环形通道内钠流动起始沸腾壁面过热度实验研究

仇子铖，秋穗正，巫英伟，苏光辉，田文喜

（1.西安交通大学 动力工程多相流国家重点实验室，陕西 西安 710049；2.西安交通大学 核科学与技术系，陕西 西安 710049）

液态金属钠具有优良的流动换热特性，因其对快中子无慢化作用，成为快中子反应堆的理想冷却剂。在快中子反应堆失流、无保护失热阱、燃料元件包壳破裂、瞬态功率突增、燃料组件堵流等事故工况下，均有可能发生液态金属钠沸腾［1-5］。在堆芯某些区域，空泡系数可能为正，空泡的出现会导致堆芯局部功率上升，并可能导致燃料元件熔化［6］。因此，不论是对快堆堆芯进行合理设计还是对快堆安全分析程序理论模型的验证，液态金属钠起始沸腾的分析研究均非常必要。

本工作通过实验研究热流密度、流速、进口过冷度以及系统压力对液态金属钠起始沸腾壁面过热度的影响，并通过实验数据拟合环形通道内液态金属钠起始沸腾壁面过热度的关系式。

1 实验装置

1.1 高温沸腾实验回路

图1 液态金属钠高温沸腾实验回路示意图Fig.1 Schematic diagram of experimental apparatus

液态金属钠高温沸腾实验回路示于图1。除氩气系统外，整个实验回路均由Inconel-800不锈钢制造，该不锈钢可承受1 200 ℃高温（常压下金属钠沸点为891 ℃）。冷阱可对回路中的钠进行持续净化，以确保其中的氧化物杂质低于10ppm。实验进行时，一定量的液钠由储钠罐压入回路中，在电磁泵的驱动下依次流经电磁流量计、回热器壳侧、预热器、实验段、上部膨胀箱、回热器管侧，再流回电磁泵，从而完成强迫循环流动。

1.2 沸腾实验段

图2示出液态金属钠沸腾实验段示意图。实验段由电加热元件、外套管、热块及若干测温热电偶组成。电加热元件与外套管围成外径10mm、内径6 mm 的环形流道，流道总长800mm，流道进口与出口处在外套管内侧分别堆焊3个焊点固定电加热元件，以确保电加热元件与外套管的同心度（图3）。为补偿热损失，外套管外侧安装热块，热块由紫铜制成（直径75 mm，高400 mm），外缠电加热丝。实验段外侧包裹厚度为500 mm 的硅酸铝保温棉，该层保温棉外缠绕3根额定功率为2kW 的铠装电加热丝，然后再包裹厚度为200 mm 的硅酸铝保温棉，从而尽量减少实验段散热。

图3 电加热元件固定方法示意图Fig.3 Schematic diagram of heater pin support in test section

电加热元件直径为6mm，总长1 317mm，有效加热段为从顶端开始的387mm。最大加热功率为14kW，其截面示于图4。电加热元件包括中间的加热丝、氮化硼填充粉末及内外两层包壳，两层包壳间布置6 根直径0.3 mm的高温热电偶，热电偶从电加热元件末端开始布置，间隔5 mm。通过对电加热元件外侧包壳进行导热分析可计算得到电加热元件外壁面温度。在流道接近末端位置布置一直径为0.3mm的K 型热电偶，用于测量流体温度。

图4 电加热元件截面示意图Fig.4 Cross section of heater pin

1.3 测量装置和不确定性

实验段进口温度、出口温度、流体温度及壁面温度均通过K 型热电偶测得，该类热电偶可在高达900℃的工况下长期使用，并可在1 250℃下工作几十分钟。本实验使用的热电偶均在200～900 ℃区间内每隔100 ℃进行了标定。压力和压降由01PM 型液钠压力传感器测量，该压力传感器在绝对压力0.01～1 MPa范围内进行标定。流量由电磁流量计测得，该电磁流量计由系统校验筒进行标定。实验数据均由NI采集系统获得。各参数测量值的精确度列于表1。

