Numerical Study on Flow and Heat Transfer of High-pressure Sub-cooled Water Injection into High-temperature Lead-bismuth Alloy under Lead-bismuth Cooled Fast Reactor SGTR Accident
-
摘要: 铅铋快堆内蒸汽发生器传热管两侧为高压过冷水和高温铅铋冷却剂，传热管两侧较大的压差和温差以及液态铅铋合金（LBE）的腐蚀效应可能造成蒸汽发生器传热管破裂（SGTR）事故。深入研究事故后高压过冷水冲击高温液态LBE的射流沸腾和相变产物蒸汽扩散的特征，具有十分重要的学术意义和工程应用价值。为揭示事故工况下液态LBE与水相互作用的传热传质机理，基于流体体积（VOF）方法，结合LES湍流模型和Lee相变模型，建立了水/蒸汽-液态铅铋多相流动与传热的三维数值计算模型，系统研究了高压过冷水注入高温LBE内发生的相变传热过程。结合注入压力及过冷水温度等因素，分析了射流沸腾过程中不同工况对射流形态、迁移深度以及沸腾行为的影响，研究结果可为SGTR事故工况下堆芯安全性预测提供指导。
-
关键词:
- 铅铋快堆 /
- 蒸汽发生器传热管破裂（SGTR）事故 /
- 水/蒸汽-液态铅铋（LBE） /
- 射流沸腾
Abstract: There are high-pressure sub-cooled water and high-temperature lead-bismuth coolant on both sides of the heat transfer tube of the steam generator in the lead-bismuth fast reactor. The large pressure difference and temperature difference on both sides of the heat transfer tube and the corrosion effect of Lead-bismuth eutectic (LBE) may cause the steam generator heat transfer tube rupture (SGTR) accident. It is of great academic significance and engineering application value to deeply study the characteristics of jet boiling and phase change product steam diffusion of high-pressure sub-cooled water impacting LBE after the accident. In order to reveal the heat and mass transfer mechanism of the interaction between LBE and water under accident conditions, this paper establishes a three-dimensional numerical calculation model of water/steam-liquid lead-bismuth multiphase flow and heat transfer based on the volume of fluid (VOF) method, combined with LES turbulence model and Lee phase change model. The phase change and heat transfer process occurred during the high-pressure sub-cooled water injection into the high-temperature LBE is systematically studied. Combined with the factors such as injection pressure and sub-cooled water temperature, the effects of different conditions on the jet shape, migration depth and boiling behavior during the jet boiling process are analyzed. The research results can provide guidance for the prediction of core safety under SGTR accident conditions.-
