豐 立，陸道綱，符精品，劉麗芳，傅孝良，袁永龍，邱志民，張鈺浩,*

(1.華北電力大學(xué) 核科學(xué)與工程學(xué)院，北京 102206；2.非能動(dòng)核能安全技術(shù)北京市重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京 102206；3.國(guó)家電投集團(tuán)科學(xué)技術(shù)研究院有限公司，北京 102209)

蒸汽噴放直接接觸式冷凝(DCC)是一種高效的傳熱傳質(zhì)現(xiàn)象，通常在水-蒸汽交界面處伴隨著強(qiáng)烈的質(zhì)量、動(dòng)量和能量交換，可快速地實(shí)現(xiàn)降溫泄壓。由于蒸汽-水DCC過程具有很強(qiáng)的傳熱、傳質(zhì)能力，在許多工業(yè)設(shè)施中得到了廣泛的應(yīng)用[1-4]。特別地，三代先進(jìn)壓水堆AP1000、CAP1400的第1～3級(jí)自動(dòng)降壓系統(tǒng)(ADS1～3)設(shè)計(jì)中，高溫高壓蒸汽通過噴灑器將一回路高溫高壓蒸汽噴入內(nèi)置換料水箱(IRWST)中，在IRWST內(nèi)大容積過冷水內(nèi)進(jìn)行直接接觸式冷凝，伴隨劇烈的傳熱、傳質(zhì)過程，從而使一回路壓力迅速降低。隨著水箱內(nèi)過冷水溫度的不斷升高，噴放蒸汽與大容積水之間的過冷度降低，氣液兩相傳熱機(jī)理發(fā)生變化，對(duì)一回路降溫泄壓過程產(chǎn)生影響，進(jìn)而可能影響到反應(yīng)堆安全。因此，對(duì)高溫高壓蒸汽與過冷水DCC過程中的流動(dòng)及傳熱特性研究十分必要。

實(shí)驗(yàn)研究方面，Wu等[5-6]、Cao等[7]對(duì)音速和超音速蒸汽射流在靜態(tài)過冷水中的凝結(jié)進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)研究。在不同的實(shí)驗(yàn)條件下，觀測(cè)到6種不同形狀的蒸汽羽流，并提出了1種蒸汽羽流分析模型。Wang等[8]、Wu等[9]、Chan等[10]提出了不同的單孔噴口凝結(jié)狀態(tài)圖，其研究表明DCC凝結(jié)特性主要取決于蒸汽質(zhì)量流密度、水溫和蒸汽出口壓力比等。Song等[11]結(jié)合實(shí)際工程應(yīng)用，研究了單孔噴管噴放蒸汽的基本特性，總結(jié)得到了單孔蒸汽噴放冷凝模型和換熱系數(shù)經(jīng)驗(yàn)關(guān)系式。Weimer等[12]基于不同類型流體的單孔噴放實(shí)驗(yàn)，提出了噴放無量綱長(zhǎng)度關(guān)聯(lián)式。Kim等[13]基于不同蒸汽質(zhì)量流密度的噴放冷凝實(shí)驗(yàn)，建立了無量綱蒸汽射流長(zhǎng)度與平均換熱系數(shù)隨蒸汽質(zhì)量流密度和冷凝驅(qū)動(dòng)勢(shì)變化的經(jīng)驗(yàn)關(guān)系式。在數(shù)值模擬方面，Zhou等[14-15]采用熱平衡模型，利用CFD軟件模擬了單孔音速和超音速蒸汽噴放過程中的冷凝特性及不同水溫下的噴放流型和壓力特性。Wang等[16]采用FLUENT軟件對(duì)雙孔噴頭蒸汽噴放過程進(jìn)行了數(shù)值模擬計(jì)算，研究了孔間距與噴孔直徑之比(P/D)對(duì)蒸汽羽型長(zhǎng)度的影響效應(yīng)?？梢?，現(xiàn)有研究多側(cè)重于單孔蒸汽噴放冷凝研究，而對(duì)于雙孔蒸汽DCC過程中的關(guān)鍵機(jī)理、參數(shù)變化規(guī)律等仍不十分明確，并且相關(guān)數(shù)值計(jì)算結(jié)果仍待進(jìn)一步實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證。

