)過程出現(xiàn)的不穩(wěn)定流動現(xiàn)象是閃蒸導(dǎo)致的。

圖4中箭頭1所處的階段，壁溫隨著時間緩慢上升，與此同時，汽包壓力在緩慢下降。原因就是在閃蒸流動不穩(wěn)定性的初始階段，上升段的水溫達(dá)不到當(dāng)?shù)貕毫ο碌娘柡退疁貙?dǎo)致沒有閃蒸現(xiàn)象產(chǎn)生。這一階段系統(tǒng)整體上處于單相自然循環(huán)狀態(tài)。回路中只有在加熱段產(chǎn)生少量蒸汽，這些蒸汽被冷凝器冷凝并且在冷凝器下方的玻璃管中可以觀察到?；芈分姓羝枯^少，自然循環(huán)驅(qū)動力不足，進(jìn)而導(dǎo)致主流的流速緩慢。緩慢流動的主流不能帶走由電爐傳入的熱量，導(dǎo)致壁溫的緩慢上升。與此同時，產(chǎn)生的少量蒸汽無法維持汽包壓力，導(dǎo)致汽包壓力在這一過程中緩慢下降。

圖4 溫度與壓力隨時間的變化趨勢 700oC (a)、800oC (b)換熱元件進(jìn)出口溫度變化，汽包壓力變化(c)，Tm,10 (d)、Tm,8 (e)、Tm,6 (f)、Tm,4 (g)、Tm,2 (h)點(diǎn)壁溫變化

箭頭2所處的階段，壁溫隨著時間的推移迅速下降，而汽包壓力迅速上升。這一現(xiàn)象出現(xiàn)的原因取決于溫度與壓力的共同作用。一方面，在箭頭1所處的階段，由于流速緩慢導(dǎo)致主流充分吸收由電爐帶來的熱量，導(dǎo)致主流的溫度有所上升。另一方面，在箭頭1所處的階段，汽包壓力又在持續(xù)的下降。當(dāng)水溫達(dá)到當(dāng)?shù)貕毫ο碌娘柡退疁貢r，換熱元件中的水便會蒸發(fā)導(dǎo)致閃蒸的產(chǎn)生。當(dāng)閃蒸發(fā)生時，在短時間內(nèi)便會產(chǎn)生大量汽泡，導(dǎo)致汽包壓力的迅速上升。與此同時，大量汽泡的迅速產(chǎn)生增加了自然循環(huán)的驅(qū)動力進(jìn)而使主流流速加快。主流的快速流動顯著地提高了流動沸騰換熱效率，導(dǎo)致壁溫的迅速下降。

從圖4可以觀察出，箭頭3所處的階段的現(xiàn)象并不是在所有的閃蒸周期中都會出現(xiàn)。該現(xiàn)象產(chǎn)生的原因就是箭頭2所處的階段的現(xiàn)象所導(dǎo)致的水溫與當(dāng)?shù)貕毫ο嘛柡蜏囟鹊牟黄ヅ?。在箭頭2所處的階段中，汽包壓力的迅速上升使水溫低于了當(dāng)?shù)貕毫ο碌娘柡蜏囟?，?dǎo)致了閃蒸現(xiàn)象的消失[11]。閃蒸的消失導(dǎo)致主流由于沒有了較大驅(qū)動力的作用回到了低流速的狀態(tài)，在一小段時間內(nèi)，壁溫緩慢回升，并且汽包壓力也隨之下降。這就是箭頭3所處階段的現(xiàn)象產(chǎn)生過程。而當(dāng)流體中某點(diǎn)的壓力的上升并沒有使水溫低于當(dāng)?shù)貕毫ο碌娘柡蜏囟葧r，也就不會出現(xiàn)箭頭3所處階段的閃蒸消失現(xiàn)象。閃蒸現(xiàn)象短暫地消失后，當(dāng)水溫達(dá)到當(dāng)?shù)貕毫ο碌娘柡退疁貢r閃蒸重新出現(xiàn)。這就是箭頭4這一階段的現(xiàn)象的產(chǎn)生過程。然而，m,6、m,8和m,10在箭頭4這一階段的現(xiàn)象并不與m,2、m,4點(diǎn)相同。

