密度锁正向启动特性的实验研究

谷海峰，阎昌琪，陈薇

(哈尔滨工程大学 核安全与仿真技术国防重点学科实验室，黑龙江 哈尔滨 150001)

密度锁最早是在瑞典的PIUS反应堆中提出的［1］，目前国外许多最新设计的反应堆都应用到这一部件［2-3］.密度锁安装在反应堆非能动余热排出系统与主回路系统之间的相连管路上，其内没有任何机械隔离部件，而完全依靠反应堆自身的运行特性来控制密度锁的“关闭”和“开启”.在反应堆正常运行工况下，高温主冷却剂稳定地分层于低温事故冷却水之上，从而可以在密度锁内形成稳定的热/冷流体交界面;同时反应堆的运行参数要满足密度锁内的水力平衡条件，从而保证界面稳定地存在于密度锁内，密度锁“关闭”，以致达到隔离两回路的目的.

可见，在反应堆正常运行时，实现密度锁“关闭”必须满足2个条件:密度锁能形成稳定的热/冷流体交界面;交界面在密度锁内满足水力平衡条件.针对这一问题，日本名古屋大学的学者做了大量研究［4-6］，他们提出了一套主泵转速控制系统，通过该系统来建立并维持密度锁内的水力平衡，但此种方法相对复杂，且可获得的参考资料较少.国内哈尔滨工程大学建立实验回路对如何实现密度锁“关闭”进行研究，研究发现密度锁内水力平衡具有一种自稳定特性［7］.基于这一特性提出了自平衡启动方法，利用该方法能够建立密度锁内的水力平衡，并按照启动流量与平衡流量之间的差别，将自平衡启动分为平衡启动、正向启动和反向启动3种不同情况［8］.本文主要针对该方法中正向启动的运行特性进行实验研究，并在此基础上通过理论分析成功实现正向启动的条件.

1 实验装置与实验方法

实验中采用的热工水力回路如图1所示.整个实验装置主要由2部分回路组成，分别是用来模拟反应堆的主回路与非能动余热排出回路，主回路包括循环水泵、电加热水箱、热交换器和调节阀等.其中，电加热水箱内共有15根棒状加热元件，单根加热功率为3 kW，总加热功率为45 kW;在热交换器内主回路的高温工质与冷却水进行热交换，从而可以控制工质的入口温度.非能动余热排出回路主要包括上密度锁、下密度锁、余热排出换热器和截止阀.2个回路通过上、下密度锁相连，共用1个上升段.实验回路总高约8 m，实验回路的顶端与稳压水箱相连，稳压水箱的上方与大气相通，用来维持回路内的压力.

自平衡启动实验分为关阀预热和开阀平衡2个阶段.在关阀预热阶段，关闭非能动余热排出回路截止阀，对主回路的运行参数进行初步调节，主要包括流量、加热功率和入口温度的调节，使密度锁内形成稳定的冷热流体交界面，待主回路的各个运行参数接近密度锁内水力平衡条件后，打开非能动余热排出回路内截止阀，进入开阀平衡阶段，由于启动流量与平衡流量之间存在差别，该阶段可能会出现平衡启动、正向启动和反向启动3种不同情况.

实验采用常压下的纯净水为工质.实验中参数的变化范围:主回路内工质体积流量为1～8m3/h，加热水箱入口温度为30～80℃，加热功率为3～45 kW.

实验中所测参数包括流量与温度.主回路内工质流量用涡轮流量计测量，非能动余热排出回路内的流量采用孔板流量计测量，精度等级为0.5级.工质温度采用铜-康铜热电偶测量，其精度可达0.1℃，整个实验装置中共有27根热电偶，为了监测密度锁内竖直方向的温度场，其中上密度锁内沿竖直方向布置6根，下密度锁内沿竖直方向布置11根，其余10根分别布置在主回路与非能动余热排出回路的管路中.流量计和热电偶所输出的模拟信号均通过分散式IMP数据采集板输入计算机，并采用专业的软件对输入的动态数据进行采集计算，并将所得到数据转化为实时图形，从而实现对参数变化的实时监测与记录.

图1 实验回路Fig.1 Simple diagramof experimental loop

2 实验结果分析

2.1 正向启动过程

图2和图3分别给出了2种不同工况下的正向启动特性曲线，曲线中反映了开阀后非能动余热排出回路流量与下密度锁内工质温度的对应变化关系.

图2中给出了主回路流量为5.1 m3/h、加热功率为27 kW、入口温度为64.2℃，余热排出回路温度25.2℃条件下的正向启动特性曲线.由图2可见，在关阀预热阶段结束后，密度锁内已经形成了稳定的热/冷流体分层.在80 s左右开启阀门，阀门开启后非能动余热排出回路工质呈现出小幅度的正向流量，密度锁内工质温度也开始下降，表明下密度锁内温度界面正在向上移动，界面的上移减小了两界面间的高度差，从而下密度锁内界面向上运动的驱动力变小;因此随着密度锁内工质温度的下降，非能动余热排出回路所呈现出的正向流量也在逐渐减小，最后在280 s附近，非能动余热排出回路流量减小至0 kg/s左右波动，密度锁内温度也不再变化，表明密度锁内的水力平衡已经建立.可以看出，在此工况下开启阀门时，启动流量与平衡流量之间的偏差不大，在开阀后仅出现较小的正向流量，下密度锁内界面位置发生小幅变化后便很快建立了水力平衡，建立平衡后下密度锁内界面仍位于密度锁栅格内.

