李宗洋，常華健,，韓 昆，陳 煉，房芳芳

(1.清華大學(xué) 核能與新能源技術(shù)研究院，北京 100084；2.國(guó)核華清(北京)核電技術(shù)研發(fā)中心有限公司，北京 102209)

在假想的反應(yīng)堆嚴(yán)重事故中，如失水事故(LOCA)，堆芯因失去冷卻水，使得堆芯升溫熔化并落入到壓力容器下封頭內(nèi)，形成分層的熔池結(jié)構(gòu)。高溫的熔池對(duì)壓力容器的完整性造成威脅，有可能會(huì)使放射性物質(zhì)泄漏到環(huán)境中。堆內(nèi)熔融物滯留(IVR)通過(guò)對(duì)壓力容器外部進(jìn)行冷卻(ERVC)可將熔融物隔離在壓力容器內(nèi)，避免了放射性物質(zhì)的泄漏[1-2]。IVR策略最早應(yīng)用于AP600和VVER-400[3-4]。AP600和AP1000也開(kāi)展了相應(yīng)的熔池傳熱、熔融物滯留研究[5-7]。之后，基于ERVC-IVR思想，開(kāi)展了許多針對(duì)熔池頂部金屬層的研究，如MELAD試驗(yàn)[5]和HELM試驗(yàn)[8]。

在分層的熔池結(jié)構(gòu)中，主要有2層和3層熔池結(jié)構(gòu)。在2層熔池結(jié)構(gòu)中，底部是帶有衰變功率的氧化物層，而頂部是包含Zr、不銹鋼的金屬層[6,9]。MASCA試驗(yàn)[10]發(fā)現(xiàn)，位于頂部的金屬層中Zr會(huì)將氧化物層中的重金屬U析出，使得U遷移到頂部。由于U的密度較氧化物層的大，因此其最終會(huì)落入到下封頭底部，逐漸形成1層重金屬層。Carénini等[11]的研究指出，這種重金屬層的厚度能達(dá)到0.4 m。而重金屬層的形成將會(huì)使頂部的金屬層高度降低。熔池結(jié)構(gòu)從上到下可能轉(zhuǎn)為薄金屬層、氧化物層和重金屬層。

隨著薄金屬層高度逐漸降低，其側(cè)壁處的熱流密度逐漸增大，這會(huì)使壓力容器壁面的熱載荷逐漸加大，熱聚焦效應(yīng)逐漸增強(qiáng)，進(jìn)而使壓力容器有失效的風(fēng)險(xiǎn)。在薄金屬層的傳熱計(jì)算中，常用Globe-Dropkin關(guān)系式[12]和Churchill-Chu關(guān)系式[13]分別計(jì)算軸向和徑向的傳熱。在之前的研究中，如MELAD試驗(yàn)和HELM試驗(yàn)，都用到這兩個(gè)關(guān)系式去預(yù)測(cè)薄金屬層內(nèi)的傳熱，且預(yù)測(cè)結(jié)果較好。但隨著薄金屬層高度逐漸降低，Churchill-Chu關(guān)系式是否仍適用，還有待進(jìn)一步驗(yàn)證。隨著薄金屬層高度逐漸降低至0.15 m以下時(shí)，BALI試驗(yàn)[14]發(fā)現(xiàn)，計(jì)算結(jié)果和試驗(yàn)結(jié)果偏差逐漸增大，且計(jì)算結(jié)果較試驗(yàn)結(jié)果更大。

在分層的熔池結(jié)構(gòu)中，認(rèn)為氧化物層底部和頂部因?yàn)橛欣鋮s邊界，因此氧化物層邊界處結(jié)殼，形成了等溫邊界。而NUREG[6]計(jì)算發(fā)現(xiàn)，隨著薄金屬層高度逐漸降低后，其底部的溫度也在逐漸增高，但未超過(guò)氧化物層殼層的熔點(diǎn)。NUREG中只給出了0.8～1.0 m之間的計(jì)算，對(duì)于更低的薄金屬層高度，或更高衰變功率的情況并沒(méi)有給出相應(yīng)的計(jì)算結(jié)果。隨著反應(yīng)堆功率的提升，如中國(guó)的CAP1400和韓國(guó)的APR1400，熔池內(nèi)的衰變功率也將進(jìn)一步提高。且隨著薄金屬層高度逐漸降低，其底部的溫度有可能會(huì)超過(guò)殼層的熔點(diǎn)，進(jìn)而使等溫邊界假設(shè)失效。等溫邊界假設(shè)失效后的傳熱過(guò)程仍待進(jìn)一步研究。