表1 参数测量值的精确度Table 1 Accuracy of measurement parameter

1.4 实验过程及实验工况

实验时，回路中的液钠需预先在150℃下由冷阱净化10h 以上，以确保其中氧含量低于10ppm。然后缓慢提高预热器的加热功率，确保液钠温升速度低于80 ℃／h，从而减轻热应力效应。直至回路达到稳定工况（系统压力、进口过冷度、流量、热流密度均维持在一相对稳定水平，并维持1h以上），可认为系统满足实验条件。

该实验主要研究系统压力、进口过冷度、流速及加热元件热流密度对液钠起始沸腾壁面过热度的影响。每次实验需固定其中3个参数，只逐渐改变1个参数，直至沸腾出现。每一实验工况下，不同位置温度、实验段流量、系统压力等参数均由采集系统连续记录。

实验工况参数范围列于表2。该实验可模拟快堆中液钠的流动，对于钠冷快堆的事故预测具有重要参考价值。

表2 实验工况Table 2 Experimental condition

2 实验结果及分析讨论

2.1 钠沸腾过程阶段划分及沸腾起始点判定

综合多次实验数据的共同特征，钠沸腾过程可划分为5 个阶段：单相对流换热区、单相换热向过冷沸腾开始的过渡区、过冷沸腾换热区、饱和沸腾区及缺液区。钠沸腾过程中壁面温度、流体温度及质量流量（以流体速度表示）典型变化曲线示于图5。从图5 可见，实验段质量流量有两次明显下降，同时流体温度有明显上升。

图5 壁面温度、流体温度及质量流量典型变化曲线Fig.5 Typical experimental curve of wall temperature，liquid temperature and mass flow rate

流量的第1次突降（之后维持稳定）对应于过冷沸腾起始点，第2次突降为饱和沸腾起始点。因为从流量第1 次突降（图5 中C 点）开始，流体换热同时包含单相对流换热和沸腾换热，因此此点被判定为起始沸腾点。

在不同工况下，本实验测得150余组单棒环形通道内液钠起始沸腾实验数据。基于这些实验数据，对液钠起始沸腾机理和特点进行探讨与分析。

2.2 不同参数对液钠起始沸腾壁面过热度的影响

本实验主要研究了加热元件热流密度、质量流量、进口过冷度和系统压力对液钠起始沸腾壁面过热度的影响。

1）热流密度

实验结果表明，当系统压力、进口过冷度和质量流量维持相对稳定时，起始沸腾壁面过热度随热流密度的增加呈明显上升趋势。其原因是，热流密度越大，沸腾起始过程就越短。这样，电加热元件上一定潜在的活化空穴要达到其开始成核的几率就越小，壁面上产生汽泡脱离的概率就较小，从而汽泡脱离电加热元件壁面就需较高的壁面过热度。

图6示出热流密度对起始沸腾壁面过热度（tw-ts）的影响。由图6可见，其影响趋势与文献［7-9］在不同系统压力下所得实验数据趋势一致，也与文献［10-12］的定性结论符合良好。

图6 热流密度对起始沸腾壁面过热度的影响Fig.6 Influence of heat flux of heater pin on incipient boiling wall superheat

2）流速

实验结果显示，当流速增大时，液钠起始沸腾壁面过热度有下降的趋势。流速对液钠起始沸腾壁面过热度有两方面的影响：1）流速增大时换热效果增强，壁面温度下降，从而对电热元件壁面上微小空穴处汽泡的生成和长大有抑制作用，因此，流速增大有使壁面过热度增大的趋势；2）在液钠被加热至沸腾的过程中，回路系统膨胀稳压箱内微量惰性气体会被吸入液钠中，被流动的液钠夹带，流速越大，这种吸入夹带量就会越多，这些被夹带的惰性气体会进入电加热元件壁面的微小空穴中，增大微小空穴活化成为汽泡核心点的概率，从而有使起始沸腾壁面过热度下降的趋势。因为液钠具有极其良好的导热性能，对流换热强度并非主要取决于主流速度，所以流速对液钠起始沸腾壁面过热度的影响主要是后一种作用。另外，当主流速度增大时，湍流效果增强，实验段压力、温度波动增加，使得在1个潜在汽泡成核点上液钠压力出现突降，能瞬间增大液钠界面压差，容易发生沸腾起始。

