刘 乐，黄 禹，徐良旺

(深圳中广核工程设计有限公司上海分公司，上海200241)

蒸汽发生器二次侧两相流传热特性数值研究

刘 乐，黄 禹，徐良旺

(深圳中广核工程设计有限公司上海分公司，上海200241)

以AP1000核电站蒸汽发生器为原型，建立蒸汽发生器二次侧“平均通道”模型，利用计算流体动力学软件ANSYS CFX，基于相界面模型对蒸汽发生器二次侧两相流流动和沸腾换热过程进行研究。结果表明：数值模拟计算方法能准确模拟蒸汽发生器二次侧汽液两相流沸腾和传热过程；满负荷运行时，流体由预热区经过泡核沸腾区过渡到稳定沸腾区，含汽率和传热系数沿流动方向逐渐增大，出口含汽率与该型号蒸汽发生器设计值符合较好，平均传热系数的模拟结果和Jens&Lottes经验关联式的预测值基本一致。

蒸汽发生器；CFX；汽液两相流；传热特性

蒸汽发生器(SG)作为压水堆核电站的关键设备，在核反应堆热力系统中起到重要的作用。首先，它是一个热交换设备，将反应堆的热能传递给二回路介质以产生蒸汽；其次，它是一、二次侧介质的隔离屏障，对放射性有屏蔽作用，把放射性污染保留在一回路系统内。蒸汽发生器运行中伴随着汽液两相流流动和沸腾换热的过程，沸腾传热过程中容易出现传热管的振动、磨损、交变热应力甚至破损现象，影响蒸汽发生器的安全性和可靠性[1]。因此，研究蒸汽发生器二次侧汽液两相流沸腾传热特性有十分重要的意义。

目前，国内外对蒸汽发生器二次侧汽液两相流传热特性开展了十分广泛的研究[2,3]，由于试验条件和蒸汽发生器的实际运行工况相差甚远，并且受试验测量方法的局限，所以通过实验所得的数据在蒸汽发生器的研究方面有很大的局限性；丛腾龙[4]等人采用多孔介质模型，对蒸汽发生器二次侧流体热工水力特性做CFD研究，但多孔介质方法并不能对蒸汽发生器沸腾区域进行精细模拟。鉴于此，本文利用ANSYS CFX 计算软件，以研究蒸汽发生器二次侧汽液两相流沸腾传热特性为目的，对AP1000蒸汽发生器二次侧流动沸腾现象进行数值模拟，研究蒸汽发生器二次侧汽液两相流的传热特性，探究分析蒸汽发生器汽液两相流动和沸腾换热的方法。

1 几何模型和网格划分

AP1000核电站Delta-125型蒸汽发生器传热管采用正三角形布置，这种排列方式比正方形布置更为紧凑，在管束区的单位体积内允许配置更大的传热面积。为了简化蒸汽发生器几何模型，取长度为平均长度的传热管为中心，建立以蒸汽发生器二次侧区域为研究对象的“平均通道”三维几何模型。该模型包括1根U形传热管外壁面和相邻6根U形传热管部分外壁面，以及它们围成的流体区域，如图1所示。管径17.48mm、壁厚1.01mm，管中心距为24.9mm，直管段长度9.892m，弯管半径为0.991m。

图1 “平均通道”几何模型Fig.1 “Average channel” geometry

本文采用ICEM软件对“平均通道”进行网格划分，网格采用结构化六面体网格，对近壁面流体边界层网格进行局部网格加密，边界层高度比率为1.2，划分网格后约62万个六面体单元，70万个节点，网格环绕球体比率大于0.8，网格质量良好。