本文采用系統(tǒng)程序RELAP5、COSINE對(duì)高溫高壓飽和蒸汽通過雙孔噴灑器噴入大容積過冷水中進(jìn)行DCC的這一換熱過程進(jìn)行模擬計(jì)算，獲得高溫蒸汽從噴口噴出后沿軸向的溫度分布，通過改變系統(tǒng)程序的邊界條件，模擬不同實(shí)驗(yàn)工況，檢驗(yàn)使用系統(tǒng)程序進(jìn)行蒸汽噴放冷凝模擬的合理性，旨為研究三代先進(jìn)壓水堆AP1000中ADS在IRWST中的蒸汽DCC換熱過程提供數(shù)值及實(shí)驗(yàn)參考。

1 實(shí)驗(yàn)裝置和測(cè)量方法

1.1 實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)

蒸汽噴放實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)示意圖如圖1所示。它由一體化蒸汽發(fā)生及控制系統(tǒng)、實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)和數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)3部分組成。實(shí)驗(yàn)臺(tái)架主要包括1臺(tái)電蒸汽發(fā)生器、1臺(tái)水凈化裝置、1組立方體冷卻水箱、帶有保溫層的蒸汽供應(yīng)管路、蒸汽旁路、蒸汽噴灑器和閥門等。蒸汽發(fā)生器的電加熱功率為600 kW，最大運(yùn)行壓力為2.5 MPa，最大蒸汽流量為700 kg/h，流量、壓力均連續(xù)可調(diào)，為噴灑器提供連續(xù)穩(wěn)定蒸汽。從蒸汽發(fā)生器到噴口，所有的管道都用隔熱材料覆蓋。此外，正式實(shí)驗(yàn)開始前先將蒸汽通入旁路水箱冷凝，既能預(yù)熱蒸汽輸送管道，又能排除管道內(nèi)初始存留的空氣，確保正式實(shí)驗(yàn)過程中蒸汽流量和壓力穩(wěn)定。

立方體不銹鋼水箱尺寸為1 000 mm×1 000 mm×1 000 mm，其外表面整體敷設(shè)保溫層，水箱側(cè)面設(shè)置2個(gè)可視化窗口，便于使用高速攝像機(jī)拍攝蒸汽噴放流型。該設(shè)計(jì)既最大程度地保證了水箱的整體保溫效果，又便于實(shí)驗(yàn)觀察。換料水箱上部設(shè)置給水孔和溢流孔，底部開設(shè)排水孔。

高溫高壓的飽和蒸汽經(jīng)過緩沖箱穩(wěn)定后進(jìn)入蒸汽管路，通過噴灑器沿水平方向噴入冷卻水箱中，在蒸汽管路浸沒水箱之前、靠近噴灑器處安裝有壓力傳感器、熱電偶、流量計(jì)，以監(jiān)測(cè)噴放蒸汽關(guān)鍵入口邊界參數(shù)。噴灑器通過法蘭連接到主蒸汽管路中，距水箱底部約0.25 m，實(shí)驗(yàn)中所用單臂雙孔噴灑器D為5 mm、P為10 mm，P/D為2。實(shí)驗(yàn)過程中，所有數(shù)據(jù)信號(hào)接入數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)(DAS，NI PXIE-8115)。

1.2 測(cè)量方法

實(shí)驗(yàn)中溫度測(cè)量采用整體+局部方案布置熱電偶點(diǎn)陣，冷卻水箱內(nèi)溫度場(chǎng)的測(cè)量區(qū)域以沿蒸汽噴放方向(軸向)的溫度測(cè)量為主，同時(shí)兼顧水箱整體溫度分布。

