套管式直流蒸汽发生器运行特性仿真研究

1、套管式直流蒸汽发生器运行特性仿真研究刘建阁，彭敏俊，张志俭，张竞宇哈尔滨工程大学核科学与技术学院，哈尔滨 （150001）E-mail：摘 要：双面传热的新型套管式直流蒸汽发生器采用紧凑型布置方式，单相一次侧流体在中心管及环形通道外的空间内由上而下流动；二次侧流体在环形流道内由下而上流动，经过相变在出口处变为过热蒸汽。本文根据套管式直流蒸汽发生器传热特点，采用最佳估算程序RELAP5/MOD3.4分析了不同负荷下直流蒸汽发生器的运行特性，通过机理分析表明RELAP5程序能够用于直流蒸汽发生器的流动与传热计算；同时，本文探讨了不确定性因素如：控制体划分数目、等效原理等对仿真结果所带来的影响。 关

2、键词：套管式直流蒸汽发生器；运行特性；RELAP5；控制体；等效原理 中图分类号：TL353 文献标识码：A流动沸腾换热受流道尺寸的影响，根据流道尺寸可将管内或槽内流道分为常规流道、狭缝流道和微通道。对于常规通道和微通道的研究非常广泛，其传热机理业已取得一定进展；而对于狭缝强化换热机理的本质解释仍存在争议。结合了双面传热和狭缝换热技术的套管式直流蒸汽发生器能够很好地满足一体化压水堆结构紧凑的要求，增强蒸汽发生器的换热能力，因而成为当前研究的热点。套管式直流蒸汽发生器单相一次侧流体在中心管及环形通道外的空间内由上而下流动；二次侧流体在环形狭缝流道内由下而上流动，经过相变在出口处变为过热蒸汽，图1

3、所示流动示意图。研究表明：双面传热的双层套管结构所带来的传热面积的成倍增加是套管式直流蒸汽发生器强化换热的主要原因，由于流道几何条件的限制，二次侧流体在沸腾区域具有很高的传热系数,贴近壁面处的液膜不断蒸发，汽泡在成长过程中持续不断地被加热，成为过热蒸汽。本文根据套管的传热特点，采用最佳估算程序RELAP5/MOD3.4，建立了套管式直流蒸汽发生器的稳态仿真模型，进而分析了不同负荷下的静态运行特性，从而研究其运行特点。- 1 -图1 套管结构简图Fig.1 Configuration of single casing pipe1 热工水力模型1.1 基本场方程两流体非平衡态模型1，2是目前两相流

4、中颇为复杂的数学模型，它可以准确反映两相流动与传热特性，它由相连续性方程、相动量方程和相能量方程构成。方程以微分流管的形式被记录，并以时间和空间作为自变量，以时间和控制体的平均热工参量作为因变量。RELAP5热工水力学模型通过求解8个场方程来获得8个相关变量，即：压强、蒸汽体积份额（P）、相比内能（Ug、Uf）（即空泡份额g）、相速度（vg、vf）、不冷凝成份含量（Xn）和硼密度（b），独立的变量是时间（t）和距离（x）。(1) 质量连续性方程(gg)+1(ggvgA)=g tAxv1ffA+ffAf=2txP+ffBxA(ffA)FWG(vf)fAx+gA(vfIvf)(ffA)FIG(vf

5、vg)vftAx一般，流动不包含质量源或汇，因此液vfvg(vfvg)+CAvvgfxxt(ff)+1(ffvfA)=f fgm方程中做了如下假设：忽略雷诺应力；假定相压力是相同的；界面压力等于（假定的）相压力（除了分层流外）；协方差项均被忽略（统一认为是协方差的乘数）；忽略界面动量储存；忽略相黏性力；界面力由压力和黏性力组成；通过变截面动量通量公式来模拟正常的壁面力。将相连续性方程乘以速度（相），再减去动量方程进行化简。相动量方程右边的力项分别表示：压力梯度、质量力（如：重力、泵压头）、壁面摩擦、由于界面质量传递所引起的动量传递、界面摩擦阻力以及虚拟质量力。项FWG和FWF是壁面摩擦力部分，

6、它们是速度的线性函数，是摩擦系数、摩擦参考面积（每单元控制体）和平均流速的乘积。界面动量传递项中界面速度是单元动量，这里有相的产生和消失。系数FIG和FIF是界面摩擦力部分，这里使用两种不同的模型，即飘逸流和阻力系数，依赖于流型图。(3) 能量守恒方程蒸汽相能量方程可以表达为：体的产生项应等于负的蒸汽的生成项，即：f=g；界面质量传递模型假定总的质量传递可以分为：主流液体中蒸汽/液体界面附近的质量传递（ig）和壁面附近的边界层内蒸汽/液体界面附近的质量传递（w），即：g=ig+w。(2) 动量方程动量守恒方程使用相初始速度变量vg和vf并以扩展的形式和单位体积量给出。动量项里的空间变化以vg和