Key words:
- Lead-bismuth cooled fast reactor /
- SGTR accident /
- Water/steam-LBE /
- Jet boiling
-
0. 引 言
铅铋快堆具有良好的经济性、可持续性、冷却剂化学性稳定、安全性高等优点，是第四代核反应堆的主选堆型之一，也是我国“十四五”期间重点发展的先进反应堆型[1-2]。铅铋快堆内一二回路通过蒸汽发生器传递热量，传热管两侧较大的压差和温差以及液态铅铋合金（LBE）的腐蚀效应可能造成蒸汽发生器传热管破裂（SGTR）事故。SGTR事故的发生将导致传热管内高压过冷水快速注入高温液态LBE中，两种冷却剂接触发生剧烈的相互作用（CCI），沸腾产生的蒸汽导致反应系统增压，可能危害周围部件结构的完整性[3-4]。
国内外学者针对液态金属与水相互作用问题开展了一些实验研究。Sa等[5]为了研究水射流进入液态LBE的直接接触传热，通过乙醇注入高温氟化液（FC3283）进行模拟试验，研究了不同乙醇射流温度对射流沸腾现象的影响，发现沸腾首先发生在射流的底部，再逐渐向上发展。Zhou等[6]采用低密度汽油作为冷却剂射流和高密度水作为密度更大的液体金属进行了模拟实验，分析了射流直径和入口速度对射流形态以及穿透深度的影响。张朝东等[3]开展了高压过冷水注入高温液态LBE的实验，研究发现水与铅秘接触后出现了压力波动和温度瞬变现象。Beznosov等[7]实验研究了底部喷射条件下水与LBE直接接触的沸腾传热行为，指出过冷水射流的失稳破裂是引发蒸汽爆炸的主要原因。Stbamoto等[8-9]实验研究了铅铋合金熔池中的水射流行为，采用中子射线照相技术捕捉射流界面，获得了铅铋合金、水初始温度以及射流速度等因素对射流发展形态、迁移深度以及局部温度瞬变的影响规律。Pesetti等[10]在LIFUS5/Mod2实验装置上进行了水和液态铅铋相互作用实验，研究了射流沸腾对反应容器压力波动和局部温度瞬变的影响。
很多学者进一步通过数值模拟的方法研究了液态金属与水的相互作用。Zhou等[11]提出了一种模拟低过热温度下射流冷却、破碎和凝固行为的数值方法，研究了熔融金属注入水中的相互作用过程，分析了界面温度和射流速度对射流形态以及穿透深度的影响。Ikeda等[12]采用移动粒子模拟（MPS）方法研究了水注入FC3283的射流行为，发现水射流模型可以分为两个阶段：射流穿透和射流分解。于启帆等[13]利用计算流体力学（CFD）程序模拟研究了LIFUS5/MOD2实验台架的过冷水注入液态LBE，结果表明，容器内压力波峰值随着水侧背压的升高而增大。Zhou等[14]用流体体积（VOF）方法模拟了水注入密度大的液体中的射流分解行为，研究了密度比和Froude数对射流穿透速度的影响。此外，国外学者通过反应堆安全分析程序SIMMER-III对水与液态LBE相互作用导致的容器内压力演变以及蒸汽迁移进行了整体研究[10, 15-16]。
综上所述，过冷水注入液态金属过程涉及复杂的多相流动与传热以及相变沸腾等物理过程，相比于液态金属落入水中模式，尚缺乏射流沸腾的机理研究。本文基于VOF方法，结合LES湍流模型和Lee相变模型，建立了高压过冷水注入高温液态LBE的三维数值计算模型。结合过冷水射流压力、温度等因素，系统研究了过冷水射流沸腾过程中不同工况对射流形态、迁移深度以及沸腾行为的影响。
1. 数值模型
1.1 几何细节和模型设置
本文采用三维数值模拟，计算区域及尺寸如图1所示。圆柱容器的高度H=200 mm，直径D=100 mm，顶部中心装有直径d=8 mm的管道作为注入过冷水的喷管，其浸没深度为h=60 mm。过冷水注入LBE过程中，选择不同入口压力、不同过冷水温度和同一LBE温度工况进行模拟（表1）。
表 1 模拟计算工况Table 1. Simulation Calculation Conditions工况 Case 1 Case 2 Case 3 Case 4 Case 5 入口压力/MPa 2 4 6 8 10 过冷水温度/℃ 200 200 200 200 200 LBE温度/℃ 400 400 400 400 400 工况 Case 6 Case 7 Case 8 Case 9 入口压力/MPa 6 6 6 6 过冷水温度/℃ 140 170 230 260 LBE温度/℃ 400 400 400 400 本文建立了过冷水注入高温液态LBE射流沸腾模型，采用VOF多相流模型追踪射流过程水、蒸汽与LBE多相流界面。为了捕捉流场中温度和压力的瞬时变化，选用LES湍流模型，并使用Lee相变模型描述水-蒸汽两相相交界面处的热质传递机制，发生相变时的饱和温度由局部压力决定。将水相与LBE相均视为不可压缩流体，在模拟中考虑重力影响。壁面均设为绝热无滑移壁面，喷管进口为压力入口边界，容器顶部为压力出口边界。本文采用ANSYS Fluent 2020R2版本进行仿真计算。
