蒸汽发生器汽水分离器负荷不均匀性分析

莫少嘉，左超平，姜 峰

（深圳中广核工程设计有限公司，广东 深圳 518172）

蒸汽发生器作为热交换设备将一回路冷却剂中的热量传递给二回路水，产生饱和蒸汽供给二回路动力装置。管束区产生的汽水混合物离开倒U 形管束后，依次进入旋叶式汽水分离器和干燥器，经汽水分离后，蒸汽从蒸汽发生器出口流向主蒸汽系统，分离出来的水向下与给水混合进行再循环［1］。

蒸汽发生器的设计要求正常运行时，出口处蒸汽湿度不超过0.25%［1］。因此，汽水分离器是蒸汽发生器设计的关键环节，其负荷的大小及分布与汽水分离的效果和最终出口蒸汽湿度十分相关。在蒸汽发生器管束区中，冷热侧温度的差异导致二次侧换热的不平衡，将导致管束上方的各汽水分离器入口流量分布不均匀。以往由于计算能力的限制，湿度分析一般假设冷热侧的每个分离器流过同样的蒸汽流量和水流量，以此来计算管束出口区域冷热侧汽水混合物的流量及分离器内的流量分布。然而，根据实际情况，这样的假设是不严谨的，也存在不够保守的可能性。西屋公司的ATHOS 软件采用面积等效方式，在管束区建模时建立与汽水分离器筒体相同面积的矩形来进行等效，开展不均匀性分析，但其建模区域仍局限在管束区，无法真实体现汽水分离器的流量分配情况［2-3］。

采用蒸汽发生器三维稳态热工水力软件GENEPI，对CPR1000蒸汽发生器管束区及汽水分离器区域进行三维稳态热工水力计算，旨在得到各汽水分离器的入口参数及分布，研究其负荷不均匀性，并分析汽水分离器阻力系数对其负荷不均匀性的影响。

1 计算方法

GENEPI软件是法国AREVA 公司和法国原子能委员会（CEA）合作开发的专用计算流体力学（CFD）软件，用于蒸汽发生器管束区的三维稳态热工水力计算。软件采用有限元方法，求解3个方向的质量守恒方程、动量守恒方程和能量守恒方程，以及描述压降和传热的方程等。

图1 计算区域示意图Fig.1 Calculation region

为得到汽水分离器的入口参数，计算区域定义为管板上表面到汽水分离器出口，如图1所示。由于CPR1000蒸汽发生器的16个汽水分离器的布置不完全对称，以中间轴线为界，分为左侧和右侧两个模型进行计算，如图2所示。右侧模型对应汽水分离器编号为1、2、3、10、11、12、13、16，左侧模型对应汽水分离器编号为4、5、6、7、8、9、14和15。经网格独立性验证，并综合考虑计算精度及软件计算网格的限制后，采用如图3所示网格模型（网格数各约180 000个）进行计算。

图2 CPR1000蒸汽发生器的汽水分离器布置Fig.2 Layout of CPR1000primary separators

图3 网格模型Fig.3 Mesh model

计算区域内的几何部件包括管束、流量分配板、管支撑板、防振条、排污管和管廊阻力块等。GENEPI采用多孔介质模型，将单元体积内传热管占据流体域的信息以孔隙率方式表示，并赋予对应位置的体网格，在控制方程中加入孔隙率计算；将阻力元件（流量分配板、管支撑板、防振条等）的位置信息对应到相应体网格中，并在计算中采用阻力系数或经验系数计算其局部阻力，以角度系数修正其方向［4-5］。对于汽水分离器的旋转叶片，则折算成阻力系数K设置在对应位置的网格中。

计算边界为：1）管束底部的流体入口，位于套筒底部与管板上表面之间，假定为冷热侧入口流量一致，且轴向均匀进入的质量流量边界条件；2）各分离器出口，为压力出口边界条件；3）管板二次侧表面及管束套筒的内壁面，为壁面边界条件。

2 计算输入参数

计算工况为某CPR1000核电站满功率热工流量条件下，寿期末工况。需要的热工参数由一维稳态热工水力软件［6］计算得到，主要包括一次侧流体入口的质量流量及温度、二次侧流体入口质量流量及焓、各结构部件的阻力系数等。

3 计算结果与分析

3.1 负荷不均匀性分析

图4为右侧模型不同高度横截面处蒸汽流量分布，图中各横截面分别对应第1、4、6、8块管支撑板（TSP）、弯管区顶部、套筒顶部以及分离器下游位置。从图4可看出，在管束区底部蒸汽流量很小，随高度的增加，冷热侧的蒸汽流量随之增加，由于热侧的热负荷较大，所以蒸汽流量较冷侧高，体现出负荷的不均匀性。在套筒顶部位置，由于流通面积从整个半圆截面缩小为中间的小半圆及周围6个分离器入口，蒸汽流量的分布也出现明显的变化，中间及热侧分离器入口位置明显增加；在分离器下游位置，中间位置的分离器蒸汽流量明显较周围高，充分体现了负荷的不均匀性。

图4 右侧模型不同高度横截面处蒸汽流量分布Fig.4 Steam flowrate at horizontal region for different heights in right model