7、vf来表达，对于稳态、不可压缩、无摩擦流动就可将动量方程简化为伯努利方程。RELAP5动量方程的指导原则就是：在反应堆运行安全分析可以接受的情况下，特别是因为反应堆内的流动主要受大的动力源和汇（如：泵、截面突变）的主导，动量的影响相对于质量和能量守恒来说是次要的，并且为了方便进行数值计算对动量方程进行简化处理。蒸汽相动量方程可以表达为：(ffUf)+1(ffUfvfA)=PfP(fvfA)tAxtAx*vgvf+Qwf+Qifighfwhf+DISSf(vgvf)CgfmA+vfvgtxx 方程中作如下假设：忽略雷诺热通量；液相动量方程可以表达为：一般忽略协方差项（统一认为是协方差的乘积）；忽

8、略界面能量储存；忽略界面内相间的热传递。- 2 -vg1+ggA=ggAtx2PgA+ggBxA(ggA)FWG(vg)x+gA(vgIvg)(ggA)FIG(vgvf)vg(ggUg)+1(ggUgvgA)=PgP(gvgA)tAxtAx*+DISS+Qwg+Qig+ighg+whgg液相相能量方程可以表达为：上面所列方程中有关变量含义可参考本文附录参考文献1。面积×套管数目，总换热面积=单根套管换热面积×套管数目。为了验证等效法的合理可行性，以直流蒸汽发生器稳态设计运行参数为参考，从传热管束中取一根传热管，作为一个子通道进行分析，从而验证等效建模的可行性，子通道取法如图

9、2所示。1.2 传热关系式为了使方程组封闭，必须附加足够的传热关系式。传热关系式的选择根据流型图判别准则选择合适的传热关系式，RELAP5传热关系式非常丰富和复杂，详细内容可参考有关文献2。2 套管式直流蒸汽发生器系统建模2.1 参数选取计算时根据俄罗斯ABV-6M一体化压水堆的运行参数并作适当调整3，由此设计出了套管式直流蒸汽发生器主要参数。这里给出了单台套管式直流蒸汽发生器初步设计参数。(1) 一回路侧(或称为一次侧)参数：入口压力为15.41MPa，满功率冷却剂流量为5.33kg/s，入口温度为327，出口温度为245，功率2.32MWt；二回路侧参数：蒸汽压力为3.14MPa，蒸汽温度

10、290，流量约为0.92kg/s，给水温度106。(2) 换热管参数换热管材为钛合金，单元套管的内管外径为8.0mm，内管壁厚为1.0mm，外管外径为13.0mm，外管壁厚1.5mm，单元套管之间的中心间距为13.8mm，有效管长1300mm，单元套管数目250根。图2 子通道取法示意图Fig.2 Sketch map of sub-channel in COTSG2.3 节点划分根据RELAP5程序手册，对单根套管节点划分和单台套管式直流蒸汽发生器的节点划分如图3所示。图3中，TDV表示时间相关控制体，S表示单一控制体，B表示分支控制体，A表示环形控制体，P表示管形控制体，V表示阀门，SJ表

11、示单一接管，数字表示各控制体代号，阴影部分表示管壁。175TDV经172A到187TDV为一次侧冷却剂在套管外管外的流动路线，175TDV经170P到187TDV为一次侧冷却剂在套管内管内的流动路线，208TDV经200A到202B为二次侧流体在套管环形间隙的流动路线。2.2 等效原理根据RELAP5手册处理技巧，对单台套管式直流蒸汽发生器采用等效处理法：保证等效前后质量流量、流通面积、传热管当量直径、有效管长、材料厚度和换热面积相符，充分考虑套管特殊的换热结构形式，同时考虑二回路侧入口节流环阻力的影响，用于抑制流动不稳定性。等效方法：总质量流量=单根套管质量流量×套管数目，总流通面

12、积=单根套管流通- 3 -通过对计算结果的对比分析，可得如下结论：(1)与单元套管相比，单台COTSG采用上述等效原理，流通面积、传热面积、流量发生了变化（扩大了250倍），定性温度、进出口压力、流速、空泡份额整体趋势吻合，表明本文所采用的方法是可以满足精度要求的。因此单元套管和单台COTSG的仿真结果具有可比性，并验证了等效原理的正确性，反过来验证了RELAP5程序在处理多根传热管时所用方法的可接受性。(2)在额定工况下，二回路侧换热区（过冷区、沸腾区、过热区）非常明显，见图4所示，各换热区长度大体相当（比例约为3:6:4），由于沸腾产生的气泡其几何尺寸与流道几何尺寸相当，因此气泡产生后在与