m,2與m,4在箭頭4所處的階段中持續(xù)上升，這與m,6、m,8和m,10的變化趨勢相反。原因就是m,2與m,4處于欠熱沸騰狀態(tài)。即使主流在閃蒸過程中擁有較高的流速，但是由于在欠熱過程中產(chǎn)生的水蒸汽較少，主流依然無法帶走電爐輸入的熱量。因此m,2與m,4的溫度持續(xù)上漲。當(dāng)壁面過熱度漲到一定程度時，由于較高的壁面過熱度導(dǎo)致的較高的熱流密度會使過冷沸騰轉(zhuǎn)化為飽和沸騰，飽和沸騰帶走的更多的熱量導(dǎo)致了m,2與m,4的下降。接下來便進(jìn)入下一次閃蒸不穩(wěn)定周期。

在這種套管式自然循環(huán)回路中, 在爐溫700oC或者更低的條件下，回路中有明顯的閃蒸流動不穩(wěn)定現(xiàn)象。這一條件對應(yīng)的外層套管壁溫為600oC或者更低的情況。在熔鹽堆中由ORNL使用的燃料鹽LiF-BeF2-ThF4-UF4（摩爾百分比為73-16-10.6-0.3）的液相線溫度約是500oC，比600oC略低[12]。在熔鹽反應(yīng)堆停堆后，燃料鹽將會被排入到排鹽罐之中。當(dāng)排鹽罐中燃料鹽的溫度降到600oC時，就可能存在這種閃蒸不穩(wěn)定現(xiàn)象。這種閃蒸不穩(wěn)定過程中流體流速的周期性突增會對整個系統(tǒng)造成周期性的機(jī)械振動，這一振動特性在實(shí)驗(yàn)中可以明顯地觀測到。此外，閃蒸不穩(wěn)定過程中壁溫的周期性變化會使管壁產(chǎn)生周期性熱應(yīng)力，長時間的熱應(yīng)力可能使管壁疲勞，產(chǎn)生熱裂痕。因此為了保證反應(yīng)堆的安全，需要考慮到這種閃蒸流動不穩(wěn)定性對系統(tǒng)造成的影響。

3 套管式換熱元件的換熱特性

3.1 換熱元件管壁上的溫度分布

換熱元件由高溫電爐提供熱源，電爐的加熱部分被分為三個區(qū)。根據(jù)比例、積分、微分控制(Proportional-Integral-Derivative, PID)技術(shù)，電爐的每一個區(qū)都能自動地調(diào)節(jié)溫度，溫度誤差被控制在2oC以內(nèi)。在實(shí)驗(yàn)過程中，所有三區(qū)的爐溫都被設(shè)置為800oC、750oC、700oC、650oC、600oC和550oC。外層套管的外壁軸向溫度分布展示在圖5中。圖5展示了熱電偶o(jì),2、o,4和o,6的溫度值，這些溫度值是在爐溫處于穩(wěn)定狀態(tài)時在約5min內(nèi)平均值。0是加熱段的長度，是從套管底部算起的熱電偶的位置。o,2、o,4和o,6的溫差不是很大，可以推斷出外層套管壁溫是比較均勻的。且從圖5可以看出，爐溫比相應(yīng)的壁面溫度要高出約100oC，說明了在爐腔的徑向存在很大的溫差。

圖5 在相應(yīng)爐溫下的外層套管外壁溫度分布情況

3.2 換熱量以及沸騰換熱系數(shù)的變化特性

在這一部分，外層套管外壁溫度以及中間套管外壁溫度被用來當(dāng)作間接計(jì)算換熱量a的邊界條件。a將會與通過汽化潛熱直接計(jì)算得到的換熱量b進(jìn)行對比。外層套管外壁溫度被認(rèn)為是均勻一致的，這一值由外層套管外壁面上的6個熱電偶的平均值來給出。通過這種方法輻射換熱量r、導(dǎo)熱換熱量c以及總換熱量a將由式(1)?(3)計(jì)算得出。總換熱量b由式(4)計(jì)算得出。

式中：1為斯特藩-玻爾茲曼常數(shù)；l和g分別是飽和水以及飽和蒸汽的比焓；是蒸汽冷凝的時間；l跟分別是冷凝水的比容以及液位高度。換熱量隨著外層套管外壁溫度的變化情況以及換熱系數(shù)隨時間的變化情況由圖6、7所示。

