劉茂龍，劉利民，巢孟科，張 偉，肖 瑤，顧漢洋

(1.上海交通大學(xué) 核科學(xué)與工程學(xué)院，上海 200240；2.上海核工程研究設(shè)計院有限公司，上海 200233)

小型模塊化反應(yīng)堆具有良好的固有安全性、經(jīng)濟性和靈活性等特點，因此被世界各國所青睞。螺旋管式直流蒸汽發(fā)生器(H-OTSG)因其結(jié)構(gòu)緊湊和換熱效率高等特點被廣泛應(yīng)用于小型模塊化反應(yīng)堆中，如IRIS和HTR-10等堆型均采用了H-OTSG[1-2]。常見的H-OTSG由外部導(dǎo)流筒、中心筒和螺旋管束組成。

H-OTSG殼側(cè)為螺旋管束區(qū)，反應(yīng)堆冷卻劑流經(jīng)該區(qū)并與管側(cè)二回路低溫流體進行換熱。管側(cè)入口流體為過冷水，經(jīng)與殼側(cè)高溫流體換熱后生成過熱蒸汽。不同螺旋直徑的傳熱管以相同的升角圍繞中心筒纏繞形成多層管束。一般地，所有螺旋管具有相同的管徑、管長、軸向節(jié)距和徑向節(jié)距以確保各層管束具有相同的傳熱能力。螺旋管束通常有兩種布置方式：1) 所有螺旋管的纏繞方向相同(相同旋向)；2) 相鄰層螺旋管的纏繞方向相反(交替旋向)。因此，殼側(cè)幾何極其復(fù)雜，使得準(zhǔn)確預(yù)測螺旋管束中流動與傳熱特性十分困難。

對于螺旋單管內(nèi)單相和兩相的流動和傳熱特性多年來已有廣泛研究[3-8]，一些研究評估了大范圍運行參數(shù)下管側(cè)熱工水力模型的適用性[1，9]。螺旋管中的流動會顯著受到二次流和離心力的影響，而二次流和離心力的強度受到螺旋管結(jié)構(gòu)參數(shù)和運行參數(shù)的影響，包括水力直徑、螺旋直徑、壓力、熱流密度和質(zhì)量流速。因此，H-OTSG中各層螺旋管束傳熱特性也不盡相同。

由于試驗的難度大、成本高，目前公開文獻中少有對H-OTSG殼側(cè)熱工水力特性的研究，殼側(cè)結(jié)構(gòu)參數(shù)對流動和傳熱的影響尚不明確。Gilli[10]通過引入有效自由流通面積因子計算殼側(cè)平均流速，并且基于橫掠直管束模型，加入各類結(jié)構(gòu)修正因子開發(fā)了半經(jīng)驗殼側(cè)阻力和傳熱關(guān)系式，但該關(guān)系式并未經(jīng)過充分驗證。當(dāng)螺旋升角較小時，一些研究認(rèn)為采用橫掠直管束模型對殼側(cè)阻力和傳熱進行預(yù)測具有足夠的精確度。Genic等[11]對3種結(jié)構(gòu)的H-OTSG進行了試驗研究，并基于試驗結(jié)果得到了適用于殼側(cè)的傳熱模型，但該模型并不具有普適性。

為此，本文針對某小型模塊化壓水堆全尺寸H-OTSG開展穩(wěn)態(tài)流動傳熱特性和流動不穩(wěn)定性試驗研究。

1 試驗系統(tǒng)

