非能動安全殼冷卻系統(tǒng)空氣混合對流換熱試驗研究

楊 鵬,王國棟,李萬總,黃思洋,周明慧,劉 宇,*

(1.生態(tài)環(huán)境部 核與輻射安全中心,北京 102401;2.上海核工程研究設(shè)計院股份有限公司,上海 200233;3.上海核能裝備測試驗證中心有限公司,上海 200233)

為保證核反應(yīng)堆在事故工況下放射性物質(zhì)不泄漏到大氣環(huán)境中,確保核電廠周圍居民的安全,在核島的反應(yīng)堆廠房中設(shè)置了安全殼。安全殼是包容放射性物質(zhì)的最后一道屏障,在發(fā)生假想的設(shè)計基準(zhǔn)事故(DBA)后,大量高溫、高壓流體釋放進(jìn)入安全殼大空間,引起安全殼溫度及壓力迅速升高。為防止安全殼超壓,安全殼冷卻系統(tǒng)必須有效地排出安全殼內(nèi)熱量。大型非能動核電廠非能動安全殼冷卻系統(tǒng)(PCS)是第3代大型先進(jìn)壓水堆非能動安全系統(tǒng)的重要組成部分。PCS采用了非能動設(shè)計理念排出安全殼熱量,在發(fā)生DBA事故的72 h內(nèi),PCS利用自然通風(fēng)冷卻、水膜蒸發(fā)、蒸汽冷凝等非能動方式實現(xiàn)安全殼熱量排出,而不需要任何額外補(bǔ)給或操作員操作。

空氣導(dǎo)流板是組成PCS的核心設(shè)備,在當(dāng)前設(shè)計中,空氣導(dǎo)流板采用全高度(安全殼貫穿件區(qū)域除外),覆蓋安全殼外表面。空氣導(dǎo)流板重量大、安裝施工難度高、成本較高。在核電廠建造階段,空氣導(dǎo)流板安裝工期長,是建安關(guān)鍵路徑;在核電廠運(yùn)行階段,開展水膜覆蓋率定期試驗、安全殼焊縫在役目視檢查時,需拆卸部分空氣導(dǎo)流板開展作業(yè),操作復(fù)雜。在保證安全性的基礎(chǔ)上,從提升運(yùn)維便利性、經(jīng)濟(jì)性角度,本文提出空氣導(dǎo)流板的優(yōu)化方案,取消部分中間導(dǎo)流板,保持原有導(dǎo)流板連接方式、安裝方式、設(shè)備型式不變。

事故后安全殼外壁面的傳熱過程是以強(qiáng)迫對流占主導(dǎo)的對流換熱[1-3],國內(nèi)外研究者開展了大量的研究;針對無導(dǎo)流板區(qū)域,事故后安全殼外壁面的傳熱過程是強(qiáng)迫對流和自然對流并存的混合對流傳熱。眾多研究者開展了通道內(nèi)混合對流換熱數(shù)值模擬和試驗研究。Hiroaki等[4]采用改進(jìn)的Jones-Launder低雷諾數(shù)k-ε模型進(jìn)行數(shù)值模擬,研究均勻加熱垂直管中的向上流動換熱,根據(jù)數(shù)值結(jié)果繪制了強(qiáng)迫對流、混合對流和自然對流以及層流與湍流的區(qū)域圖。Behzadmehr等[5]采用低雷諾數(shù)k-ε模型,對垂直圓管內(nèi)均勻熱流空氣向上混合對流換熱特性進(jìn)行了數(shù)值研究,并提出一個同時適用于層流和湍流的努塞爾數(shù)方程。Mandal等[6]采用CFD數(shù)值模擬方法,研究了矩形通道內(nèi)的混合對流與輻射換熱的特性。Zhang[7]采用STAR-CCM+對中等普朗特數(shù)流體在水平圓管內(nèi)的層流混合對流換熱進(jìn)行了數(shù)值模擬,并建立了考慮入口效應(yīng)的水平圓管層流混合對流換熱關(guān)系式。與此同時,借鑒數(shù)值模擬結(jié)果,大量研究者采用試驗手段研究圓管、矩形通道內(nèi)的混合對流換熱特性。Aicher等[8]開展垂直管內(nèi)自然和強(qiáng)迫混合對流換熱試驗,建立經(jīng)驗關(guān)系式,給出了長徑比和熱通量對傳熱性能的影響。Cheng等[9]針對非對稱加熱垂直矩形通道內(nèi)的空氣自然對流與熱輻射傳熱現(xiàn)象進(jìn)行了數(shù)值和實驗研究,建立半經(jīng)驗關(guān)系式。為研究均勻加熱垂直管中的向上流動,Shin等[10]開展垂直矩形通道空氣湍流混合對流實驗,提出一個更為準(zhǔn)確的新經(jīng)驗關(guān)系式,該關(guān)系式包含一個修正的浮力數(shù),并根據(jù)流動距離考慮了流型變化的特性。

