压水堆蒸汽发生器热工水力试验关键技术研究

廖 波，王 永，王先元

(1.中核武汉核电运行技术股份有限公司，湖北 武汉 430223；2.核动力运行研究所，湖北 武汉 430074)

压水堆蒸汽发生器热工水力性能对于核电站安全经济运行具有重要影响，其研究方法主要分为数值模拟和验证试验[1]。国内外多个研究机构开发了蒸汽发生器热工水力分析专用软件，可获得关键热工水力参数分布用于优化蒸汽发生器设计和性能分析，如ATHOS、GENEPI、STAF等[2-6]。新型压水堆蒸汽发生器及热工水力分析软件在工程应用前均需要通过试验验证性能。由于压水堆蒸汽发生器规模庞大、结构紧凑、流场复杂，为降低试验成本，可基于模拟准则[7]和相似准则[8]开展缩比模化试验验证设计综合性能[9-10]。然而通过热态试验准确获取其综合性能关键参数温度、循环倍率、水位、空泡份额、蒸汽湿度等，存在如下难题：1) 获取蒸汽发生器一次侧传热管内流体温度分布需穿过两层压力边界；2) 蒸汽发生器两相混合液位准确测量和瞬态快速跟随；3) 蒸汽发生器二次侧管束窄间距高温高压环境下的气液两相流空泡份额测量；4) 饱和蒸汽的极低湿度测量等。一些学者对单项测量技术进行了研究，如导波雷达液位计测量两相混合液位[11]，光纤探针法[12-13]、伽马射线吸收法和压差法测量高温高压气液两相流空泡份额[14-15]，示踪元素法测量饱和蒸汽湿度[16]等。本文基于比例模化和相似理论缩比设计蒸汽发生器试验模拟体，应用蒸汽发生器一维和三维热工水力分析软件优化测点布置，集中采用多种测量技术获得热工水力关键参数，如一二次侧温度、循环倍率、水位、空泡份额、湿度等，在核动力运行研究所30 MW试验台架上完成多型自然循环蒸汽发生器热工水力综合性能试验验证。

1 蒸汽发生器数值模拟优化测点布置

为了优化蒸汽发生器热工水力性能试验模拟体设计和关键参数测点布置，分别采用一维和三维蒸汽发生器热工水力分析软件进行数值模拟，获得蒸汽发生器在试验工况下的一、二次侧流场信息，包括一次侧流体温度、二次侧流体温度、压降、空泡份额分布等。

1.1 蒸汽发生器一维热工水力分析程序数值模拟

采用自主开发的蒸汽发生器一维稳态热工水力分析程序SGTHA对蒸汽发生器模拟体进行热工水力计算。该程序一次侧对流换热计算考虑了层流、紊流和过渡流以及黏性对传热系数的影响；二次侧传热考虑了对流、过冷沸腾和饱和沸腾对传热系数的影响，两相流动参数计算可选用均匀流或滑移流模型。各传热系数、流动阻力系数、两相复合因子、滑速比等均采用相应的经验关系式。热工计算和水动力计算相互耦合迭代，最终通过二次侧驱动压头与下降管流动阻力平衡求解相应参数。采用一维程序计算得到的某型蒸汽发生器模拟体在试验工况下的空泡份额变化曲线如图1所示，同一高度冷侧空泡份额明显低于热侧，热侧在0.47 m以下、冷侧在3.12 m以下区域空泡份额几乎为0，因此在该区域无需布置空泡份额测点。热侧空泡份额迅速增加，在2.5 m即超过60%，4 m处达到71%，随着高度增加变化趋缓；冷侧变化趋势则相对缓慢，在7 m处空泡份额约42%。根据空泡份额变化曲线结合现场平台高度选取1.25、3.75、4.7、6.5 m所在横截面布置空泡份额冷热侧测点。某型蒸汽发生器额定工况二次侧构件压降一维程序计算结果如图2所示，随着高度增加，支撑板压降不断增大，可根据阻力计算结果指导试验模拟体二次侧自然循环能力设计和各支撑板及汽水分离器阻力测量的差压变送器量程选取。