1.1 試驗回路

H-OTSG熱工水力特性試驗在如圖1所示的上海交通大學(xué)熱工水力試驗回路GETHY上開展。試驗回路包括殼側(cè)回路、管側(cè)回路以及輔助回路。殼側(cè)回路為閉式回路，回路內(nèi)的去離子水由兩臺離心泵驅(qū)動，由熱功率為6 MW的預(yù)熱器加熱至預(yù)定溫度后進入H-OTSG試驗本體的殼側(cè)。殼側(cè)流體經(jīng)過與低溫的管側(cè)流體換熱后流出試驗本體，隨之在混合室中與旁通支路流體混合，而后返回離心泵入口。殼側(cè)流體的壓力由輔助支路的穩(wěn)壓器支路控制，而殼側(cè)流量由旁通支路以及殼側(cè)回路的兩個電動調(diào)節(jié)閥控制。管側(cè)回路為開式回路，管側(cè)流體由離心泵驅(qū)動從去離子水箱中進入200 kW的預(yù)熱器，通過預(yù)熱器加熱至預(yù)定溫度后進入入口集管。而后流體由入口集管分配至10個平行入口支路，各支路均分別與入口集管和H-OTSG內(nèi)各層螺旋管束相連。每個入口支路分別由1個電動調(diào)節(jié)閥、1個文丘里流量計、1個1.0 mm鎧裝N型熱電偶和1個橫河EJA110A壓差傳感器控制入口節(jié)流阻力并測量各支路的流量、入口溫度和入口節(jié)流阻力。管側(cè)回路的壓力和流量均通過調(diào)整離心泵轉(zhuǎn)速和離心泵出口處的調(diào)節(jié)閥來控制。

圖1 H-OTSG熱工水力特性試驗回路示意圖Fig.1 Schematic diagram of H-OTSG thermal-hydraulic characteristic test facility

1.2 試驗本體

H-OTSG試驗本體結(jié)構(gòu)示意圖如圖2所示，試驗本體外表面由保溫棉包裹實現(xiàn)隔熱處理，并且微小的熱損失也考慮其中。

圖2 試驗本體Fig.2 Test section

H-OTSG內(nèi)螺旋管束由85根螺旋管組成，所有螺旋管具有相同的結(jié)構(gòu)，其內(nèi)徑和外徑分別為10.0 mm及14.0 mm，其管長為11.1 m，螺旋升角為7.6°。H-OTSG內(nèi)螺旋管束根據(jù)螺旋半徑被分為10層，通過調(diào)整各層螺旋管數(shù)量以及螺旋直徑，保持各層螺旋管束的徑向和軸向節(jié)距均為20.0 mm，實現(xiàn)各層螺旋管束間流動傳熱特性相似。最內(nèi)層螺旋管數(shù)為5，最外層螺旋管數(shù)為12，而螺旋半徑最小值為230.0 mm，最大值為590.0 mm。

1.3 試驗工況

在先前研究的基礎(chǔ)上，本研究將殼側(cè)出口壓力降低至13.5 MPa[12]，進一步研究殼側(cè)壓力對H-OSTG傳熱特性以及流動不穩(wěn)定性的影響。本研究開展了5種不同熱功率(0.6～2.3 MW)條件下H-OSTG的熱工水力特性試驗，研究殼側(cè)壓力對熱工水力特性的影響，各試驗工況的參數(shù)列于表1。

表1 試驗工況Table 1 Experimental condition

圖3 殼側(cè)及管側(cè)的溫度、質(zhì)量流量隨熱功率的變化Fig.3 Variation of shell-side and tube-side temperatures and mass flow rates with thermal power

1.4 試驗流程

為研究H-OSTG在不同加熱功率下的穩(wěn)態(tài)傳熱特性，需要通過對各層螺旋管數(shù)的入口設(shè)置合適的入口節(jié)流阻力，以滿足兩個條件：1) 各層入口支路的流量振蕩幅度不超過平均值的±10%；2) 各層出口蒸汽平均溫度相差不超過2 ℃。H-OSTG在不同加熱功率下流動不穩(wěn)定性的研究，需在穩(wěn)態(tài)試驗的基礎(chǔ)上不斷降低入口節(jié)流阻力，獲得使各層入口支路的流量振幅恰好為平均值的±10%的流動不穩(wěn)定邊界。