通過調(diào)研可發(fā)現(xiàn),國內(nèi)外對以強(qiáng)迫對流占主導(dǎo)的對流換熱現(xiàn)象研究比較充分[11-12],但強(qiáng)迫對流和自然對流并存的混合對流傳熱仍是研究熱點,需深入研究。鑒于不同的管道形狀(圓管、方管)、不同的加熱形式(均勻加熱、不對稱加熱)、空氣入口形式(順流、逆流)都會顯著影響試驗結(jié)果,所以不同研究者結(jié)論不完全一致[13-17],未形成公認(rèn)的混合對流換熱經(jīng)驗關(guān)系式。特別是針對本文提出的大型非能動核電廠導(dǎo)流板優(yōu)化方案,在發(fā)生假想的事故后,下降段空氣在密度差的驅(qū)動下進(jìn)入無導(dǎo)流板區(qū)域,然后折流180°進(jìn)入上升段。這種空氣入口、出口從同截面的不同位置流入、流出的混合對流現(xiàn)象,國內(nèi)外研究很少。在此背景下,為論證大型非能動核電廠導(dǎo)流板優(yōu)化方案可行性,本文在比例設(shè)計的安全殼冷卻能力驗證試驗臺架(COCOVET)上,研究PCS環(huán)腔空氣流動和混合對流換熱現(xiàn)象。

1 試驗介紹

1.1 試驗系統(tǒng)

空氣導(dǎo)流板將屏蔽廠房內(nèi)墻面和安全殼外表面之間的環(huán)腔分隔為下降段和上升段,如圖1a所示,為PCS提供空氣流道。本文提出圖1b所示的優(yōu)化方案。基于當(dāng)前設(shè)計(圖1a),自下而上取消部分中間導(dǎo)流板,將底部面板連接至中間面板。如圖1c所示,優(yōu)化方案PCS環(huán)腔包括兩部分:含導(dǎo)流板區(qū)域(上部)和無導(dǎo)流板區(qū)域(下部)。針對含導(dǎo)流板區(qū)域,PCS環(huán)腔被導(dǎo)流板分割為下降段和上升段。

a——當(dāng)前設(shè)計;b——優(yōu)化方案;c——優(yōu)化方案PCS環(huán)腔流動示意

圖2為COCOVET系統(tǒng)流程簡圖。試驗系統(tǒng)主要包括:試驗本體、試驗回路系統(tǒng)和輔助系統(tǒng)。試驗本體用于模擬安全殼外壁面和空氣流道環(huán)腔,由加熱主板、外側(cè)風(fēng)道和導(dǎo)流板圍成;試驗回路系統(tǒng)包括:供油系統(tǒng)、恒溫水夾層系統(tǒng)、供風(fēng)系統(tǒng)和粒子圖像測速(PIV)觀測系統(tǒng)。供油系統(tǒng)為試驗主板提供加熱熱源,恒溫水夾層系統(tǒng)冷卻面提供冷卻水源,供風(fēng)系統(tǒng)為試驗本體提供試驗需求的風(fēng)量,PIV觀測系統(tǒng)用于觀測PCS環(huán)腔內(nèi)空氣流場。輔助系統(tǒng)包括:給水系統(tǒng)、循環(huán)冷卻水系統(tǒng)、低壓交流供電系統(tǒng)和升降機(jī)平臺等。

圖2 COCOVET試驗系統(tǒng)示意圖

試驗本體固定在支架上,使試驗本體垂直于地面。空氣由離心風(fēng)機(jī)吹入,經(jīng)風(fēng)道加熱器預(yù)熱后,通過漸擴(kuò)管連接的空氣流道引流段,從上往下流入試驗本體的下降段(由導(dǎo)流板和冷卻面圍成),在導(dǎo)流板尾部折流后,流入上升段(由導(dǎo)流板和加熱面圍成),最終進(jìn)入環(huán)境。采用恒溫水夾層系統(tǒng)維持試驗本體冷卻面溫度達(dá)到目標(biāo)值,采用供油系統(tǒng)維持試驗本體加熱面溫度達(dá)到目標(biāo)值。