图1 空泡份额变化曲线及测点高度布置Fig.1 Variation curve of void fraction and measuring point height arrangement

图2 二次侧构件压降沿高度分布Fig.2 Secondary side component pressure drop distribution along height

1.2 蒸汽发生器二次侧三维两相流场数值模拟

ATHOS是EPRI开发的适用于压水堆蒸汽发生器设计优化和性能预测的三维稳态和瞬态热工水力分析软件，几何模型简化为1/2蒸汽发生器，各种构件的几何参数根据具体应用进行设置。蒸汽发生器二次侧三维热工水力参数分布采用多孔介质分布阻力法计算。气液两相热平衡可选用均相流和代数滑移流模型。通过耦合一、二次侧流动传热迭代求解获取流场信息[3-4]。ATHOS采用合适的边界条件求解控制方程，其边界条件包括：一次侧流体质量流量，二次侧给水流量，二次侧给水温度，蒸汽压力及水位高度等。采用有限控制体积法结合经验公式，通过求解连续性方程、动量守恒方程及能量守恒方程得到管束区三维流场分布。模拟计算采用的相关经验关系式为：一次侧单相强迫对流湍流传热采用Dittus-Boelter及其修正形式的关系式。二次侧换热分为单相强迫对流传热(过冷液体和过热蒸汽)、过冷沸腾及饱和沸腾换热，可选用Lellouche-Zolotar、Rohsenow、Collier-Pulling、Chen关系式计算换热系数。选用两相复合倍增因子Thom、Owens、Martinelli-Nelson关系式来修正两相流摩擦阻力损失[1-2]。收敛准则物理量为压力、循环倍率、热负荷等。图3、4为采用ATHOS/SGAP V3.1软件模拟计算得到的某型蒸汽发生器满功率工况下的二次侧温度场和空泡份额分布，据此可指导冷热侧温度和空泡份额测点布置。例如，由于蒸汽发生器冷侧过冷段较长，在第5块支撑板以下区域空份额几乎为0，因此在该区域无需设置空泡份额测点。二次侧管板附近，轴向温度梯度和横截面冷热侧差异较大，因此在传热管束的下端管板附近热侧第2块支撑板、冷侧第5块支撑板以下区域重点设置温度测点，而在以上区域基本为饱和温度，无需或少量布置温度测点。

图3 蒸汽发生器二次侧流体温度分布Fig.3 Temperature distribution of steam generator secondary side fluid

图4 蒸汽发生器二次侧空泡份额分布Fig.4 Void fraction distribution of steam generator secondary side

2 试验模拟体及系统

压水堆蒸汽发生器管束包含上万根U型传热管。为降低试验成本，性能试验采用具有典型代表性的少量传热管代替真实管束，即在筒径方向上做适当的缩比。基于自然循环模拟准则[7]，遵循等高、等物性、阻力相似原则[8]设计蒸汽发生器试验模拟体。采用的传热管材料、规格尺寸、布置方式、管束高度、支撑板数量及流通面积比均与原型相同或近似。一二次侧温度、蒸汽压力、循环倍率等试验参数与蒸汽发生器原型运行参数相同，一二次侧流量遵循等流速原则按比例缩小。蒸汽发生器试验模拟体设计如图5所示，包括筒体及封头组件、管板及管束组件(含支撑板)、给水组件、下降管组件、汽水分离及干燥器组件、测温组件等[17]。为便于下降通道流量测量和试验体内部的温度、压力、流速和空泡份额测点布置，采用带有全通径球阀的下降管代替蒸汽发生器的环形下降通道。通过调整下降管球阀开度和试验模拟体水位高度调节蒸汽发生器循环倍率。