本文研究出現(xiàn)假想的反應(yīng)堆嚴(yán)重事故后，堆芯形成穩(wěn)定分層熔池結(jié)構(gòu)后的傳熱情況。通過(guò)HELM-LR試驗(yàn)驗(yàn)證Churchill-Chu關(guān)系式在極低高徑比條件下的適用性，并將Churchill-Chu關(guān)系式運(yùn)用到NUREG的反應(yīng)堆融毀事故序列分析案例中，研究隨著薄金屬層高度逐漸降低，側(cè)壁處的熱聚焦效應(yīng)的變化情況，以及氧化物層的等溫邊界假設(shè)在薄金屬層高度降低時(shí)是否會(huì)失效。

1 試驗(yàn)裝置

1.1 試驗(yàn)段

HELM-LR的試驗(yàn)段主要由膨脹水箱、上蓋板、可改變高度的圓柱桶節(jié)、下加熱底板和可調(diào)節(jié)支架構(gòu)成。圓柱桶節(jié)外面和上冷卻蓋板中布置有冷卻流道，可實(shí)現(xiàn)對(duì)試驗(yàn)段的冷卻。上冷卻蓋板可更換為帶有保溫材料的蓋板，實(shí)現(xiàn)對(duì)試驗(yàn)段頂部的保溫，如圖1所示。試驗(yàn)段內(nèi)徑為1.0 m，高度分別為0.16 m(包含3個(gè)圓柱桶節(jié)0.06 m+0.06 m+0.04 m)、0.10 m(包含2個(gè)圓柱桶節(jié)0.06 m+0.04 m)和0.04 m(包含1個(gè)圓柱桶節(jié))。

圖1 HELM-LR試驗(yàn)裝置系統(tǒng)流程圖Fig.1 Schematic of HELM-LR experimental apparatus

試驗(yàn)段由底部加熱、側(cè)壁冷卻，頂部可實(shí)現(xiàn)冷卻或絕熱。下加熱底板用來(lái)模擬從氧化物層向金屬層傳遞的熱量，側(cè)壁冷卻通道模擬薄金屬層的側(cè)壁冷卻邊界。這些冷卻通道和循環(huán)冷卻水系統(tǒng)連接，進(jìn)而提供穩(wěn)定的冷卻水流量和溫度。膨脹水箱可確保每次試驗(yàn)時(shí)，水都能充滿(mǎn)整個(gè)試驗(yàn)段。因水作為試驗(yàn)工質(zhì)具有很好的經(jīng)濟(jì)性、適用性，在熔池傳熱相關(guān)試驗(yàn)中廣泛使用，所以HELM-LR試驗(yàn)也采用水作為模擬工質(zhì)。

1.2 溫度測(cè)量

在上蓋板和下加熱底板處，分別布置有14個(gè)熱電偶以監(jiān)測(cè)上、下板的溫度。對(duì)各測(cè)量溫度取平均，即可得到上蓋板或下加熱底板的溫度；試驗(yàn)段的內(nèi)壁面和內(nèi)部共安裝有27個(gè)熱電偶，以監(jiān)測(cè)不同位置處的溫度，如圖2所示。此外，在各冷卻流道進(jìn)出口位置也安裝熱電偶，溫度測(cè)量誤差小于0.1 ℃。在試驗(yàn)開(kāi)始前，通過(guò)計(jì)算冷卻水帶走的熱量和輸入能量之間的比值，可得熱平衡效率約為95%。參考MELAD試驗(yàn)[5]和HELM試驗(yàn)[8]中主流溫度選取方法，選取試驗(yàn)段中心位置溫度為主流溫度。對(duì)于高度為0.16 m的試驗(yàn)，選取TE10、TE11和TE12的平均溫度為主流溫度；對(duì)于高度為0.10 m的試驗(yàn)，選取TE10、TE11、TE12、TE19、TE20和TE21的平均溫度為主流溫度；對(duì)于高度為0.04 m的試驗(yàn)，選取TE19、TE20和TE21的平均溫度為主流溫度。