1.2 試驗本體

圖3為COCOVET試驗本體的示意圖,試驗本體包括:試驗加熱主板、耐高溫玻璃板和恒溫水夾套平板、導(dǎo)流板和保溫層。加熱主板、玻璃板和水夾套平板圍成方腔結(jié)構(gòu),模擬原型核電廠PCS流道。加熱主板與水夾套平板壁面噴涂和原型核電廠相同型號的涂層,導(dǎo)流板采用和原型核電廠相同的金屬材料和表面處理工藝。

圖3 COCOVET試驗本體示意圖

試驗本體與原型的PCS空氣流道的縮比比例為1∶4,試驗本體參數(shù)為6 500 mm(高度)×1 200 mm(寬度)×331.75 mm(厚度),整體固定在高7.9 m的主板支架上。COCOVET試驗本體參數(shù)列于表1。

表1 COCOVET試驗本體參數(shù)

1.3 試驗參數(shù)范圍

COCOVET空氣對流換熱試驗在PCS運(yùn)行參數(shù)范圍內(nèi),觀測空氣在導(dǎo)流板尾端的繞流、分離現(xiàn)象,在參數(shù)范圍內(nèi)確定試驗工況矩陣,研究空氣與安全殼壁面的混合對流傳熱特性。試驗的關(guān)鍵參數(shù)范圍列于表2。

表2 COCOVET試驗參數(shù)范圍

1.4 試驗本體測點布置及測量參數(shù)不確定度

COCOVET試驗布置溫度、壓力、流量、液位等參數(shù)測點。本試驗所用儀表除水膜厚度和熱流密度外,測量值均由儀器直接讀取,相關(guān)誤差由儀表廠家在質(zhì)量監(jiān)控體系下給出。隨機(jī)誤差采取多次測量取平均值方式進(jìn)行控制。本試驗中,在試驗體空氣出入口處測量空氣流速和濕度,并在空氣出口側(cè)緊貼加熱壁面處測量入口水溫。本試驗采用共焦光學(xué)探頭測量水膜厚度。水膜厚度測點位置的選取需考慮避免側(cè)面的邊緣效應(yīng)(遠(yuǎn)離邊緣10 cm以上)。板面溫度及熱流密度的測點位置列于表3。

表3 板面溫度、熱流密度測點位置(全板水膜覆蓋)

COCOVET測試段空氣流場測量采用德國26M高分辨率PIV系統(tǒng),示蹤顆粒為10 μm。如圖3b所示,激光從保溫層、恒溫水夾層和冷卻板預(yù)留窄縫垂直射入測試段,落在導(dǎo)流板(有導(dǎo)流板區(qū)域)或加熱板上(無導(dǎo)流板區(qū)域)。PIV可拍攝區(qū)域為260 mm×400 mm,通過上下移動PIV系統(tǒng),可實現(xiàn)不同高度位置的流場可視化。

圖4為試驗本體測點布置示意圖。試驗本體測點主要包括:加熱面上的熱流密度測點(可兼測溫度)、冷卻面上的溫度測點和空氣流動區(qū)域的溫度測點。加熱面上的熱流密度探頭布置10層(每層3組),冷卻面上的熱電偶布置5層(每層3組),空氣流動區(qū)域的熱電偶布置7層(每層2～3組),導(dǎo)流板上的熱電偶布置1層(內(nèi)外壁面各3組)。此外,COCOVET試驗還需測量測試段壓力、空氣入口風(fēng)速和相對濕度、冷卻水進(jìn)出口溫度和流量、加熱油進(jìn)出口溫度和流量等。

圖4 試驗本體測點布置示意圖

在確定測量參數(shù)不確定度時,首先,需確定測量系統(tǒng)各參數(shù)測量的誤差源;其次,將各誤差源最大誤差轉(zhuǎn)化為標(biāo)準(zhǔn)不確定度;再次,獲得各誤差源的合成不確定度;最后,計算實際使用條件下的擴(kuò)展不確定度(置信概率取95%)。通過不確定度分析,關(guān)鍵測量參數(shù)的不確定度列于表4。

表4 試驗測量參數(shù)不確定度

2 程序模型

2.1 CFD程序建模

本文采用CFD程序?qū)OCOVET進(jìn)行二維建模。采用ANSYS ICEM進(jìn)行建模及網(wǎng)格劃分,二維模型及網(wǎng)格劃分如圖5所示,采用了四邊形的結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格,靠近壁面處流動區(qū)域進(jìn)行了局部網(wǎng)格加密,其中鋼殼、導(dǎo)流板及屏蔽廠房近壁面處均設(shè)置邊界層,邊界層厚度設(shè)為0.001 5 m,增長率為1.1,網(wǎng)格總量約8.7萬。