圖6 不同換熱量隨溫度的變化趨勢

圖7 Tm,4與Tm,8點(diǎn)換熱系數(shù)隨時間變化趨勢

由圖6可以看出，通過這兩種方法得到的換熱量之間的偏差平均值在5%，偏差最大值在10%，說明了對參數(shù)的測量與計(jì)算是相對準(zhǔn)確的。此外，從圖6還可看出，在較低的壁面發(fā)射率的條件下，導(dǎo)熱換熱量與輻射換熱量所占的比例大致相當(dāng)，隨著最外層套管外壁溫度的升高，輻射換熱量在總換熱量中所占的比例逐漸升高。

換熱系數(shù)由式(5)求出，Δs為壁面過熱度，其中，壁溫由中間套管外壁的熱電偶測出，并由外壁內(nèi)推到內(nèi)壁得到內(nèi)壁壁溫。而水溫由汽包壓力以及回路壓降計(jì)算得到。圖7是在爐溫700oC閃蒸過程中得到的結(jié)果。由圖7可以看出，在一個閃蒸過程中，位置1時m,8的換熱系數(shù)比m,4的換熱系數(shù)要高。對比圖4中的汽包壓力以及壁溫的變化規(guī)律，可以發(fā)現(xiàn)位置1對應(yīng)的過程為閃蒸的發(fā)生過程，在這一階段由于閃蒸而導(dǎo)致自然循環(huán)驅(qū)動力較大，主流的流速較快。而由本文§3.2的分析可以得知，m,8點(diǎn)處于飽和沸騰，m,4點(diǎn)處于欠熱沸騰，而m,8點(diǎn)的飽和流動沸騰換熱系數(shù)比m,4點(diǎn)的輕度欠熱流動沸騰換熱系數(shù)大很多，也恰恰說明了我們的解釋的正確性。而在箭頭2的位置，發(fā)現(xiàn)m,8的換熱系數(shù)與m,4的換熱系數(shù)幾乎一致。對比圖4可以看出，箭頭2所對應(yīng)的位置是閃蒸沒有發(fā)生的過程，在這一過程中，由于沒有閃蒸導(dǎo)致自然循環(huán)驅(qū)動力較小，主流流速緩慢，換熱元件內(nèi)處于近似于自然對流換熱過程。而自然對流飽和沸騰換熱系數(shù)與自然對流輕度過冷沸騰換熱系數(shù)的差別不大，圖7中的結(jié)果也印證了這一解釋。

3.3 不確定度分析

不確定度一共有兩種：第一種不確定度的測量主要針對某些參數(shù)的重復(fù)性測量，并且通常由統(tǒng)計(jì)分析得到；第二種不確定度主要來自于測量儀表的系統(tǒng)誤差或者是環(huán)境或人為因素引起的誤差。在本實(shí)驗(yàn)的換熱量的測量過程中不存在第一種不確定度，因?yàn)樗械膮?shù)都是通過單次測量得到的。相關(guān)參數(shù)的不確定度可以由Kline-McClintock方法計(jì)算得出[13]。

在本次實(shí)驗(yàn)中，換熱元件的換熱量由式(4)計(jì)算得出，這里存在一些由測量儀表例如熱電偶以及壓力傳感器引入的系統(tǒng)誤差。其中，被校準(zhǔn)過的熱電偶精度為0.5 °C，由制造廠家提供校準(zhǔn)證書的壓力變送器的精度為0.1%。在測量過程中也有一些人為誤差。冷凝水高度的測量誤差為0.5mm，通過秒表測量的記錄時間的誤差為0.05s。

把測量時間以及冷凝水的高度考慮在內(nèi)，換熱量的不確定度可以由式(6)、(7)來進(jìn)行計(jì)算，把數(shù)值代入得到換熱量的不確定度為0.38%。