13、管壁的接触过程中被继续加热，其温度超过饱和温度后仍有热量传递过来，因此蒸汽温度不断升高，这种特点与自然循环蒸汽发生器不一样。(3)二次侧沸腾换热区存在气泡扰动，见图5空泡份额比较图，气泡在环形狭缝中成长规律存在停滞现象，此结论有待进一步实验验证。(4)在套管的环形狭缝中，二回路侧内外壁面换热系数在不同换热区差别很明显，见图6所示，在过冷区换热系数量级为3.33.5kW/(m2·K)，在沸腾换热区数量级为10.080.0kW/(m2·K)，在过热区数量级为1.01.8kW/(m·K)。特别是在沸腾区，换热系数比普通流道的高很多，其数值与参考文献4基本吻合。24 静态

14、计算结果分析以单台套管式OTSG稳态仿真模型作为平台，一回路侧采用蒸汽发生器进口温度不变、二回路侧蒸汽压力不变的稳态运行方案，调节给水流量以改变负荷的大小，以幅度为10%FP（FP表示满负荷）的负荷变化为间隔，提取了从0.1FP负荷到满负荷范围内的10组稳态数据，涵盖了OTSG所有典型工况点，进而可以对套管式OTSG变负荷静态特性进行研究。将二回路侧空泡份额分布、流体温度和出口蒸汽过热度随负荷的变化规律绘制成曲线，如图7、图8和图9所示。VoidgLength/m图7 空泡份额分布随负荷变化图 Fig.7 Void fraction distribution of secondary flui

15、dTemperature/K(5) 套管双面传热的结构型式决定了其具有成倍增加传热面积的优点。并且在套管环形狭缝中，由于在单个运动的聚合变形气泡与内外侧加热壁面之间分别存在着一层过热的液膜底层，内外层过热液膜底层的蒸发散热分别使内侧沸腾换热系数和外侧沸腾换热系数有较大的增长。以上是套管强化换热的原因之所在，其中双面传热所带来的换热面积的增大是主导因素。- 5 -Length/m图8 温度分布随负荷变化图Fig.8 Temperature distribution of secondary fluid9590Super-heat degree/K858075706560得出的仿真结果与热工水力学

16、及其定性机理分析结果相符，表明RELAP5程序能够用于套管式直流蒸汽发生器的传热计算，同时也表明本文的仿真模型和仿真方法是正确的。研究过程中发现，控制体划分数目直接Relative load影响到结果的准确度，由于程序本身采用的是控制体平均参量来衡量实际部件某一个部位相关参数的特征，因此在计算机内存允许的范围内，控制体划分数目越多，计算结果越精确。由于采用等效原理进行单台套管式直流蒸汽发生器的动态计算，因此计算结果会带有一定误差。套管式直流蒸汽发生器是一种新型的、高效的紧凑型换热设备，由于二次侧存在复杂的相变过程和狭缝传热机理，其启停特性、流动不稳定性等瞬态过程仍有待继续深入研究。参考文献1

17、RELAP5/MOD3.3 CODE MANUAL VOLUMEI: CODE STRUCTURE, SYSTEM MODELS, AND SOLUTION METHODS M. Nuclear Safety Analysis Division, December 2001.2 RELAP5/MOD3.3 CODE MANUAL VOLUMEIV: MODELS AND CORRELATIONS M. Nuclear Safety Analysis Division, December 2001.3 刘聚奎,唐传宝.俄罗斯一体化压水堆ABV-6M综述J.核动力工程,18(3),1997:279

18、-283.4 沈秀中,宫崎庆次,井村谕.在双面加热的狭缝环形流道中流动沸腾换热研究J.核动力工程,22(2),2001:113-117.5 赵福宇,曹艳,肖泽军.新型直流蒸汽发生器的稳态特性分析J.核动力工程,21(4),2000:309-313.图9 出口蒸汽过热度随负荷变化图 Fig.9 Super-heat degree change of secondary fluid分析图7、图8和图9得到如下结论：随着蒸发器负荷的降低，二回路侧出口蒸汽的温度升高，而过冷区、沸腾区、过热区长度发生了不同的变化，过冷区和沸腾区都缩短了，过热区的长度增加了。当负荷很小时，过热区的长度占据整个传热管的绝大

19、部分，过冷区和沸腾区的长度都大幅减小。图8所示结果与参考文献5基本吻合。二次侧流体在过冷区和沸腾区的换热系数远远大于其在过冷区和过热区的换热系数，即沸腾区承担了主要的换热任务。由于在过低的负荷下（以10%负荷为例，见图8），过冷区和沸腾区的长度变得很小，造成传热管在此部分的温度梯度变得很大，这会给传热管带来较大的压力冲击和热冲击，并可能导致传热管的疲劳变形甚至破裂。因此直流蒸汽发生器要尽量避免在过低的负荷下运行，或者在低负荷区采用其它运行方案。5 结论使用RELAP5程序建立了套管式直流蒸汽发生器的稳态仿真模型，研究了不同负荷下套管式直流蒸汽发生器的稳态特性，所- 6 -Once-Through Steam GeneratorLiu Jiange，Peng Minjun，Zhang Zhijian，Zhang JingyuCollege of Nuclear Science and Technology，Harbin Engineering University，Harbin(150001)AbstractCompact arrangement was accepted in the casing once-through steam generator (CO