热侧位置汽水分离器负荷较高，主要是由于在管束区，热侧的温度较冷侧高，在热侧产生的蒸汽明显多于冷侧，导致热侧的汽水分离器将有更多蒸汽流入。中间位置负荷较高则主要是因为在中间区域汽水分离器较少（仅4个）且间距较大，导致套筒顶部中间区域的大量蒸汽集中流向中间的汽水分离器，使其负荷较周围的汽水分离器高很多。过高的负荷可能影响汽水分离器的分离效果和使用寿命，因此建议在中间区域适当增加汽水分离器的数量，以改善汽水分离器的负荷不均匀性。

3.2 汽水分离器入口参数计算

对各汽水分离器入口数据进行分析，可得到各分离器入口蒸汽流量及总流量／蒸汽流量（CR）的数值，如图5所示。从图5可看出，各汽水分离器最大及最小蒸汽流量分别为57.40kg／s和16.59kg／s，比值达3.46；最大与最小的CR 值分别为7.27及2.38，比值达3.05。从计算结果可看出，分离器负荷不均匀性明显，靠近中间的分离器（13、14、15、16 号）的出口流量最大。另外，热侧的分离器蒸汽流量较冷侧的高，即中间及热侧的汽水分离器将承受较大的负荷。

图5 各汽水分离器蒸汽流量及总流量／蒸汽流量示意图Fig.5 Steam flowrate and total flowrate／steam flowrate of different primary separators

各汽水分离器入口的干度分布如图6 所示，从图中也可看出，由于位于中间的分离器蒸汽流量较大，所以其干度较边缘分离器的高；由于热侧的总流量较冷侧的低，所以热侧干度值较冷侧的高。以上分析数据可作为汽水分离器及干燥器湿度分析的输入数据及设计依据。

图6 各汽水分离器入口干度示意图Fig.6 Inlet quality of different primary separators

3.3 汽水分离器阻力系数影响分析

为验证汽水分离器阻力系数对负荷不均匀性的影响，选取原阻力系数K 的0.5倍及1.5倍值进行计算，其他结构及工况参数不变。图7为不同阻力系数下各汽水分离器的负荷不均匀系数（各分离器蒸汽流量／平均蒸汽流量）。可看出，K 值越大，曲线越趋于平缓，即各分离器负荷越趋于均匀，但对均匀性的改善并不明显。由于增加阻力系数可能影响整个循环回路的阻力特性，降低蒸汽发生器的循环倍率，低循环倍率意味着汽水混合物中蒸汽占有较大比例，容易在传热管表面产生局部蒸干。因此，不建议采用提高阻力系数的方式来改善汽水分离器的不均匀性。

图7 不同阻力系数下各汽水分离器的负荷不均匀系数Fig.7 Nonuniformity coefficient of different primary separators in different local pressure-drop coefficients

4 结论

1）采用GENEPI软件，以多孔介质及局部阻力系数表征计算区域内的复杂结构和阻力部件的压降影响，对蒸汽发生器管束区及汽水分离器区域进行了三维稳态热工水力计算。结果表明，随高度的增加，冷热侧的流量趋向于不均匀，到汽水分离器区域，负荷不均匀性明显。

2）对比各汽水分离器入口参数可知，靠近中间及热侧的汽水分离器的蒸汽流量和干度值较大，即中间及热侧的汽水分离器将承受较大的负荷。故设计时应充分关注这两个区域汽水分离器的分离性能，并建议在中间区域适当增加汽水分离器的数量，以改善汽水分离器的负荷不均匀性。

3）通过对比不同汽水分离器局部阻力系数下的计算结果可看出，K 值越大，曲线越趋于平缓，即各汽水分离器负荷越趋于均匀。但由于增大阻力系数对不均匀性的改善并不明显，不建议采用提高阻力系数的方式来改善汽水分离器的不均匀性。

［1］ 广东核电培训中心.900 MW 压水堆核电站系统与设备［M］.北京：原子能出版社，2005：87.

［2］ SINGHAL A K，SRIKANTLAH G.A review of thermal hydraulic analysis methodology for PWR steam generators and ATHOS3code applications［J］.Progress in Nuclear Energy，1991，25（1）：7-70.

［3］ 姚彦贵，施杨.基于ATHOS 程序的蒸汽发生器二次侧流场分析［C］∥2013 年首届核电厂蒸汽发生器技术研讨会论文集.武汉：核能行业协会核电厂蒸汽发生器工作组，2013.

［4］ BELLIARD M.Multigrid preconditioning of steam generator two-phase mixture balance equations in the GENEPI software［J］.Progress in Computational Fluid Dynamics，2006，8：459-474.

［5］ BELLIARD M，GRANDOTTO M.Computation of two-phase flow in steam generator using domain decomposition and local zoom methods［J］.Nuclear Engineering and Design，2002，213：223-239.

［6］ 姜峰，秦加明，任红兵，等.M310堆型核电站55／19B蒸汽发生器寿期内和延寿期稳态热工水力性能分析［J］.核动力运行研究，2013，26（2）：14-17.JIANG Feng，QIN Jiaming，REN Hongbing，et al.Steady thermal-hydraulic performance analysis of 55／19Bsteam generator from M310type nuclear power plant in the life time and life extension time［J］.Research of Nuclear Power Operation，2013，26（2）：14-17（in Chinese）.