杨宗昊 孟兆明 阎昌琪 张鹏 陈凯伦 吴祥成



熔盐堆余热排出系统闪蒸流动的不稳定性

杨宗昊1孟兆明1阎昌琪1张鹏2陈凯伦1吴祥成1

1（哈尔滨工程大学核安全与仿真技术国防重点学科实验室 哈尔滨 150001）2（中国科学院上海应用物理研究所嘉定园区 上海 201800）

套管式换热元件是熔盐堆非能动余热排出系统的重要组成部分之一。设计并搭建了单根套管式换热元件自然循环实验台，模拟熔盐堆停堆后排盐罐中熔盐的显热与衰变热的导出过程。在这种以套管式换热元件为基础的自然循环回路中，发现了闪蒸流动不稳定现象的存在。分析了在闪蒸过程中压力与温度的变化情况，以及这种闪蒸流动不稳定性的特点，并研究了在闪蒸过程中的换热系数的变化情况。结果表明，当外层套管外壁温度从440ºC上升到700ºC时，单根套管式换热元件的换热量会从550W上升到1900W。此外，在闪蒸过程中，换热元件中的沸腾换热系数在800−1700 W·(m2·K)−1之间变化，换热元件壁温与自然循环流量的周期性变化引起管壁周期性热应力与系统的周期性机械振动。因此，在熔盐堆余热排出系统的设计过程中，为保证热量导出的安全性与稳定性，需要考虑到闪蒸现象。

熔盐堆，余热排出，自然循环，闪蒸流动不稳定性

熔盐堆以其低压、小型、安全、增值效率高、放射性废物少等优点备受世界的瞩目[1‒4]。2001年世界上以美国为首的十几个国家共同成立了第四代核能系统国际论坛(Generation IV International Forum, GIF)，旨在对第四代核能系统进行概念设计与可行性研究，选择了6种最具希望的概念反应堆作进一步研发，熔盐堆就是其中一种。熔盐堆的概念早在20世纪60年代就已被提出，1965年，美国国家橡树岭实验室(Oak Ridge National Laboratory, ORNL)成功设计并建造了熔盐实验堆(Molten Salt Reactor Experiment, MSRE)，并成功运行了4年，充分证明了熔融态的核燃料以及换热介质的可能性。直到1972年美国开始着重发展液态金属快增殖堆(Liquid Metal Fast Breeder Reactor, LMFBR)，熔盐堆的研究被暂时搁置。日本在20世纪80年代设计了FUJI系列熔盐堆，并一直研究至今。

21世纪以来，随着熔盐堆被推举为第四代核能反应堆，国际上关于熔盐堆的研究开始被逐渐提上日程。美国提出一种氟盐冷却高温反应堆(Fluoride salt-cooled High-temperature Reactors, FHRs)，这一堆型与熔盐堆有许多共同点。特点是固态核燃料，使用低压液态氟盐冷却。FHRs的目标是成为一种能够经济可靠地产生大量电能以及高温工艺热并能够实现完全非能动的反应堆。日本在福岛事故以后，加速了对FUJI系列熔盐堆的研究进程。FUJI是一种热中子堆，燃料盐是混有U/Pu/Tu的FLiBe混合物，使用石墨作为慢化剂，并且在反应堆的寿期内这种石墨不需要进行更换。俄罗斯为实现轻水堆乏燃料中超铀核素的高效嬗变，提出不使用U-Tu循环，而是采用超铀元素作为燃料的熔盐堆(Molten Salt Actinide Recycler & Transmuter, MOSART)。法国在发展一种熔盐快堆(Molten Salt Fast Reactor, MSFR)，燃料循环时采取233U启动和超铀元素启动两种方式。对MOSART与MSFR开展的技术与实验研究都有在减少高毒性放射性废物的同时发展电能的目的。中国也在积极进行熔盐堆的研究工作，中国科学院上海应用物理研究所计划在2030年搭建一个100MW的钍基熔盐堆(Thorium Molten Salt Reactor, TMSR)。

