高壓氣體雙孔浸沒射流振蕩頻率特性研究

尹威凱,歐陽勇,崔旭陽,紀文英,谷海峰

(1.中廣核研究院有限公司,廣東 深圳 518000;2.哈爾濱工程大學 核安全與仿真技術國防重點學科實驗室,黑龍江 哈爾濱 150001)

直接接觸冷凝具有較高的傳熱傳質效率,作為快速降壓的有效方法廣泛應用于反應堆安全殼系統,如沸水堆和小型堆將干阱內的氣體直接排入抑壓池中以降低安全殼壓力[1-2],壓水堆自動降壓系統ADS將穩壓器頂部氣體排入內置換料水箱內降低一回路壓力[3]。因此直接接觸冷凝過程的熱工特性(包括水體升溫、熱分層、冷凝換熱、壓力振蕩等)一直是學界關注的問題。其中射流冷凝過程中強烈的壓力振蕩會給相關設備造成影響,特別是當冷凝振蕩頻率與設備固有頻率一致時將直接造成設備的共振損傷,嚴重影響其使用壽命,所以開展振蕩頻率特性研究對于設備研發和改進具有重要意義。

早期研究主要集中于單孔流行為以便從機理上分析純蒸汽冷凝狀態[4-6],并且為細致分析其冷凝特性,有學者根據不同的流量和溫度對冷凝區域進行了劃分[7],隨著研究的深入,近年來又陸續開展混合氣體單孔射流的研究[8-11]。由于多孔射流時射流氣羽間會發生相互干涉,所以其特性更為復雜,相關研究還處于起步階段。Cho等[12-13]研究了冷凝振蕩區多孔蒸汽射流壓力振蕩行為,最終總結出水溫和孔間距對振蕩頻率的影響規律并提出振蕩頻率的預測關系式。Park等[14]對多孔蒸汽射流冷凝現象進行研究并對射流的冷凝狀態進行分區。武心壯等[15]通過九孔射流實驗發現壓力振蕩幅值隨蒸汽流量(100～600 kg/(m2·s))增加先減小后增大并且隨溫度的增加而增加。隨后,武心壯[16]又進行了雙孔射流實驗發現隨孔間距的增加振蕩幅值先減小后增大(無量綱孔間距1.2～2.0)。Zhao等[17]針對雙孔和三孔蒸汽射流的振蕩主頻特性進行了實驗,分析孔間距和數目對振蕩主頻的影響,發現實驗工況下主頻隨孔間距的增加而增加,隨孔數的增加而減小。王玨等[18]對比了單孔、雙孔蒸汽射流的振蕩特性,發現主頻主要受到孔徑和水溫的影響,最終總結規律提出了大節徑比下雙孔射流振蕩主頻的經驗關系式。豐立等[19]將系統程序RELAP5、COSINE的模擬結果和實驗結果進行對比,分析雙孔蒸汽射流直接接觸冷凝換熱特性,發現模擬結果和實驗結果的符合性較好。

根據以上討論,目前的研究主要集中于純蒸汽射流冷凝振蕩行為,適用于壓水堆自動降壓系統。然而在沸水堆或小型堆安全殼降壓時,安全殼內本身含有的空氣會與蒸汽一同排入抑壓水池中形成混合氣體射流。但目前針對混合氣體的研究還相對較少,且現有的純蒸汽射流特性能否外推到混合氣體射流還不得而知,因此開展高壓氣體多孔射流振蕩特性的研究尤為重要。本文在不同過冷度下對高壓氣體雙孔浸沒射流振蕩主頻特性進行一系列實驗研究。