1.2 VOF模型
VOF模型追踪水、蒸汽与LBE之间的界面，连续性方程为：
$$ \frac{{\partial \rho }}{{\partial t}} + {\text{div}}\left( {\rho {\boldsymbol{v}}} \right) = {S _{\text{m}}} $$ (1) 式中，ρ为流体密度；v为速度；Sm为质量源项；t为时间。
在VOF模型中，所有单元求解一个动量方程，相共享一个速度场。动量方程为：
$$ \frac{\partial }{{\partial t}}\left( {\rho {\boldsymbol{v}}} \right) + \nabla \cdot (\rho {\boldsymbol{vv}}) =-\nabla p+\nabla \cdot\left[\mu\left(\nabla {\boldsymbol{v}}+\nabla {\boldsymbol{v}}^{\mathrm{T}}\right)\right]+\rho {\boldsymbol{g}}+{\boldsymbol{F}} $$ (2) 式中，μ为相的粘度；F为采用连续表面力（CSF）模型来处理相界面中的表面张力；ｐ为压力；g为重力加速度。
能量方程也是各相共享的，通过下式计算：
$$ \frac{\partial }{{\partial t}}\left( {\rho E} \right) + \nabla \cdot \left[ {{\boldsymbol{v}}(\rho E + \rho )} \right] = \nabla \cdot ({k_{{\text{eff}}}}\nabla T) + {S _{\text{h}}} $$ (3) 式中，E为能量；keff为有效热导率；Ｔ为温度。由于两相间存在传质现象，各相自动添加了代表潜热的能量源项Sh。
1.3 LES湍流模型
相比于RANS公式求解的时均场变量，LES模型通过直接求解大尺度涡，同时采用亚格子模型模拟小尺度涡，可以给出射流的细节变化。过滤后的Navier-Stokes方程和能量方程为：
$$ \frac{{\partial \rho }}{{\partial t}}{\text{ + }}\frac{{\partial \rho }}{{\partial {x_i}}}{{\bar{\boldsymbol{v}}_{\boldsymbol{i}}}} = 0 $$ (4) $$ \frac{{\partial \rho }}{{\partial t}} {{\bar{\boldsymbol{v}}_{\boldsymbol{i}}}}{\text{ + }}\frac{{\partial \rho }}{{\partial {x_i}}} {{\bar{\boldsymbol{v}}_{\boldsymbol{i}}}} {{\bar{\boldsymbol{v}}_{\boldsymbol{j}}}}=-\frac{\partial \bar{p}}{\partial x_{i}}+\frac{\partial}{\partial x_{i}}\left[\left(\mu+\mu_{t}\right)\left(\frac{\partial \bar{v}_{\bar{i}}}{\partial x_{j}}+\frac{\partial \bar{v}_{j}}{\partial x_{i}}\right)\right]+f_{i} $$ (5) $$ \frac{{\partial \rho }}{{\partial t}}\bar{T}{\text{ + }}\frac{{\partial \rho }}{{\partial {x_j}}}\bar{T} {{{\bar{\boldsymbol{v}}}_{\boldsymbol{j}}}} = \frac{\partial }{{\partial {x_j}}}\left( {\frac{\lambda }{{{c_p}}}\frac{{\partial \bar{T} }}{{\partial {x_j}}} - p \bar{T''} {{{\bar{\boldsymbol{v''}}}_j}} } \right) $$ (6) 式中，x为空间坐标；下标i、j为张量表现形式；λ为导热系数；μt为湍流粘度；cp为定压比热容；ϕ表示流动参数，如式中的v、p、T等；
