非能动安全壳冷却系统空气混合对流换热试验研究

杨 鹏,王国栋,李万总,黄思洋,周明慧,刘 宇,*

(1.生态环境部 核与辐射安全中心,北京 102401;2.上海核工程研究设计院股份有限公司,上海 200233;3.上海核能装备测试验证中心有限公司,上海 200233)

为保证核反应堆在事故工况下放射性物质不泄漏到大气环境中,确保核电厂周围居民的安全,在核岛的反应堆厂房中设置了安全壳。安全壳是包容放射性物质的最后一道屏障,在发生假想的设计基准事故(DBA)后,大量高温、高压流体释放进入安全壳大空间,引起安全壳温度及压力迅速升高。为防止安全壳超压,安全壳冷却系统必须有效地排出安全壳内热量。大型非能动核电厂非能动安全壳冷却系统(PCS)是第3代大型先进压水堆非能动安全系统的重要组成部分。PCS采用了非能动设计理念排出安全壳热量,在发生DBA事故的72 h内,PCS利用自然通风冷却、水膜蒸发、蒸汽冷凝等非能动方式实现安全壳热量排出,而不需要任何额外补给或操作员操作。

空气导流板是组成PCS的核心设备,在当前设计中,空气导流板采用全高度(安全壳贯穿件区域除外),覆盖安全壳外表面。空气导流板重量大、安装施工难度高、成本较高。在核电厂建造阶段,空气导流板安装工期长,是建安关键路径;在核电厂运行阶段,开展水膜覆盖率定期试验、安全壳焊缝在役目视检查时,需拆卸部分空气导流板开展作业,操作复杂。在保证安全性的基础上,从提升运维便利性、经济性角度,本文提出空气导流板的优化方案,取消部分中间导流板,保持原有导流板连接方式、安装方式、设备型式不变。

事故后安全壳外壁面的传热过程是以强迫对流占主导的对流换热[1-3],国内外研究者开展了大量的研究;针对无导流板区域,事故后安全壳外壁面的传热过程是强迫对流和自然对流并存的混合对流传热。众多研究者开展了通道内混合对流换热数值模拟和试验研究。Hiroaki等[4]采用改进的Jones-Launder低雷诺数k-ε模型进行数值模拟,研究均匀加热垂直管中的向上流动换热,根据数值结果绘制了强迫对流、混合对流和自然对流以及层流与湍流的区域图。Behzadmehr等[5]采用低雷诺数k-ε模型,对垂直圆管内均匀热流空气向上混合对流换热特性进行了数值研究,并提出一个同时适用于层流和湍流的努塞尔数方程。Mandal等[6]采用CFD数值模拟方法,研究了矩形通道内的混合对流与辐射换热的特性。Zhang[7]采用STAR-CCM+对中等普朗特数流体在水平圆管内的层流混合对流换热进行了数值模拟,并建立了考虑入口效应的水平圆管层流混合对流换热关系式。与此同时,借鉴数值模拟结果,大量研究者采用试验手段研究圆管、矩形通道内的混合对流换热特性。Aicher等[8]开展垂直管内自然和强迫混合对流换热试验,建立经验关系式,给出了长径比和热通量对传热性能的影响。Cheng等[9]针对非对称加热垂直矩形通道内的空气自然对流与热辐射传热现象进行了数值和实验研究,建立半经验关系式。为研究均匀加热垂直管中的向上流动,Shin等[10]开展垂直矩形通道空气湍流混合对流实验,提出一个更为准确的新经验关系式,该关系式包含一个修正的浮力数,并根据流动距离考虑了流型变化的特性。