1 實驗系統介紹

1.1 實驗裝置與實驗方法

實驗裝置如圖1a所示,裝置由氣體供應系統、實驗水箱和數據采集系統組成。氣體供應系統由空氣壓縮機和電加熱鍋爐組成,設備產生的空氣和蒸汽經管道上的流量計后流入同一根管路進行充分混合,過程中利用質量流量計和渦街流量計分別測量兩種氣體的流量實時監測混合氣體的成分比例。整個氣體流動管路外包覆有保溫層以減少蒸汽流動過程的冷凝,同時在水箱進口處設置壓力和溫度測點,利用分壓定律對入口的氣體成分進行二次驗證,確保蒸汽空氣混合比例準確記錄。水箱作為冷源接收混合氣體,其內部安裝有雙孔噴嘴作為氣體排放的出口,噴嘴結構如圖1b所示,噴嘴為法蘭形式便于不同孔間距的噴嘴替換。溫度壓力信號由傳感器采集后傳輸到NI采集系統進行記錄,其中高頻壓力傳感器距離噴嘴出口100 mm處實時采集壓力振蕩信號,設置采集頻率為20 kHz保證壓力振蕩信號的準確獲取。射流圖像通過V641高速攝影儀進行記錄,設置拍攝頻率4 000幀/s捕捉氣羽界面的快速變化。

圖1 實驗系統圖

利用以上實驗裝置進行一系列射流冷凝實驗,參照先進沸水堆(ABWR)[20]、經濟簡化型沸水堆(ESBWR)[21]的抑壓水池排放工況確定實驗參數,具體工況列于表1。

表1 實驗工況

1.2 數據處理

測量到壓力振蕩信號是隨時間變化的壓力,振蕩頻率不能通過壓力信號直接獲得。數據處理時采用快速傅里葉變換方法(FFT)將采集到時域信號轉換為頻域信號,然后計算峰值處的頻率,即為壓力振蕩的主頻,詳細的計算方法如式(1)所示。振蕩主頻的誤差計算采用宋瓊等[22]提出的FFT的誤差分析方法,計算壓力振蕩主頻的相對誤差為12.85%。

(1)

式中:f為頻率,Hz;N為采樣數據量;pn第n個數據的采樣值,kPa;p(f)為壓力的頻域幅值,kPa;i為虛數。

2 結果與分析

2.1 純蒸汽射流振蕩頻率研究

圖2為不同溫度下雙孔射流氣羽圖像。如圖2a所示,水溫30 ℃時兩氣羽相互靠攏,原因是兩股氣羽間的卷吸導致中間區域形成負壓,由于氣羽外側高壓內側低壓,氣羽在壓差作用下表現出向中間匯聚的形態。對比圖2a、b,發現當水體由30 ℃升至40 ℃后氣羽尺度增大,兩股氣羽匯聚后合并到一起形成了聯合射流。溫度進一步升高后,如圖2c所示,蒸汽氣羽尺度進一步增大,氣羽在距噴嘴出口更近處就會匯聚到一起以更大的體積進行冷凝振蕩。

圖2 純蒸汽射流圖像

圖3為排放背壓0.4 MPa下單孔和雙孔實驗的振蕩主頻隨過冷度的變化曲線(排放的質量流量相同),單孔射流振蕩主頻范圍在145～420 Hz之間,雙孔射流振蕩主頻范圍在95～340 Hz之間。對比單孔射流與雙孔射流主頻結果,發現單孔射流的振蕩主頻高于雙孔射流,即孔數增加振蕩主頻降低該結論與Zhao等[17]的研究一致。原因是單孔射流時氣羽四周液相溫度較低冷凝速度較快,所以振蕩頻率更高,而雙孔射流時兩股氣羽的中間區域水體溫度較高延長了冷凝時間,導致頻率更低。若雙股氣羽匯聚到一起形成聯合射流以更大的氣羽進行冷凝,也會延長蒸汽的冷凝時間造成頻率的下降。無論是單孔射流還是多孔射流,振蕩主頻均表現為隨著過冷度的增加而增加的規律,其原因是在高過冷度下傳質過程增強,則氣羽穿透長度和體積縮小,相應地冷凝時間和振蕩周期縮短,最終振蕩主頻增加。值得注意的是,孔數目的增加延長了氣羽的冷凝時間,因此多孔射流表現出振蕩頻率偏低的特性,若振蕩頻率低則將更接近相關設備的固有頻率從而給設備帶來共振損壞的風險。