熔盐堆的余热排出系统是熔盐堆的重要组成部分之一，其中ORNL设计的一种余热排出方案便是在熔盐堆停堆后，将堆芯的熔融态核燃料通过冷冻阀排入到排盐罐中，再利用插入到排盐罐中的套管式换热元件带走熔融盐的显热以及剩余衰变热。其原理图见图1，从图1中可以分析出，该系统采用的是能动系统，当系统断电时，水泵便会停止工作，冷凝器中的高温水的热量无法导出将会导致整个余热排出系统无法正常工作。本文参照其设计，搭建了单根套管式换热试验台，实验回路的原理图见图2。设计的实验台取消了ORNL设计的余热排出系统的冗余部分，整个系统由三套自然循环系统构成，能够完全实现非能动的余热导出，其中回路中的套管式换热元件自身构成一套非能动系统；从汽包到冷凝器间的回路构成第二套自然循环系统；而冷凝器在大空间内由空气自然冷却，构成第三套自然循环系统。本文分析了在不同温度下换热元件的换热能力，以及在实验过程中出现的闪蒸现象及其特点，为MSR的排盐罐中的换热元件的设计以及高温熔盐的热量导出提供一定的参考。

图1 熔盐堆余热排出系统原理图

图2 实验回路原理

1 自然循环实验台简介

本实验采用高温电阻炉来对换热元件进行加热，以模拟熔盐所提供的温度场，换热元件由三根换热管嵌套组成，其中最外层套管与中间套管之间是气隙层，这个结构有效解决了常压下冷却水与周围熔盐温差过大的问题，同时还可以有效避免单层套管被腐蚀破裂后高温熔盐与冷却水直接接触引起爆炸等事故的发生[5]。换热元件尺寸见表1，换热元件热电偶布置图见图3。本实验回路利用自然循环流动的原理，冷却水从中心套管向下流动，达到底部后，从中心套管与中间套管之间的通道向上流动，经过加热后继续向上流动，系统依靠上升段与下降段两段的密度差来产生驱动力。换热元件中的水吸收热量后沸腾，沸腾产生的蒸汽流经汽包，流入冷凝器，在被冷凝器冷凝后流回汽包。

实验回路参照MSRE排盐罐中的自然循环系统，在实验之前先将汽包以及冷凝器中的水加热到饱和，然后将回路中的不凝性气体排出，直到汽包与冷凝器中的水温以及系统压力达到稳定后再进行实验。采用冷凝液收集的方法对自然循环饱和沸腾产生的蒸汽的流量进行测量。在系统稳定之后，将玻璃管下方的球阀关闭，在玻璃管中接取蒸汽在冷凝器中冷凝下来的水，通过读取玻璃管的刻度值并结合秒表计量单位时间内液位的变化值。此外，我们对实验管路进行了保温包覆，在此忽略由管路造成的散热损失，认为通过换热元件导出的换热量等于通过冷凝器被冷凝下来的水的汽化潜热，并通过此汽化潜热计算出换热元件的换热量。

图3 换热元件热电偶布置原理图

为了确保温度测量的精准度，将外层套管的外壁沿着管的轴向开一个深度为0.5mm的键槽，并将热电偶通过银钎焊的方法沿着管的轴向焊在键槽里。这种方法可以有效避免出现壁面温度的测量值要比真实的壁面温度值高的现象。这种现象产生的原因在于在这炉腔的径向会有一个温度梯度。如果热电偶是沿着换热管的径向焊在管壁上，那么由于炉腔中的温度梯度的存在，外侧的热电偶的高温部分会主要将热量通过热电偶本身传导到内侧的热电偶的低温测量端，原因就是金属的热阻要低于空气的热阻。结果导致焊在壁面上的热电偶的温度要高于相同位置处空气的温度。

对于辐射换热量r以及导热换热量c的计算，由于中间层套管是被最外层套管包围着，因此角系数1,2被认为是1。由于管壁发射率对辐射换热影响较大，将实验材料通过哈尔滨工业大学自动检测与过程控制系统研究所进行过壁面发射率的测定，结果表明，中间套管外壁发射率随温度变化不大，不同波长下发射率的平均值1是0.25，然而，外层套管内壁的发射率随温度变化较大，在不同波长下发射率随温度的变化可以被拟合为2= 0.0005×−0.1。