$ \bar \phi $ 表示流动参数$ \phi $ 的滤波运算；$ {\bar \phi ''} $ 为流参数$ \phi $ 的子网格部分；如果热浮力的影响可以忽略，则fi等于0。亚格子模型选用Smagorinsky-Lilly模型。1.4 Lee相变模型
射流过冷水与高温LBE接触发生沸腾现象，相变传质速率的计算选用Lee模型，其形式为：
$$ \left\{ \begin{gathered} S = - r \cdot {\alpha _{\text{l}}}{\rho _{\text{l}}}\frac{{T - {T_{\text{s}}}}}{{{T_{\text{s}}}}}\;\;\,T \geqslant {T_{\text{s}}} \\ S = r \cdot {\alpha _{\text{g}}}{\rho _{\text{g}}}\frac{{{T_{\text{s}}} - T}}{{{T_{\text{s}}}}}\quad T < {T_{\text{s}}}{\text{ }} \\ \end{gathered} \right. $$ (7) 式中，S为液相连续性方程中的质量源项；r为相变传质系数，本文r设置为50 s−1；αl、αg分别是液相和气相的体积分数；ρl、ρg分别是液相和气相的密度；T、Ts分别是流体温度和饱和温度。
2. 数值模型验证
2.1 网格无关性验证
考虑到过冷水进入液态LBE后多相流动与传热过程十分复杂，并且存在着一定的不确定性，本文选择表1中2个差异较大的工况进行网格无关性验证。模拟工况为Case 1和Case 5，入口压力分别为2 MPa和10 MPa，过冷水温度为200℃，液态LBE温度为400℃。图2a和图2b分别显示了Case 1下9.6 ms和Case 5下4.0 ms时喷管出口位置射流界面细节，可以看出网格总数246340和364125的射流轮廓几乎重合，而网格数128054的射流轮廓与其他两个轮廓差异较大。图2c为Case 5下不同网格数的z轴轴向中心线压力分布，当网格数超过246340时，压力分布曲线匹配良好。图2d显示了时间步长对z轴轴向中心线压力峰值的敏感性分析，当时间步长小于2×10−7 s时，z轴轴向中心线压力峰值变化较小。因此，认为网格数246340和时间步长2×10−7 s可以满足计算精度要求，在下面的工况计算中均选用这种网格数和时间步长。
2.2 模型验证
Sa等[5]为了研究过冷水注入液态LBE的相互作用过程，将乙醇注入高温FC3283中的射流沸腾作为模拟实验。FC3283的密度、粘度和表面张力系数分别为1632.5 kg/m3、0.0015 Pa·s和0.015 N/m。注入乙醇的质量流量为0.12 g/s，FC3283温度为390 K，其中工况1中乙醇温度为340 K，工况2中乙醇温度为330 K。本次模拟按照上述实验参数进行设置计算。图3为工况1模拟结果与实验结果的射流沸腾过程对比，模拟结果中红色表示FC3283相，蓝色为乙醇液相，白色轮廓为FC3283的相含率等值面（相含率α=0.95）。初始时刻乙醇射流表现为光滑的圆柱形，随着射流表面的乙醇沸腾汽化，在射流相界面上形成不规则的湍流区域，乙醇蒸汽在浮力作用下向上方迁移。从射流轮廓以及蒸汽发展进程对比，模拟结果与实验结果吻合较好。
图 3 乙醇射流和FC3283沸腾过程的比较Figure 3. Comparison of Boiling Processes of Ethanol Jet and FC3283同时，文献[5]实验分析了乙醇射流沸腾产生的蒸汽体积随时间的变化，通过拍摄射流轮廓获得原始图像，经过灰度数字图像处理获得明显的混合区轮廓，其中混合区包括乙醇液相和蒸汽相。假设射流为圆柱形，将混合区轮廓分成n个等份，进行积分计算获得混合区的体积。初始观察到可见蒸汽时刻记为t0，此时混合区的体积记为V0。t0+t时刻的混合区体积记为
$ {V_{{t_0} + t}} $ ，则t时间内产生的蒸汽体积为$ {V_{{t_0} + t}} - {V_0} $ 。本文也采用相同的体积处理方法，图4a为80 ms时刻乙醇混合区域轮廓，图4b为相同时刻乙醇液相区域轮廓，分别将射流轮廓划分为n个区域，区域宽度为Δz，长度为xi。根据式（8）计算轮廓的体积（图4c），混合区域体积减去乙醇液相体积获得乙醇蒸汽体积：$$ {V_{\text{m}}} = \sum\limits_i^n {{\text{π }}\frac{{x_i^2}}{4}} \Delta {\textit{z}} $$ (8) 图5显示了工况1和工况2蒸汽体积随时间变化的模拟结果与实验结果对比，结果吻合较好，平均误差分别约为15.0%和10.0%。