图2 “平均通道”网格Fig.2 “Average channel” mesh

2 计算模型及模拟工况

2.1 相变模型

汽液两相间热量和质量的传递都是通过两相界面进行交换。

1) 相间热量传递模型

汽液两相间热量传递模型采用热阻模型，即两相在相界面上分别有各自的传热系数，其中液相通过相界面传递的显热q液为：

q液=h液(T界-T液)，

汽相通过相界面传递的显热量q汽为：q汽=h汽(T界-T汽)，

式中： h液——液相传热系数；

h汽——汽相传热系数；

h界——相界面的传热系数；

q界——通过界面的热量；

T界——相界面温度。

假设汽相与界面相间热阻为0，即h汽→，则h界=h液，

液相与界面传热采用Hughmark关系式计算，即，

式中： Re液——液相的雷诺数；

Pr液——液相的普朗克数；

λ液——液相的导热系数；

d界——界面长度。

这样可以直接模拟出汽液两相间的热量传递过程。

2) 质量传递模型

汽液两相间的质量传输模型是采用热相变模型，两相流体分别通过相界面进行质量交换。

液相通过界面的热量Q液为：

汽相通过界面热量Q汽为：

由热量守恒可知，Q液=-Q汽，则

H液界=H液,H汽界=H汽,饱和；

H液界=H液,饱和,H汽界=H汽；

式中：

H液界——液相界面比焓；

H汽界——汽相界面比焓；

H液,饱和——液相饱和比焓；

H汽,饱和——汽相饱和比焓。

2.2 模拟工况

根据所建立的“平均通道”模型，结合AP1000蒸汽发生器热工水力设计参数，不同工况下“平均通道”模型的边界条件列于表1。入口边界条件为给定的质量流量和流体温度，出口边界条件为给定的压力，加热壁面的热通量为与高度相关的三次函数，其余壁面为对称面。

表1 边界条件设置Table 1 Boundary condition

3 计算结果分析

3.1 二次侧传热特性分析

图3给出了100%负荷工况下近壁面液体被加热过程中汽化速率沿轴向高度的变化。可以看出顺流段和逆流段近壁面汽化速率分别在轴向高度H约为1m和3m时达到最大值，而其他高度近壁面的汽化速率接近于零，因为入口预热区过冷水被加热，汽化速率趋近于零，顺流段和逆流段分别在H约为1m和3m高度处水开始沸腾，进入沸腾区，壁面上汽化速率增大，扰动增大，壁面换热系数增大。

图3 近壁面汽化速率变化曲线Fig.3 Change of vaporization rate near wall

随着高度的增加，流体进入稳定沸腾区，加热面上形成稳定的蒸汽膜层[5]，近壁面汽化速率重新趋近于零。图4示出100%负荷工况下传热管传热系数随轴向高度的变化曲线。顺流段和逆流段换热系数在预热区接近于常数，在H≈1m(顺流段)和3m(逆流段)进入沸腾区，换热系数急剧增大，进入稳定沸腾区后，换热系数趋近于常数，由于顺流段热通量大，换热性能强，换热系数大；逆流段热通量小，换热性能弱，换热系数小，其平均值位于两者中间。目前蒸汽发生器的工程设计中通常采用Jens&Lottes公式[6]预测蒸汽发生器二次侧表面沸腾过程的传热系数，为了便于比较，图4给出了100%负荷工况下顺逆流平均传热系数的代数平均值和Jens&Lottes公式预测值，可以看出通过数值计算得到传热系数的代数平均值为8998W/(m2·K)，而Jens&Lottes公式计算值为8770W/(m2·K)，两者的误差ε为2.6%，传热系数的数值计算结果和经验公式预测值符合良好。

图4 传热系数变化曲线Fig.4 Change of heat transfer coefficient

3.2 二次侧含汽率分布规律

为保证蒸汽发生器安全可靠工作，避免二回路侧水中杂质过度浓缩、传热管表面出现干湿交替导致的传热管腐蚀破裂及汽水分离器的负荷增加[7]，对传热管束二次侧主要沸腾区域和含汽率分布的研究至关重要。蒸汽发生器100%负荷稳态过程中二次侧含汽率数值计算结果如图所示，图5给出100%负荷稳态工况下蒸汽发生器二次侧体积含汽率分布云图，可以看出二次侧顺流段和逆流段流体在流动方向上被加热成汽液两相流体的过程，高度为1m(顺流段)和3m(逆流段)处沸腾区汽液转换最剧烈，预热区为单相过冷水对流换热，无汽体生成，随着高度的增加，流体被持续加热，稳定沸腾区含汽率呈逐渐增大的趋势。图6，图7给出顺、逆流段汽体的体积、质量含汽率沿传热管轴向高度的变化趋势，顺流段的体积、质量含汽率在沸腾区急剧增大，而在预热区和稳定沸腾区呈水平保持不变，而逆流段在预热区保持不变，经过沸腾区急剧增大后，在稳定沸腾区呈递增趋势，最终顺、逆流段含汽率趋于相等，主要是因为与顺流段相比，逆流段热通量较小，换热强度较弱，所以逆流段预热段长，含汽率较小，且增大较慢。

