王 珏，陈力生，胡 晨，刘建阁，肖 瑶

(1.海军工程大学 核科学技术学院，湖北 武汉 430033；2.武汉第二船舶设计研究所，湖北 武汉 430064； 3.上海交通大学 核科学与工程学院，上海 200240)

蒸汽与过冷水直接接触式冷凝换热能力强，且无需配置换热器等设备，广泛应用于先进核电厂反应堆系统的超压保护和事故缓解。为掌握蒸汽浸没射流的流动与传热特性，众多学者对汽液界面流型、汽液界面传热和蒸汽羽几何特性开展了实验与理论研究，形成了丰富的研究成果[1]。

在不同蒸汽质量流速和池水过冷度下，蒸汽与水接触后呈现不同的动态特性。研究中多以此二参数为坐标，根据汽液界面动态行为拟合获得冷凝相图。现有冷凝相图的具体构成及边界划分存在差异[2]，但汽液界面流型可归纳为三大类[3-5]，包括：1) 高蒸汽质量流速、高池水过冷度下的稳定冷凝(SC)区，蒸汽射流能形成稳定、规则的几何形态，Hong等[6]研究指出蒸汽羽长度的小范围波动引发压力振荡；2) 低蒸汽质量流速、高池水过冷度下的间歇(C)区，汽液界面在排放管内外往复移动，形成低频率高强度压力振荡；3) 中等蒸汽质量流速、高池水过冷度下的冷凝振荡(CO)区，排放管出口形成振荡性汽泡，引发较强烈的压力振荡。

由于压力振荡会威胁设备的运行安全，近些年针对性的研究逐渐增多。Youn等[7]和Li等[8]对C区工况开展实验研究，分析了汽水参数对振荡频率和振荡强度的影响；Hong等[6]对SC区工况开展实验及理论研究，得出了压力振荡主频关于汽羽长度的计算关系式；刘家庆等[9]、丛跃磊等[10]和Zhao等[11]对含空气的混合射流开展了实验研究，定性分析了CO区及SC区工况下不凝气体对压力振荡强度及频率的影响。针对多孔排放条件，Cho等[12]分析了不同布置形式(平行布置和错位布置)鼓泡器蒸汽射流在CO区时，流场压力振荡主频的定量变化规律。Park等[13]分析了鼓泡器蒸汽射流在CO区和SC区时，冷凝水箱壁面压力振荡平均载荷及峰值载荷的定性变化规律。武心壮等[14]分析了双孔喷嘴蒸汽射流在CO区和SC区时，流场压力振荡强度的定性变化规律。Zhao等[15]分析了双孔/三孔喷嘴蒸汽射流在CO区和SC区时，流场压力振荡主频的定量变化规律。

当前研究主要侧重分析流体参数对直管排放条件下压力振荡特性的影响，而关于鼓泡器开孔结构的影响分析仍较少。本文分别采用单孔和双孔Ⅰ型鼓泡器排放管开展蒸汽射流实验研究，对比分析汽水参数和开孔结构参数(不同孔径和孔数)在不同汽液流型下对流场压力振荡主频及强度的影响规律，以丰富多孔蒸汽射流的实验数据，为后续排放管结构设计优化提供基础。

1 实验系统及数据处理方法

1.1 实验装置

实验装置主要由电锅炉、补水系统、蒸汽管道、鼓泡器、冷凝水箱、可视化系统和数据采集系统组成，如图1所示。电锅炉设计压力为6.6 MPa，额定功率为840 kW，其产生的蒸汽由丝网除沫器进行过滤，进入蒸汽管道并通过鼓泡器排放入冷凝水池。电锅炉配备安全阀，蒸汽管道布置电动阀和调节阀，冷凝水箱配备排水阀和溢流阀。来流蒸汽由涡街流量计进行测量，精度为1%。Ⅰ型鼓泡器结构如图2所示，蒸汽为水平喷放。排放孔下方80 mm处布置动态压力传感器，量程为-200～200 kPa，精度为0.1%，采样频率为10 kHz，采样时长为10 s。排放孔下方30 mm处布置N型热电偶测量池水温度，精度为0.2 ℃。

图1 实验装置示意图Fig.1 Schematic diagram of experimental rig

图2 鼓泡器结构示意图Fig.2 Schematic diagram of sparger

1.2 实验条件

实验参数列于表1。分别以蒸汽质量流速和池水过冷度为横、纵坐标建立二维冷凝相图，并根据蒸汽射流形状变化特征进行区域划分，各流型判定准则及基本特征为：1) CO区(冷凝振荡区)，低蒸汽质量流速、高池水过冷度时，排放管出口形成类球状蒸汽泡，蒸汽泡周期性地扩张-收缩，并在尾端释放微小汽泡；2) SC区(稳定冷凝区)，蒸汽质量流速超过CO区上限后，排放管出口能形成稳定、规则的蒸汽腔(通常称为汽羽)，汽羽尾端释放小簇汽泡团；3) BCO区(汽泡冷凝振荡区)，池水过冷度低于CO区下限后，冷凝效果下降，排放管出口蒸汽泡外形变大、运动趋缓，并在尾端释放形成二次蒸汽泡；4) IOC区(界面冷凝振荡区)，池水过冷度低于SC区下限后，冷凝效果下降，排放管出口形成发散形汽羽，其外形开始不稳定。