通过调研可发现,国内外对以强迫对流占主导的对流换热现象研究比较充分[11-12],但强迫对流和自然对流并存的混合对流传热仍是研究热点,需深入研究。鉴于不同的管道形状(圆管、方管)、不同的加热形式(均匀加热、不对称加热)、空气入口形式(顺流、逆流)都会显著影响试验结果,所以不同研究者结论不完全一致[13-17],未形成公认的混合对流换热经验关系式。特别是针对本文提出的大型非能动核电厂导流板优化方案,在发生假想的事故后,下降段空气在密度差的驱动下进入无导流板区域,然后折流180°进入上升段。这种空气入口、出口从同截面的不同位置流入、流出的混合对流现象,国内外研究很少。在此背景下,为论证大型非能动核电厂导流板优化方案可行性,本文在比例设计的安全壳冷却能力验证试验台架(COCOVET)上,研究PCS环腔空气流动和混合对流换热现象。

1 试验介绍

1.1 试验系统

空气导流板将屏蔽厂房内墙面和安全壳外表面之间的环腔分隔为下降段和上升段,如图1a所示,为PCS提供空气流道。本文提出图1b所示的优化方案。基于当前设计(图1a),自下而上取消部分中间导流板,将底部面板连接至中间面板。如图1c所示,优化方案PCS环腔包括两部分:含导流板区域(上部)和无导流板区域(下部)。针对含导流板区域,PCS环腔被导流板分割为下降段和上升段。

a——当前设计;b——优化方案;c——优化方案PCS环腔流动示意

图2为COCOVET系统流程简图。试验系统主要包括:试验本体、试验回路系统和辅助系统。试验本体用于模拟安全壳外壁面和空气流道环腔,由加热主板、外侧风道和导流板围成;试验回路系统包括:供油系统、恒温水夹层系统、供风系统和粒子图像测速(PIV)观测系统。供油系统为试验主板提供加热热源,恒温水夹层系统冷却面提供冷却水源,供风系统为试验本体提供试验需求的风量,PIV观测系统用于观测PCS环腔内空气流场。辅助系统包括:给水系统、循环冷却水系统、低压交流供电系统和升降机平台等。

图2 COCOVET试验系统示意图

试验本体固定在支架上,使试验本体垂直于地面。空气由离心风机吹入,经风道加热器预热后,通过渐扩管连接的空气流道引流段,从上往下流入试验本体的下降段(由导流板和冷却面围成),在导流板尾部折流后,流入上升段(由导流板和加热面围成),最终进入环境。采用恒温水夹层系统维持试验本体冷却面温度达到目标值,采用供油系统维持试验本体加热面温度达到目标值。

1.2 试验本体

图3为COCOVET试验本体的示意图,试验本体包括:试验加热主板、耐高温玻璃板和恒温水夹套平板、导流板和保温层。加热主板、玻璃板和水夹套平板围成方腔结构,模拟原型核电厂PCS流道。加热主板与水夹套平板壁面喷涂和原型核电厂相同型号的涂层,导流板采用和原型核电厂相同的金属材料和表面处理工艺。

图3 COCOVET试验本体示意图

试验本体与原型的PCS空气流道的缩比比例为1∶4,试验本体参数为6 500 mm(高度)×1 200 mm(宽度)×331.75 mm(厚度),整体固定在高7.9 m的主板支架上。COCOVET试验本体参数列于表1。

表1 COCOVET试验本体参数

1.3 试验参数范围

COCOVET空气对流换热试验在PCS运行参数范围内,观测空气在导流板尾端的绕流、分离现象,在参数范围内确定试验工况矩阵,研究空气与安全壳壁面的混合对流传热特性。试验的关键参数范围列于表2。

表2 COCOVET试验参数范围

1.4 试验本体测点布置及测量参数不确定度

COCOVET试验布置温度、压力、流量、液位等参数测点。本试验所用仪表除水膜厚度和热流密度外,测量值均由仪器直接读取,相关误差由仪表厂家在质量监控体系下给出。随机误差采取多次测量取平均值方式进行控制。本试验中,在试验体空气出入口处测量空气流速和湿度,并在空气出口侧紧贴加热壁面处测量入口水温。本试验采用共焦光学探头测量水膜厚度。水膜厚度测点位置的选取需考虑避免侧面的边缘效应(远离边缘10 cm以上)。板面温度及热流密度的测点位置列于表3。