表1 换热元件尺寸

2 自然循环闪蒸不稳定性现象

由于不同实验台拥有不同结构，包括回路管径、加热段以及上升段高度的不同，以及实验中系统压力和加热热流密度的不同，导致不同试验台可能出现不同的流动不稳定现象。目前国内外学者在自然循环回路中观察到的流动不稳定性现象主要有以下几种：高频密度波不稳定性、低频密度波不稳定性、间歇泉流动不稳定性以及闪蒸流动不稳定性。1) 高频密度波不稳定性是由于主流的过冷度比较大，气泡在壁面上产生随即便被主流冷凝，这种气泡的产生与冷凝带来的压力波振动被称为高频密度波不稳定性。2) 低频密度波不稳定性是在提高加热功率时产生的。加热段产生的气泡进入主流后不能被冷凝，从而加速了主流的流动，气泡流出后过冷流体补充进入到加热段，又回到了高频密度波不稳定流动过程。直到能量再积聚一段时间后，低频密度波不稳定过程再次产生[7]。3) 间歇泉不稳定的主要原因是主流过冷度较大，自然循环驱动力不足，主流基本处于滞止状态，加热段产生的气弹在上升段被冷凝。这种气弹冷凝导致压力波的能量释放现象称为间歇泉不稳定现象。4) 闪蒸不稳定现象的主要原因是实验台结构较高，主流入口过冷度比较小，欠热度较小的水在流过加热段后继续向上流动时，随着位置的升高，当地静压在逐渐下降。当水温高于当地压力下的饱和温度时水便会突然沸腾蒸发。闪蒸所产生的大量的气泡会减小更低位置处的静压头，导致闪蒸起始点迅速下移。此外闪蒸所引起的大量水蒸汽会提高自然循环驱动力，进而加速主流的流动。闪蒸直到水温低于当地压力下的饱和水温才会停止，然后能量会再次积聚，直到下一次闪蒸的出现[8‒10]。

由图4可以看出，在炉温700ºC时，换热元件出入口温度、汽包压力与壁面温度与随时间周期性变化。采用IMP3595A数据采集板来对数据进行采集，采集频率为每秒一次。数据曲线上每一点代表1 s。此外，在实验过程中由于换热元件结构的特殊性没有对流量参数进行测量。原因就是充满单相流体的进水管被充满两相流体区的中间套管所包围着，然而流量计不能安装在两相流体区。因此只分析了闪蒸过程中温度以及汽包压力的变化趋势。

本实验的套管式换热元件中有两种因素影响水的沸腾：一方面是水在管壁处正常的受热沸腾；另一方面是水的闪蒸沸腾。从图4(a)、(b)中可以看出，在炉温700ºC时，换热元件出口温度在周期性振荡，在炉温达到800ºC时，这种振荡反而消失了。此外，汽包出入口温度基本保持一致，出口温度比入口温度稍高了一点。从这一点可以判断出，壁面的沸腾现象是一直存在的。但在炉温700ºC时，这种一直存在的壁面沸腾不是很剧烈，产生的气泡较少，导致自然循环流动的驱动力较小，只能维持速度较低的自然循环，较低的流速不能完全带走电炉传入的热量，导致壁面温度逐渐升高，最终诱发了这种闪蒸不稳定性。当炉温达到800ºC以后基本上没有不稳定现象，说明壁面沸腾已经占了主要地位。从周期来看，在实验中，约50s会出现一次振荡，说明在这一过程中存在这种能量的积蓄以及释放过程，从振幅上来看，加热段上部壁温波动幅度较大，在10ºC左右，下部波动幅度稍小，也在5ºC左右，总体来说壁温振幅较为明显，从这里也可以判断出，这种壁温的震荡并不仅局限于壁面处汽泡的成长与脱离给壁面温度造成的影响。此外，闪蒸只是在水的温度达到一定程度后才能实现的，本实验的入口水温接近饱和，这一特点是其他流动不稳定现象所不具备的。综上所述，可以判断出本实验过程出现的不稳定流动现象是闪蒸导致的。

图4中箭头1所处的阶段，壁温随着时间缓慢上升，与此同时，汽包压力在缓慢下降。原因就是在闪蒸流动不稳定性的初始阶段，上升段的水温达不到当地压力下的饱和水温导致没有闪蒸现象产生。这一阶段系统整体上处于单相自然循环状态。回路中只有在加热段产生少量蒸汽，这些蒸汽被冷凝器冷凝并且在冷凝器下方的玻璃管中可以观察到。回路中蒸汽量较少，自然循环驱动力不足，进而导致主流的流速缓慢。缓慢流动的主流不能带走由电炉传入的热量，导致壁温的缓慢上升。与此同时，产生的少量蒸汽无法维持汽包压力，导致汽包压力在这一过程中缓慢下降。