圖2 壁面和內(nèi)部熱電偶安裝位置示意圖Fig.2 Schematic of wall and melt temperature measure points

1.3 關(guān)鍵傳熱參數(shù)計(jì)算式

Nu計(jì)算式：

(1)

其中：q為熱流密度；H為薄金屬層高度；λ為導(dǎo)熱系數(shù)；ΔT為主流溫度與頂部或底部的溫差。

Ra計(jì)算式：

(2)

其中：g為重力加速度；β為熱膨脹系數(shù)；υ為運(yùn)動(dòng)黏度；α為熱擴(kuò)散率。

薄金屬層的軸向傳熱用Globe-Dropkin關(guān)系式計(jì)算，在MELAD試驗(yàn)[5]中，對(duì)Globe-Dropkin關(guān)系式進(jìn)行變換，可得到：

Nu=0.174Ra1/3Pr0.074

(3)

薄金屬層的徑向傳熱用Churchill-Chu關(guān)系式計(jì)算：

(4)

2 結(jié)果和分析

2.1 側(cè)向Nu

HELM-LR試驗(yàn)共開(kāi)展了9個(gè)試驗(yàn)工況，包括3次上蓋板絕熱和側(cè)壁冷卻試驗(yàn)工況、6次上蓋板和側(cè)壁均冷卻試驗(yàn)工況，如圖3所示。圖中，Test016(Top/Side)表示該試驗(yàn)的金屬層高度為0.16 m，且金屬層頂部和側(cè)壁的冷卻流道都通有冷卻水對(duì)試驗(yàn)段進(jìn)行冷卻；Test016(Side)則表示該試驗(yàn)的金屬層高度為0.16 m，只有金屬層側(cè)壁的冷卻流道通有冷卻水對(duì)試驗(yàn)段進(jìn)行冷卻，上冷卻蓋板更換為保溫蓋板，金屬層頂部則為保溫絕熱狀態(tài)。

圖3 側(cè)向Nu的HELM-LR試驗(yàn)值和Churchill-Chu關(guān)系式計(jì)算值比較Fig.3 Comparison of HELM-LR experiment result and Churchill-Chu correlation calculation result

比較HELM-LR試驗(yàn)值和Churchill-Chu關(guān)系式計(jì)算值可知，Churchill-Chu關(guān)系式能較好地預(yù)測(cè)薄金屬層在低高度條件下的Nu，說(shuō)明Churchill-Chu關(guān)系式仍可用于計(jì)算薄金屬層高度在極低條件下的徑向傳熱。

2.2 Churchill-Chu關(guān)系式在HELM-LR試驗(yàn)中的預(yù)測(cè)

結(jié)合Churchill-Chu徑向換熱關(guān)系式和變換后的Globe-Dropkin軸向傳熱關(guān)系式，以及HELM-LR試驗(yàn)參數(shù)，來(lái)預(yù)測(cè)HELM-LR試驗(yàn)中的熱流密度和溫度等熱工參數(shù)。

從薄金屬層中部傳遞到其頂部的熱流密度ql,t為：

ql,t=hl,t(Tl,bulk-Tl,t)

(5)

其中：hl,t為薄金屬層向其頂部的換熱系數(shù)；Tl,bulk為主流溫度；Tl,t為表面溫度。

從薄金屬層中部傳遞到其側(cè)壁的熱流密度ql,w為：

ql,w=hl,w(Tl,bulk-Tl,w)

(6)

其中：hl,w為薄金屬層側(cè)向換熱系數(shù)；Tl,w為側(cè)壁溫度。

從薄金屬層底部傳遞到其內(nèi)部的熱流密度ql,b為：

ql,b=hl,b(Tl,b-Tl,bulk)

