小型压水堆螺旋管式直流蒸汽发生器热工水力特性试验及数值模拟研究

刘茂龙，刘利民，巢孟科，张 伟，肖 瑶，顾汉洋

(1.上海交通大学 核科学与工程学院，上海 200240；2.上海核工程研究设计院有限公司，上海 200233)

小型模块化反应堆具有良好的固有安全性、经济性和灵活性等特点，因此被世界各国所青睐。螺旋管式直流蒸汽发生器(H-OTSG)因其结构紧凑和换热效率高等特点被广泛应用于小型模块化反应堆中，如IRIS和HTR-10等堆型均采用了H-OTSG[1-2]。常见的H-OTSG由外部导流筒、中心筒和螺旋管束组成。

H-OTSG壳侧为螺旋管束区，反应堆冷却剂流经该区并与管侧二回路低温流体进行换热。管侧入口流体为过冷水，经与壳侧高温流体换热后生成过热蒸汽。不同螺旋直径的传热管以相同的升角围绕中心筒缠绕形成多层管束。一般地，所有螺旋管具有相同的管径、管长、轴向节距和径向节距以确保各层管束具有相同的传热能力。螺旋管束通常有两种布置方式：1) 所有螺旋管的缠绕方向相同(相同旋向)；2) 相邻层螺旋管的缠绕方向相反(交替旋向)。因此，壳侧几何极其复杂，使得准确预测螺旋管束中流动与传热特性十分困难。

对于螺旋单管内单相和两相的流动和传热特性多年来已有广泛研究[3-8]，一些研究评估了大范围运行参数下管侧热工水力模型的适用性[1，9]。螺旋管中的流动会显著受到二次流和离心力的影响，而二次流和离心力的强度受到螺旋管结构参数和运行参数的影响，包括水力直径、螺旋直径、压力、热流密度和质量流速。因此，H-OTSG中各层螺旋管束传热特性也不尽相同。

由于试验的难度大、成本高，目前公开文献中少有对H-OTSG壳侧热工水力特性的研究，壳侧结构参数对流动和传热的影响尚不明确。Gilli[10]通过引入有效自由流通面积因子计算壳侧平均流速，并且基于横掠直管束模型，加入各类结构修正因子开发了半经验壳侧阻力和传热关系式，但该关系式并未经过充分验证。当螺旋升角较小时，一些研究认为采用横掠直管束模型对壳侧阻力和传热进行预测具有足够的精确度。Genic等[11]对3种结构的H-OTSG进行了试验研究，并基于试验结果得到了适用于壳侧的传热模型，但该模型并不具有普适性。

为此，本文针对某小型模块化压水堆全尺寸H-OTSG开展稳态流动传热特性和流动不稳定性试验研究。

1 试验系统

1.1 试验回路

H-OTSG热工水力特性试验在如图1所示的上海交通大学热工水力试验回路GETHY上开展。试验回路包括壳侧回路、管侧回路以及辅助回路。壳侧回路为闭式回路，回路内的去离子水由两台离心泵驱动，由热功率为6 MW的预热器加热至预定温度后进入H-OTSG试验本体的壳侧。壳侧流体经过与低温的管侧流体换热后流出试验本体，随之在混合室中与旁通支路流体混合，而后返回离心泵入口。壳侧流体的压力由辅助支路的稳压器支路控制，而壳侧流量由旁通支路以及壳侧回路的两个电动调节阀控制。管侧回路为开式回路，管侧流体由离心泵驱动从去离子水箱中进入200 kW的预热器，通过预热器加热至预定温度后进入入口集管。而后流体由入口集管分配至10个平行入口支路，各支路均分别与入口集管和H-OTSG内各层螺旋管束相连。每个入口支路分别由1个电动调节阀、1个文丘里流量计、1个1.0 mm铠装N型热电偶和1个横河EJA110A压差传感器控制入口节流阻力并测量各支路的流量、入口温度和入口节流阻力。管侧回路的压力和流量均通过调整离心泵转速和离心泵出口处的调节阀来控制。