图4 温度与压力随时间的变化趋势 700ºC (a)、800ºC (b)换热元件进出口温度变化，汽包压力变化(c)，Tm,10 (d)、Tm,8 (e)、Tm,6 (f)、Tm,4 (g)、Tm,2 (h)点壁温变化

箭头2所处的阶段，壁温随着时间的推移迅速下降，而汽包压力迅速上升。这一现象出现的原因取决于温度与压力的共同作用。一方面，在箭头1所处的阶段，由于流速缓慢导致主流充分吸收由电炉带来的热量，导致主流的温度有所上升。另一方面，在箭头1所处的阶段，汽包压力又在持续的下降。当水温达到当地压力下的饱和水温时，换热元件中的水便会蒸发导致闪蒸的产生。当闪蒸发生时，在短时间内便会产生大量汽泡，导致汽包压力的迅速上升。与此同时，大量汽泡的迅速产生增加了自然循环的驱动力进而使主流流速加快。主流的快速流动显著地提高了流动沸腾换热效率，导致壁温的迅速下降。

从图4可以观察出，箭头3所处的阶段的现象并不是在所有的闪蒸周期中都会出现。该现象产生的原因就是箭头2所处的阶段的现象所导致的水温与当地压力下饱和温度的不匹配。在箭头2所处的阶段中，汽包压力的迅速上升使水温低于了当地压力下的饱和温度，导致了闪蒸现象的消失[11]。闪蒸的消失导致主流由于没有了较大驱动力的作用回到了低流速的状态，在一小段时间内，壁温缓慢回升，并且汽包压力也随之下降。这就是箭头3所处阶段的现象产生过程。而当流体中某点的压力的上升并没有使水温低于当地压力下的饱和温度时，也就不会出现箭头3所处阶段的闪蒸消失现象。闪蒸现象短暂地消失后，当水温达到当地压力下的饱和水温时闪蒸重新出现。这就是箭头4这一阶段的现象的产生过程。然而，m,6、m,8和m,10在箭头4这一阶段的现象并不与m,2、m,4点相同。

m,2与m,4在箭头4所处的阶段中持续上升，这与m,6、m,8和m,10的变化趋势相反。原因就是m,2与m,4处于欠热沸腾状态。即使主流在闪蒸过程中拥有较高的流速，但是由于在欠热过程中产生的水蒸汽较少，主流依然无法带走电炉输入的热量。因此m,2与m,4的温度持续上涨。当壁面过热度涨到一定程度时，由于较高的壁面过热度导致的较高的热流密度会使过冷沸腾转化为饱和沸腾，饱和沸腾带走的更多的热量导致了m,2与m,4的下降。接下来便进入下一次闪蒸不稳定周期。

在这种套管式自然循环回路中, 在炉温700ºC或者更低的条件下，回路中有明显的闪蒸流动不稳定现象。这一条件对应的外层套管壁温为600ºC或者更低的情况。在熔盐堆中由ORNL使用的燃料盐LiF-BeF2-ThF4-UF4（摩尔百分比为73-16-10.6-0.3）的液相线温度约是500ºC，比600ºC略低[12]。在熔盐反应堆停堆后，燃料盐将会被排入到排盐罐之中。当排盐罐中燃料盐的温度降到600ºC时，就可能存在这种闪蒸不稳定现象。这种闪蒸不稳定过程中流体流速的周期性突增会对整个系统造成周期性的机械振动，这一振动特性在实验中可以明显地观测到。此外，闪蒸不稳定过程中壁温的周期性变化会使管壁产生周期性热应力，长时间的热应力可能使管壁疲劳，产生热裂痕。因此为了保证反应堆的安全，需要考虑到这种闪蒸流动不稳定性对系统造成的影响。