實(shí)驗(yàn)采用29個(gè)鎧裝T型熱電偶，布置安裝在水箱內(nèi)部以及噴頭附近區(qū)域，以測(cè)量水箱內(nèi)整體水溫、蒸汽羽型軸向溫度和噴孔內(nèi)部蒸汽溫度。依據(jù)測(cè)量的溫度可分為兩個(gè)測(cè)溫區(qū)域。15個(gè)用于測(cè)量水箱內(nèi)的溫度：水箱內(nèi)共安裝有3個(gè)豎直測(cè)量桿，布置在水箱不同位置處，水箱內(nèi)的液位恒定控制在0.9 m，確保噴頭的入水深度恒定。直徑為0.5 mm的鎧裝熱電偶安裝在豎直測(cè)量桿的不同高度位置處，形成水箱內(nèi)水溫測(cè)量點(diǎn)陣，監(jiān)測(cè)水箱整體三維溫度分布。此外，在噴頭噴孔出口位置處，布置安裝了1根可移動(dòng)測(cè)量桿，以獲取噴頭附近軸向溫度分布。可移動(dòng)測(cè)量桿上的測(cè)點(diǎn)布置如圖2所示，桿上安裝布置有13個(gè)直徑為0.5 mm的鎧裝T型熱電偶，使得所測(cè)噴頭附近區(qū)域的溫度相應(yīng)時(shí)間短，測(cè)量誤差小。實(shí)驗(yàn)中可實(shí)時(shí)連續(xù)調(diào)節(jié)可移動(dòng)測(cè)量桿的高度，以獲取不同位置處的噴頭附近區(qū)域軸向溫度分布。在噴頭噴孔出口處單獨(dú)安裝1個(gè)0.5 mm的熱電偶，以測(cè)量噴頭出口蒸汽溫度。

圖1 實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)示意圖Fig.1 Schematic of experimental system

1.3 實(shí)驗(yàn)結(jié)果分析

1) 噴放流型分析

本文開展了飽和蒸汽通過雙孔噴灑器噴入大容積過冷水中DCC實(shí)驗(yàn)，獲得相關(guān)實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)，為數(shù)值模擬提供驗(yàn)證基礎(chǔ)。通過對(duì)雙孔噴放蒸汽羽流進(jìn)行研究，獲得了不同質(zhì)量流密度下雙孔蒸汽噴放冷凝流型，如圖3所示。當(dāng)水溫為303 K時(shí)，IRWST內(nèi)水溫低、過冷度高，高溫高壓蒸汽噴出后迅速冷凝，在冷凝過程中形成的穩(wěn)定蒸汽羽型膨脹直徑、穿透長(zhǎng)度均較小。當(dāng)水溫不高于303 K時(shí)，在較低蒸汽質(zhì)量流密度(G=965 kg/(m2·s))情況下，蒸汽柱呈圓錐形；而在較高蒸汽質(zhì)量流密度(G=1 921 kg/(m2·s))情況下，蒸汽柱先膨脹后收縮。同時(shí)，高過冷度水溫條件下相鄰蒸汽羽型區(qū)分明顯，相鄰噴孔間蒸汽羽型未出現(xiàn)相互作用效應(yīng)，形成各自的冷凝區(qū)域，蒸汽羽流的形狀與單孔噴放情況相同。當(dāng)水箱水溫達(dá)到333 K時(shí)，蒸汽羽型膨脹明顯，兩相鄰蒸汽羽流間距離減小。但此時(shí)水箱過冷度仍較高，蒸汽能被冷凝充分。當(dāng)水溫為353 K時(shí)，蒸汽羽型特征尺寸進(jìn)一步增大，蒸汽需要更大的換熱面積進(jìn)行冷凝，兩個(gè)蒸汽羽流相互作用，甚至合并為1個(gè)集總的蒸汽羽型。圖3中，隨著水溫的升高，兩個(gè)蒸汽羽流相互作用效應(yīng)越來越明顯。當(dāng)冷卻水接近飽和溫度時(shí)，兩個(gè)蒸汽羽流形成了聯(lián)結(jié)的蒸汽羽型。