2 試驗結(jié)果與討論

2.1 功率對穩(wěn)態(tài)傳熱特性的影響

殼側(cè)及管側(cè)的溫度、質(zhì)量流量隨熱功率的變化如圖3所示，管側(cè)出口溫度隨著熱功率的增加而升高，但上升速率不斷降低，這是因為隨著熱功率的提高，殼側(cè)流量與管側(cè)流量之比減小，使得管側(cè)單位質(zhì)量流體的傳熱量隨熱功率的增加而降低。當(dāng)熱功率小于1.2 MW時，管側(cè)出口溫度與殼側(cè)入口溫度基本一致，這是由于H-OTSG有足夠的換熱余量，因此管側(cè)流體在未到達出口時已升溫至與其換熱的當(dāng)?shù)貧?cè)流體溫度。隨著熱功率增加，換熱余量不斷降低，使得管側(cè)出口溫度與殼側(cè)入口溫度的溫差增高。因此若繼續(xù)采用該工況設(shè)計的參數(shù)變化趨勢提高熱功率，則存在一個使得管側(cè)出口溫度最高的功率最大值。

2.2 運行參數(shù)對穩(wěn)態(tài)傳熱特性的影響

本文研究管側(cè)壓力、殼側(cè)入口溫度和殼側(cè)壓力對于H-OTSG平均換熱系數(shù)(HTC)的影響。將H-OTSG的平均HTC定義為總熱功率與管殼側(cè)對數(shù)平均溫差之比，運行參數(shù)對H-OTSG平均HTC的影響如圖4所示。圖4中，Ts，i為殼側(cè)入口溫度，pt為管側(cè)壓力，ps為殼側(cè)壓力。由圖4可見，降低管側(cè)壓力和提升殼側(cè)入口溫度均能提高H-OTSG平均HTC，而殼側(cè)壓力變化對于H-OTSG平均HTC的影響在目前的研究參數(shù)范圍內(nèi)可以忽略。隨著管側(cè)壓力增加，管側(cè)流體飽和溫度提高，推遲管側(cè)過冷沸騰起始點且降低沸騰傳熱段管殼側(cè)流體溫差，使得換熱量及H-OTSG平均HTC降低。而隨著殼側(cè)流體溫度增加，殼側(cè)流體雷諾數(shù)提高，進而提高殼側(cè)的換熱能力和H-OTSG平均HTC。殼側(cè)壓力降低則會降低殼側(cè)流體雷諾數(shù)，但是影響較小。不同管側(cè)壓力或不同殼側(cè)入口溫度下H-OTSG平均HTC的差距隨著功率的提高而增大，這是因為低功率工況下具有較大的換熱余量，使得各運行參數(shù)對管側(cè)換熱的影響可以忽略，而換熱余量隨功率的增加而降低，各運行參數(shù)的影響變得顯著。

圖4 運行參數(shù)對H-OTSG平均HTC的影響Fig.4 Effect of operational parameter on average HTC

2.3 流動不穩(wěn)定性

圖5 流動不穩(wěn)定邊界的平均入口節(jié)流阻力及系數(shù)隨管側(cè)壓力的變化Fig.5 Variation of average inlet throttling pressure drop and factor with tube-side pressure at flow instability boundary

由于H-OTSG管側(cè)參數(shù)分布會受到殼側(cè)參數(shù)影響，因此本研究中當(dāng)管側(cè)壓力為3.0 MPa時，提高殼側(cè)入口溫度6 ℃并保持其余參數(shù)一致后，獲得如圖6所示流動不穩(wěn)定邊界的平均入口節(jié)流阻力及系數(shù)隨殼側(cè)入口溫度的變化。由圖6可看出，當(dāng)殼側(cè)入口溫度提升后，會小幅增加平均入口節(jié)流系數(shù)。這是因為當(dāng)殼側(cè)入口溫度提高后，殼側(cè)流體密度降低，換熱系數(shù)提高，進而導(dǎo)致管側(cè)提前發(fā)生過冷沸騰，使得單相段長度降低，系統(tǒng)穩(wěn)定性降低。同樣殼側(cè)入口質(zhì)量流量及殼側(cè)系統(tǒng)壓力的變化也會影響殼側(cè)HTC進而影響管側(cè)的單相段長度，從而影響系統(tǒng)的穩(wěn)定性，但相對于管側(cè)參數(shù)對流動不穩(wěn)定邊界的影響較弱。

