一种获取水射流刺破熔池液面临界条件的方法与流程

1.本发明涉及反应堆热工水力技术领域，具体涉及一种获取水射流刺破熔池液面临界条件的方法。

背景技术：

2.轻水反应堆在严重事故条件下在下封头内形成两层或三层的熔池结构，中间为主要发热源的氧化物层，顶部为轻质的不锈钢和少量锆的金属层，整个熔池结构使得下封头外壁面在两个关键角度位置的热流密度较高：靠近氧化物熔融池顶部的位置和面向金属层的位置。前者是因为氧化物熔融池自然对流导致的，或者是因为金属层热聚焦效应导致的，两个位置相邻，这使得反应堆下封头容易在中上部角度位置失效。
3.业内为了防止熔融物堆内滞留的失效，采用了两个方面的手段在应对这种致命缺陷。
①
压力容器下封头外壁面建立保温层内流道，建立下封头外表面水冷系统，通过自然循环换热或强迫循环增强外壁面的排热能力。
②
增加顶部轻金属层的厚度，在设计环节增加堆芯围板、支撑孔板等的不锈钢质量，使得熔化形成的轻金属层厚度增大，增加金属层与压力容器接触处的传热面积，减缓甚至消除热聚焦效应。
4.然而在面对1400mw以上的大功率堆芯时，提升外部冷却能力和增加熔融态不锈钢量的方法已到极限，业内提出向下封头熔池顶部注水的方式在缓解热聚焦效应，但这将会使得熔融钢相与冷却水直接接触，存在触发蒸汽爆炸的风险；传统方法无法准确获取射流和液滴触发蒸汽爆炸的临界条件；也没有针对大功率堆芯射流和液滴触发蒸汽爆炸过程的具体分析模型以便获取蒸汽爆炸的临界阈值。

技术实现要素：

5.本发明所要解决的技术问题是：对于1400mw以上的大功率堆芯，传统的方法无法准确获取射流和液滴触发蒸汽爆炸的临界条件；也没有针对大功率堆芯射流和液滴触发蒸汽爆炸过程的具体分析模型以便获取蒸汽爆炸的临界阈值；鉴于此本发明提供一种获取水射流刺破熔池液面临界条件的方法，通过水射流冲击自由钢液面的稳态受力情况和液面变形情况进行微观分析构建射流冲击刺破模型和液滴冲击刺破模型，针对水射流和液滴从顶部冲击熔池自由液面的物理过程，建立数理模型，确立冷却水刺破不锈钢熔池液面的临界条件，解决了上述技术问题。
6.本发明通过下述技术方案实现：
7.本方案提供一种获取水射流刺破熔池液面临界条件的方法，包括步骤：
8.步骤一：分析水射流的射流冲击自由钢液面的稳态受力情况和液面变形情况，获取冲击力总和模型和支撑力总和模型；
9.步骤二：分析水射流的液滴冲击自由钢液面的稳态受力情况和液面变形情况，获取支撑力模型；
10.步骤三：以变形液面轮廓曲线在三相接触线处的倾斜角为临界条件，构建
射流冲击刺破模型和液滴冲击刺破模型；
11.步骤四：根据射流冲击刺破模型计算射流刺破熔池液面的初始速度和下落高度；根据液滴冲击刺破模型计算液滴刺破熔池液面的初始速度和下落高度。
12.本方案工作原理：对于1400mw以上的大功率堆芯，传统的方法无法准确获取射流和液滴触发蒸汽爆炸的临界条件；也没有针对大功率堆芯射流和液滴触发蒸汽爆炸过程的分析模型以便获取蒸汽爆炸的临界阈值；鉴于此本发明提供一种获取水射流刺破熔池液面临界条件的方法，通过水射流冲击自由钢液面的稳态受力情况和液面变形情况进行微观分析构建射流冲击刺破模型和液滴冲击刺破模型，针对水射流和液滴从顶部冲击熔池自由液面的物理过程，建立数理模型，确立冷却水刺破不锈钢熔池液面的临界条件，解决了上述技术问题。
