蒸汽發生器二次側兩相流傳熱特性數值研究

劉 樂，黃 禹，徐良旺

(深圳中廣核工程設計有限公司上海分公司，上海200241)

蒸汽發生器二次側兩相流傳熱特性數值研究

劉 樂，黃 禹，徐良旺

(深圳中廣核工程設計有限公司上海分公司，上海200241)

以AP1000核電站蒸汽發生器為原型，建立蒸汽發生器二次側“平均通道”模型，利用計算流體動力學軟件ANSYS CFX，基于相界面模型對蒸汽發生器二次側兩相流流動和沸騰換熱過程進行研究。結果表明：數值模擬計算方法能準確模擬蒸汽發生器二次側汽液兩相流沸騰和傳熱過程；滿負荷運行時，流體由預熱區經過泡核沸騰區過渡到穩定沸騰區，含汽率和傳熱系數沿流動方向逐漸增大，出口含汽率與該型號蒸汽發生器設計值符合較好，平均傳熱系數的模擬結果和Jens&Lottes經驗關聯式的預測值基本一致。

蒸汽發生器；CFX；汽液兩相流；傳熱特性

蒸汽發生器(SG)作為壓水堆核電站的關鍵設備，在核反應堆熱力系統中起到重要的作用。首先，它是一個熱交換設備，將反應堆的熱能傳遞給二回路介質以產生蒸汽；其次，它是一、二次側介質的隔離屏障，對放射性有屏蔽作用，把放射性污染保留在一回路系統內。蒸汽發生器運行中伴隨著汽液兩相流流動和沸騰換熱的過程，沸騰傳熱過程中容易出現傳熱管的振動、磨損、交變熱應力甚至破損現象，影響蒸汽發生器的安全性和可靠性[1]。因此，研究蒸汽發生器二次側汽液兩相流沸騰傳熱特性有十分重要的意義。

目前，國內外對蒸汽發生器二次側汽液兩相流傳熱特性開展了十分廣泛的研究[2,3]，由于試驗條件和蒸汽發生器的實際運行工況相差甚遠，并且受試驗測量方法的局限，所以通過實驗所得的數據在蒸汽發生器的研究方面有很大的局限性；叢騰龍[4]等人采用多孔介質模型，對蒸汽發生器二次側流體熱工水力特性做CFD研究，但多孔介質方法并不能對蒸汽發生器沸騰區域進行精細模擬。鑒于此，本文利用ANSYS CFX 計算軟件，以研究蒸汽發生器二次側汽液兩相流沸騰傳熱特性為目的，對AP1000蒸汽發生器二次側流動沸騰現象進行數值模擬，研究蒸汽發生器二次側汽液兩相流的傳熱特性，探究分析蒸汽發生器汽液兩相流動和沸騰換熱的方法。

1 幾何模型和網格劃分

AP1000核電站Delta-125型蒸汽發生器傳熱管采用正三角形布置，這種排列方式比正方形布置更為緊湊，在管束區的單位體積內允許配置更大的傳熱面積。為了簡化蒸汽發生器幾何模型，取長度為平均長度的傳熱管為中心，建立以蒸汽發生器二次側區域為研究對象的“平均通道”三維幾何模型。該模型包括1根U形傳熱管外壁面和相鄰6根U形傳熱管部分外壁面，以及它們圍成的流體區域，如圖1所示。管徑17.48mm、壁厚1.01mm，管中心距為24.9mm，直管段長度9.892m，彎管半徑為0.991m。

圖1 “平均通道”幾何模型Fig.1 “Average channel” geometry

本文采用ICEM軟件對“平均通道”進行網格劃分，網格采用結構化六面體網格，對近壁面流體邊界層網格進行局部網格加密，邊界層高度比率為1.2，劃分網格后約62萬個六面體單元，70萬個節點，網格環繞球體比率大于0.8，網格質量良好。