表1 实验参数Table 1 Experimental parameter

典型流型对比如图3所示，实验工况流型分区图如图4所示，图中，Ge为蒸汽质量流速。不同孔数和孔径工况通过添加边界线的形式给出，边界线附近的工况点兼有周边各区域的特征。结合高速摄影图像分析可知，蒸汽射流在不同流型区域的冷凝动态行为(流体振荡的周期与幅度)存在差异，下节将结合压力振荡数据开展具体分析。

图3 典型流型对比Fig.3 Comparison of typical flow patterns

图4 实验工况流型分区图Fig.4 Condensation regime map of experimental condition

1.3 数据处理方法

使用式(1)和(2)对高频动态压力传感器采集的原始数据进行均方根处理，获得不同工况点的压力振荡强度。使用式(3)对原始时域数据进行快速傅里叶变换处理，获得压力振荡频域数据，取峰值对应的频率作为主频。

(1)

(2)

(3)

式中：prms为采样压力的均方根值，kPa；N为采样数；pk为采样压力；pav为采样压力的平均值，kPa；p(f)为采样压力的频域值，kPa；f为频率，Hz。

使用文献[16-17]中的计算方法分析上述参数的不确定度，根据实验范围内测量仪表的精度，计算得到压力振荡强度及主频的不确定度分别为11.8%和12.1%。

2 实验结果分析

本文使用动态压力传感器对蒸汽浸没射流在不同流型范围内的压力场进行捕捉，通过对比分析，获得汽水参数和排放管开孔结构对压力振荡强度prms及主频f变化趋势的影响规律。

2.1 压力振荡强度特性

图5a为蒸汽质量流速Ge对单孔蒸汽射流压力振荡强度的影响趋势，随蒸汽质量流速的升高，压力振荡强度呈现先增大后减小的变化趋势。这是由于在CO和BCO区，蒸汽质量流速升高时排放管出口的蒸汽泡扩张-收缩更剧烈，造成压力振荡强度增大。进入SC和IOC区后，排放管出口的蒸汽腔几何形态较稳定，压力振荡强度随之减小并趋于平稳。图5b为池水过冷度ΔT对单孔蒸汽浸没射流压力振荡强度的影响趋势，随池水过冷度的降低，压力振荡强度呈现先增大后减小的趋势，约在25～40 ℃附近达到峰值。这是由于池水过冷度降低使汽液界面逐渐向较不稳定的状态过渡，压力振荡强度增大。降至一定程度后，汽液界面的质能交换趋于平缓，压力振荡强度开始减小。以上趋势与Li等[5]、刘家庆等[9]、武心壮等[14]的研究结论基本一致。图6为蒸汽质量流速和池水过冷度对双孔蒸汽射流压力振荡强度的影响，其变化趋势与单孔工况类似，压力振荡强度在特定的工况点下存在峰值。

图7a为不同孔径对压力振荡强度的影响。在CO和BCO区(200 kg/(m2·s))，孔径增大后蒸汽泡的外形变大、扩张-收缩范围增加，且振荡源与动态压力传感器的距离缩小，故振荡强度明显增强。在SC和IOC区(500 kg/(m2·s))，蒸汽腔的运动较平稳，孔径增大的影响变小，两种工况对应的振荡强度接近。在流型边界线(350 kg/(m2·s))附近，孔径增大后界面流型由CO和BCO区转入SC和IOC区，冷凝过程更平稳，故压力振荡强度明显减弱。图7b为不同孔数对压力振荡强度的影响。在CO和BCO区(200 kg/(m2·s))，孔数增多后蒸汽泡变化与孔径增大类似，同时，子射流存在相消或相长的情况，导致瞬态压力波动更大，故压力振荡强度(瞬态压力的均方根)明显增强。在SC和IOC区(500 kg/(m2·s))，受子射流相消或相长的影响，双孔的振荡强度较高。在流型边界线(350 kg/(m2·s))附近，孔数增多后界面流型转入SC和IOC区，冷凝过程更为平稳，故压力振荡强度明显减弱。