表3 板面温度、热流密度测点位置(全板水膜覆盖)

COCOVET测试段空气流场测量采用德国26M高分辨率PIV系统,示踪颗粒为10 μm。如图3b所示,激光从保温层、恒温水夹层和冷却板预留窄缝垂直射入测试段,落在导流板(有导流板区域)或加热板上(无导流板区域)。PIV可拍摄区域为260 mm×400 mm,通过上下移动PIV系统,可实现不同高度位置的流场可视化。

图4为试验本体测点布置示意图。试验本体测点主要包括:加热面上的热流密度测点(可兼测温度)、冷却面上的温度测点和空气流动区域的温度测点。加热面上的热流密度探头布置10层(每层3组),冷却面上的热电偶布置5层(每层3组),空气流动区域的热电偶布置7层(每层2～3组),导流板上的热电偶布置1层(内外壁面各3组)。此外,COCOVET试验还需测量测试段压力、空气入口风速和相对湿度、冷却水进出口温度和流量、加热油进出口温度和流量等。

图4 试验本体测点布置示意图

在确定测量参数不确定度时,首先,需确定测量系统各参数测量的误差源;其次,将各误差源最大误差转化为标准不确定度;再次,获得各误差源的合成不确定度;最后,计算实际使用条件下的扩展不确定度(置信概率取95%)。通过不确定度分析,关键测量参数的不确定度列于表4。

表4 试验测量参数不确定度

2 程序模型

2.1 CFD程序建模

本文采用CFD程序对COCOVET进行二维建模。采用ANSYS ICEM进行建模及网格划分,二维模型及网格划分如图5所示,采用了四边形的结构化网格,靠近壁面处流动区域进行了局部网格加密,其中钢壳、导流板及屏蔽厂房近壁面处均设置边界层,边界层厚度设为0.001 5 m,增长率为1.1,网格总量约8.7万。

图5 基于Fluent程序的模型与网格

采用ANSYS FLUENT进行求解计算。湍流模型采用可实现的k-ε模型,近壁面处理方法采用增强壁面处理,辐射模型采用面到面模型。求解器选用基于压力的求解器,求解方法采用SIMPLEC。在空间离散化中,梯度格式采用基于单元的最小二乘方法,压力项采用体积力加权格式,动量方程采用QUICK,湍动能、湍流耗散率与能量项均采用二阶迎风差分。各项残差均设为10-7,稳态计算100 000迭代步。

2.2 安全分析程序建模

本文同时采用安全壳安全分析程序对COCOVET进行建模。安全分析程序具备集总参数和三维参数建模的能力,有专门的对流换热模型模拟PCS环腔对流换热。图6示出了COCOVET模型。控制体1与控制体2模拟被导流板分割的下降段和上升段。为了准确模拟导流板尾部位置区域空气的流动和传热现象,采用三维建模方法将控制体3划分了208个控制容积(自上而下划分为16层,每层细分为13个子控制容积(CV))。控制体4～8模拟加热边界条件,控制体9～13模拟冷却边界条件,为维持控制体4～8及9～13温度的恒定,在这10个控制体中分别加入导热系数很大的虚拟热构件,热构件一侧的边界条件给定为恒温(加热面或冷却面温度),另外一侧给定一个很大的换热系数(1×108W/(m2·K))。表5列出了安全分析程序采用的对流、辐射换热经验关系式。