图2 小偏差条件下条件正向启动特性曲线Fig.2 Characteristics curve in the phase of positive direction startupin small deviation

图3 大偏差条件下条件正向启动特性曲线Fig.3 Characteristics curve in the phase of positive direction startupin large deviation

图3中给出了主回路流量为5.1 m3/h、加热功率为27 kW、入口温度为62.5℃，余热排出回路温度20.8℃条件下的正向启动特性曲线，该条件下开阀时启动流量与平衡流量偏差较大.在关阀预热阶段结束后100 s左右，打开非能动余热排出回路截止阀，由于开阀前启动流量与平衡流量偏差较大，开阀后密度锁内界面所受到的不平衡力较大.对于下密度锁来说，界面受到向上的驱动力大于向下的力，因此，界面将在较大的不平衡力作用下迅速向上运动，非能动余热排出回路呈现出正向流量，并且正向流量迅速增大.正向流量的快速增大，一方面使得非能动余热排出回路的流动阻力迅速增大;另一方面使得两界面间的高度差迅速减小，进而减小了余热排出回路工质流动的驱动力.使密度锁内的不平衡力迅速减小并趋向于零，充分体现出密度锁较好的自稳定特性.所以开阀后正向流量很快达到峰值并开始快速减小，减小至接近0 kg/s，此后随着界面的缓慢移动，密度锁内逐渐达到水力平衡.由图可见，在500 s左右密度锁内各点的平均温度基本不变，非能动余热排出回路流量在0 kg/s附近波动，基本建立了密度锁内的水力平衡.可以看出，平衡后密度锁内的界面位置变化较大，1-1的温度也明显降低，表明密度锁内冷热流体交界面已经位于混合段内(无栅格处).

综上所述，在不同的正向启动工况下，开阀后通过上、下密度锁内界面位置的移动能够建立密度锁内的水力平衡.

2.2 正向启动中的亚稳态平衡

但是实验中发现，此时所达到的平衡并不是最终的水力平衡，而只是一个亚稳态平衡.这是由于在正向启动过程中，下密度锁内界面已经移出稳定分层段(栅格处)，并在密度锁的混合段内达到水力平衡.但是在密度锁上方水平扰动的作用下，温度交界面无法稳定地存在于混合段内，交界面存在剧烈的波动，冷热流体间传热比较剧烈，从而使得靠近界面处的工质将会升高温度，下密度锁内交界面位置向下移动，交界面的下移将增大两界面的高度差，因此，密度锁内的水力平衡又将被打破，非能动余热排出回路再次呈现出正向流量，下密度锁内工质温度降低，下密度锁内界面上升，从而达到一个新的亚稳态.

图4给出了主回路流量为6.54 m3/h、加热功率为21 kW、入口温度为82.5℃，余热排出回路温度21.6℃条件下达到亚稳态平衡后非能动余热排出回路流量与界面处工质温度波动的对比曲线.可以看出，当密度锁内处于亚稳态平衡时，非能动余热排出回路流量在0 kg/s附近波动时，这时下密度锁界面处的工质温度在扰动的作用下大幅度升高，表明下密度锁内交界面位置向下移动，交界面的下移将增大两界面的高度差，打破密度锁内的水力平衡.因此，当工质温度升高到一定程度后，非能动余热排出回路出现正向流量，界面处的工质温度又大幅度降低，达到新的亚稳态.这样在上方扰动与正向流量的共同作用下，非能动余热排出回路周期性出现正向流量，下密度锁内工质温度也存在周期性波动，并逐渐升高，如图中箭头所示.在这种情况下，下密度锁混合段内的工质温度在周期波动中缓慢升高，界面缓慢向下移动.

图4 亚稳态平衡时温度和流量波动曲线Fig.4 Fluctuation curve of temperature and flowin the metastable balance

图5给出了主回路流量为5.08 m3/h、加热功率为27 kW、入口温度为64℃，余热排出回路温度21℃条件下正向启动全过程温度变化曲线.如图5所示，在建立了亚稳态平衡后，下密度锁内工质温度经过长时间的波动，混合段内工质温度逐渐升高，并已经等于高温工质温度，1-1号热电偶所测工质温度也接近高温工质温度，表明下密度锁内界面缓慢移动并已经重新进入到稳定分层段，返回到关阀预热阶段结束后下密度锁内界面所在位置，达到最终的水力平衡，在正向启动前后，下密度锁内的稳态温度场曲线如图6所示.由图可见，在正向启动达到稳定后，下密度锁内工质的温度分布与开阀前基本相同，表明经过正向启动后下密度锁内界面位置并没有改变.