圖5 基于Fluent程序的模型與網(wǎng)格

采用ANSYS FLUENT進(jìn)行求解計算。湍流模型采用可實現(xiàn)的k-ε模型,近壁面處理方法采用增強(qiáng)壁面處理,輻射模型采用面到面模型。求解器選用基于壓力的求解器,求解方法采用SIMPLEC。在空間離散化中,梯度格式采用基于單元的最小二乘方法,壓力項采用體積力加權(quán)格式,動量方程采用QUICK,湍動能、湍流耗散率與能量項均采用二階迎風(fēng)差分。各項殘差均設(shè)為10-7,穩(wěn)態(tài)計算100 000迭代步。

2.2 安全分析程序建模

本文同時采用安全殼安全分析程序?qū)OCOVET進(jìn)行建模。安全分析程序具備集總參數(shù)和三維參數(shù)建模的能力,有專門的對流換熱模型模擬PCS環(huán)腔對流換熱。圖6示出了COCOVET模型。控制體1與控制體2模擬被導(dǎo)流板分割的下降段和上升段。為了準(zhǔn)確模擬導(dǎo)流板尾部位置區(qū)域空氣的流動和傳熱現(xiàn)象,采用三維建模方法將控制體3劃分了208個控制容積(自上而下劃分為16層,每層細(xì)分為13個子控制容積(CV))?？刂企w4～8模擬加熱邊界條件,控制體9～13模擬冷卻邊界條件,為維持控制體4～8及9～13溫度的恒定,在這10個控制體中分別加入導(dǎo)熱系數(shù)很大的虛擬熱構(gòu)件,熱構(gòu)件一側(cè)的邊界條件給定為恒溫(加熱面或冷卻面溫度),另外一側(cè)給定一個很大的換熱系數(shù)(1×108W/(m2·K))。表5列出了安全分析程序采用的對流、輻射換熱經(jīng)驗關(guān)系式。

表5 對流和輻射換熱經(jīng)驗關(guān)系式

圖6 安全殼安全分析程序COCOVET模型

3 試驗結(jié)果和分析

3.1 導(dǎo)流板尾部區(qū)域流速可視化

圖7為COCOVET典型試驗工況的測試段速度矢量圖和流線圖。從CFD分析結(jié)果可看出,空氣進(jìn)入下降段后沿導(dǎo)流板向下流動,到達(dá)導(dǎo)流板尾部區(qū)域后,大部分空氣折流180°進(jìn)入上升段(導(dǎo)流板與加熱面圍成的區(qū)域),沿導(dǎo)流板向上流動,少量空氣繼續(xù)向下流動(圖7a)。此外,CFD模擬結(jié)果表明,受空氣折流影響,導(dǎo)流板尾部右下方存在流動渦流現(xiàn)象(圖7b)。PIV測量結(jié)果也表明空氣在導(dǎo)流板尾端存在折流現(xiàn)象,大部分空氣折流進(jìn)入上升段(圖7c)。在導(dǎo)流板尾部右下區(qū)域,PIV結(jié)果顯示空氣流速偏小(圖7d)。CFD模擬的空氣流動特性和試驗PIV測量結(jié)果符合。

a——CFD速度矢量圖;b——CFD流線圖;c——試驗示蹤粒子流動照片;d——試驗PIV結(jié)果

采用CFD分析工具,圖8進(jìn)一步示出了測試段1.353、2.650和4.135 m三個典型高度截面的空氣流速?？煽闯?從加熱面至冷卻面,空氣流速呈現(xiàn)先減小后增加趨勢,冷卻面附近空氣流速小于加熱面。在無導(dǎo)流板區(qū)域,僅有少量空氣沿冷卻面向下流動,空氣流速在0.6 m/s以下,換熱呈現(xiàn)明顯的自然對流特征。

圖8 無導(dǎo)流板區(qū)域空氣流速

3.2 測試段空間溫度

圖9為COCOVET典型試驗工況的測試段溫度云圖。由于導(dǎo)流板尾部出現(xiàn)空氣分流,下降段低溫空氣與導(dǎo)流板底部區(qū)域的高溫空氣在上升段入口匯聚,上升段空氣溫度明顯低于導(dǎo)流板底部區(qū)域溫度。在導(dǎo)流板下部、底部區(qū)域,空氣溫度從加熱面至冷卻面逐漸降低。