(7)

其中：hl,b為薄金屬層底部向上的換熱系數(shù)；Tl,b為底部溫度。

能量守恒方程為：

ql,bAl,b=ql,tAl,t+ql,wAl,w

(8)

其中，Al,t、Al,w、Al,b分別為薄金屬層頂部、側(cè)壁和底部的面積。

式(5)和(7)中的軸向換熱系數(shù)按照變換后的Globe-Dropkin關(guān)系式計(jì)算，變換后的Globe-Dropkin關(guān)系式在計(jì)算軸向傳熱方面的適用性在MELAD試驗(yàn)中已得到驗(yàn)證。每次計(jì)算中，給定每個(gè)HELM-LR試驗(yàn)工況的3個(gè)條件作為已知參數(shù)，即ql,b、Tl,t、Tl,w，通過(guò)循環(huán)迭代的方式可求得相應(yīng)的熱流密度和溫度等參數(shù)，計(jì)算結(jié)果如圖4所示。HELM-LR試驗(yàn)的工質(zhì)為水，因此式(5)～(8)中工質(zhì)的物性參數(shù)均參照水的物性參數(shù)。

在薄金屬層傳熱研究中，側(cè)壁熱流密度過(guò)大會(huì)使壁面熱載荷過(guò)大，熱聚焦效應(yīng)增強(qiáng)，從而造成壓力容器有失效風(fēng)險(xiǎn)。而圖4中qw的計(jì)算值較試驗(yàn)值偏低，說(shuō)明計(jì)算結(jié)果還不夠保守。在IVR策略設(shè)計(jì)過(guò)程中，如果用到Churchill-Chu關(guān)系式和Globe-Dropkin關(guān)系式來(lái)計(jì)算低高徑比的薄金屬層傳熱問(wèn)題時(shí)，建議在計(jì)算得到的側(cè)壁熱流密度基礎(chǔ)上乘一個(gè)大于1的因子，進(jìn)而可使設(shè)計(jì)結(jié)果更加保守可靠。根據(jù)HELM-LR試驗(yàn)結(jié)果，建議在Churchill-Chu關(guān)系式計(jì)算得到的換熱系數(shù)基礎(chǔ)上乘以1.3，從而使其在IVR設(shè)計(jì)計(jì)算中更加保守。

圖4 熱流密度和溫度的計(jì)算值和試驗(yàn)值比較Fig.4 Comparison of experiment and calculation values of heat flux and temperature

2.3 Churchill-Chu關(guān)系式在IVR中的預(yù)測(cè)

反應(yīng)堆出現(xiàn)堆芯融毀事故時(shí)，壓力容器下封頭內(nèi)逐漸形成了穩(wěn)定的熔池結(jié)構(gòu)，如圖5所示。NUREG研究中用Churchill-Chu關(guān)系式計(jì)算穩(wěn)定熔池中的薄金屬層徑向傳熱。在NUREG的堆芯融毀案例中，給出了氧化物層衰變功率為1 300 kW/m3時(shí)的傳熱情況，并認(rèn)為頂部金屬層和氧化物層的傳熱不耦合[6]。但隨著反應(yīng)堆功率的逐漸增大，熔池內(nèi)的衰變功率也逐漸加大。因此，本文將討論更大的衰變功率條件對(duì)于熔池傳熱的影響。除氧化物層的內(nèi)熱源外，相應(yīng)各層的傳熱方程和物性參數(shù)若無(wú)特殊說(shuō)明，均參考NUREG，通過(guò)迭代計(jì)算可得到相應(yīng)的計(jì)算結(jié)果。薄金屬層徑向傳熱的換熱系數(shù)仍用Churchill-Chu關(guān)系式計(jì)算，但需要在計(jì)算時(shí)乘以HELM-LR試驗(yàn)得到的放大因子，使計(jì)算結(jié)果更加保守。

圖5 3層熔池結(jié)構(gòu)示意圖Fig.5 Schematic of three-layer configuration of molten pool