4 結(jié)語

1) 在自然循環(huán)回路中，閃蒸流動不穩(wěn)定現(xiàn)象的出現(xiàn)是有條件的，在爐溫為700oC時，壁面沸騰程度較小，產(chǎn)汽量較少，形成速度較低的自然循環(huán)，較低程度的沸騰與較低的流速不能完全帶走由電爐傳入的熱量，導(dǎo)致壁溫與水溫的升高，引起能量的積聚，最終誘發(fā)閃蒸的產(chǎn)生。當(dāng)爐溫為800oC時，壁面沸騰程度加快，產(chǎn)汽量較大，能夠維持速度較高的自然循環(huán)，較為劇烈的沸騰與較高的流速能夠充分帶走由電爐傳入的熱量，致使能量不再積聚，水溫與壁溫能維持較為恒定的狀態(tài)。

2) 在閃蒸過程中，水溫要高于當(dāng)?shù)貕毫ο碌娘柡蜏囟?，水的過熱會導(dǎo)致水的沸騰蒸發(fā)。閃蒸產(chǎn)生的水蒸汽會降低更低位置處的靜壓頭，導(dǎo)致閃蒸起始點(diǎn)下移。閃蒸過程中產(chǎn)生的大量水蒸汽還會增大自然循環(huán)的驅(qū)動壓頭，進(jìn)而加速主流的流動。當(dāng)水溫低于當(dāng)?shù)貕毫ο碌娘柡蜏囟葧r閃蒸便會消失，當(dāng)能量再次積聚到一定程度時，閃蒸會再次產(chǎn)生。此外在實(shí)驗(yàn)結(jié)果中還分析出在換熱元件偏下部還有欠熱沸騰的存在。輕度欠熱沸騰的換熱系數(shù)比飽和流動沸騰的換熱系數(shù)低50%左右。在真實(shí)熔鹽堆的余熱排出系統(tǒng)中需要考慮到閃蒸流動不穩(wěn)定性，防止由于這種流動不穩(wěn)定性導(dǎo)致的系統(tǒng)周期性機(jī)械振動以及周期性熱應(yīng)力對換熱元件造成的損傷，甚至威脅到反應(yīng)堆的安全。

1 Holcomb D E, Flanagan G F, Mays G T,. Fluoride salt-cooled high-temperature reactor technology development and demonstration roadmap[R]. Office of Scientific & Technical Information Technical Reports, 2013. DOI: 10.2172/1107839.

2 Ishiguro T, van Rooijen W F G, Shimazu Y,. Design of a passive residual heat removal system for the FUJI-233Um molten salt reactor system[J]. Annals of Nuclear Energy, 2014, 73: 398?407. DOI: 10.1016/ j.anucene.2013.08.037.

3 Ignatiev V, Feynberg O, Gnidoi I,. Progress in development of Li, Be, Na/F molten salt actinide recycler & transmuter concept[C]. Proceedings of ICAPP 2007, Nice, France, 2007:7548.

4 Merle-Lucotte E, Heuer D, Allibert M,. Launching the thorium fuel cycle with the molten salt fast reactor[C]. International Congress on Advances in Nuclear Power Plants, 2011.

5 孫露, 孫立成, 閻昌琪. ORNL 10 MW熔鹽實(shí)驗(yàn)堆(MSRE)排鹽罐冷卻系統(tǒng)熱工水力特性分析[J]. 核技術(shù), 2012, 35(10): 72?76. SUN Lu, SUN Licheng, YAN Changqi. Thermal- hydraulic analysis of bayonet cooling thimble in fuel drain tank of ORNL 10 MW MSRE[J] Nuclear Technology, 2012, 35(10): 72?76.

6 Molten-Salt reactor program semiannual progress report[R]. Oak Ridge National Laboratory, ORNL-3529, 1963. DOI: 10.2172/4106714.

7 楊瑞昌, 唐虹, 王彥武. 自然循環(huán)過冷沸騰流動不穩(wěn)定性的研究[J]. 工程熱物理學(xué)報, 2004, 25(3): 435?438. DOI: 10.3321/ j.issn:0253-231X.2004.03.022. YANG Ruichang, TANG Hong, WANG Yanwu. Study on flow instability in a natural circulation system with subcooled boiling[J]. Journal of Engineering Thermophysics, 2004, 25(3): 435?438. DOI: 10.3321/ j.issn:0253-231X.2004.03.022.