13.目前apr1400标准版反应堆就采用顶部注水方案来应对金属层热聚焦效应；国外cea对此过程也进行了实验研究，得出结果显示：射流和液滴均无法触发蒸汽爆炸，顶部注水无蒸汽爆炸风险。而发明人开展了实验研究，发现10m/s的φ10mm射流和φ15mm射流在0.5m的喷嘴高度均触发了剧烈的蒸汽爆炸，爆炸冲击波达6mpa。目前尚无针对顶部注水冲击金属熔池自由液面的过程的理论模型，来给出触发蒸汽爆炸的临界阈值。本方案针对射流、液团、液滴冲击金属熔池自由液面的物理过程，建立数理模型，确立冷却水刺破不锈钢熔池液面的临界条件。反应堆严重事故下的下封头熔融池冷却，单独的外部冷却不足以满足1400mw以上的大功率堆芯的熔池冷却需求，特别是薄金属层诱发的热流集中效应使得下封头在中上部失效的概率升高，降低了ivr策略的安全裕度，向熔池顶部的轻金属层注水成为了ivr技术继续推行的重要解决方案，但同时存在触发蒸汽爆炸并加速下封头破裂的风险。建立水射流冲击熔池自由液面的数理模型，分析触发蒸汽爆炸的临界条件，结合实验研究数据验证模型的精确性，指导堆内注水策略。
14.使用和评价堆内注水来缓解金属层热聚焦效应的方案终于有了一款理论工具，可以计算出各种不同工况下的临界速度，堆内注水的缓解措施中流速的设计必须不超过此阈值。此外，此模型亦可以用于严重事故分析软件中，评价各种事故序列下顶部注水后的堆内滞留效果，助力新型严重事故缓解措施的研发。同时，对于1400mw级超大型堆芯熔融物的滞留提供了理论基础和分析工具。
15.进一步优化方案为，步骤一包括：
16.s11、分析水射流的射流冲击自由钢液面的冲击压力，对冲击区内的径向冲击力积分构建出冲击力总和模型；
17.s12、分析自由钢液面对射流的支撑力和液面变形情况构建出支撑力总和模型。
18.进一步优化方案为，所述冲击力总和模型为：
[0019][0020]
其中，vj为射流中心的最大流速；h为射流下落高度；ρ
l
为射流的密度。
[0021]
进一步优化方案为，所述支撑力总和模型为：
[0022]
[0023]
其中，f
σ
为自由钢液面熔池表面张力，fg为水射流没入钢液面以下排开的钢液重力；为变形液面轮廓曲线三相接触线处的倾斜角，所述三相为钢液、空气和冷却水三相；ρ
钢
为钢液的密度；rm为冲击区最大直径；g为重力加速度；σ为钢液面的表面张力；hm为射流冲击区的高度。
[0024]
进一步优化方案为，所述射流冲击刺破模型获取方法为：
[0025]
在射流达稳态条件下，射流冲击自由钢液面的冲击力总和等于自由钢液面对射流的支撑力总和；
[0026]
在的临界条件下，自由钢液面对射流的支撑力总和达到最大值得到射流冲击刺破模型。
[0027]
进一步优化方案为，所述射流冲击刺破模型为：
[0028][0029]
进一步优化方案为，步骤二包括以下子步骤：
[0030]
t21、将水射流的液滴等效为等体积、等质量的球形固态物体，分析球形固态物体冲击自由钢液面的受力情况和液面变形情况；
[0031]
t22、通过自由钢液面的表面张力沿竖直方向分力与水射流的液滴没入自由钢液面以下排开的钢液重力之和，推导出自由钢液面对液滴的支撑力模型。
[0032]
进一步优化方案为，所述自由钢液面对液滴的支撑力模型为：
[0033][0034]
β为浸没角，r
t
为球形固态物体的球半径；ρ为钢液的密度；g为重力加速度；h
lr
为三相接触线与熔池自由液面之间的距离；为变形液面轮廓曲线在三相接触线处的倾斜角。
[0035]
进一步优化方案为，所述液滴冲击刺破模型为：
[0036][0037]