當(dāng)氧化物層等溫邊界假設(shè)存在時(shí)，氧化物層和薄金屬層之間的傳熱關(guān)系式不耦合。在這種不耦合傳熱關(guān)系中，無(wú)論薄金屬層的高徑比為多少，氧化物層內(nèi)由于等溫邊界假設(shè)的存在，其向上和向側(cè)壁的能量分配比始終保持不變。而在氧化物層等溫邊界假設(shè)失效后，其頂部溫度不再是殼層熔點(diǎn)，而是可能隨著薄金屬層底部溫度變化的溫度。此時(shí)，兩者之間的傳熱耦合，且氧化物層向上和向下的能量分配比不再是確定值。本文旨在研究熔池中薄金屬層和氧化物層之間的耦合與非耦合傳熱計(jì)算關(guān)系，因此只考慮在不同內(nèi)熱源、不同薄金屬層高度下對(duì)于熔池內(nèi)傳熱的影響。對(duì)于RPV壁面的傳熱和熔化情況均不在本文的研究范圍內(nèi)，故均假設(shè)壁面處充分冷卻，熔池與RPV壁面接觸處都生成了殼層。

1)衰變功率為1 955 kW/m3情況

從薄金屬層上表面通過(guò)輻射傳熱傳遞到吊籃等堆芯其他結(jié)構(gòu)的熱流密度ql,t為：

(9)

其中：σ為斯蒂芬-玻爾茲曼常數(shù)；Ts為堆芯吊籃等其他結(jié)構(gòu)的溫度；As為堆芯吊籃等其他結(jié)構(gòu)的面積；εt和εs分別為薄金屬層上表面和堆芯吊籃等其他結(jié)構(gòu)的發(fā)射率。

氧化物層內(nèi)能量守恒方程為：

QoVo=qo,tAo,t+qo,wAo,w

(10)

其中：Qo為氧化物層的體積釋熱率；Vo為氧化物層的體積；Ao,t和Ao,w分別為氧化物層頂部和側(cè)面的面積；qo,t和qo,w分別為氧化物層向上和向下傳遞的熱流密度。

從氧化物層傳遞到側(cè)面殼層的熱流密度qo,w為：

qo,w=ho,w(To,max-To,melt)

(11)

其中：ho,w為氧化物層側(cè)面的傳熱系數(shù)；To,max和To,melt分別為氧化物層的最大溫度和熔點(diǎn)。

從氧化物層向上傳遞到薄金屬層的熱流密度qo,t為：

qo,t=ho,t(To,max-To,melt)

(12)

其中，ho,t為氧化物層上部的換熱系數(shù)。

氧化物層向上傳熱的換熱系數(shù)采用UCLA關(guān)系式[15]計(jì)算：

Nuup=0.403Ra0.226

(13)

氧化物層向下傳熱的換熱系數(shù)采用UCLA關(guān)系式[15]計(jì)算：

Nudn=0.54Ra0.2(H/R)0.25

(14)

在Carénini等[11]的分析中，認(rèn)為氧化物層的殼層熔點(diǎn)為2 327 ℃(2 600 K)，并給出了從氧化物層傳遞到薄金屬層的熱流密度，約為1 000 kW/m2。根據(jù)以上傳熱方程計(jì)算可知，對(duì)應(yīng)的氧化物層內(nèi)熱源為1 955 kW/m3。因此選用該條件下的工況作為參考分析。計(jì)算結(jié)果如圖6所示，隨著薄金屬層高度逐漸降低，其底部溫度逐漸升高，但仍低于氧化物層的殼層熔點(diǎn)(2 327 ℃)。此時(shí)，氧化物層的殼層等溫邊界假設(shè)仍適用，氧化物層和薄金屬層內(nèi)的傳熱計(jì)算仍不耦合。隨著薄金屬層高度逐漸降低，側(cè)壁熱流密度逐漸增大，側(cè)壁熱聚焦效應(yīng)逐漸增強(qiáng)。該結(jié)果和NUREG結(jié)果一致。