圖2 “平均通道”網格Fig.2 “Average channel” mesh

2 計算模型及模擬工況

2.1 相變模型

汽液兩相間熱量和質量的傳遞都是通過兩相界面進行交換。

1) 相間熱量傳遞模型

汽液兩相間熱量傳遞模型采用熱阻模型，即兩相在相界面上分別有各自的傳熱系數，其中液相通過相界面傳遞的顯熱q液為：

q液=h液(T界-T液)，

汽相通過相界面傳遞的顯熱量q汽為：q汽=h汽(T界-T汽)，

式中： h液——液相傳熱系數；

h汽——汽相傳熱系數；

h界——相界面的傳熱系數；

q界——通過界面的熱量；

T界——相界面溫度。

假設汽相與界面相間熱阻為0，即h汽→，則h界=h液，

液相與界面傳熱采用Hughmark關系式計算，即，

式中： Re液——液相的雷諾數；

Pr液——液相的普朗克數；

λ液——液相的導熱系數；

d界——界面長度。

這樣可以直接模擬出汽液兩相間的熱量傳遞過程。

2) 質量傳遞模型

汽液兩相間的質量傳輸模型是采用熱相變模型，兩相流體分別通過相界面進行質量交換。

液相通過界面的熱量Q液為：

汽相通過界面熱量Q汽為：

由熱量守恒可知，Q液=-Q汽，則

H液界=H液,H汽界=H汽,飽和；

H液界=H液,飽和,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,飽和——液相飽和比焓；

H汽,飽和——汽相飽和比焓。

2.2 模擬工況

根據所建立的“平均通道”模型，結合AP1000蒸汽發生器熱工水力設計參數，不同工況下“平均通道”模型的邊界條件列于表1。入口邊界條件為給定的質量流量和流體溫度，出口邊界條件為給定的壓力，加熱壁面的熱通量為與高度相關的三次函數，其余壁面為對稱面。

表1 邊界條件設置Table 1 Boundary condition

3 計算結果分析

3.1 二次側傳熱特性分析

圖3給出了100%負荷工況下近壁面液體被加熱過程中汽化速率沿軸向高度的變化。可以看出順流段和逆流段近壁面汽化速率分別在軸向高度H約為1m和3m時達到最大值，而其他高度近壁面的汽化速率接近于零，因為入口預熱區過冷水被加熱，汽化速率趨近于零，順流段和逆流段分別在H約為1m和3m高度處水開始沸騰，進入沸騰區，壁面上汽化速率增大，擾動增大，壁面換熱系數增大。

圖3 近壁面汽化速率變化曲線Fig.3 Change of vaporization rate near wall

隨著高度的增加，流體進入穩定沸騰區，加熱面上形成穩定的蒸汽膜層[5]，近壁面汽化速率重新趨近于零。圖4示出100%負荷工況下傳熱管傳熱系數隨軸向高度的變化曲線。順流段和逆流段換熱系數在預熱區接近于常數，在H≈1m(順流段)和3m(逆流段)進入沸騰區，換熱系數急劇增大，進入穩定沸騰區后，換熱系數趨近于常數，由于順流段熱通量大，換熱性能強，換熱系數大；逆流段熱通量小，換熱性能弱，換熱系數小，其平均值位于兩者中間。目前蒸汽發生器的工程設計中通常采用Jens&Lottes公式[6]預測蒸汽發生器二次側表面沸騰過程的傳熱系數，為了便于比較，圖4給出了100%負荷工況下順逆流平均傳熱系數的代數平均值和Jens&Lottes公式預測值，可以看出通過數值計算得到傳熱系數的代數平均值為8998W/(m2·K)，而Jens&Lottes公式計算值為8770W/(m2·K)，兩者的誤差ε為2.6%，傳熱系數的數值計算結果和經驗公式預測值符合良好。