對(duì)比圖3中兩個(gè)不同質(zhì)量流密度的噴放效果，可看出當(dāng)蒸汽質(zhì)量流密度不同時(shí)，蒸汽冷凝流型隨水溫升高的變化。當(dāng)蒸汽質(zhì)量流密度G=965 kg/(m2·s)、溫度為333 K時(shí)，相鄰的兩股蒸汽間界限明顯，仍未發(fā)生聯(lián)結(jié)(圖3a)。而當(dāng)蒸汽質(zhì)量流密度增大到1 921 kg/(m2·s)、溫度為303 K時(shí)，相鄰的兩股蒸汽相互作用明顯(圖3b)。基于圖3工況可見，蒸汽質(zhì)量流密度對(duì)雙孔噴灑器相鄰蒸汽柱產(chǎn)生聯(lián)結(jié)效應(yīng)影響較大，在P/D=2情況下，隨著噴放流量的增大，相鄰蒸汽柱均更易發(fā)生聯(lián)結(jié)，并且噴放DCC效果較為劇烈，具有明顯的三維效應(yīng)，將直接影響穩(wěn)定冷凝條件下的傳熱、壓力振蕩特性。

圖2 噴孔沿噴放方向熱電偶布置示意圖Fig.2 Schematic of thermocouple arrangement along direction of nozzle discharge

a——G=965 kg/(m2·s)；b——G=1 921 kg/(m2·s)；圖3 不同水溫下的蒸汽羽流Fig.3 Steam plumes at different water temperatures

對(duì)于蒸汽噴放穩(wěn)定冷凝過程，蒸汽質(zhì)量流密度較大，能形成穩(wěn)定氣液交界面，并形成穩(wěn)定汽羽區(qū)。圖4為雙孔蒸汽冷凝流型，可看出，在穩(wěn)定冷凝條件下，蒸汽噴射冷凝羽流可分為3個(gè)明顯的區(qū)域，即汽核區(qū)、氣液交界面、湍流混合冷凝區(qū)。蒸汽自噴孔噴放進(jìn)入冷卻水箱，在噴孔附近形成汽核區(qū)，受到外部環(huán)境影響較?。浑S著射流羽流的擴(kuò)展，在氣液界面處與周圍冷卻水進(jìn)行換熱，在氣液混合區(qū)迅速冷凝，蒸汽在此區(qū)域內(nèi)溫度下降，幾乎被冷卻至水溫，氣液交界邊界開始變得模糊，出現(xiàn)未完全冷凝的汽泡夾帶；然后在強(qiáng)烈射流動(dòng)量推動(dòng)作用下，射流沿軸向進(jìn)一步擴(kuò)展并被冷凝，大量的蒸汽夾帶被冷凝的蒸汽液滴形成湍流混合冷凝區(qū)。

圖4 雙孔蒸汽冷凝流型Fig.4 Double-hole steam condensation flow pattern

2) 溫度分布

在不同的水溫Tf和蒸汽質(zhì)量流密度下，監(jiān)測(cè)得到沿上、下孔出口中心線的軸向溫度分布，前期實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明，上、下孔溫度分布及變化規(guī)律基本相同，因此本文僅對(duì)上孔出口中心線的溫度分布進(jìn)行分析。圖5為雙孔噴放中心監(jiān)測(cè)線示意圖。圖6為蒸汽質(zhì)量流密度分別為965 kg/(m2·s)和1 921 kg/(m2·s)時(shí)上孔中心線沿噴射方向的典型溫度分布?？煽闯?，雙孔噴放條件下的蒸汽冷凝軸向溫度分布與冷卻水溫密切相關(guān)。在距噴孔噴放方向較近的汽核區(qū)內(nèi)，溫度變化不明顯，而在距離噴孔約50 mm之內(nèi)的氣液交界面，蒸汽羽流溫度急劇下降，冷卻水溫越低，溫度降低速率越快，但溫度總體變化趨勢(shì)相似；而在50 mm之外的湍流混合冷凝區(qū)，溫度逐漸降低至環(huán)境水溫。另外，質(zhì)量流密度越大，蒸汽的穿透長(zhǎng)度越長(zhǎng)，在靠近噴孔處的蒸汽溫度下降較慢；特別地，水溫較高時(shí)，大蒸汽流量難以立即完全冷卻，汽羽區(qū)范圍較大，所以在噴出后50 mm汽核區(qū)內(nèi)，溫度下降不明顯，而在汽核區(qū)外，蒸汽溫度迅速下降至接近冷卻水溫度。