圖9 測試段溫度云圖

圖10對比了COCOVET典型試驗工況測點位置CFD模擬溫度與試驗測量溫度。如圖10a所示,在典型位置(01、03和06層),CFD模擬出了空氣溫度從加熱面至冷卻面逐漸降低的趨勢,模擬值和試驗值相符。圖10b進(jìn)一步比較了所有測點位置(01～07層)CFD模擬溫度與試驗測量溫度?？煽闯?在測試段無導(dǎo)流板區(qū)域的空氣溫度高于有導(dǎo)流板區(qū)域的,空間溫度CFD模擬值和試驗值趨勢相同,符合較好。

所有測點位置比較:a——01、03和06層;b——01～07層

3.3 加熱面熱流密度

圖11示出了COCOVET典型試驗工況加熱面熱流密度程序計算值(CFD程序和安全分析程序)與試驗值的對比。從結(jié)果可知,在測試段無導(dǎo)流板區(qū)域,CFD程序、安全分析程序模擬值和試驗值均表明加熱面熱流密度基本不變,說明該區(qū)域以偏自然對流為主。在測試段有導(dǎo)流板區(qū)域,CFD模擬值出現(xiàn)了明顯的上升段入口效應(yīng),加熱面熱流密度呈現(xiàn)迅速增加后降低的趨勢(熱流密度峰值位于導(dǎo)流板尾部略上方位置)。CFD模擬值和試驗值趨勢一致,數(shù)值符合較好。需要說明的是,COCOVET測試段未在熱流密度峰值位置布置測點,因此沒有測量到與CFD模擬值相當(dāng)?shù)臒崃髅芏?。此?安全分析程序保守偏低地模擬了上升段入口位置的熱流密度,在其他區(qū)域,安全分析程序模擬值和試驗值相符。

圖11 加熱面熱流密度程序計算值與試驗值對比

3.4 加熱面熱流密度敏感性研究

在COCOVET臺架上開展了多組敏感性試驗,研究影響測試段加熱面換熱量的關(guān)鍵因素。圖12a示出了冷卻面溫度對加熱面熱流密度的影響?？煽闯?在測試段無導(dǎo)流板區(qū)域,冷卻面溫度越低,加熱面和冷卻面的輻射換熱量越大,表現(xiàn)為加熱面熱流密度隨冷卻面溫度降低而增加;在測試段有導(dǎo)流板區(qū)域,由于導(dǎo)流板位于加熱面、冷卻面中間,阻礙了加熱面和冷卻面的輻射換熱,因此冷卻面溫度的變化基本不影響加熱面熱流密度。

圖12 加熱面熱流密度敏感性分析

圖12b示出了下降段入口風(fēng)速對加熱面熱流密度的影響?？煽闯?在無測試段無導(dǎo)流板區(qū)域,加熱面熱流密度基本不變。從第3.1節(jié)流場分析可知,僅有少部分空氣進(jìn)入該區(qū)域,該區(qū)域空氣流動緩慢,換熱方式以自然對流為主,入口風(fēng)速的變化基本不影響加熱面熱流密度。在測試段有導(dǎo)流板區(qū)域,加熱面熱流密度隨入口風(fēng)速增加而增加,這是由于在導(dǎo)流板尾部,大部分空氣進(jìn)入了導(dǎo)流板與加熱面圍成的上升段內(nèi),強(qiáng)迫對流占據(jù)主要傳熱地位,表現(xiàn)為加熱面熱流密度隨風(fēng)速增加而增加。

3.5 安全殼安全分析程序適用性研究

在第3.3節(jié)比較了典型試驗工況加熱面熱流密度試驗值和安全分析程序計算值,為進(jìn)一步研究安全分析程序的適用性,選取了30組典型試驗工況進(jìn)行分析。圖13示出了熱流密度試驗值(QExpt)和程序計算值(QPred)的比值。可看出,試驗值與計算值符合良好,QExpt/QPred平均值為1.05,介于1.0～1.1之間,表明安全分析程序采用“集總參數(shù)+三維參數(shù)”建模方法和混合對流換熱經(jīng)驗關(guān)系式可較好地模擬測試段的空氣混合對流換熱過程。