图5 蒸汽发生器试验模拟体Fig.5 Steam generator test simulator

核动力运行研究所蒸汽发生器综合试验系统模拟压水堆核动力装置的典型工艺流程，由一、二、三回路组成，如图6所示，设计参数列于表1。其试验能力完全覆盖现有的压水堆核电站主要的参数范围，具备开展1∶1高度的核电蒸汽发生器综合性能试验的能力。在一回路系统中，以30 MW燃油热水锅炉作为热源代替反应堆，蒸汽发生器模拟体是联结一、二回路的枢纽，为二回路提供饱和蒸汽；二回路系统是一个由给水泵、给水加热器、除氧器、减温减压装置、凝汽器等构成的汽水循环回路。给水经过给水接管进入蒸汽发生器试验模拟体加热后产生蒸汽，饱和蒸汽通过主蒸汽管道及各级抽汽管道进行分配。部分蒸汽分别通过高压加热器、除氧器和低压加热器抽汽管道进入各级加热器形成抽汽加热子系统；主要蒸汽进入减压减温装置降低参数后进入凝汽器冷凝，冷凝水经过冷凝泵通过低压加热器加热后进入除氧器，从除氧器出来的水经给水泵进入高压加热器加热后，达到试验体所需要的给水温度进入试验模拟体，形成闭式热力循环系统。

图6 蒸汽发生器热工水力试验系统流程图Fig.6 Flow chart of thermal hydraulic test system of steam generator

表1 蒸汽发生器综合试验台架设计参数Table 1 Design parameter of steam generator comprehensive test platform

3 关键参数测量方法及结果

3.1 温度测量

1) 一次侧流体温度测量

受管间距空间限制，选取管束外缘的一根传热管作为重点测温对象，沿传热管长方向一次侧流体温度采用精度为±0.4%的1/16 in的铠装热电偶和1/16 in卡套管接头密封穿过传热管和筒体两层压力边界测量，如图7所示。图8为采用上述测量方法获得的蒸汽发生器模拟体在某工况下传热管内流体温度沿管长的温度分布，与一维程序计算结果吻合良好。

图7 一次侧流体温度传感器安装方式Fig.7 Installation method of primary side fluid temperature sensor

图8 一次侧流体温度测量值与计算值比较Fig.8 Comparison of measured and calculated primary side fluid temperatures

2) 二次侧流体温度测量

二次侧流体温度采用精度为±0.4%的1/8 in T型铠装热电偶进行测量，热电偶按不同的轴向高度和径向插深布置在传热管管束中心区域。具体的测量方法为在筒体上的测点位置就近开孔，采用卡套管接头密封的方式直接引出，蒸汽发生器横截面二次侧流体温度测点如图9所示，热电偶插入深度为图中管束中心区域黑点所在的传热管附近。图10为某蒸汽发生器冷热侧流体温度测量值与一维程序计算值对比曲线，试验测得了冷热侧沸腾起始点高度。由于一维程序没有考虑冷热侧流体混合，因此计算得到的冷侧沸腾起始点较高，与试验测量结果存在偏差。而采用三维软件能改进该不足，冷侧沸腾起始点与测量结果接近，具有更高的预测精度。

图9 蒸汽发生器横截面二次侧流体温度测点Fig.9 Secondary side fluid temperature measuring point of steam generator cross section

图10 二次侧流体温度测量值与计算值比较Fig.10 Comparison of measured and calculated secondary side fluid temperatures

3.2 循环倍率测量及控制

循环倍率是反映蒸汽发生器运行状态和自然循环能力的重要参数。为了降低下降段阻力提高自然循环能力，采用非侵入外夹式超声波流量计测量下降管流量，流速测量精度为读数的±0.5%。额定工况下，当下降管球阀全开时，模拟体循环倍率高达6.75，高于设计值3.8，表明蒸汽发生器模拟体二次侧具有良好的自然循环状态且循环倍率具备较高的调节裕量。通过逐渐减小下降管球阀开度增加下降通道阻力实现循环倍率连续降低，达到试验工况循环倍率精确控制要求。