圖5 雙孔噴放中心監(jiān)測(cè)線示意圖Fig.5 Location of center monitoring line through double-hole steam plume

圖6 不同質(zhì)量流密度下上孔中心線上的溫度分布Fig.6 Temperature distribution on upper center line at different flow rates

2 系統(tǒng)程序模型建立及關(guān)鍵邊界條件

2.1 RELAP5模型建立及關(guān)鍵邊界條件

采用RELAP5程序?qū)ι鲜稣羝麌姺臘CC過程進(jìn)行建模計(jì)算，對(duì)ADS1～3噴放實(shí)驗(yàn)裝置進(jìn)行相應(yīng)簡(jiǎn)化，考慮蒸汽在冷卻水箱內(nèi)的噴放、冷凝這一關(guān)鍵過程，重點(diǎn)關(guān)注ADS1～3噴放實(shí)驗(yàn)的沿噴孔方向的流動(dòng)、傳熱特性，進(jìn)而獲取蒸汽噴放過程中蒸汽柱內(nèi)的關(guān)鍵參數(shù)。對(duì)ADS1～3噴放過程建模示意圖如圖7所示。圖7中，TMDPVOL為相控制體，給定邊界條件；TMDJUN為時(shí)間相關(guān)接管，連接兩個(gè)控制體，同時(shí)給定邊界條件；pipe為管子，模擬管道；SNGLJUN為單一接管，連接兩個(gè)部件。

圖7 使用RELAP5程序?qū)DS蒸汽噴放的建模示意圖Fig.7 Modeling schematic of ADS steam ejection with RELAP5 code

數(shù)值模擬邊界條件與實(shí)驗(yàn)工況關(guān)鍵參數(shù)保持一致：1) 模擬ADS1～3噴放實(shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ偷牡?個(gè)控制體，面積按所模擬的實(shí)際噴孔面積設(shè)定，為0.000 039 27 m2；2) 蒸汽噴放入口為壓力2 MPa的飽和蒸汽；3) 蒸汽質(zhì)量流密度按實(shí)驗(yàn)所測(cè)的質(zhì)量流密度進(jìn)行換算，為0.037 9、0.075 8 kg/s；4) 控制體的環(huán)境溫度與冷卻水溫度一致，設(shè)置為353 K。

模擬實(shí)驗(yàn)段的管型部件(pipe)，設(shè)置為12段控制體。每段管控制體的長(zhǎng)度按實(shí)驗(yàn)中測(cè)量蒸汽噴放沿噴孔軸向溫度的測(cè)量桿的測(cè)點(diǎn)布置來分布。流動(dòng)過程中均不考慮摩擦，流動(dòng)工質(zhì)處于平衡態(tài)。