图5 正向启动全过程密度锁内温度波动曲线Fig.5 Fluctuation curve of temperature in the density lock in the whole process of positive direction startup

图6 正向启动前后下密度锁内稳态温度场Fig.6 Steady-state temperature field in the lower density lock before and after positive direction startup

图7 正向启动时上密度锁内瞬态温度曲线Fig.7 Curve of transient state temperature in the upper density lock in the phase of positive direction startup

图7给出了正向启动过程中上密度锁内工质温度的瞬态变化曲线.由图可以看出，在正向启动时，上密度锁内工质温度与开阀前相比已经明显升高，并呈现出分层的特点，表明上密度锁内界面位置已经明显下降，并很快达到了亚稳态平衡.在达到亚稳态平衡后，下密度锁内界面在上方扰动的作用下向下移动，打破亚稳态平衡，出现正向流量.因此，上密度锁内界面继续向下移动，工质温度在稳定一段时间后继续缓慢升高，直到建立最终的水力平衡.上述分析表明，正向启动的最终水力平衡是通过上密度锁内界面位置的改变来建立的，而下密度锁内界面位置在水力平衡的建立前后基本不变.

3 正向启动条件分析

在密度锁的启动过程中，密度锁内界面的移动主要取决于其所受水力驱动的作用.在打开非能动余热排出回路截止阀的瞬间，密度锁内界面将受到2个方向的驱动力，分别为向上方的驱动力(ρ1-ρh)gHi和向下方的驱动力.如果在开阀瞬间，密度锁内界面所受驱动力恰好相互平衡，表明此时各参数已经满足密度锁内的水力平衡条件，那么开阀后将直接建立密度锁内的水力平衡，界面静止于密度锁内，密度锁“关闭”.将这种启动工况定义为平衡启动，并将此时的启动流量定义为平衡流量qPH，根据2个方向的驱动力相等可得:

式中:Hi为初始时两界面间的高度差，m;ρh为主回路上升段内工质的密度，kg/m3;ρl为非能动余热排出回路内工质的密度，kg/m3;qQD为开阀瞬间时主回路内的工质流量，将其定义为启动流量，m3/h;qPH为开阀瞬间时主回路内的工质流量，将其定义为启动流量，m3/h;A为通道流通面积，m2;ξ为无量纲系数.从而可以得到平衡流量的表达式:

但在实际启动时，某些工况下启动流量与平衡流量会存在偏差.根据偏差的正负不同，非能动余热排出回路内会出现正向流量或反向流量，这2种工况分别定义为正向启动和反向启动.在正向启动工况下，开阀时的启动流量小于平衡流量(qQD＜qPH)，那么界面受到向下的力将小于向上的力，即

因此，界面将在不平衡力的作用下开始向上运动，非能动余热排出回路内工质出现正向流动，使得上密度锁内界面开始向下移动，从而减小了两界面间的高度差.高度差的减小使得两回路间的静压力减小，反过来又抑制了非能动余热排出回路内工质的正向流动，最终非能动余热排出回路内工质流量减小为0，最后，在一个新的位置建立了密度锁内的水力平衡，即

式中:ΔH为界面高度差的改变量，m.

通过式(1)、(4)可以得到

通过上述分析可知，由于密度锁内的水力平衡在一定范围内具有自稳定的特性，因此，在开阀时刻，即使启动流量与平衡流量存在小幅度的偏离，仍不需要外界动力的干预，仅仅依靠密度锁内热/冷界面位置的改变，便能抑制这种偏离的不断加强，并很快在密度锁内建立水力平衡.

由于密度锁内达到水力平衡后，要保证冷热流体界面位于密度锁内，因此，通过正向启动方法来建立密度锁内水力平衡，其启动流量存在下限值，要保证界面位置的变化不能超出密度锁，因此其界面位置的变化量与密度锁的高度有关系.根据上述实验结果可知，正向启动的最终水力平衡是通过上密度锁内界面位置的改变来建立的，而下密度锁内界面位置在水力平衡的建立前后基本不变.因此，ΔH应为上密度锁的高度，将其代入式(5)，便可得到实现正向启动所必需满足的条件:

式中:HM为上密度锁的高度，m.

因此，只要启动流量满足上述条件，那么在反应堆启动后，便可以通过正向启动的方法来建立密度锁内的水力平衡，使非能动余热排出回路与主回路之间通过密度锁相隔离.

4 结论

结合实验研究和理论分析，可得如下结论:

1)当启动流量与平衡流量偏差较小时，通过上、下界面位置的微小变化，正向启动可以很快地建立密度锁内的水力平衡;当启动流量与平衡流量之间的偏差较大时，在正向启动初期通过上、下界面位置的变化所建立的水力平衡仅是一个亚稳态平衡.

2)正向启动时达到亚稳态后，下密度锁内的界面无法稳定存在于混合段内，在上方扰动和正向流量的共同作用下，下密度锁内界面最终要回到密度锁的稳定分层段内.

3)正向启动的最终稳态是通过上密度锁内界面位置变化来实现的，而下密度锁内界面位置在水力平衡的建立前后基本不变.以此为基础给出的正向启动条件对于成功实现正向启动具有重要意义.

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