图1 H-OTSG热工水力特性试验回路示意图Fig.1 Schematic diagram of H-OTSG thermal-hydraulic characteristic test facility

1.2 试验本体

H-OTSG试验本体结构示意图如图2所示，试验本体外表面由保温棉包裹实现隔热处理，并且微小的热损失也考虑其中。

图2 试验本体Fig.2 Test section

H-OTSG内螺旋管束由85根螺旋管组成，所有螺旋管具有相同的结构，其内径和外径分别为10.0 mm及14.0 mm，其管长为11.1 m，螺旋升角为7.6°。H-OTSG内螺旋管束根据螺旋半径被分为10层，通过调整各层螺旋管数量以及螺旋直径，保持各层螺旋管束的径向和轴向节距均为20.0 mm，实现各层螺旋管束间流动传热特性相似。最内层螺旋管数为5，最外层螺旋管数为12，而螺旋半径最小值为230.0 mm，最大值为590.0 mm。

1.3 试验工况

在先前研究的基础上，本研究将壳侧出口压力降低至13.5 MPa[12]，进一步研究壳侧压力对H-OSTG传热特性以及流动不稳定性的影响。本研究开展了5种不同热功率(0.6～2.3 MW)条件下H-OSTG的热工水力特性试验，研究壳侧压力对热工水力特性的影响，各试验工况的参数列于表1。

表1 试验工况Table 1 Experimental condition

图3 壳侧及管侧的温度、质量流量随热功率的变化Fig.3 Variation of shell-side and tube-side temperatures and mass flow rates with thermal power

1.4 试验流程

为研究H-OSTG在不同加热功率下的稳态传热特性，需要通过对各层螺旋管数的入口设置合适的入口节流阻力，以满足两个条件：1) 各层入口支路的流量振荡幅度不超过平均值的±10%；2) 各层出口蒸汽平均温度相差不超过2 ℃。H-OSTG在不同加热功率下流动不稳定性的研究，需在稳态试验的基础上不断降低入口节流阻力，获得使各层入口支路的流量振幅恰好为平均值的±10%的流动不稳定边界。

2 试验结果与讨论

2.1 功率对稳态传热特性的影响

壳侧及管侧的温度、质量流量随热功率的变化如图3所示，管侧出口温度随着热功率的增加而升高，但上升速率不断降低，这是因为随着热功率的提高，壳侧流量与管侧流量之比减小，使得管侧单位质量流体的传热量随热功率的增加而降低。当热功率小于1.2 MW时，管侧出口温度与壳侧入口温度基本一致，这是由于H-OTSG有足够的换热余量，因此管侧流体在未到达出口时已升温至与其换热的当地壳侧流体温度。随着热功率增加，换热余量不断降低，使得管侧出口温度与壳侧入口温度的温差增高。因此若继续采用该工况设计的参数变化趋势提高热功率，则存在一个使得管侧出口温度最高的功率最大值。

2.2 运行参数对稳态传热特性的影响

本文研究管侧压力、壳侧入口温度和壳侧压力对于H-OTSG平均换热系数(HTC)的影响。将H-OTSG的平均HTC定义为总热功率与管壳侧对数平均温差之比，运行参数对H-OTSG平均HTC的影响如图4所示。图4中，Ts，i为壳侧入口温度，pt为管侧压力，ps为壳侧压力。由图4可见，降低管侧压力和提升壳侧入口温度均能提高H-OTSG平均HTC，而壳侧压力变化对于H-OTSG平均HTC的影响在目前的研究参数范围内可以忽略。随着管侧压力增加，管侧流体饱和温度提高，推迟管侧过冷沸腾起始点且降低沸腾传热段管壳侧流体温差，使得换热量及H-OTSG平均HTC降低。而随着壳侧流体温度增加，壳侧流体雷诺数提高，进而提高壳侧的换热能力和H-OTSG平均HTC。壳侧压力降低则会降低壳侧流体雷诺数，但是影响较小。不同管侧压力或不同壳侧入口温度下H-OTSG平均HTC的差距随着功率的提高而增大，这是因为低功率工况下具有较大的换热余量，使得各运行参数对管侧换热的影响可以忽略，而换热余量随功率的增加而降低，各运行参数的影响变得显著。