其中，h
cr
为球形固态物体刺破自由钢液面的下陷深度；θc为自由钢液面在球形固态物体处的静态接触角；z为液滴的下落高度；ρ
水
表示液滴的密度；v0为液滴从下落处最高点的初始速度；
[0038][0039]
式中a＝2πσr
t
，v0为球形固态物体从下落高处最高点的初始速度。
[0040]
进一步优化方案为，根据液滴冲击刺破模型，在给定的r
t
，z条件下，得到液滴刺破
熔池液面的临界初速v
cr
；
[0041]
在的临界条件下，根据式：计算球形固态物体刺破熔池自由液面的临界下陷深度h
cr
。
[0042]
本发明与现有技术相比，具有如下的优点和有益效果：
[0043]
本发明提供一种获取水射流刺破熔池液面临界条件的方法，通过水射流冲击自由钢液面的稳态受力情况和液面变形情况进行微观分析构建射流冲击刺破模型和液滴冲击刺破模型，针对水射流和液滴从顶部冲击熔池自由液面的物理过程，建立数理模型，确立冷却水刺破不锈钢熔池液面的临界条件，为使用和评价堆内注水来缓解金属层热聚焦效应的方案提供理论依据，为计算出各种不同工况下的临界速度奠定基础，为1400mw级超大型堆芯熔融物的滞留提供了理论基础和分析工具。
附图说明
[0044]
为了更清楚地说明本发明示例性实施方式的技术方案，下面将对实施例中所需要使用的附图作简单地介绍，应当理解，以下附图仅示出了本发明的某些实施例，因此不应被看作是对范围的限定，对于本领域普通技术人员来讲，在不付出创造性劳动的前提下，还可以根据这些附图获得其他相关的附图。在附图中：
[0045]
图1为获取水射流刺破熔池液面临界条件的方法流程示意图；
[0046]
图2为冲击射流结构示意图；
[0047]
图3为射流冲击自由钢液面受力示意图；
[0048]
图4为液滴冲击自由钢液面受力示意图；
[0049]
图5为不同喷嘴高度下的临界射流最大速度；
[0050]
图6为不同液滴直径下的临界下落初始速度。
[0051]
在附图中：
[0052]
a-喷嘴，b-核心射流区，c-自由射流区，d-滞止区，e-壁面射流区，f-壁面，g-射流边界，h-壁面驻点，i-冲击区。
具体实施方式
[0053]
为使本发明的目的、技术方案和优点更加清楚明白，下面结合实施例和附图，对本发明作进一步的详细说明，本发明的示意性实施方式及其说明仅用于解释本发明，并不作为对本发明的限定。
[0054]
实施例1
[0055]
本实施例提供一种获取水射流刺破熔池液面临界条件的方法，如图1所示，包括步骤：
[0056]
步骤一：分析水射流的射流冲击自由钢液面的稳态受力情况和液面变形情况，获取冲击力总和模型和支撑力总和模型；
[0057]
具体包括子步骤：
[0058]
s11、分析水射流的射流冲击自由钢液面的冲击压力，对冲击区内的径向冲击力积分构建出冲击力总和模型；
[0059]
水射流冲击熔池自由钢液面，会在熔池液面形成冲击区，自由钢液面凹陷，给射流冲击区给予支撑，当射流冲击从初始接触到达到稳态之后，射流冲击区对钢液面的冲击力达到最大值。分析水射流冲击钢液面的稳态受力情况，以此建立水射流冲击金属熔池自由液面的数理模型。
[0060]
圆形紊动垂直射流的结构如图2所示，射流通过喷嘴a喷出，在射流边界g以内构成核心射流区b和自由射流区c，射流与壁面f之间形成滞止区d、壁面射流区e；核心射流区b的中心撞击点为壁面驻点h。
[0061]