2.2 COSINE模型建立及關(guān)鍵邊界條件

采用COSINE程序?qū)ι鲜稣羝麌姺臘CC過程進(jìn)行建模計(jì)算，在RELAP5模型的基礎(chǔ)上，考慮到噴放局部與水箱內(nèi)流體流動(dòng)的關(guān)系，對(duì)原模型進(jìn)行了修正。由于噴放過程中的傳熱、傳質(zhì)會(huì)造成水箱內(nèi)流體的循環(huán)流動(dòng)，且噴頭位置位于水下，進(jìn)一步考慮噴放蒸汽與周圍冷卻水自然循環(huán)流動(dòng)的關(guān)系。獲取蒸汽噴放過程中蒸汽柱內(nèi)的關(guān)鍵參數(shù)，并與實(shí)驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比。對(duì)ADS1～3噴放過程建模示意圖如圖8所示。圖8中，bndIn為給定入口邊界條件；adj為連接體，連接兩個(gè)部件，箭頭表示工質(zhì)在控制體中流動(dòng)的方向；bndOut為給定出口邊界條件。

圖8 使用COSINE程序?qū)DS噴放模型的建模示意圖Fig.8 Modeling schematic of ADS steam ejection with COSINE code

在COSINE程序中采用16個(gè)部件對(duì)ADS1～3噴放實(shí)驗(yàn)裝置進(jìn)行建模：1) bndIn模擬ADS1～3噴放實(shí)驗(yàn)裝置的噴頭，面積設(shè)為噴孔的實(shí)際面積，為0.000 039 27 m2；2) 噴放蒸汽為壓力1.2 MPa下的飽和蒸汽；3) 蒸汽質(zhì)量流密度按實(shí)驗(yàn)所測(cè)的質(zhì)量流密度進(jìn)行換算，為0.037 9 kg/s、0.075 8 kg/s；4) 模擬實(shí)驗(yàn)段的pipe，同樣設(shè)置為12段控制體，每段管控制體的長(zhǎng)度與實(shí)驗(yàn)測(cè)量蒸汽噴放沿噴孔軸向溫度的測(cè)量桿的測(cè)點(diǎn)布置方式一致；5) pipe的每段均與另外1個(gè)pipe相連，命名為pipe1～pipe12，均為豎直段，長(zhǎng)度為0.8 m，模擬的為噴口在水下0.8 m的狀態(tài)，同時(shí)模擬實(shí)驗(yàn)裝置中的大容積水箱，冷卻蒸汽；6) 控制體的環(huán)境溫度與冷卻水溫度一致，設(shè)置為353 K。

pipe1～pipe12每個(gè)均與1個(gè)bndOut相連，命名為bndOut1～bndOut12，為出口邊界，模擬中均為標(biāo)準(zhǔn)大氣環(huán)境。流動(dòng)過程中均不考慮摩擦影響，流動(dòng)工質(zhì)處于平衡態(tài)。

3 計(jì)算結(jié)果分析

3.1 RELAP5程序計(jì)算結(jié)果分析

將實(shí)驗(yàn)測(cè)量結(jié)果與使用RELAP5程序計(jì)算的結(jié)果進(jìn)行對(duì)比分析，同時(shí)通過改變RELAP5程序的邊界條件，模擬不同實(shí)驗(yàn)工況下的溫度分布。

實(shí)驗(yàn)值與模擬值對(duì)比如圖9所示。由圖9可見，模擬結(jié)果顯示，蒸汽溫度在噴放過程中迅速降低，模擬噴口處485.52 K的飽和蒸汽，進(jìn)入模擬實(shí)驗(yàn)段的部件后，均迅速降至364.85 K左右，而后以較為均勻的降溫速率被冷卻至水溫，蒸汽溫度的變化趨勢(shì)和蒸汽質(zhì)量流密度關(guān)系不大。而實(shí)驗(yàn)中噴頭內(nèi)溫度已低于2 MPa下的飽和溫度，在進(jìn)入水箱后，蒸汽迅速被冷卻至373 K，同時(shí)在噴孔附近形成汽核區(qū)，受到外部環(huán)境影響較小。但由于蒸汽質(zhì)量流密度不同，汽核區(qū)大小有所不同：在低質(zhì)量流密度下，汽核區(qū)較短，只能在約10 mm內(nèi)維持接近飽和溫度；而在高質(zhì)量流密度下，汽核區(qū)長(zhǎng)度明顯增加，在約50 mm內(nèi)維持飽和溫度幾乎不被明顯冷卻。可見質(zhì)量流密度增大后，汽羽長(zhǎng)度增加，汽羽區(qū)內(nèi)的溫度變化較慢。而在汽核區(qū)之后的氣液混合區(qū)，蒸汽在氣液界面處與周圍冷卻水進(jìn)行換熱、冷凝，蒸汽在此區(qū)域內(nèi)溫度下降，幾乎被冷卻至水溫，最后在強(qiáng)烈射流動(dòng)量推動(dòng)作用下，射流沿軸向進(jìn)一步擴(kuò)展形成湍流混合冷凝區(qū)，由于蒸汽溫度已接近水溫，在此區(qū)域內(nèi)溫度變化不明顯。