3. 结果和讨论
3.1 过冷水注入LBE的射流沸腾过程
图6a显示了Case 3下过冷水注入LBE的射流沸腾过程。由于过冷水和LBE具有较大的密度差，在过冷水的冲击作用下射流相界面处产生瑞利-泰勒不稳定性现象。同时由于射流速度较大，在射流相界面处发生开尔文-亥姆霍兹不稳定性现象。图6b为Case 3下6.0 ms时刻的射流轮廓，红色表示LBE相，蓝色为水相，白色区域是射流边界上LBE相含率（α）为0.95区域组成的等值面。如图7a所示，在两种界面不稳定性影响下，射流轮廓整体呈圆柱形，界面为凹凸不平的粗糙表面。通过对比多个纵截面的射流形态发现具有较好的一致性，因此下文统一选用yz截面进行结果分析。图7b为相分布图，其中红色为蒸汽相（α=2.0），绿色为水相（α=1.0），蓝色为LBE相（α=0）。当过冷水注入LBE时，高温LBE的热量向过冷水传递，在射流界面处形成一层蒸汽膜。射流向下方迁移的同时，喷管两侧的压力较低，对应的饱和温度低，局部水相开始相变生成大量的蒸汽，包裹着一些水和LBE液滴。射流按照相态可以分为两个区域：①射流水区域，以液相水为主体，位于喷管下方的圆柱形区域；②多相流区域，以蒸汽为主，含有少量水和LBE液滴的多相流混合区，存在于射流水区域的两侧。图7c为温度分布图，过冷水与LBE接触时射流界面处温度升高，射流内部产生蒸汽的区域温度略高于水相温度。界面处高温区域逐渐向射流内部发展，蒸汽向上迁移的过程中吸热膨胀，导致射流顶部的蒸汽温度明显升高。
图8显示了Case 3下t=10.2 ms时刻沿z轴不同截面的温度分布，其中图8a为温度监测线的示意图，如图8b所示温度曲线为中间凹陷的分布，具有一定的对称性。射流中间区域主要为水相，温度接近初始过冷水温200℃。射流两侧的多相流区域以蒸汽相为主，温度略高于水相温度，在射流界面上温度有一个骤升的趋势。对于截面z=40 mm，在靠近喷管位置的两侧温度较高，这是由于喷管外壁面存在残留的LBE。对于射流上端的截面（z=40 mm和60 mm），射流外侧温度较高的区域明显较大。这是因为蒸汽向上迁移过程中吸热膨胀引起当地温度升高。在截面z=100 mm处，左侧曲线有个骤升峰值，因为射流内有少量的LBE液滴存在。对于射流下端的截面z=140 mm，截面上整体温度较低，在界面处温度骤升。射流截面上主要为水相，仅在界面处发生沸腾。
图9a为Case 3下4.0 ms时刻的压力分布图，由于过冷水对LBE冲击作用造成的水锤效应，喷管内存在一个压力波动区域。图9b为z轴轴向中心线在不同时刻的压力分布。在t=2.0 ms时刻，压力波动峰值为6.38 MPa，发生在z=13.1 mm截面。在t=4.0 ms时刻，压力峰值为8.53 MPa，发生在z=50.0 mm截面。对于t=6.4 ms、t=8.0 ms和t=9.6 ms时刻，射流流出喷管并向下迁移，可以发现压力波动消失。本文计算的工况下均存在水锤效应，这种水锤效应引起的压力波动主要发生在喷管内部，压力波动峰值出现在喷管出口位置附近。
3.2 过冷水温度的影响
图10a和图10b为两种温度过冷水注入LBE沸腾过程的相分布图。对于Case 7的射流过程，由于过冷水温度较低（170℃），与饱和温度相差较大，蒸汽的生成发展较为缓慢。Case 9的过冷水温度为260℃，比较接近6 MPa压力下的饱和温度（275.6℃）。在t=5.2 ms时刻，射流流出喷管后压力骤降，射流内水相快速汽化产生大量的蒸汽，在喷管出口下方形成了水/蒸汽交替区，代替了射流水区。因为喷管下方的过冷水达到饱和温度后沸腾形成蒸汽，这些蒸汽随着射流向下迁移，破碎成弥散的小气泡，而形成了水/蒸汽交替区。随着射流的迁移，蒸汽/水交替区域逐渐向下扩展。结果表明，Case 9的多相流区域面积更大，随着射流的迁移，蒸汽快速向上方移动。随着过冷水温度的增加，射流水区随之减短，同时射流水区和多相流区的交界面变得模糊甚至消失。
图 10 不同过冷水温度下过冷水和LBE相互作用过程Figure 10. Interaction Process of Sub-cooled Water and LBE at Different Water Temperatures图10c为t=7.2 ms时刻z轴轴向中心线的压力分布。随着过冷水温度的增加，射流末端下方区域（z=105~160 mm）的压力随之增加。对于过冷水温度为260℃的工况，发现有明显的压力波动，对应上述观测到的水/蒸汽混合区域。这是因为水相区域压力较高，蒸汽相区域压力较低，从而形成这种压力震荡。图10d显示了蒸汽体积随时间的变化，当过冷水在喷管内时，产生的蒸汽量极少，过冷水温度对蒸汽的生成几乎没有影响。过冷水流出喷管后，过冷水温度越高产生的蒸汽体积越大。因为过冷水在LBE内迁移扩散，发生沸腾现象的区域增大，过冷水的初始温度越高，越容易达到饱和温度产生沸腾生成蒸汽。