图5 单孔蒸汽射流压力振荡强度的变化Fig.5 Pressure oscillation intensity of single-hole steam jet

图6 双孔蒸汽射流压力振荡强度的变化Fig.6 Pressure oscillation intensity of double-hole steam jet

图7 不同排放管压力振荡强度的变化Fig.7 Pressure oscillation intensity through different spargers

2.2 压力振荡频率特性

图8为不同汽水参数下单孔蒸汽浸没射流压力振荡主频的变化。随过冷度的降低，蒸汽泡和蒸汽腔外形变大、振荡周期变长，压力振荡主频呈下降趋势。在CO区，蒸汽质量流速升高后，蒸汽泡扩张-收缩加快，振荡主频总体呈现上升趋势；转入SC区后，蒸汽腔的波动趋缓，振荡主频降低；在低池水过冷度工况(BCO和IOC区)下，蒸汽泡、蒸汽腔振荡周期较长，蒸汽质量流速对振荡主频的影响变弱。总体而言，池水过冷度的影响更显著。

图9为不同开孔结构下蒸汽浸没射流压力振荡主频的影响，在相同汽水参数下，孔径增大或孔数增多后，蒸汽泡、蒸汽腔的外形变大、振荡周期变长，故压力振荡主频下降。但双孔射流的振荡可能不同步，总的振荡次数又会多于单孔射流，尤其是低质量流速、高过冷度工况。综合两方面因素，孔数增多对压力振荡主频的影响不如孔径变大明显。

为量化不同参数对压力振荡主频的影响，前人提出了多个计算关系式，典型汇总列于表2(池水过冷度由实验工况推算得到)。表2中：us为蒸汽流速，m/s；cp为水的比定压热容，kJ/(kg·℃)；hfg为汽化潜热，kJ/kg；St为斯特劳哈尔数，St=fdeρf/ρsus，ρf和ρs分别为水和蒸汽的密度，kg/m3；Ja为雅各布数，Ja=ρfcpΔT/ρshfg；Re为蒸汽雷诺数，Re=Gede/μs，μs为动力黏度，Pa·s；Ma为马赫数，Ma=Ge/Gm，Gm为临界蒸汽质量流速，取值275 kg/(m2·s)。

不同关系式的计算值与实验值对比如图10所示，其中，Li关系式[5]对CO和BCO区的预测值精度较高，相对误差±10%以内，而对SC和IOC区的预测误差达到了-50%。

图8 不同汽水参数下压力振荡主频的变化Fig.8 Dominant frequency of pressure oscillation under different conditions

图9 不同排放管压力振荡主频的变化Fig.9 Dominant frequency of pressure oscillation through different spargers

表2 压力振荡频率计算关系式Table 2 Correlation for dominant frequency of pressure oscillation

图10 不同压力振荡主频计算值与实验值的对比Fig.10 Comparison of dominant frequency of pressure oscillation between prediction and experiment values

Fukuda关系式[19]对两种工况的预测值均较好，但仍有-20%～40%的相对误差。在本文实验工况下，压力振荡主频主要受池水过冷度和孔径的影响，故借鉴Fukuda关系式[19]进行拟合。解除对幂指数的限制后，获得经验关系式如式(4)所示。与实验值的对比如图11所示，多组实验工况的相对误差均在±20%以内。

(4)

式中，de为排放管开孔直径，m。

图11 压力振荡主频经验关系式相对误差范围Fig.11 Comparison of dominant frequency of pressure oscillation between correlation and experiment values

3 结论

本文对Ⅰ型鼓泡器排放管下蒸汽浸没射流在冷凝过程中的压力振荡现象开展了实验研究，建立了实验范围内适用的二维冷凝相图，分析了蒸汽质量流速、池水过冷度、排放管开孔直径和孔数对压力振荡强度及频率变化的影响规律。

对于压力振荡强度，结论如下。1) 汽水参数对其具有显著影响：随蒸汽质量流速的升高，振荡强度先增大后减小，在250～450 kg/(m2·s)处达到峰值；随池水过冷度的降低，振荡强度先增大后减小，在25～40 ℃处达到峰值；强度峰值对应的工况点与冷凝相图的边界线基本一致。2) 当开孔直径增大或孔数增多后，达到稳定冷凝所需的最小蒸汽质量流速减小，对应工况点下的振荡强度变小；在低蒸汽质量流速工况下，大孔径或多孔结构对应的振荡强度更高；在高蒸汽质量流速工况下，不同开孔结构对应的振荡强度接近。

对于压力振荡主频，结论如下。1) 池水过冷度和排放管孔径对其具有显著影响：随池水过冷度的降低，振荡主频逐渐减小；随排放管孔径的增大，振荡主频逐渐减小。2) 孔数增多对主频的影响是多重的，一方面使蒸汽泡/蒸汽腔振荡周期增加，另一方面子射流的相消或相长使监测到的振荡次数增多，但总的影响弱于孔径的变化。3) 拟合得到的经验关系式，能够预测蒸汽质量流速为150～500 kg/(m2·s)和池水过冷度为18～68 ℃范围内单孔及大节径比双孔鼓泡器的振荡主频，相对误差在±20%以内。

后续研究可关注小节径比(<3.5)和多孔(>2)工况对压力振荡特性的影响，并对压力振荡强度开展定量分析，以进一步丰富相关研究。