分别采用流量法和热力学法测量计算循环倍率。流量法通过超声波流量计测量得到下降管的再循环水质量流量与蒸汽质量流量比值计算得到循环倍率。热力学法通过测量给水、再循环水、给水与再循环水混合后温度计算得到循环倍率[9]。两种方法测得的循环倍率比较列于表2，随着循环倍率增加，流量法和热力学法之间相对偏差先减小后逐渐变大。这可能与蒸汽下携带对超声波流量计测量精度影响有关，但二者之间的相对偏差在工况范围内没有超过±5%。

表2 流量法和热力学法获得循环倍率比较Table 2 Comparison of circulating rate obtained by flow method and thermodynamic method

3.3 水位测量

蒸汽发生器的水位是其运行过程中的重要监控参数，因瞬态时气液两相的膨胀和收缩特性引起的虚假水位现象使水位的快速准确测量变得困难[18]。导波雷达液位计的工作原理是电磁波脉冲沿着传感器导杆向介质表面传播，脉冲信号被介质表面反射，然后被传感器接收，传感器通过脉冲信号传播速度以及发射、接收信号之间的时间差算出水位。导波雷达液位计对液位波动较大的介质测量更稳定，可对高温、高压(+450 ℃，40 MPa)工况的液位进行精确、稳定测量，典型应用有锅炉汽包液位、高/低压加热器液位、凝汽器、除氧器液位等。试验采用精度为±2 mm的E+H导波雷达水位计配置符合GB150压力容器标准的测量筒、精度为0.1级的差压变送器配置平衡罐取压并结合密度修正两种方法实现蒸汽发生器水位冗余测量，相互校验，且能够远传连续的水位信号到采集系统。图11为某新型蒸汽发生器在稳态和瞬态工况下导波雷达、差压法测量水位变化曲线，二者相对偏差均未超过±1.5%，且在瞬态工况下导波雷达可以快速准确跟踪蒸汽发生器水位的变化。

图11 导波雷达与差压法测量蒸汽发生器的水位变化Fig.11 Water level of steam generator by guided wave radar and differential pressure method

3.4 空泡份额测量

空泡份额是气液两相流动换热中的重要基础参数之一。采用光纤探针法、伽马射线法、压差法测量蒸汽发生器二次侧截面平均空泡份额。光纤探针法测量局部瞬时空泡份额，伽马射线法测量线平均空泡份额，压差法测量体积平均空泡份额。

1) 光纤探针法

蒸汽发生器二次侧温度和压力较高，选用法国RBI公司的高温高压光纤探针最高工作温度为360 ℃，最高工作压力为15.6 MPa，光纤敏感端头直径小于80 μm，采样频率为1 MHz，空泡份额测量相对不确定度可达0.1%。高温高压探针共有两种结构，一种是单探头探针，直径为2 mm，用来测量空泡份额；另一种是双探头探针，直径为6.35 mm，可同时用来测量空泡份额和气泡速度。由于蒸汽发生器模拟体管束间隙约4 mm，受最小弯管半径限制管廊区间距大于20 mm，因此，可选择单探头探针布置于管束区，双探头探针布置于管廊区测量空泡份额。蒸汽发生器某截面空泡份额光纤探针测点布置和伽马射线法测量通道示意图如图12所示。

图12 蒸汽发生器某横截面空泡份额测点布置图Fig.12 Layout of measuring point for void fraction in cross section of steam generator