8 吳莘馨, 吳少融, 姜勝耀, 等. 閃蒸現(xiàn)象及其對自然循環(huán)穩(wěn)定性的影響[J]. 中國核科技報告, 1991, (S3): 238?248. WU Xinxin, WU Shaorong, JIANG Shengyao,. Flashing in riser and its effect on flow stability in natural circulation system[J]. China Nuclear Science and Technology Report, 1991, (S3): 238?248.

9 Jiang S Y, Yao M S, Bo J H,. Experimental simulation study on start-up of the 5 MW nuclear heating reactor[J]. Nuclear Engineering & Design, 1995, 158(1): 111?123. DOI: 10.1016/0029-5493(95)01020-I.

10 Furuya M, Inada F, van der Hagen T H J J. Flashing-induced density wave oscillations in a natural circulation BWR—mechanism of instability and stability map[J]. Nuclear Engineering & Design, 2005, 235(15): 1557?1569. DOI: 10.1016/j.nucengdes.2005.01.006.

11 Hou X, Sun Z, Su J,. An investigation on flashing instability induced water hammer in an open natural circulation system[J]. Progress in Nuclear Energy, 2016, 93: 418?430. DOI: 10.1016/j.pnucene.2016.09.015.

12 Cantor S, Cooke J W, Dworkin A S,. Physical properties of molten-salt reactor fuel[R]. Oak Ridge National Lab, ORNL-TM-2316, 1968. DOI: 10.2172/ 4492893.

13 Kline S J, Mcclintock F A. Describing uncertainties in single-sample experiments[J]. Mechanical Engineering, 1953, 75(1): 3?8.

Flashing flow instability in molten salt reactors residual heat removal system

YANG Zonghao1MENG Zhaoming1YAN Changqi1ZHANG Peng2CHEN Kailun1WU Xiangcheng1

1(Fundamental Science on Nuclear Safety and Simulation Technology Laboratory, Harbin Engineering University, Harbin 150001, China) 2(Shanghai Institute of Applied Physics, Chinese Academy of Sciences, Jiading Campus, Shanghai 201800, China)

In contrast with pressure water reactor, molten salt reactors (MSR) have low pressure, small size, high multiplication efficiency, and little residual radioactivity. The residual heat removal system is an important part of nuclear power reactor to ensure the reactor safety. However, little attention has been paid to the passive residual heat removal system (PRHRS) of the molten salt reactor in the literature so far.This study aims to make some preliminary work for the design of the passive residual heat removal system and to make sure the safety and stability of residual heat removal of MSRs.The heat transfers and flow characteristics are analyzed for the cooling thimble of MSRs.An experimental loop is designed and built with a single heat transfer element to simulate the sensible heat and decay heat removal process in drain salt tank when the reactor is shut down. The changes of pressure and temperature are analyzed through which the characteristics of flashing flow instability are studied. Moreover, the changes of heat transfer coefficients are analyzed.The heat transfer rate increases from 550W to 1900W when the thimble outer wall temperature increases from 440oC to 700oC. And the heat transfer coefficient changes from 800 W·(m2·K)?1to 1700 W·(m2·K)?1during the flashing process.The flashing phenomenon will cause the periodical change of natural circulation flow rate and temperature of pipe wall, resulting in the periodic fluctuation of wall temperature and periodic mechanical vibration of the system. In the process of designing the molten salt reactor passive heat removal system, the flashing flow instability phenomenon should be taken into consideration to ensure the safety and stability of heat removal.

Molten salt reactors, Residual heat removal, Natural circulation, Flashing flow instability

YANG Zonghao, male, born in 1992, graduated from Harbin Engineering University in 2015, master student, major in nuclear science and technology

YAN Changqi, E-mail: changqi_yan@163.com

2016-12-27,

2017-03-22

TL426

10.11889/j.0253-3219.2017.hjs.40.120601

楊宗昊，男，1992年出生，2015年畢業(yè)于哈爾濱工程大學(xué)，現(xiàn)為碩士研究生，核科學(xué)與核技術(shù)專業(yè)

閻昌琪，E-mail: changqi_yan@163.com

2016-12-27，

2017-03-22

Supported by National Natural Science Foundation of China (No.11475048)

國家自然科學(xué)基金(No.11475048)資助