圖6 流動不穩(wěn)定邊界的平均入口節(jié)流阻力及系數(shù)隨殼側(cè)入口溫度的變化Fig.6 Variation of average inlet throttling pressure drop and factor with shell-side inlet temperature at flow instability boundary

2.4 SGTH-1D程序模擬

本文使用團隊開發(fā)的一維熱工水力分析程序SGTH-1D[1]對H-OTSG穩(wěn)態(tài)工況和流動不穩(wěn)定性工況進行了數(shù)值模擬。SGTH-1D程序的節(jié)點劃分如圖7所示。各層螺旋管束均采用傾斜直管(管道200～209)進行模擬，殼側(cè)流道采用垂直環(huán)狀管道(環(huán)形通道420)實現(xiàn)模擬。采用熱構(gòu)件(熱構(gòu)件1200～1209)模擬H-OTSG管側(cè)與殼側(cè)間的熱量傳遞。

圖7 H-OTSG節(jié)點劃分Fig.7 Nodalization of H-OTSG

圖8示出穩(wěn)態(tài)工況下H-OTSG殼側(cè)與管側(cè)出口溫度計算值與試驗值的對比。由圖8可看出，SGTH-1D程序可準(zhǔn)確預(yù)測殼側(cè)與管側(cè)的出口溫度，且計算值與試驗值的偏差均小于±1 ℃。圖9示出不同工況下H-OTSG的流動不穩(wěn)定邊界平均入口節(jié)流系數(shù)計算值與試驗值的對比。由圖9可看出，當(dāng)功率高于1.2 MW、管側(cè)壓力較低時，SGTH-1D程序可以較為準(zhǔn)確地預(yù)測在不同工況下流動不穩(wěn)定邊界的入口節(jié)流系數(shù)，除管側(cè)低壓工況，相對誤差均在±20%范圍內(nèi)。因此SGTH-1D程序的預(yù)測結(jié)果是保守的，在工程應(yīng)用中具有可行性。

圖8 穩(wěn)態(tài)工況程序計算值與試驗值的對比Fig.8 Comparison between simulation and experiment values under steady state

圖9 流動不穩(wěn)定邊界平均入口節(jié)流系數(shù)計算值與試驗值的對比Fig.9 Comparison between simulation and experiment values of average inlet throttling factor at flow instability boundary

3 結(jié)論

本研究依托上海交通大學(xué)熱工水力試驗室GETHY試驗臺架開展了H-OTSG熱工水力特性試驗研究，所得到的主要結(jié)論如下。

1) 在穩(wěn)態(tài)工況下試驗段的平均換熱系數(shù)隨著熱功率先增加后降低。由于H-OTSG的換熱能力強，在低功率時平均傳熱系數(shù)對管側(cè)壓力和殼側(cè)入口溫度的變化不敏感。當(dāng)熱功率大于1.2 MW時，平均換熱系數(shù)隨著管側(cè)壓力的降低和殼側(cè)入口溫度的升高而增大。

2) 在發(fā)生流動不穩(wěn)定性時，提升管側(cè)壓力或降低殼側(cè)入口溫度均可提高的系統(tǒng)穩(wěn)定性。但相對于管側(cè)參數(shù)，殼側(cè)參數(shù)對流動不穩(wěn)定邊界的影響較弱。

3) 使用一維熱工水力安全分析程序SGTH-1D可準(zhǔn)確地預(yù)測H-OTSG的整體熱工水力特性，其計算的殼側(cè)與管側(cè)出口溫度與試驗值偏差小于±1 ℃，流動不穩(wěn)定邊界的平均入口節(jié)流系數(shù)的預(yù)測保守且其相對誤差大多在±20%范圍內(nèi)。