圖4 傳熱系數變化曲線Fig.4 Change of heat transfer coefficient

3.2 二次側含汽率分布規律

為保證蒸汽發生器安全可靠工作，避免二回路側水中雜質過度濃縮、傳熱管表面出現干濕交替導致的傳熱管腐蝕破裂及汽水分離器的負荷增加[7]，對傳熱管束二次側主要沸騰區域和含汽率分布的研究至關重要。蒸汽發生器100%負荷穩態過程中二次側含汽率數值計算結果如圖所示，圖5給出100%負荷穩態工況下蒸汽發生器二次側體積含汽率分布云圖，可以看出二次側順流段和逆流段流體在流動方向上被加熱成汽液兩相流體的過程，高度為1m(順流段)和3m(逆流段)處沸騰區汽液轉換最劇烈，預熱區為單相過冷水對流換熱，無汽體生成，隨著高度的增加，流體被持續加熱，穩定沸騰區含汽率呈逐漸增大的趨勢。圖6，圖7給出順、逆流段汽體的體積、質量含汽率沿傳熱管軸向高度的變化趨勢，順流段的體積、質量含汽率在沸騰區急劇增大，而在預熱區和穩定沸騰區呈水平保持不變，而逆流段在預熱區保持不變，經過沸騰區急劇增大后，在穩定沸騰區呈遞增趨勢，最終順、逆流段含汽率趨于相等，主要是因為與順流段相比，逆流段熱通量較小，換熱強度較弱，所以逆流段預熱段長，含汽率較小，且增大較慢。

圖5 體積含汽率分布云圖Fig.5 Vapor volume fraction contours

圖6 體積含汽率分布Fig.6 Distribution of vapor volume fraction

圖7 質量含汽率分布Fig.7 Distribution of vapor quality fraction

由于順、逆流段的綜合作用，蒸汽發生器二次側體積、質量含汽率呈增長趨勢，預熱段長度約為2m，出口質量含汽率達0.265左右。在滿功率穩態工況下AP1000蒸汽發生器的循環倍率約為3.7[8]，即質量含汽率為0.27左右，該數值計算結果與該型號蒸汽發生器的設計值基本吻合。

3.3 不同負荷對傳熱的影響

圖8和圖9給出了100%和70%功率負荷下的蒸汽發生器二次側體積含汽率和傳熱系數的平均值在軸向高度方向上的變化。可以看出不同負荷下二次側的體積含汽率和傳熱系數變化趨勢相同，但同等高度高負荷工況下，體積含汽率和傳熱系數較大，主要是因為負荷較小時，二回路運行壓力升高，飽和溫度也變大，且反應堆熱功率較小，蒸汽發生器傳熱管管壁熱通量較小，最終導致低功率水平下蒸汽發生器二次側預熱段變長，體積含汽率和傳熱系數減小。

圖8 不同功率下體積含汽率分布Fig.8 Distribution of vapor volume fraction under different loads

圖9 不同功率下傳熱系數分布Fig.9 Distribution of heat transfer coefficient under different loads

4 結論

本文采用基于模化理論，建立蒸汽發生器二次側“平均通道”模型，采用計算流體力學方法結合相界面模型，對蒸汽發生器三角形排列傳熱管二回路側汽水兩相流沸騰和穩態換熱過程進行數值模擬分析，結論如下：

(1) 利用“平均通道”模型，數值模擬方法能精確模擬蒸汽發生器二次側汽液兩相流沸騰和傳熱過程，數值計算的傳熱系數和Jens&Lottes經驗關聯式的預測值基本吻合。

(2) 滿負荷穩態運行時，沿二次側流體流動方向，流體由預熱區經過泡核沸騰區過渡到穩定沸騰區，含汽率逐漸增大，其中泡核沸騰區相變換熱最劇烈，出口質量含汽率為0.265，與AP1000蒸汽發生器設計值基本保持一致。

(3) 蒸汽發生器穩態運行時，隨著負荷的降低，二次側體積含汽率和傳熱系數均降低。

[1] 王成龍，叢騰龍，田文喜，等.蒸汽發生器傳熱管束過冷沸騰區兩相流動數值模擬[J].原子能科學技術，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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[5] 楊世銘，陶文銓.傳熱學[M].四版.北京：高等教育出版社，2006:301-350.

[6] 《蒸汽發生器》編寫組.蒸汽發生器[M].北京：原子能出版社，1982:124-186.

[7] 臧希年，申世飛.核電廠系統及設備[M].北京：清華大學出版社，2003:65-83.

[8] 孫漢虹.第三代核電技術AP1000[M].北京：中國電力出版社，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

劉 樂(1987—)，男，河南駐馬店人，工程師，碩士，現從事核反應堆熱工水力分析工作

TL333

A

0258-0918(2016)05-0611-06