由圖9還可知，對(duì)于整體溫度分布結(jié)果，實(shí)驗(yàn)值與模擬值相差不大，平均誤差為2.97%，最大誤差為7.13%。噴放出口處，RELAP5程序模擬所取的溫度為2 MPa時(shí)的蒸汽飽和溫度，實(shí)驗(yàn)取得的溫度為噴出后蒸汽測(cè)量溫度，模擬值與實(shí)驗(yàn)值有一定誤差，但噴放進(jìn)入控制體的蒸汽質(zhì)量和能量與實(shí)驗(yàn)的相同。在噴口附近的汽核區(qū)，實(shí)驗(yàn)值的溫度高于模擬值的溫度，而在距離噴口較遠(yuǎn)處則相反，這是因?yàn)檎羝趪姵龊?，形成汽核區(qū)，汽核區(qū)溫度受到外部冷卻水影響較小，局部溫度較高。而在模擬中由于RELAP5程序本身模型無法模擬局部汽核區(qū)特點(diǎn)，而是設(shè)定面積內(nèi)的平均溫度，導(dǎo)致模擬值低于實(shí)驗(yàn)值。而在距離噴口較遠(yuǎn)處，由于實(shí)驗(yàn)中汽核區(qū)外蒸汽迅速冷凝，與周圍流體形成氣液交界面、湍流混合區(qū)等，冷凝效果明顯，模擬結(jié)果略高于實(shí)驗(yàn)值。

計(jì)算對(duì)比結(jié)果說明，RELAP5程序能大致模擬ADS蒸汽噴放冷凝過程，但從實(shí)驗(yàn)對(duì)比結(jié)果看，與實(shí)際實(shí)驗(yàn)測(cè)量結(jié)果仍存在一定的差異，主要原因是：蒸汽噴放過程十分復(fù)雜，噴放汽羽存在汽核區(qū)、氣液交界面區(qū)、蒸汽重疊區(qū)等不同特征區(qū)域，不同區(qū)域中溫度、壓力變化及界面特征較為復(fù)雜，這些在RELAP5程序中主要考慮該過程中的質(zhì)量、動(dòng)量、能量守恒特性，對(duì)局部模型進(jìn)行了簡(jiǎn)化，而無法完全模擬蒸汽DCC局部特殊現(xiàn)象。