3.3 注入压力的影响
图11a为不同注入压力下t=7.2 ms时刻的相分布图。结果表明，对于2 MPa工况的射流，在喷管出口附近为蒸汽相，水相和蒸汽相交界面比较清晰。4 MPa工况下射流下端形成了水相和蒸汽相的混合区域。对于其他压力较高的工况，仅在射流末端与LBE接触的界面处存在蒸汽膜，射流下端内部不发生沸腾现象，相界面也比较清晰。
图 11 不同注入压力下过冷水和LBE相互作用过程Figure 11. Interaction Process of Sub-cooled Water and LBE at Different Injection Pressures图11b为t=7.2 ms时刻z轴轴向中心线的压力分布，虚线标注了射流末端位置。当注入压力较低时（2 MPa和4 MPa），射流局部区域压力较低，其过冷水温度可以达到饱和温度发生沸腾形成蒸汽。当注入压力较大时（6 、8 、10 MPa），压力随着射流的迁移向下方传递。射流下端区域压力较高，过冷水温度与饱和温度相差较大，无沸腾现象发生。图11c显示了当水锤效应产生的压力波动传递到喷管出口时，不同注入压力下的z轴轴向中心线的压力分布。结果表明，随着注入压力的增加，喷管出口处压力波动的峰值也随之增加。为了研究注入压力对压力峰值的影响，定义了压力波动的峰值强化率[（压力峰值−注入压力）/注入压力]。最高的峰值强化率出现在8 MPa，压力峰值为11.8 MPa，强化率为47.8%。
图11d为不同注入压力下射流迁移深度L随时间的变化。整个射流迁移有2个阶段，管内阶段迁移速度较大，过冷水沿着管道向下迁移，只有射流末端有少量的蒸汽产生，其对射流速度的影响很小。管外阶段射流速度较小，射流流出喷管后过冷水与LBE大面积的接触以及沸腾生成的蒸汽体积骤增，导致流动阻力增加而影响射流的迁移速度。总体上，随着注入压力增加，射流迁移深度随之增加。其中2 MPa工况的射流迁移深度最小，一方面是射流的动能较小，另一方面压力较低对应的饱和温度较低，更容易发生相变，阻碍射流向下方迁移。
图11e显示了不同注入压力下蒸汽体积随时间的变化。蒸汽变化趋势也可以分为两个阶段：管内阶段，蒸汽生成体积极少，因为管内压力较大，对应的饱和温度大，且温度传递的时间较短；管外阶段，注入压力越大，产生的蒸汽体积越多。增加注入压力对生成蒸汽体积有两种作用：①抑制作用，压力增大导致局部饱和温度增加而减小过冷水的汽化率；②促进作用，压力增大导致过冷水注入LBE的质量流量增加，导致产生的蒸汽量增加。对比两种作用机制，可以发现压力增加对生成蒸汽体积的促进作用更大。
4. 结 论
本文建立了水/蒸汽-液态LBE多相流相变传热三维数值计算模型，模拟研究了高压过冷水注入400℃高温液态LBE的射流沸腾过程，系统分析了射流沸腾过程中不同工况对射流形态、迁移深度以及沸腾行为的影响。主要结论如下：
（1）射流按照相态可分为两个区域：射流水区域和多相流区域。随着过冷水温度增加，射流水区域减短，其与多相流区的交界面变得模糊甚至消失。
（2）过冷水冲击LBE造成的水锤效应，在喷管内产生压力骤升现象并向下方传递，当射流迁移到喷管外部，水锤效应逐渐消失。随着注入压力的增加，水锤效应产生的压力峰值随之增加。其中最高的峰值强化率出现在8 MPa，压力峰值为11.8 MPa，强化率为47.8%。
（3）过冷水温度较低时（T水≤200℃），射流中心区域无相变；过冷水温度较高时（T水＞200℃），射流中心区域存在一个明显的压力波动，形成了水和蒸汽的交替分布区域。
（4）过冷水注入压力较低时（p注入≤4 MPa），射流下端中心区域为水/蒸汽混合物；注入压力较高时（p注入>4 MPa），射流下端不发生沸腾现象。
（5）增加过冷水注入压力对蒸汽体积变化的作用机制包括促进和抑制两种，其中，促进作用占主导地位。
-
图 3 乙醇射流和FC3283沸腾过程的比较
Figure 3. Comparison of Boiling Processes of Ethanol Jet and FC3283
图 10 不同过冷水温度下过冷水和LBE相互作用过程
Figure 10. Interaction Process of Sub-cooled Water and LBE at Different Water Temperatures