3 套管式换热元件的换热特性

3.1 换热元件管壁上的温度分布

换热元件由高温电炉提供热源，电炉的加热部分被分为三个区。根据比例、积分、微分控制(Proportional-Integral-Derivative, PID)技术，电炉的每一个区都能自动地调节温度，温度误差被控制在2ºC以内。在实验过程中，所有三区的炉温都被设置为800ºC、750ºC、700ºC、650ºC、600ºC和550ºC。外层套管的外壁轴向温度分布展示在图5中。图5展示了热电偶o,2、o,4和o,6的温度值，这些温度值是在炉温处于稳定状态时在约5min内平均值。0是加热段的长度，是从套管底部算起的热电偶的位置。o,2、o,4和o,6的温差不是很大，可以推断出外层套管壁温是比较均匀的。且从图5可以看出，炉温比相应的壁面温度要高出约100ºC，说明了在炉腔的径向存在很大的温差。

图5 在相应炉温下的外层套管外壁温度分布情况

3.2 换热量以及沸腾换热系数的变化特性

在这一部分，外层套管外壁温度以及中间套管外壁温度被用来当作间接计算换热量a的边界条件。a将会与通过汽化潜热直接计算得到的换热量b进行对比。外层套管外壁温度被认为是均匀一致的，这一值由外层套管外壁面上的6个热电偶的平均值来给出。通过这种方法辐射换热量r、导热换热量c以及总换热量a将由式(1)−(3)计算得出。总换热量b由式(4)计算得出。

式中：1为斯特藩-玻尔兹曼常数；l和g分别是饱和水以及饱和蒸汽的比焓；是蒸汽冷凝的时间；l跟分别是冷凝水的比容以及液位高度。换热量随着外层套管外壁温度的变化情况以及换热系数随时间的变化情况由图6、7所示。

图6 不同换热量随温度的变化趋势

图7 Tm,4与Tm,8点换热系数随时间变化趋势

由图6可以看出，通过这两种方法得到的换热量之间的偏差平均值在5%，偏差最大值在10%，说明了对参数的测量与计算是相对准确的。此外，从图6还可看出，在较低的壁面发射率的条件下，导热换热量与辐射换热量所占的比例大致相当，随着最外层套管外壁温度的升高，辐射换热量在总换热量中所占的比例逐渐升高。

换热系数由式(5)求出，Δs为壁面过热度，其中，壁温由中间套管外壁的热电偶测出，并由外壁内推到内壁得到内壁壁温。而水温由汽包压力以及回路压降计算得到。图7是在炉温700ºC闪蒸过程中得到的结果。由图7可以看出，在一个闪蒸过程中，位置1时m,8的换热系数比m,4的换热系数要高。对比图4中的汽包压力以及壁温的变化规律，可以发现位置1对应的过程为闪蒸的发生过程，在这一阶段由于闪蒸而导致自然循环驱动力较大，主流的流速较快。而由本文§3.2的分析可以得知，m,8点处于饱和沸腾，m,4点处于欠热沸腾，而m,8点的饱和流动沸腾换热系数比m,4点的轻度欠热流动沸腾换热系数大很多，也恰恰说明了我们的解释的正确性。而在箭头2的位置，发现m,8的换热系数与m,4的换热系数几乎一致。对比图4可以看出，箭头2所对应的位置是闪蒸没有发生的过程，在这一过程中，由于没有闪蒸导致自然循环驱动力较小，主流流速缓慢，换热元件内处于近似于自然对流换热过程。而自然对流饱和沸腾换热系数与自然对流轻度过冷沸腾换热系数的差别不大，图7中的结果也印证了这一解释。

3.3 不确定度分析

不确定度一共有两种：第一种不确定度的测量主要针对某些参数的重复性测量，并且通常由统计分析得到；第二种不确定度主要来自于测量仪表的系统误差或者是环境或人为因素引起的误差。在本实验的换热量的测量过程中不存在第一种不确定度，因为所有的参数都是通过单次测量得到的。相关参数的不确定度可以由Kline-McClintock方法计算得出[13]。

在本次实验中，换热元件的换热量由式(4)计算得出，这里存在一些由测量仪表例如热电偶以及压力传感器引入的系统误差。其中，被校准过的热电偶精度为0.5 °C，由制造厂家提供校准证书的压力变送器的精度为0.1%。在测量过程中也有一些人为误差。冷凝水高度的测量误差为0.5mm，通过秒表测量的记录时间的误差为0.05s。