射流对于壁面f的冲击力只分布于冲击区i内，且呈正态分布，则在冲击区i内沿径向的冲击力表达式为：
[0062][0063]
式中pm为冲击区滞止点处压力，也即最大时均压力，b
p
为冲击压力等于处的r值。冲击区范围约为：2.2≤r/b
p
≤2.2，冲击射流理论也给出，冲击区i的范围主要跟射流下落高度相关联，冲击区具有高度x/h≈0.86，径向r/h≈0.22的尺寸，其中h为射流下落高度。
[0064]
由冲击区范围可知，冲击区最大直径rm＝0.22h，则可知射流的冲击力总和为：
[0065][0066]
式中vj为射流中心的最大流速，出现于射流进入冲击区前；积分之后得到冲击力总和模型：
[0067][0068]
其中，vj为射流中心的最大流速；h为射流下落高度；ρ
l
为射流的密度。由冲击力总和模型可知总的冲击力只跟射流的密度、最大流速、下落高度呈正相关。
[0069]
s12、分析自由钢液面对射流的支撑力和液面变形情况构建出支撑力总和模型。
[0070]
射流形成的冲击区压迫熔池液面凹陷导致整个自由钢液面弯曲变形，熔池液面张力产生一个整体向上的支撑力托住冲击区的液相。
[0071]
由广义阿基米德浮力定律可知，这个支撑力由表面张力沿竖直向上的分力，再加上水射流没入钢液面以下排开的钢液重力组成，三相接触线以下冲击区的熔池液面为二次曲线，如示意图3所示；支撑力总和模型表示为：
[0072][0073]
其中，f
σ
为自由钢液面熔池表面张力，fg为水射流没入钢液面以下排开的钢液重力；为变形液面轮廓曲线三相接触线处的倾斜角，所述三相为钢液、空气和冷却水三相；ρ
钢
为钢液的密度；rm为冲击区最大直径；g为重力加速度；σ为钢液面的表面张力；hm为射流冲击区的高度。
[0074]
步骤三之以变形液面轮廓曲线在三相接触线处的倾斜角为临界条件，构建射流冲击刺破模型具体包括以下子步骤：
[0075]
在射流达稳态条件下，射流冲击自由钢液面的冲击力总和等于自由钢液面对射流的支撑力总和；
[0076]
在的临界条件下，自由钢液面对射流的支撑力总和达到最大值得到射流冲击刺破模型：
[0077]f冲击力
＝f
支撑力
[0078]
即
[0079][0080]
式中的vj为下落高度h下的临界射流最大速度。
[0081]
步骤二：分析水射流的液滴冲击自由钢液面的稳态受力情况和液面变形情况，获取支撑力模型；
[0082]
在下落冲击自由钢液面过程中，液滴或液团的形状时刻变化，向“扁平化”发展过程中，无法准确获知其粒径，更无法得到跟熔池表面发生作用的相接触线。同时液滴直径大于6mm的液滴在下落过程中容易分裂。
[0083]
故做如下假设：将液滴或液团等效为等体积、等质量的球形固态物体来接触熔池液面，且球形固态物体下落过程中忽略空气阻力的影响。在这种条件下，液滴或液团受到的熔池液面支撑力≤实际液滴变形状态下的支撑力，球形固态物体的假设具有保守性。
[0084]
步骤二包括以下子步骤：
[0085]
t21、将水射流的液滴等效为等体积、等质量的球形固态物体，分析球形固态物体的液滴冲击自由钢液面的受力情况和液面变形情况；
[0086]
液滴以“球形固态物体”接触熔池表面后，自由钢液面变形及受力情况如图4所示，通过分析表面张力沿竖直方向分力与静水压力之和，来推导液滴总的支撑力计算公式。
[0087]
由图4几何关系可得：
[0088][0089]
式中β—浸没角；r
t
—球形固态物体的球半径；r
lr
—三相接触线与液滴中心沿水平方向距离；h