圖6 Qo=1 955 kW/m3下不同薄金屬層高度對(duì)溫度和熱流密度的影響Fig.6 Effect of different heights of thin metallic layer on temperature and heat flux at Qo=1 955 kW/m3

2)衰變功率為2 500 kW/m3情況

APR1400在出現(xiàn)大破口失水事故(LBLOCA)時(shí)，堆芯衰變功率能達(dá)到2 500 kW/m3[16]。當(dāng)衰變功率為2 500 kW/m3且殼層邊界假設(shè)仍有效時(shí)，對(duì)應(yīng)的薄金屬層底部熱流密度為1 285 kW/m2，此時(shí)氧化物層向上和向下的能量分配比為1.28。但當(dāng)薄金屬層高度降低到0.015 m以下時(shí)，其底部溫度已超過(guò)氧化物殼層的熔點(diǎn)。此時(shí)，氧化物層頂部殼層熔化，相應(yīng)的等溫邊界假設(shè)不再適用，需給定新的模型計(jì)算向上傳熱情況，如圖7所示。

圖7 Qo=2 500 kW/m3下不同薄金屬層高度對(duì)底部溫度和熱流密度的影響Fig.7 Effect of different heights of thin metallic layer on bottom temperature and heat flux at Qo=2 500 kW/m3

在不同的嚴(yán)重事故序列條件下，頂部金屬層的高度不同。因此，這種頂部金屬層極薄條件使得氧化物層的等溫邊界假設(shè)失效是有可能發(fā)生的。尤其是在3層熔池形成過(guò)程中，重金屬層的形成會(huì)使薄金屬層高度降低。在極端條件下，頂部金屬層有可能會(huì)全部落入到下封頭底部，形成氧化物層在上、金屬層在底部的極端情況。

當(dāng)氧化物層的頂部殼層熔化后，等溫邊界假設(shè)不再適用，其頂部不再是殼層熔點(diǎn)。在之后的計(jì)算中，需給定新的計(jì)算模型?？烧J(rèn)為氧化物層頂部的溫度與薄金屬層底部的溫度相等，將式(12)中的To,melt用Tl,b替換進(jìn)行新的迭代計(jì)算，計(jì)算結(jié)果如圖7a中的紅色圓點(diǎn)所示。

考慮等溫邊界假設(shè)不適用時(shí)，氧化物層頂部的溫度不再是固定的殼層熔點(diǎn)，而是隨著薄金屬層高度降低而增大的溫度，此時(shí)薄金屬層的傳熱和氧化物層的傳熱需要耦合計(jì)算，氧化物層向上的傳熱更難，使得向上傳遞到薄金屬層的熱流密度較不考慮等溫邊界條件時(shí)的熱流密度更低，如圖7b、c所示。同時(shí)，也使得考慮殼層熔化后的薄金屬層底部溫度和側(cè)向的熱流密度較假設(shè)殼層未熔化的情況(圖7a、b中藍(lán)色三角形)更低，但仍呈現(xiàn)增長(zhǎng)趨勢(shì)。考慮氧化物層頂部殼層熔化后，側(cè)向的熱聚焦效應(yīng)仍隨著薄金屬層高度降低而逐漸加強(qiáng)，該趨勢(shì)并沒(méi)有改變?？紤]氧化物層頂部殼層熔化，只是減緩了熱聚焦效應(yīng)增長(zhǎng)的趨勢(shì)。

3)無(wú)頂部金屬層特殊情況

由圖7a計(jì)算結(jié)果可知，隨著薄金屬層高度逐漸降低，氧化物層頂部的殼層逐漸消失。在這種極端情況下，氧化物層頂部通過(guò)輻射的形式向堆芯吊籃等其他結(jié)構(gòu)換熱。輻射換熱計(jì)算方程如下：

(15)

其中，To,t為氧化物層頂部的溫度。將式(12)中的To,melt用To,t替換，通過(guò)迭代計(jì)算可得到此時(shí)氧化物層向側(cè)壁傳熱的熱流密度平均值。當(dāng)只有氧化物層存在時(shí)，它對(duì)應(yīng)的向上和向下的能量分配比為1.10。該數(shù)值較殼層等溫邊界假設(shè)得到的1.28更低，說(shuō)明此時(shí)通過(guò)輻射向上傳遞的能量更低，向上傳熱更難。氧化物層頂部存在薄金屬層時(shí)，有利于氧化物層的熱量向上傳遞，從而減小了氧化物層向側(cè)壁傳遞能量，使得氧化物層處的側(cè)壁失效風(fēng)險(xiǎn)降低。