2) 伽马射线法

伽马射线法测量气液两相流空泡份额的基本原理是根据气、液两种介质对射线的吸收特性不同来进行测量的。气相密度小，射线强度衰减较少；液相密度大，射线强度衰减较大；在气液两相中射线强度衰减介于二者之间。伽马射线法是一种非接触式的测量方法，不会破坏管道中的流场和温度场的自然分布，适用于高温高压条件下测量。射线源与接收器须精确定位确保射线穿过管束间隙并通过步进电机同步移动，实现整个截面的扫描测量。伽马射线法测量空泡份额的原始数据包括3部分：二次侧全气标定、全水标定和两相测量。通过测量二次侧全气、全水及两相工况下的计数率，推算出射线照射区域的气液两相流空泡份额[15]。全气标定是在二次侧充满常温常压空气、一次侧充满常温常压水的条件下，测量相同位置的计数率C1。全水标定是在二次侧充满常温常压水、一次侧同样充满常温常压水的条件下，测量射线穿过管束间隙的计数率C2。两相测量是在二次侧高温高压汽水两相混合物，一次侧是高温高压水的工况下，完成相同位置的计数率C3测量。图13为伽马射线法扫描蒸汽发生器横截面空泡份额在某工况下计数率及空泡份额的变化。可看出，全气、全水和两相计数率曲线的波峰波谷一一对应，表明3次测量均精确定位了管束间隙。根据C1、C2、和C3曲线，可求得实时密度，进而得到蒸汽发生器横截面从冷侧移动到热侧的空泡份额曲线V。

图13 伽马射线法空泡份额测量计数率及空泡份额变化曲线Fig.13 Count rate and void fraction variation by gamma-ray method

3) 压差法

在蒸汽发生器待测截面上下设置取压点，采用精度为0.1级的差压变送器测量得到该管段的总压降，选取Martinelli-Nelson预测模型对两相流摩擦压降进行估算并剔除，忽略加速压降，得到重位压降，从而计算这两个截面之间的体积平均空泡份额，采用该数据处理方法得到空泡份额最大相对不确定度约15%[15]。

4) 空泡份额测量与数值计算结果对比

蒸汽发生器模拟体传热管束直管段总高约9.2 m。基于一维计算空泡份额分析结果，选取距管板上表面高度1.25、3.75、4.7 、6.5 m所在横截面作为空泡份额测量截面布置测点。采用光纤探针法、伽马射线法和压差法，测得了蒸汽发生器模拟体内二次侧不同高度的空泡份额。空泡份额测量值与数值计算结果对比列于表3。1.25 m截面采用单探针测量热侧管束中心区域，光纤探针测量值最高。3.75 m管廊区热侧为双探针测量，光纤探针法、伽马射线法空泡份额测量值与三维计算值较为接近。4.7 m截面管廊区采用双探针测量，测量值与一维计算冷侧值偏差较大，而与三维计算结果接近。但是热侧计算值与光纤探针法和压差法的测量值较为接近，相对偏差不超过±10%。6.5 m截面冷侧的光纤探针贴近冷侧壁面，测量值69.8%低于伽马射线法测量值，但远远大于一维理论计算值38.5%，与三维计算结果71%接近。这是由于一维程序没有考虑冷热侧的横向流动混合，导致一维计算结果与试验测量值偏差较大。

表3 某工况空泡份额测量值与数值计算结果对比Table 3 Comparison of measurement and numerical simulation results of void fraction

由于蒸汽发生器二次侧下部空泡份额变化较为剧烈，且冷热侧差异较大，导致下部区域3种方法测得的空泡份额差别较大。随着高度增加，冷热侧空泡份额差异减小，管束中上部区域3种方法测量结果逐渐接近。在热侧管束区窄缝通道内，光纤探针法测得的空泡份额总是最大。这是由于光纤探针法测量的是子通道中心的空泡份额，而液体总是容易附着在管道壁面，气泡向管束中心迁移，导致子通道中心的空泡份额通常大于壁面附近的空泡份额。而管廊区的空泡份额测量值，受到窄缝通道的影响较小，光纤探针法和伽马射线法的测量值基本一致，偏差较小。总体上，空泡份额试验测量结果介于一维计算的冷侧和热侧空泡份额之间。在3.75 m以上的高空泡份额区域，三维计算的空泡份额分布与试验测量结果较为接近，相对偏差均不超过±10%。伽马射线法能真实地反映管束区和管廊区的空泡份额，而压差法不能分开测量管束区、管廊区和近壁区。由于蒸汽发生器内子通道以及管束结构的复杂性，很难准确剔除两相摩擦压降，建议优先采用伽马射线法测得的空泡份额数据。