ce
—球形固态物体的球心距离自由水平面位移；θc—熔池液面在球形固态物体处的静态接触角。
[0090]
t22、通过自由钢液面的表面张力沿竖直方向分力与水射流的液滴没入自由钢液面以下排开的钢液重力之和，推导出自由钢液面对液滴的的支撑力模型。
[0091]
则自由钢液面对液滴的的支撑力模型的支撑力模型为：
[0092][0093]
β为浸没角，r
t
为球形固态物体的球半径；ρ为钢液的密度；g为重力加速度；h
lr
为三相接触线与熔池自由液面之间的距离；为变形液面轮廓曲线在三相接触线处的倾斜角。
[0094]
步骤三之以变形液面轮廓曲线在三相接触线处的倾斜角为临界条件，构
建液滴冲击刺破模型；
[0095]
如图4所示，液滴(球形固态物体)冲击熔池自由液面的过程中，随着球形固态物体压迫熔池液面不断下陷，浸没角不断增大，变形液面轮廓曲线在三相接触线处的倾斜角也不断增大，所以表面张力竖直方向的分力也不断增大，直到倾斜角为90
°
时达到最大，此时熔池表面对液球形固态物体的支撑力也达到最大值。经过此位置之后，球形固态物体的下陷将更加容易，且此时的浸没角也已大于90
°
(钢液静态接触角大于90
°
)，球形固态物体处于即将被完全浸没的状态。在准静态条件下，变形液面轮廓曲线在三相接触线处的倾斜角达到90
°
即为刺破自由液面的临界条件。液滴刺破熔池自由液面临界条件下的下陷深度为：
[0096][0097]
以高速液滴、液团从一定高处z以初速v0落入到熔池自由液面处，并冲击液面致使变形下陷，直到液滴冲击速度降为零，此时恰好熔池液面对液滴的支撑力达到最大值，则此时的液滴初速v0即为高度z下的临界速度。液滴冲击熔池自由液面过程中，熔池液面对液滴的支撑力所做的负功即为液滴初始所具有的机械能，则得到液滴冲击刺破模型为：
[0098][0099]
其中，，h
cr
为球形固态物体刺破自由钢液面的下陷深度；θc为自由钢液面在球形固态物体处的静态接触角；z为液滴的下落高度；ρ
水
表示液滴的密度；v0为液滴从下落处最高点的初始速度；
[0100][0101]
式中a＝2πσr
t
，v0为液滴从下落高处最高点的初始速度。
[0102]
根据液滴冲击刺破模型，在给定的r
t
，z条件下，得到液滴刺破熔池液面的临界初速v
cr
；
[0103]
在的临界条件下，根据式：计算球形固态物体刺破熔池自由液面的临界下陷深度h
cr
。
[0104]
步骤四：根据射流冲击刺破模型计算射流刺破熔池液面的初始速度和下落高度；根据液滴冲击刺破模型计算液滴刺破熔池液面的初始速度和下落高度。
[0105]
针对水射流的射流和液滴从顶部冲击熔池自由液面的物理过程，建立数理模型，确立冷却水刺破不锈钢熔池液面的临界条件，且经过实验研究数据验证了模型的精确性。使用和评价堆内注水来缓解金属层热聚焦效应的方案终于有了一款理论工具，可以计算出各种不同工况下的临界速度，堆内注水的缓解措施中流速的设计必须不超过此阈值。此外，此模型亦可以用于严重事故分析软件中，评价各种事故序列下顶部注水后的堆内滞留效果，助力新型严重事故缓解措施的研发。
[0106]
实施例2
[0107]
金属熔池的自由钢液面也具有一些特殊性，金属熔池较大的液相密度和表面张力使得其液面不容易被刺破，相比于水蝇在水面自由滑动而不沉，金属熔池液面有过之而无不及。钢液的密度为ρ＝8523-0.8358t(kg/m3)，是水的密度的7～8倍；金属键物质的表面张力最大，钢液的表面张力在1823k时为1.8～1.88n/m，是水的表面张力(20℃时为0.0728n/m)的25倍，故而刺破钢液面不会像刺破水面那么容易。