图7示出流速对液钠起始沸腾壁面过热度的影响。由图7 可见，其影响趋势与文献［11，13-16］的结论相符。尽管本实验中流速变化范围很大，但当进口过冷度、系统压力、热流密度等变化不大时，Re变化范围较小。

图7 流速对起始沸腾壁面过热度的影响Fig.7 Influence of liquid velocity on incipient boiling wall superheat

3）进口过冷度

实验结果表明，起始沸腾壁面过热度随进口过冷度的增大而增大。因为当热流密度、流速、系统压力保持不变时，进口温度越低，主流温度就越低。这样，主流液钠与电加热元件壁面附近过热层、流底层之间的不稳定导热和微对流传热增强，从而使电热元件壁面上产生的汽泡很快凝结、消失，汽泡脱离电加热元件壁面进入主流液钠中的概率减小。因此，当沸腾起始时，壁面过热度更高。

图8示出液钠起始沸腾壁面过热度与进口过冷度之间的关系。实验中由于进口过冷度与流速、热流密度相互耦合，因此实验数据较为发散。将实验数据与文献［17-18］的实验数据进行对比，结果显示趋势符合良好。

图8 进口过冷度对起始沸腾壁面过热度的影响Fig.8 Influence of inlet subcooling on incipient boiling wall superheat

4）系统压力

实验结果表明，其他参数基本不变时，液钠起始沸腾壁面过热度随系统压力的增加而减小。因为系统压力高，液钠饱和温度就高，其表面张力σ随温度升高而减小，但汽化潜热减小不是很多。另外，其蒸气密度急剧增大，液钠与钠蒸汽的密度之比减小，汽泡的产生就更为容易，沸腾也更容易发生。

图9示出系统压力对液钠起始沸腾壁面过热度的影响。将本实验所得影响趋势与文献［7，10，19-22］的结论进行了对比，尽管文献的系统压力较高（大于2.0kPa），但系统压力对起始沸腾壁面过热度的影响趋势一致。

图9 系统压力对起始沸腾壁面过热度的影响Fig.9 Influence of system pressure on incipient boiling wall superheat

2.3 环形通道内液钠起始沸腾壁面过热度预测关系式

液钠起始沸腾壁面过热度机理复杂，影响因素繁多。已有的理论模型多涉及实验无法测定的加热壁面的微观尺寸及汽泡动力学的影响，仅适用于机理分析，无法归纳整理实验数据。实验结果表明，液钠起始沸腾壁面过热度受热流密度、进口过冷度、系统压力及质量流量的影响较大。即：

式中，（tw-ts）ONB为起始沸腾壁面过热度，tw、ts分别为壁面温度和饱和温度，℃。

通过选取80组具有代表性的实验数据，采用多元线性回归方法，拟合得到经验关系式：

式（2）的适用范围为：128kW／m2≤q≤846kW／m2，63.1 ℃≤Δtsub≤287.8 ℃，Re＜13 000，0.85kPa＜p＜28.79kPa。

图10示出实验数据与式（2）计算值之间的比较。由图10可知，95%以上的实验数据与式（2）计算值之间的相对误差小于±20%。实验数据与式（2）间的平均离散度可以由式（3）计算：

式中：（tw-ts）cal，i为 起 始 沸 腾 壁 面 过 热 度 计 算值；（tw-ts）exp，i为起始沸腾壁面过热度实验值。

图10 实验数据与关系式计算值的对比Fig.10 Comparison of experimental data with calculated value

3 结论

进行了强迫对流工况下液钠沸腾实验，对环形通道内液钠起始沸腾壁面过热度进行了实验研究，主要得到以下结论。

1）液钠强迫对流沸腾过程中，流量第1次突降（然后维持稳定）点判定为起始沸腾点。此点为单相对流换热与过冷沸腾换热的分界点。

2）液钠起始沸腾壁面过热度随加热元件热流密度和实验段进口过冷度的增大而增大，随实验段质量流量和系统压力的增加而减小。由实验数据得到了计算液钠起始沸腾壁面过热度的经验关系式，实验数据与计算值间的相对误差小于±20%。

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