3.5 蒸汽湿度测量

蒸汽湿度是评价蒸汽发生器汽水分离器性能和蒸汽品质的重要参数。本文选取铯(Cs)作为示踪元素，非放射性的碳酸铯(Cs2CO3)作示踪剂，利用盐分只溶解于水而不溶解于蒸汽的特性测量饱和蒸汽的湿度。蒸汽发生器试验本体加药时机为建立试验工况至少2 h之前，目的是保证Cs离子均匀扩散于再循环水中。取样时机为到达试验工况稳定运行至满足冷凝器完全置换时间后，蒸汽在冷凝器中实现全流量冷凝后取样的Cs含量代表出口蒸汽的Cs含量。采用Cs离子检出下限达0.02 ppb的ICP-MS质谱仪测定冷凝器与再循环水中Cs离子浓度来确定蒸汽湿度。按质量平衡，湿蒸汽的示踪元素总量等于所携带湿分含有的该元素的量[16]。表4列出采用示踪元素法获得的某新型蒸汽发生器在50%、80%、100%功率负荷出口蒸汽湿度测量结果，均小于0.02%，表明该型蒸汽发生器汽水分离性能优良，蒸汽品质较高。

表4 某新型蒸汽发生器不同功率负荷蒸汽湿度测量结果Table 4 Measurement result of steam wetness of new steam generator with different power loads

4 结论

新型核电蒸汽发生器和热工水力分析软件自主研制开发后均需要开展热工水力性能试验进行设计验证。本文研究了压水堆蒸汽发生器热工水力试验设计和关键测量技术，结论如下。

1) 采用蒸汽发生器一维和三维热工水力分析程序获得了温度、空泡份额、压降等关键参数，优化了蒸汽发生器试验模拟体设计及测点布置。

2) 采用带球阀的下降管模拟蒸汽发生器下降通道能实现循环倍率的精确控制和测量。创新设计的测温密封组件穿过两层压力边界，获得了沿传热管长方向的一次侧流体温度分布，与一维程序计算结果吻合良好。遵循等高、等物性、阻力相似原则缩比设计的试验模拟体可用于蒸汽发生器程序验证和性能考核。

3) 采用导波雷达液位计测量蒸汽发生器水位，与差压式液位测量法相比在稳态和瞬态工况下相对偏差均未超过±1.5%，且在瞬态工况下导波雷达可快速准确跟踪蒸汽发生器水位的变化。

4) 采用光纤探针法、伽马射线法和压差法测得并比较了蒸汽发生器二次侧点、线、体平均空泡份额，在高空泡份额区域，与三维软件计算结果相对偏差小于±10%。光纤探针法可测量管束区子通道内的局部瞬时空泡份额。伽马射线法可测量管束区窄缝通道内的线平均空泡份额，通过扫描获得截面平均空泡份额。压差法可测量两个取压截面之间的体积平均空泡份额。考虑到压差法剔除摩擦压降引入的误差，建议优先采用伽马射线法测量截面平均空泡份额。

5) 采用蒸汽全流量冷凝的示踪元素法测得了湿度均低于0.02%的某新型蒸汽发生器50%、80%、100%功率负荷下的蒸汽湿度。

6) 在核动力运行研究所30 MW蒸汽发生器综合性能试验台架上，集中应用上述蒸汽发生器热工水力试验的关键技术，开展了全温全压热态试验，获得了一二次侧流体温度、循环倍率、水位、空泡份额、蒸汽湿度等关键参数，为蒸汽发生器热工水力分析软件验证和多种新型蒸汽发生器综合性能考核提供了数据支撑。