表5 对流和辐射换热经验关系式

图6 安全壳安全分析程序COCOVET模型

3 试验结果和分析

3.1 导流板尾部区域流速可视化

图7为COCOVET典型试验工况的测试段速度矢量图和流线图。从CFD分析结果可看出,空气进入下降段后沿导流板向下流动,到达导流板尾部区域后,大部分空气折流180°进入上升段(导流板与加热面围成的区域),沿导流板向上流动,少量空气继续向下流动(图7a)。此外,CFD模拟结果表明,受空气折流影响,导流板尾部右下方存在流动涡流现象(图7b)。PIV测量结果也表明空气在导流板尾端存在折流现象,大部分空气折流进入上升段(图7c)。在导流板尾部右下区域,PIV结果显示空气流速偏小(图7d)。CFD模拟的空气流动特性和试验PIV测量结果符合。

a——CFD速度矢量图;b——CFD流线图;c——试验示踪粒子流动照片;d——试验PIV结果

采用CFD分析工具,图8进一步示出了测试段1.353、2.650和4.135 m三个典型高度截面的空气流速。可看出,从加热面至冷却面,空气流速呈现先减小后增加趋势,冷却面附近空气流速小于加热面。在无导流板区域,仅有少量空气沿冷却面向下流动,空气流速在0.6 m/s以下,换热呈现明显的自然对流特征。

图8 无导流板区域空气流速

3.2 测试段空间温度

图9为COCOVET典型试验工况的测试段温度云图。由于导流板尾部出现空气分流,下降段低温空气与导流板底部区域的高温空气在上升段入口汇聚,上升段空气温度明显低于导流板底部区域温度。在导流板下部、底部区域,空气温度从加热面至冷却面逐渐降低。

图9 测试段温度云图

图10对比了COCOVET典型试验工况测点位置CFD模拟温度与试验测量温度。如图10a所示,在典型位置(01、03和06层),CFD模拟出了空气温度从加热面至冷却面逐渐降低的趋势,模拟值和试验值相符。图10b进一步比较了所有测点位置(01～07层)CFD模拟温度与试验测量温度。可看出,在测试段无导流板区域的空气温度高于有导流板区域的,空间温度CFD模拟值和试验值趋势相同,符合较好。

所有测点位置比较:a——01、03和06层;b——01～07层

3.3 加热面热流密度

图11示出了COCOVET典型试验工况加热面热流密度程序计算值(CFD程序和安全分析程序)与试验值的对比。从结果可知,在测试段无导流板区域,CFD程序、安全分析程序模拟值和试验值均表明加热面热流密度基本不变,说明该区域以偏自然对流为主。在测试段有导流板区域,CFD模拟值出现了明显的上升段入口效应,加热面热流密度呈现迅速增加后降低的趋势(热流密度峰值位于导流板尾部略上方位置)。CFD模拟值和试验值趋势一致,数值符合较好。需要说明的是,COCOVET测试段未在热流密度峰值位置布置测点,因此没有测量到与CFD模拟值相当的热流密度。此外,安全分析程序保守偏低地模拟了上升段入口位置的热流密度,在其他区域,安全分析程序模拟值和试验值相符。

图11 加热面热流密度程序计算值与试验值对比

3.4 加热面热流密度敏感性研究

在COCOVET台架上开展了多组敏感性试验,研究影响测试段加热面换热量的关键因素。图12a示出了冷却面温度对加热面热流密度的影响。可看出,在测试段无导流板区域,冷却面温度越低,加热面和冷却面的辐射换热量越大,表现为加热面热流密度随冷却面温度降低而增加;在测试段有导流板区域,由于导流板位于加热面、冷却面中间,阻碍了加热面和冷却面的辐射换热,因此冷却面温度的变化基本不影响加热面热流密度。

图12 加热面热流密度敏感性分析

图12b示出了下降段入口风速对加热面热流密度的影响。可看出,在无测试段无导流板区域,加热面热流密度基本不变。从第3.1节流场分析可知,仅有少部分空气进入该区域,该区域空气流动缓慢,换热方式以自然对流为主,入口风速的变化基本不影响加热面热流密度。在测试段有导流板区域,加热面热流密度随入口风速增加而增加,这是由于在导流板尾部,大部分空气进入了导流板与加热面围成的上升段内,强迫对流占据主要传热地位,表现为加热面热流密度随风速增加而增加。