圖3 純蒸汽振蕩主頻隨過冷度的變化

圖4為振蕩主頻隨孔間距的變化關系。實驗結果表明,孔間距與振蕩主頻呈正相關,原因是在小的孔間距下兩股氣羽更易匯聚到一起,同時小孔間距時中間區域溫度更高同樣抑制了傳質速率延長了冷凝時間。當間距持續增加,氣羽之間不再發生相互干涉,兩氣羽更難匯聚到一起,氣羽內側的溫度下降直至和外側溫度相當導致冷凝時間縮短,此時振蕩主頻將趨于單孔射流狀態。

圖4 純蒸汽振蕩主頻隨孔間距的變化

為了總結多孔射流振蕩主頻的規律,Cho等[12-13]考慮了射流排放參數和結構參數對主頻的影響,并根據實驗數據擬合出經驗關系式(2)。將本文和Zhao等[17]的實驗結果與經驗關系式(2)的預測值進行對比,如圖5所示,結果表明關系式(2)的預測效果較差,預測相對誤差在-40%～40%之間,出現誤差的原因是在Cho實驗狀態下氣體射流速度較低(處于冷凝振蕩區),而本實驗和Zhao的實驗工況處于穩定冷凝區,并且Cho實驗的孔數較多(實驗條件為20、21個孔)射流過程中氣羽間的干涉更為顯著,因此預測結果與雙孔、三孔射流的實驗結果存在明顯誤差。

圖5 式(2)的預測精度

St=0.001 74Ja1.093Re0.891We-0.827I0.298

(2)

式中:St為斯特勞哈爾數,St=fdρw/G;Ja為雅各布數,Ja=ρwcpΔT/ρshfg;Re為雷諾數,Re=Gd/μs;We為韋伯數,We=ρsV2d/σ。其中:d為射流噴嘴的直徑,m;ρw、ρs分別為水和水蒸氣的密度,kg/m3;G為排放蒸汽的質量流量,kg/(m2·s);cp為水的比定壓熱容,kJ/(kg·℃);ΔT為水的過冷度,℃;hfg為蒸汽的潛熱;μs為蒸汽的動力黏度,Pa·s;V為出口蒸汽速度,m/s;σ為表面張力,N/m;I為孔間距與孔直徑的比值,即無量綱間距。

調研發現單孔射流研究已經趨于一致,Hong等[4]根據能量守恒建立了氣羽射流冷凝振蕩一維模型,模型中振蕩主頻與氣羽長度呈反比,并且汽泡冷凝振蕩理論中振蕩主頻與汽泡尺寸也呈反比規律[11]。本研究發現雙孔射流時振蕩主頻規律與單孔射流和汽泡冷凝振蕩類似,即振蕩主頻與氣羽尺寸呈反比,如過冷度下降導致氣羽尺度增大,從而冷凝時間延長主頻下降。由于雙孔射流振蕩主頻目前還缺乏預測關系式,因此參考單孔射流和汽泡冷凝振蕩預測關系式,建立雙孔射流主頻的預測關系式(3)。設關系式中的X為射流特征尺度,通過對特征尺度X進行數據擬合獲得振蕩主頻的經驗關系式,以期對射流速度較高的穩定冷凝區的振蕩頻率進行有效預測。

(3)

(4)

(5)

式中:n為多變系數,n=1.32;k2/k1為液體主導區與蒸汽主導區的膨脹系數之比;X為多孔射流氣羽的特征尺度(氣羽特征尺度受間距、溫度、流量的影響程度),m;p∞為環境壓力,Pa;N′為孔數目;B為蒸汽冷凝的無量綱數;Gm=275 kg/(m2·s)。

圖6為經驗關系式(3)的預測偏差,其相對誤差范圍在-15%～20%以內。因此關系式(3)可有效預測雙孔、三孔射流的振蕩主頻,后續可進行更多孔洞射流振蕩特性實驗并進行驗證。根據本文和Zhao的實驗工況可確定該關系式,可以對流量300～700 kg/(m2·s)、過冷度20～80 ℃之間的雙孔、三孔純蒸汽射流振蕩主頻進行有效預測。