图4 运行参数对H-OTSG平均HTC的影响Fig.4 Effect of operational parameter on average HTC

2.3 流动不稳定性

图5 流动不稳定边界的平均入口节流阻力及系数随管侧压力的变化Fig.5 Variation of average inlet throttling pressure drop and factor with tube-side pressure at flow instability boundary

由于H-OTSG管侧参数分布会受到壳侧参数影响，因此本研究中当管侧压力为3.0 MPa时，提高壳侧入口温度6 ℃并保持其余参数一致后，获得如图6所示流动不稳定边界的平均入口节流阻力及系数随壳侧入口温度的变化。由图6可看出，当壳侧入口温度提升后，会小幅增加平均入口节流系数。这是因为当壳侧入口温度提高后，壳侧流体密度降低，换热系数提高，进而导致管侧提前发生过冷沸腾，使得单相段长度降低，系统稳定性降低。同样壳侧入口质量流量及壳侧系统压力的变化也会影响壳侧HTC进而影响管侧的单相段长度，从而影响系统的稳定性，但相对于管侧参数对流动不稳定边界的影响较弱。

图6 流动不稳定边界的平均入口节流阻力及系数随壳侧入口温度的变化Fig.6 Variation of average inlet throttling pressure drop and factor with shell-side inlet temperature at flow instability boundary

2.4 SGTH-1D程序模拟

本文使用团队开发的一维热工水力分析程序SGTH-1D[1]对H-OTSG稳态工况和流动不稳定性工况进行了数值模拟。SGTH-1D程序的节点划分如图7所示。各层螺旋管束均采用倾斜直管(管道200～209)进行模拟，壳侧流道采用垂直环状管道(环形通道420)实现模拟。采用热构件(热构件1200～1209)模拟H-OTSG管侧与壳侧间的热量传递。

图7 H-OTSG节点划分Fig.7 Nodalization of H-OTSG

图8示出稳态工况下H-OTSG壳侧与管侧出口温度计算值与试验值的对比。由图8可看出，SGTH-1D程序可准确预测壳侧与管侧的出口温度，且计算值与试验值的偏差均小于±1 ℃。图9示出不同工况下H-OTSG的流动不稳定边界平均入口节流系数计算值与试验值的对比。由图9可看出，当功率高于1.2 MW、管侧压力较低时，SGTH-1D程序可以较为准确地预测在不同工况下流动不稳定边界的入口节流系数，除管侧低压工况，相对误差均在±20%范围内。因此SGTH-1D程序的预测结果是保守的，在工程应用中具有可行性。

图8 稳态工况程序计算值与试验值的对比Fig.8 Comparison between simulation and experiment values under steady state

图9 流动不稳定边界平均入口节流系数计算值与试验值的对比Fig.9 Comparison between simulation and experiment values of average inlet throttling factor at flow instability boundary

3 结论

本研究依托上海交通大学热工水力试验室GETHY试验台架开展了H-OTSG热工水力特性试验研究，所得到的主要结论如下。

1) 在稳态工况下试验段的平均换热系数随着热功率先增加后降低。由于H-OTSG的换热能力强，在低功率时平均传热系数对管侧压力和壳侧入口温度的变化不敏感。当热功率大于1.2 MW时，平均换热系数随着管侧压力的降低和壳侧入口温度的升高而增大。

2) 在发生流动不稳定性时，提升管侧压力或降低壳侧入口温度均可提高的系统稳定性。但相对于管侧参数，壳侧参数对流动不稳定边界的影响较弱。

3) 使用一维热工水力安全分析程序SGTH-1D可准确地预测H-OTSG的整体热工水力特性，其计算的壳侧与管侧出口温度与试验值偏差小于±1 ℃，流动不稳定边界的平均入口节流系数的预测保守且其相对误差大多在±20%范围内。