图 11 不同注入压力下过冷水和LBE相互作用过程
Figure 11. Interaction Process of Sub-cooled Water and LBE at Different Injection Pressures
表 1 模拟计算工况
Table 1. Simulation Calculation Conditions
工况 Case 1 Case 2 Case 3 Case 4 Case 5 入口压力/MPa 2 4 6 8 10 过冷水温度/℃ 200 200 200 200 200 LBE温度/℃ 400 400 400 400 400 工况 Case 6 Case 7 Case 8 Case 9 入口压力/MPa 6 6 6 6 过冷水温度/℃ 140 170 230 260 LBE温度/℃ 400 400 400 400 
下载: 导出CSV
-
[1] 国家发展改革委, 国家能源局. 能源技术革命创新行动计划（2016-2030年）[EB/OL]. （2016-06-01）. https://www.gov.cn/xinwen/2016-06/01/content_5078628.htm. [2] ZOHURI B. Generation IV nuclear reactors[M]//KHAN S U D, NAKHABOV A. Nuclear Reactor Technology Development and Utilization: Woodhead Publishing Series in Energy. Amsterdam: Elsevier, 2020: 213-246. [3] 张朝东. 蒸汽发生器管道破裂对铅基堆热工安全特性影响分析研究[D]. 合肥: 中国科学技术大学, 2018. [4] ISKHAKOV A S, MELIKHOV V I, MELIKHOV O I, et al. Steam generator tube rupture in lead-cooled fast reactors: estimation of impact on neighboring tubes[J]. Nuclear Engineering and Design, 2019, 341: 198-208. doi: 10.1016/j.nucengdes.2018.11.001 [5] SA R, TAKAHASHI M. Experimental study on thermal interaction of ethanol jets in high temperature fluorinert[J]. Journal of Power and Energy Systems, 2012, 6(2): 314-323. doi: 10.1299/jpes.6.314 [6] ZHOU Y, CHEN J T, HUANG Q Y, et al. Study on final depth under hydraulic coolant penetration condition[C]//Proceedings of the 25th International Conference on Nuclear Engineering. Shanghai: American Society of Mechanical Engineers, 2017: V006T08A019. [7] BEZNOSOV A V, PINAEV S S, DAVYDOV D V, et al. Experimental studies of the characteristics of contact heat exchange between lead coolant and the working body[J]. Atomic Energy, 2005, 98(3): 170-176. doi: 10.1007/s10512-005-0188-4 [8] SIBAMOTO Y, KUKITA Y, NAKAMURA H. Small-scale experiment on subcooled water jet injection into molten alloy by using fluid temperature-phase coupled measurement and visualization[J]. Journal of Nuclear Science and Technology, 2007, 44(8): 1059-1069. doi: 