把测量时间以及冷凝水的高度考虑在内，换热量的不确定度可以由式(6)、(7)来进行计算，把数值代入得到换热量的不确定度为0.38%。

4 结语

1) 在自然循环回路中，闪蒸流动不稳定现象的出现是有条件的，在炉温为700ºC时，壁面沸腾程度较小，产汽量较少，形成速度较低的自然循环，较低程度的沸腾与较低的流速不能完全带走由电炉传入的热量，导致壁温与水温的升高，引起能量的积聚，最终诱发闪蒸的产生。当炉温为800ºC时，壁面沸腾程度加快，产汽量较大，能够维持速度较高的自然循环，较为剧烈的沸腾与较高的流速能够充分带走由电炉传入的热量，致使能量不再积聚，水温与壁温能维持较为恒定的状态。

2) 在闪蒸过程中，水温要高于当地压力下的饱和温度，水的过热会导致水的沸腾蒸发。闪蒸产生的水蒸汽会降低更低位置处的静压头，导致闪蒸起始点下移。闪蒸过程中产生的大量水蒸汽还会增大自然循环的驱动压头，进而加速主流的流动。当水温低于当地压力下的饱和温度时闪蒸便会消失，当能量再次积聚到一定程度时，闪蒸会再次产生。此外在实验结果中还分析出在换热元件偏下部还有欠热沸腾的存在。轻度欠热沸腾的换热系数比饱和流动沸腾的换热系数低50%左右。在真实熔盐堆的余热排出系统中需要考虑到闪蒸流动不稳定性，防止由于这种流动不稳定性导致的系统周期性机械振动以及周期性热应力对换热元件造成的损伤，甚至威胁到反应堆的安全。

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Flashing flow instability in molten salt reactors residual heat removal system

YANG Zonghao1MENG Zhaoming1YAN Changqi1ZHANG Peng2CHEN Kailun1WU Xiangcheng1

1(Fundamental Science on Nuclear Safety and Simulation Technology Laboratory, Harbin Engineering University, Harbin 150001, China) 2(Shanghai Institute of Applied Physics, Chinese Academy of Sciences, Jiading Campus, Shanghai 201800, China)

In contrast with pressure water reactor, molten salt reactors (MSR) have low pressure, small size, high multiplication efficiency, and little residual radioactivity. The residual heat removal system is an important part of nuclear power reactor to ensure the reactor safety. However, little attention has been paid to the passive residual heat removal system (PRHRS) of the molten salt reactor in the literature so far.This study aims to make some preliminary work for the design of the passive residual heat removal system and to make sure the safety and stability of residual heat removal of MSRs.The heat transfers and flow characteristics are analyzed for the cooling thimble of MSRs.An experimental loop is designed and built with a single heat transfer element to simulate the sensible heat and decay heat removal process in drain salt tank when the reactor is shut down. The changes of pressure and temperature are analyzed through which the characteristics of flashing flow instability are studied. Moreover, the changes of heat transfer coefficients are analyzed.The heat transfer rate increases from 550W to 1900W when the thimble outer wall temperature increases from 440ºC to 700ºC. And the heat transfer coefficient changes from 800 W·(m2·K)−1to 1700 W·(m2·K)−1during the flashing process.The flashing phenomenon will cause the periodical change of natural circulation flow rate and temperature of pipe wall, resulting in the periodic fluctuation of wall temperature and periodic mechanical vibration of the system. In the process of designing the molten salt reactor passive heat removal system, the flashing flow instability phenomenon should be taken into consideration to ensure the safety and stability of heat removal.

Molten salt reactors, Residual heat removal, Natural circulation, Flashing flow instability

YANG Zonghao, male, born in 1992, graduated from Harbin Engineering University in 2015, master student, major in nuclear science and technology

YAN Changqi, E-mail: changqi_yan@163.com

2016-12-27,

2017-03-22

TL426

10.11889/j.0253-3219.2017.hjs.40.120601

杨宗昊，男，1992年出生，2015年毕业于哈尔滨工程大学，现为硕士研究生，核科学与核技术专业

阎昌琪，E-mail: changqi_yan@163.com

2016-12-27，

2017-03-22

Supported by National Natural Science Foundation of China (No.11475048)

国家自然科学基金(No.11475048)资助