图5 体积含汽率分布云图Fig.5 Vapor volume fraction contours

图6 体积含汽率分布Fig.6 Distribution of vapor volume fraction

图7 质量含汽率分布Fig.7 Distribution of vapor quality fraction

由于顺、逆流段的综合作用，蒸汽发生器二次侧体积、质量含汽率呈增长趋势，预热段长度约为2m，出口质量含汽率达0.265左右。在满功率稳态工况下AP1000蒸汽发生器的循环倍率约为3.7[8]，即质量含汽率为0.27左右，该数值计算结果与该型号蒸汽发生器的设计值基本吻合。

3.3 不同负荷对传热的影响

图8和图9给出了100%和70%功率负荷下的蒸汽发生器二次侧体积含汽率和传热系数的平均值在轴向高度方向上的变化。可以看出不同负荷下二次侧的体积含汽率和传热系数变化趋势相同，但同等高度高负荷工况下，体积含汽率和传热系数较大，主要是因为负荷较小时，二回路运行压力升高，饱和温度也变大，且反应堆热功率较小，蒸汽发生器传热管管壁热通量较小，最终导致低功率水平下蒸汽发生器二次侧预热段变长，体积含汽率和传热系数减小。

图8 不同功率下体积含汽率分布Fig.8 Distribution of vapor volume fraction under different loads

图9 不同功率下传热系数分布Fig.9 Distribution of heat transfer coefficient under different loads

4 结论

本文采用基于模化理论，建立蒸汽发生器二次侧“平均通道”模型，采用计算流体力学方法结合相界面模型，对蒸汽发生器三角形排列传热管二回路侧汽水两相流沸腾和稳态换热过程进行数值模拟分析，结论如下：

(1) 利用“平均通道”模型，数值模拟方法能精确模拟蒸汽发生器二次侧汽液两相流沸腾和传热过程，数值计算的传热系数和Jens&Lottes经验关联式的预测值基本吻合。

(2) 满负荷稳态运行时，沿二次侧流体流动方向，流体由预热区经过泡核沸腾区过渡到稳定沸腾区，含汽率逐渐增大，其中泡核沸腾区相变换热最剧烈，出口质量含汽率为0.265，与AP1000蒸汽发生器设计值基本保持一致。

(3) 蒸汽发生器稳态运行时，随着负荷的降低，二次侧体积含汽率和传热系数均降低。

[1] 王成龙，丛腾龙，田文喜，等.蒸汽发生器传热管束过冷沸腾区两相流动数值模拟[J].原子能科学技术，2012,46(1):51-56.

[2] KREPPER E, EGOROV Y. Subcooled boiling in the fuel assembly model and CFD simulation of hot channel[J].Foreign Nuclear Power, 2006(3):34-44.

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[4] 丛腾龙，田文喜，秋穂正，等.耦合一、二次侧换热的蒸汽发生器二次侧流场分析[J].原子能科学技术，2014,48(8):1398-1405.

[5] 杨世铭，陶文铨.传热学[M].四版.北京：高等教育出版社，2006:301-350.

[6] 《蒸汽发生器》编写组.蒸汽发生器[M].北京：原子能出版社，1982:124-186.

[7] 臧希年，申世飞.核电厂系统及设备[M].北京：清华大学出版社，2003:65-83.

[8] 孙汉虹.第三代核电技术AP1000[M].北京：中国电力出版社，2010:187-220.

Numerical Study on heat Transfer Characteristic of two-phaseflow in SG Secondary side

LIU Le, HUANG Yu, XU Liang-wang

(China Nuclear Power Design Co.,Ltd.(Shenzhen), Shanghai Branch, Shanghai 200241,China)

Taking the steam generator in AP1000 Nuclear Power Plant as the prototype, the “Average channel” model of SG secondary side was built. Based on the two-phase interface model, the two-phase flow and heat transfer in SG secondary side were analyzed by software ANSYS CFX. The results show that, it can simulate the phenomenon of boiling and heat transfer in SG by numerical simulation accurately. At full load, the liquid was heated from preheating region to stable boiling region via nucleate boiling region, both vapor fraction and heat transfer coefficient increased gradually along the direction of the flow. the vapor quality fraction at the outlet was largely consistent with the design value, and the average value of heat transfer coefficient which was calculated in this paper was agree with the results of Jens&Lottes empirical correlation generally.Key words: Steam generator; CFX; Steam liquid two-phase flow; Heat transfer characteristic

2015-06-23

刘 乐(1987—)，男，河南驻马店人，工程师，硕士，现从事核反应堆热工水力分析工作

TL333

A

0258-0918(2016)05-0611-06