10.1080/18811248.2007.9711347 [9] SIBAMOTO Y, KUKITA Y, NAKAMURA H. Visualization and measurement of subcooled water jet injection into high-temperature melt by using high-frame-rate neutron radiography[J]. Nuclear Technology, 2002, 139(3): 205-220. doi: 10.13182/NT02-A3314 [10] PESETTI A, DEL NEVO A, FORGIONE N. Experimental investigation and SIMMER-III code modelling of LBE-water interaction in LIFUS5/Mod2 facility[J]. Nuclear Engineering and Design, 2015, 290: 119-126. doi: 10.1016/j.nucengdes.2014.11.016 [11] ZHOU Y, CHEN J T, ZHONG M J, et al. Numerical simulation of metal jet breakup, cooling and solidification in water[J]. International Journal of Heat and Mass Transfer, 2017, 109: 1100-1109. doi: 10.1016/j.ijheatmasstransfer.2017.02.083 [12] IKEDA H, KOSHIZUKA S, OKA Y, et al. Numerical analysis of jet injection behavior for fuel-coolant interaction using particle method[J]. Journal of Nuclear Science and Technology, 2001, 38(3): 174-182. doi: 10.1080/18811248.2001.9715019 [13] 于启帆,赵亚峰,王成龙,等. 铅基快堆SGTR事故下热工水力模拟及气腔扩散行为研究[J]. 原子能科学技术,2022, 56(10): 2015-2023. [14] ZHOU Y, ZHONG M J, FAN X, et al. A numerical simulation of water jet injection behavior in fuel-coolant interaction[J]. Journal of Nuclear Science and Technology, 2017, 54(2): 174-181. doi: 10.1080/00223131.2016.1224740 [15] WANG S, FLAD M, MASCHEK W, et al. Evaluation of a steam generator tube rupture accident in an accelerator driven system with lead cooling[J]. Progress in Nuclear Energy, 2008, 50(2-6): 363-369. doi: 10.1016/j.pnucene.2007.11.018 [16] DI MAIO P, ARENA P, D’ALEO F, et al. Thermal-hydraulic and thermo-mechanical simulations of Water-Heavy Liquid Metal interactions towards the DEMO WCLL breeding blanket design[J]. Fusion Engineering and Design, 2019, 146: 2712-2716. doi: 10.1016/j.fusengdes.2019.04.093 期刊类型引用(1)
1. 袁俊杰，刘莉，包睿祺，罗皓天，贾政，田晓艳，李达，顾汉洋. 密闭空间内高压过冷水射流冲击高温铅铋熔池能质传输数值模拟研究. 原子能科学技术. 2024(09): 1958-1969 . 
百度学术其他类型引用(1)
-
下载:
百度学术
计量
- 文章访问数: 507
- HTML全文浏览量: 118
- PDF下载量: 96
- 被引次数: 2