而氧化物層最大熱流密度在其頂部，根據(jù)其熱流密度分布關(guān)系，在平均值的基礎(chǔ)上乘以1.8[11]，即可得到其最大值。圖8為不同薄金屬層高度對(duì)應(yīng)的薄金屬層處RPV壁面的qw-metal和只有氧化物層存在時(shí)氧化物層處RPV壁面的qw-oxide最大值的比值，該比值皆大于1。當(dāng)氧化物層頂部存在的薄金屬層厚度較小時(shí)，雖然有助于降低氧化物層側(cè)壁處的熱流密度，但卻增強(qiáng)了薄金屬層處的側(cè)壁熱聚焦效應(yīng)，下封頭失效的風(fēng)險(xiǎn)增加。因此需要給薄金屬層通過(guò)進(jìn)一步注水冷卻，從而達(dá)到降低薄金屬層處的壁面熱聚焦效應(yīng)。

圖8 Qo=2 500 kW/m3下不同薄金屬層高度對(duì)qw-metal/qw-oxide的影響Fig.8 qw-metal/qw-oxide depending on different heights of thin metallic layer at Qo=2 500 kW/m3

3 結(jié)論

HELM-LR試驗(yàn)研究了極低高徑比條件下薄金屬層的傳熱特性，加深了對(duì)IVR策略條件下熔池傳熱的理解。HELM-LR試驗(yàn)采用水作為試驗(yàn)工質(zhì)，通過(guò)成功開(kāi)展系列試驗(yàn)研究，獲得了有效的試驗(yàn)數(shù)據(jù)，用以驗(yàn)證Churchill-Chu關(guān)系式對(duì)于低高徑比條件時(shí)薄金屬層內(nèi)徑向傳熱計(jì)算的適用性，得到如下結(jié)論：

1)Churchill-Chu關(guān)系式對(duì)于低高徑比條件下薄金屬層徑向傳熱的適用性好，能很好地預(yù)測(cè)試驗(yàn)結(jié)果。HELM-LR試驗(yàn)的側(cè)向熱流密度計(jì)算值較試驗(yàn)值偏低，使得計(jì)算結(jié)果更不保守。在IVR策略設(shè)計(jì)中，應(yīng)在Churchill-Chu關(guān)系式計(jì)算得到的側(cè)向熱流密度基礎(chǔ)上乘一個(gè)大于1的因子，從而使得設(shè)計(jì)結(jié)果更加保守。

2)Churchill-Chu關(guān)系式能很好地預(yù)測(cè)薄金屬層中的熱聚焦效應(yīng)。

3)當(dāng)衰變功率密度逐漸升高至2 500 kW/m3，且薄金屬層高度逐漸降低至0.015 m以下時(shí)，薄金屬層底部的溫度將會(huì)超過(guò)氧化物層殼層熔點(diǎn)，氧化物層的等溫邊界假設(shè)失效。通過(guò)給定新的氧化物層頂部溫度去計(jì)算，結(jié)果表明當(dāng)氧化物層頂部的殼層熔化后，氧化物層向上傳遞的熱流密度降低；雖然考慮殼層熔化后的薄金屬層的熱聚焦效應(yīng)較不考慮殼層熔化的熱聚焦效應(yīng)弱，但仍會(huì)隨其高度的降低而逐漸增強(qiáng)。

4)在出現(xiàn)熔池頂部無(wú)金屬層的極端情況時(shí)，氧化物層向上和向下的能量分配比(1.10)較殼層等溫邊界假設(shè)得到的能量分配比(1.28)更低。此時(shí)，氧化物層向上傳遞的能量降低，向側(cè)壁傳遞的能量增大，RPV壁面熱載荷增大。