[0108]
本实施例使用本发明提供的获取水射流刺破熔池液面临界条件的方法进行计算常温射流冲击1600℃自由波动钢液面的过程中，不同喷嘴高度下的临界流速，其结果如图5所示。
[0109]
本实施例还在展开的不锈钢熔池顶部注水实验中，在0.5m的喷嘴高度下，以φ10mm，φ15mm的喷嘴形成约10m/s初速的射流去冲击自由波动的钢液面，均刺破钢液面，发生了剧烈的蒸汽爆炸。
[0110]
以本发明方案中的计算值来看，水射流冲击钢液面的情景，0.5m注水喷嘴高度下，射流临界速度为11.9m/s，对实验值给出了较好的预测。
[0111]
实施例3
[0112]
本实施例使用本发明提供的获取水射流刺破熔池液面临界条件的方法进行计算水射流的液滴冲击钢液面过程。
[0113]
已知炼钢炉中，氧化铝夹杂物和钢液的接触角为144
°
，在下落高度为0.5m的条件下，使用5.2节中的公式1-10到1-12进行计算常温液滴冲击1600℃自由波动钢液面的过程中，不同液滴直径下的临界下落初速，计算结果如图6所示。
[0114]
从图6可以看出，10mm以下的不同粒径的液滴，其临界下落初速变化很大，10mm以上的液团，其临界下落初速变化趋缓，逐渐达到恒值。在中国核动力院钢熔池顶部注水冷却实验中，液滴喷淋、边缘射流注水方式产生的液滴粒径均为6mm，在边缘水膜中产生的液团粒径也在5～10mm范围内，液滴和液团下落初速均不超过10m/s。在实验过程中均未发现冷却水液滴或液团刺破钢液表面，也未发生爆炸，凝固的钢液表面平整。由图6看出，此粒径范围的液滴，其下落初速需达到25m/s以上才会刺破钢液表面，对于实验中10m/s以下初速的液滴无法刺破钢液表面给出了很好的预测。
[0115]
实际液滴下落受到空气阻力的很大影响，暴雨最大液滴粒径6mm，落地速度8～9m/s，粒径0.5mm的毛毛细雨的落地速度为2m/s。可见，液滴0～6mm的范围内，不管高度多高，初速为零的自然下落液滴喷淋均达不到刺破钢液面的临界速度。而6～20mm的液滴，需要高于25m/s的初速才能刺破钢液面。所以，使用喷淋液滴进行钢熔池表面的排热冷却是合理安全的，此模型从理论上给出了推断。
[0116]
以上所述的具体实施方式，对本发明的目的、技术方案和有益效果进行了进一步
详细说明，所应理解的是，以上所述仅为本发明的具体实施方式而已，并不用于限定本发明的保护范围，凡在本发明的精神和原则之内，所做的任何修改、等同替换、改进等，均应包含在本发明的保护范围之内。

技术特征：

1.一种获取水射流刺破熔池液面临界条件的方法，其特征在于，包括步骤：步骤一：分析水射流的射流冲击自由钢液面的稳态受力情况和液面变形情况，获取冲击力总和模型和支撑力总和模型；步骤二：分析水射流的液滴冲击自由钢液面的稳态受力情况和液面变形情况，获取支撑力模型；步骤三：以变形液面轮廓曲线在三相接触线处的倾斜角为临界条件，构建射流冲击刺破模型和液滴冲击刺破模型；步骤四：根据射流冲击刺破模型计算射流刺破熔池液面的初始速度和下落高度；根据液滴冲击刺破模型计算液滴刺破熔池液面的初始速度和下落高度。2.根据权利要求1所述的一种获取水射流刺破熔池液面临界条件的方法，其特征在于，步骤一包括：s11、分析水射流的射流冲击自由钢液面的冲击压力，对冲击区内的径向冲击力积分构建出冲击力总和模型；s12、分析自由钢液面对射流的支撑力和液面变形情况构建出支撑力总和模型。3.根据权利要求2所述的一种获取水射流刺破熔池液面临界条件的方法，其特征在于，所述冲击力总和模型为：其中，v