3.5 安全壳安全分析程序适用性研究

在第3.3节比较了典型试验工况加热面热流密度试验值和安全分析程序计算值,为进一步研究安全分析程序的适用性,选取了30组典型试验工况进行分析。图13示出了热流密度试验值(QExpt)和程序计算值(QPred)的比值。可看出,试验值与计算值符合良好,QExpt/QPred平均值为1.05,介于1.0～1.1之间,表明安全分析程序采用“集总参数+三维参数”建模方法和混合对流换热经验关系式可较好地模拟测试段的空气混合对流换热过程。

图13 加热面传热量试验值与分析值的比较

3.6 导流板优化方案可行性研究

本文第3.5节通过试验方式验证了安全壳安全分析程序模拟空气混合对流换热的适用性。在此基础上,本节采用安全分析程序对非能动核电厂优化方案进行安全壳建模,模拟事故后安全壳响应,评价安全壳冷却能力,论证导流板优化方案可行性。

安全壳冷却能力评价包括:失水事故安全壳水膜冷却能力(安全壳水冷能力)和停堆换料期间安全壳空气冷却能力(安全壳空冷能力)。针对安全壳水冷能力,安全壳外壁面水膜蒸发现象是重要的排热途径,未覆盖空气导流板的安全壳外壁面仍存在水膜蒸发过程,导流板优化方案对安全壳排热影响有限;针对安全壳空冷能力,优化方案减少了导流板覆盖面积,未覆盖导流板的安全壳外壁面对流换热能力可能被削弱,但安全壳外壁面和屏蔽厂房内壁面之间的辐射传热能力有所增强,需综合考虑优化方案对安全壳排热能力的影响。

假设在核电厂停堆换料期间,乏燃料池冷却系统不可用时,安全壳冷却水箱切换为乏燃料池冷却水源,不再为安全壳提供冷却水源。停堆换料策略要求安全壳具备在事故后3 d内,通过空气冷却能力排出堆芯衰变热,确保安全壳完整性。在事故3 d后,可采用多种厂内外水源,为安全壳提供水膜冷却。图14示出了优化方案安全壳压力响应,可看出,安全壳压力逐渐增加,并在事故3 d后达到峰值。随后由于安全壳冷却水源接入,安全壳压力迅速降低。优化方案安全壳峰值压力小于安全壳设计压力,并具有一定裕量,满足安全壳安全分析要求,验证了导流板优化方案的可行性。

图14 安全壳压力响应

4 结论

为论证大型非能动核电厂导流板优化方案可行性,搭建了COCOVET试验台架,研究安全壳PCS环腔空气流动和混合对流换热现象。通过比较试验数据和模型计算结果,论证安全壳安全分析程序的适用性,得出主要结论如下。

1) 测试段PIV结果和CFD分析均表明,下降段(导流板与冷却面围成的区域)空气到达导流板尾部区域后,大部分空气折流180°进入上升段(导流板与加热面围成的区域),沿导流板向上流动,少量空气沿冷却面向下继续流动。

2) 在测试段无导流板区域,加热面热流密度基本不变,说明该区域以偏自然对流为主。在测试段有导流板区域,存在明显的上升段入口效应,加热面热流密度呈现迅速增加后降低的趋势。

3) 加热面热流密度敏感性试验表明,在无导流板区域,加热面热流密度随冷却面温度降低而增加(受辐射换热影响),加热面热流密度基本不受下降段入口风速影响;在有导流板区域,加热面热流密度基本不受冷却面温度影响,加热面热流密度随入口风速增加而增加(受强迫对流换热影响)。

4) 采用“集总参数+三维参数”建模方法和混合对流换热经验关系式,安全壳安全分析程序计算值和试验值符合良好,表明安全分析程序适用于模拟测试段空气混合对流换热过程。

本文初步验证了非能动核电厂导流板优化方案的可行性,建议后续在此基础上研究导流板入口效应规律和导流板插入深度对安全壳换热的影响,确定最优的导流板插入深度,最终应用于非能动核电厂。