圖6 f實驗值與預測值比較

2.2 混合氣射流振蕩頻率研究

在水溫30 ℃時混合氣體與純蒸汽射流圖像對比如圖7所示。圖7結果表明,混合氣體射流相較純蒸汽而言,氣羽尺度更大,兩氣羽在噴嘴出口處直接匯聚到一起。由于不凝性氣體的加入,冷凝傳質受到抑制導致混合氣羽體積增大,并且隨著不凝性氣體份額Φ增加,傳質過程受抑制更為顯著,直接導致氣羽尺度增大。

圖7 混合氣體射流圖像

圖8為不凝性氣體對振蕩主頻的影響。相較純蒸汽振蕩主頻(95～340 Hz)加入不凝性氣體后振蕩頻率降低至20～180 Hz之間,并且隨著不凝性氣體份額增大振蕩主頻下降。原因是在混合氣體射流時,氣液界面處的蒸汽冷凝后界面的不凝性氣體份額將會提高,從而抑制氣羽的傳質過程,不凝性氣體份額增大后傳質的抑制效應也會更為明顯,因此不凝性氣體份額從0.0～0.4增加過程中振蕩主頻逐漸下降。同樣地,水體過冷度也會影響傳質過程導致振蕩主頻變化,振蕩頻率表現為隨過冷度的增加而增加。純蒸汽射流主頻斜率變化相比混合氣射流更為明顯,因為純蒸汽射流時蒸汽在界面直接冷凝傳質,所以純蒸汽冷凝振蕩受過冷度影響更顯著。然而混合氣射流時氣液界面的蒸汽迅速冷凝,界面殘留的不凝性氣體將形成氣膜,且受限于不凝性氣體濃度,主流氣體難以有效吹掃并破壞不凝氣膜[23],最終界面處不凝性氣體不斷聚積,氣羽冷凝愈發困難,因此該過程受不凝性氣體影響顯著,而受溫度影響較弱。

圖8 主頻隨不凝性氣體份額變化規律

圖9為在不同的不凝性氣體份額下孔間距對振蕩主頻的影響。振蕩主頻均表現為隨著孔間距的增加而緩慢增加,直至增加孔間距達到無窮遠兩氣羽不再干涉為止。這一結論與純蒸汽射流類似,其原因是孔間距增加導致氣羽的冷凝時間縮短,進而振蕩頻率增加。

圖9 混合氣射流主頻隨孔間距變化規律

綜合以上討論,相較單孔射流多孔射流振蕩主頻下降(孔間距1.5d～3d),尤其是引入不凝性氣體后傳質過程受到顯著抑制,冷凝時間延長導致振蕩主頻下降,振蕩主頻將低至28 Hz,其頻率將會更加接近設備的固有頻率,從而造成相關設備的共振損害,因此未來還需針對多孔混合氣體射流進行深入研究。

3 結論

本文調整孔間距1.5d～3d,改變不凝性氣體份額0.0～0.4,在20～80 ℃過冷度下進行了雙孔射流實驗,獲得了振蕩主頻變化規律,并且提出了相關的經驗關系式,對于雙孔射流振蕩主頻的預測具有一定的工程意義,獲得的主要結論如下。

1) 對雙孔射流氣羽形態觀測發現,純蒸汽射流時兩氣羽表現出向中間匯聚的形態,當水溫升高則氣羽尺度增加,兩氣羽將匯聚到一起形成聯合射流?；旌蠚怏w射流時,由于不凝性氣體抑制冷凝,氣羽尺度較大則兩氣羽在出口處便匯聚到一起形成聯合射流。

2) 孔間距1.5d～3d范圍內,純蒸汽雙孔射流振蕩主頻低于單孔射流振蕩主頻,振蕩主頻與過冷度呈正比,并隨著孔間距的增加略有增加。根據主頻變化規律,提出針對純蒸汽射流振蕩主頻的經驗關系式,相對誤差范圍在-15%～20%之間。該關系式可實現對流量300～700 kg/(m2·s)、過冷度20～80 ℃之間的雙孔、三孔射流振蕩主頻有效預測。

3) 在相同的排放壓力下,混合氣體射流振蕩主頻低于純蒸汽射流主頻,由于不凝氣體加入抑制了冷凝傳質,振蕩主頻表現出隨不凝性氣體增加而下降的特性。過冷度和孔間距的影響表現為隨過冷度和孔間距的增加主頻增加。