j
为射流中心的最大流速；h为射流下落高度；ρ
l
为射流的密度。4.根据权利要求3所述的一种获取水射流刺破熔池液面临界条件的方法，其特征在于，所述支撑力总和模型为：其中，f
σ
为自由钢液面熔池表面张力，f
g
为水射流没入钢液面以下排开的钢液重力；为变形液面轮廓曲线三相接触线处的倾斜角，所述三相为钢液、空气和冷却水三相；ρ
钢
为钢液的密度；r
m
为冲击区最大直径；g为重力加速度；σ为钢液面的表面张力；h
m
为射流冲击区的高度。5.根据权利要求4所述的一种获取水射流刺破熔池液面临界条件的方法，其特征在于，所述射流冲击刺破模型获取方法为：在射流达稳态条件下，射流冲击自由钢液面的冲击力总和等于自由钢液面对射流的支撑力总和；在的临界条件下，自由钢液面对射流的支撑力总和达到最大值得到射流冲击刺破模型。6.根据权利要求5所述的一种获取水射流刺破熔池液面临界条件的方法，其特征在于，所述射流冲击刺破模型为：
7.根据权利要求1所述的一种获取水射流刺破熔池液面临界条件的方法，其特征在于，步骤二包括以下子步骤：t21、将水射流的液滴等效为等体积、等质量的球形固态物体，分析球形固态物体的液滴冲击自由钢液面的受力情况和液面变形情况；t22、通过自由钢液面的表面张力沿竖直方向分力与水射流的液滴没入自由钢液面以下排开的钢液重力之和，推导出自由钢液面对液滴的支撑力模型。8.根据权利要求7所述的一种获取水射流刺破熔池液面临界条件的方法，其特征在于，所述支撑力模型为：β为浸没角，r
t
为球形固态物体的球半径；ρ为钢液的密度；g为重力加速度；h
lr
为三相接触线与熔池自由液面之间的距离；为变形液面轮廓曲线在三相接触线处的倾斜角。9.根据权利要求8所述的一种获取水射流刺破熔池液面临界条件的方法，其特征在于，所述液滴冲击刺破模型为：其中，h
cr
为球形固态物体刺破自由钢液面的下陷深度；θ
c
为自由钢液面在球形固态物体处的静态接触角；z为液滴的下落高度；ρ
水
表示液滴的密度；v0为液滴从下落处最高点的初始速度；式中a＝2πσr
t
，10.根据权利要求9所述的一种获取水射流刺破熔池液面临界条件的方法，其特征在于，根据液滴冲击刺破模型，在给定的r
t
，z条件下，得到液滴刺破熔池液面的临界初速v
cr
；在的临界条件下，根据式：计算球形固态物体刺破熔池自由液面的临界下陷深度h
cr
。

技术总结

本发明公开了一种获取水射流刺破熔池液面临界条件的方法，分析水射流的射流和液滴冲击自由钢液面的稳态受力情况和液面变形情况，获取冲击力总和模型和支撑力总和模型；以变形液面轮廓曲线在三相接触线处的倾斜角为临界条件，构建射流冲击刺破模型和液滴冲击刺破模型以计算射流和液滴刺破熔池液面的初始速度和下落高度；针对水射流和液滴从顶部冲击熔池自由液面的物理过程，建立数理模型，确立冷却水刺破不锈钢熔池液面的临界条件，为使用和评价堆内注水来缓解金属层热聚焦效应的方案提供理论依据，为计算出各种不同工况下的临界速度奠定基础，为1400MW级超大型堆芯熔融物的滞留提供了理论基础和分析工具。芯熔融物的滞留提供了理论基础和分析工具。芯熔融物的滞留提供了理论基础和分析工具。