3.2 COSINE程序修正模型計(jì)算結(jié)果分析

圖10為實(shí)驗(yàn)值與CONSINE模擬值的對(duì)比。從圖10可看出，模擬值與實(shí)驗(yàn)值總體趨勢(shì)符合良好，噴放冷凝溫度分布規(guī)律相差不大，平均誤差為1.89%，最大誤差僅為4.91%。計(jì)算結(jié)果基本能準(zhǔn)確反映蒸汽溫度的變化。如圖10所示，噴放出口處，模擬值采取壓力為1.2 MPa時(shí)的蒸汽飽和溫度，而實(shí)驗(yàn)值為噴出后蒸汽測(cè)量溫度，模擬值與實(shí)驗(yàn)值有一定誤差，但噴放進(jìn)入控制體的蒸汽質(zhì)量和能量與實(shí)驗(yàn)相同。其他監(jiān)測(cè)點(diǎn)位置處實(shí)驗(yàn)值和模擬值吻合較好，噴放冷凝溫度分布規(guī)律較為吻合，但模擬值呈平穩(wěn)下降趨勢(shì)，而實(shí)驗(yàn)值則出現(xiàn)較明顯的溫度波動(dòng)。這是因?yàn)樵谀M中，實(shí)驗(yàn)段壓力為定值，在水的冷卻下蒸汽溫度逐漸降低；而在實(shí)驗(yàn)中，由于噴放的蒸汽被迅速壓縮，在接近噴孔50 mm左右的區(qū)域內(nèi)形成了壓縮波，局部壓力升高，導(dǎo)致蒸汽在噴出噴孔后溫度的再次上升，因此在該區(qū)域內(nèi)溫度出現(xiàn)一定波動(dòng)，此類三維特征的模擬還需進(jìn)一步對(duì)模型進(jìn)行相關(guān)修正與完善。

圖9 實(shí)驗(yàn)值與使用RELAP5程序的模擬值對(duì)比曲線Fig.9 Comparison curve between experimental and simulated values with RELAP5 code

圖10 實(shí)驗(yàn)值與使用COSINE程序的模擬值對(duì)比曲線Fig.10 Comparison curve between experimental and simulated values with COSINE code

4 結(jié)論

本文對(duì)飽和蒸汽通過雙孔噴灑器噴入大容積過冷水中DCC過程進(jìn)行了可視化實(shí)驗(yàn)，獲得了蒸汽汽羽的溫度分布和噴放流型。此外，采用系統(tǒng)程序RELAP5、COSINE分別對(duì)噴放冷凝過程進(jìn)行建模、計(jì)算、分析，主要結(jié)論如下。

1) 實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明，高溫高壓蒸汽DCC過程發(fā)生在蒸汽汽羽區(qū)域內(nèi)，兩孔噴頭噴孔中心軸向溫度在噴放出口汽核區(qū)內(nèi)溫度幾乎保持不變，在氣液混合區(qū)內(nèi)則迅速下降，后逐漸趨于水箱水溫；蒸汽質(zhì)量流密度對(duì)雙孔噴灑器兩組蒸汽產(chǎn)生聯(lián)結(jié)的影響較大，隨著質(zhì)量流密度的增大，噴放效果逐漸劇烈，穿透長(zhǎng)度增長(zhǎng)，兩孔之間的相互聯(lián)結(jié)效應(yīng)更為明顯。

2) ADS1～3噴放實(shí)驗(yàn)實(shí)測(cè)結(jié)果與數(shù)值模擬結(jié)果變化趨勢(shì)大致相同，說明采用系統(tǒng)程序RELAP5、COSINE能模擬ADS蒸汽噴放傳熱過程。但計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)測(cè)量結(jié)果仍存在一定的差異，使用RELAP5程序模擬時(shí)平均誤差為2.97%，最大誤差為7.13%，使用COSINE程序模擬時(shí)平均誤差為1.89%，最大誤差為4.91%。主要是因?yàn)檎羝麌姺胚^程十分復(fù)雜，噴放汽羽存在多個(gè)不同特征區(qū)域，不同區(qū)域中溫度、壓力變化及界面特征較為復(fù)雜，而在RELAP5、COSINE程序中主要考慮該過程中的質(zhì)量、動(dòng)量、能量守恒特性，對(duì)局部模型進(jìn)行了簡(jiǎn)化，對(duì)于冷凝過程中的蒸汽聯(lián)結(jié)、溫度振蕩等局部三維效應(yīng)無法準(zhǔn)確反映。因此，后續(xù)要進(jìn)行局部特征和三維特性的模擬，需要有針對(duì)性的特有計(jì)算模型，以更精確地模擬其在局部冷凝方面的特征，并進(jìn)行實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證。