圖13 加熱面?zhèn)鳠崃吭囼炛蹬c分析值的比較

3.6 導(dǎo)流板優(yōu)化方案可行性研究

本文第3.5節(jié)通過試驗方式驗證了安全殼安全分析程序模擬空氣混合對流換熱的適用性。在此基礎(chǔ)上,本節(jié)采用安全分析程序?qū)Ψ悄軇雍穗姀S優(yōu)化方案進(jìn)行安全殼建模,模擬事故后安全殼響應(yīng),評價安全殼冷卻能力,論證導(dǎo)流板優(yōu)化方案可行性。

安全殼冷卻能力評價包括:失水事故安全殼水膜冷卻能力(安全殼水冷能力)和停堆換料期間安全殼空氣冷卻能力(安全殼空冷能力)。針對安全殼水冷能力,安全殼外壁面水膜蒸發(fā)現(xiàn)象是重要的排熱途徑,未覆蓋空氣導(dǎo)流板的安全殼外壁面仍存在水膜蒸發(fā)過程,導(dǎo)流板優(yōu)化方案對安全殼排熱影響有限;針對安全殼空冷能力,優(yōu)化方案減少了導(dǎo)流板覆蓋面積,未覆蓋導(dǎo)流板的安全殼外壁面對流換熱能力可能被削弱,但安全殼外壁面和屏蔽廠房內(nèi)壁面之間的輻射傳熱能力有所增強(qiáng),需綜合考慮優(yōu)化方案對安全殼排熱能力的影響。

假設(shè)在核電廠停堆換料期間,乏燃料池冷卻系統(tǒng)不可用時,安全殼冷卻水箱切換為乏燃料池冷卻水源,不再為安全殼提供冷卻水源。停堆換料策略要求安全殼具備在事故后3 d內(nèi),通過空氣冷卻能力排出堆芯衰變熱,確保安全殼完整性。在事故3 d后,可采用多種廠內(nèi)外水源,為安全殼提供水膜冷卻。圖14示出了優(yōu)化方案安全殼壓力響應(yīng),可看出,安全殼壓力逐漸增加,并在事故3 d后達(dá)到峰值。隨后由于安全殼冷卻水源接入,安全殼壓力迅速降低。優(yōu)化方案安全殼峰值壓力小于安全殼設(shè)計壓力,并具有一定裕量,滿足安全殼安全分析要求,驗證了導(dǎo)流板優(yōu)化方案的可行性。

圖14 安全殼壓力響應(yīng)

4 結(jié)論

為論證大型非能動核電廠導(dǎo)流板優(yōu)化方案可行性,搭建了COCOVET試驗臺架,研究安全殼PCS環(huán)腔空氣流動和混合對流換熱現(xiàn)象。通過比較試驗數(shù)據(jù)和模型計算結(jié)果,論證安全殼安全分析程序的適用性,得出主要結(jié)論如下。

1) 測試段PIV結(jié)果和CFD分析均表明,下降段(導(dǎo)流板與冷卻面圍成的區(qū)域)空氣到達(dá)導(dǎo)流板尾部區(qū)域后,大部分空氣折流180°進(jìn)入上升段(導(dǎo)流板與加熱面圍成的區(qū)域),沿導(dǎo)流板向上流動,少量空氣沿冷卻面向下繼續(xù)流動。

2) 在測試段無導(dǎo)流板區(qū)域,加熱面熱流密度基本不變,說明該區(qū)域以偏自然對流為主。在測試段有導(dǎo)流板區(qū)域,存在明顯的上升段入口效應(yīng),加熱面熱流密度呈現(xiàn)迅速增加后降低的趨勢。

3) 加熱面熱流密度敏感性試驗表明,在無導(dǎo)流板區(qū)域,加熱面熱流密度隨冷卻面溫度降低而增加(受輻射換熱影響),加熱面熱流密度基本不受下降段入口風(fēng)速影響;在有導(dǎo)流板區(qū)域,加熱面熱流密度基本不受冷卻面溫度影響,加熱面熱流密度隨入口風(fēng)速增加而增加(受強(qiáng)迫對流換熱影響)。

4) 采用“集總參數(shù)+三維參數(shù)”建模方法和混合對流換熱經(jīng)驗關(guān)系式,安全殼安全分析程序計算值和試驗值符合良好,表明安全分析程序適用于模擬測試段空氣混合對流換熱過程。

本文初步驗證了非能動核電廠導(dǎo)流板優(yōu)化方案的可行性,建議后續(xù)在此基礎(chǔ)上研究導(dǎo)流板入口效應(yīng)規(guī)律和導(dǎo)流板插入深度對安全殼換熱的影響,確定最優(yōu)的導(dǎo)流板插入深度,最終應(yīng)用于非能動核電廠。