蒸汽发生器管束支撑结构对传热管完整性的影响分析

2020-11-18崔素文杨芝栋任红兵

压力容器 2020年10期

崔素文，杨芝栋，任红兵

(深圳中广核工程设计有限公司，广东深圳 518172)

0 引言

为了支撑蒸汽发生器(SG)传热管、抑制管束的流致振动(FIV)并避免由流致振动引起的不可接受的微振磨损，在管束直管段和弯管段上均设置了支撑结构，以保证传热管在寿期内的完整性。在文献[1]中，已经论述了弯管区支撑结构对传热管完整性的影响，本文针对管束直段支撑结构对管束完整性的影响进行分析。

常见的压水堆核电机组蒸汽发生器传热管直管段的支撑结构主要有梅花孔支撑板和栅格支撑板，其结构见图1。国内大多数核电机组(包括M310系列、EPR以及AP1000机组)均采用了梅花孔支撑板，而某华龙一号堆型的蒸汽发生器采用了栅格支撑板。

管束支撑结构对传热管的完整性有着至关重要的影响。本文以某核电厂参数为输入，分析上述两种常见管束支撑结构对传热管完整性的影响。

1 管束热工水力性能影响的分析

1.1 通透性

管束支撑结构的通透性直接影响其热工水力行为，如局部阻力系数、间隙换热、蒸干、泥渣沉积、蒸汽发生器循环倍率等。传热管与支撑结构的接触状态和流通面积大小决定了其通透性。

图1 常见的蒸汽发生器管束支撑结构

早期的蒸汽发生器设计中，传热管与支撑板是环接触，导致传热管与支撑板之间的间隙容易被堵塞，形成凹痕等传热管缺陷，甚至出现蒸干现象。目前，传热管与梅花孔支撑板的接触均为平接触(见图2)，这种平接触使得传热管与管束支撑之间的流道变得开放，二回路的汽水混合物可方便地进出间隙，间隙换热得以顺利进行，大大地避免了蒸干的可能性。

图2 传热管与支撑结构的接触形式

在相同的管间距/直径(P/D)下，分别对梅花孔支撑板和栅格支撑板进行研究，得出如下结果。

(1)当P/D从1.3逐渐增大到1.5时，梅花孔支撑板的通透性不断降低，如图3所示。

(a)梅花孔支撑板流通面积示意 (b)梅花孔支撑板通透比与P/D的关系

图4 栅格支撑板的通透性分析

(2)由于本文所研究的栅格支撑板采用了高低不同的栅格条分层错落搭配的结构设计，使得传热管在每层栅格支撑板上与高/低栅格条的接触最多不超过3处，因此其通透性远优于梅花孔支撑板，如图4所示。

1.2 流场特性

利用CFD软件，对梅花孔支撑板和栅格支撑板的流场(包括速度、压力、阻力系数等)进行研究，发现如下情况。

(1)梅花孔支撑板入口处有较高的局部流速(速度突变)，而栅格支撑板入口处的流速变化相对较小，如图5所示。

图5 管束支撑板的流速云图

(2)梅花孔支撑板的局部阻力相比栅格支撑板大，导致采用梅花孔支撑板的蒸汽发生器循环倍率(3左右)远小于采用栅格支撑板的蒸汽发生器循环倍率(5左右)，如图6所示。

图6 管束支撑板的压力云图

因此，采用栅格支撑板的蒸汽发生器管束出口蒸汽湿度较大，需配置高性能的汽水分离装置，以确保出口蒸汽湿度满足要求。

(3)栅格支撑板的通透性好，泥渣不易沉积，而梅花孔支撑板在上下表面存在相对的流动速度较小的区域，即出现流滞区(见图7)。同时，局部压降引起的闪蒸也促使杂质黏附到壁面上[2]，因此容易出现泥渣沉积。核电厂运行经验反馈也表明，泥渣会沉积在梅花孔支撑板和传热管的表面上(见图8)。由于泥渣的沉积，会出现传热管凹痕等降质现象[3-4]。

图7 梅花孔支撑板上下表面的流滞区

图8 梅花孔支撑板上的泥渣沉积

1.3 间隙换热特性

在传热管与管束支撑之间的间隙中存在流体，且这些流体会与传热管内的一回路流体进行热量交换。在间隙较小且含汽率较高的地方液膜很薄，易被撕破，导致传热恶化，即蒸干。反复的蒸干及再润湿过程，会导致传热管局部区域出现疲劳，进而破坏传热管的完整性。

试验研究表明，支撑板的形状是导致蒸干的主要诱因，在相同的热工参数下，圆孔支撑板发生蒸干的概率要大于梅花孔支撑板发生蒸干的概率[5]；而栅格支撑板阻力小，循环倍率大，湿度大，基本不存在蒸干的风险。对梅花孔支撑板间隙换热现象进行试验研究后发现：梅花孔支撑板在蒸汽发生器管束平均运行参数范围(管束干度在0.2～0.6，热流密度小于300 kW/m2)内一般不会出现蒸干现象，如图9所示。但是由于梅花孔支撑板与传热管之间的间隙十分狭小，不排除在局部高空泡份额区域出现蒸干的风险。

图9 梅花孔支撑板蒸干试验结果

2 管束流致振动性能影响的分析

漩涡脱落、湍流以及流湍不稳定是在受横向速度的管束中常见的三种流致振动的机理[6]，如图10所示。

图10 管束流致振动机理

对于目前常用的蒸汽发生器的设计(结构及运行参数)，流湍不稳定是最大的威胁，因此本文仅分析两种管束支撑结构对流湍不稳定性的影响。

根据Connors准静态模型[7]，开展传热管的流致振动分析，判断运行期间传热管是否会发生流弹失稳。目前工程通用的流体弹性不稳定准则为：

Un/Ucn<0.75

(1)

式中Un——传热管间的有效激励流体速度；

Ucn——临界横向流动速度。

临界速度的评估模型是基于准静态力的Connors模型[7]。临界速度的表达式如下：

(2)

式中β——Connors系数，取决于管束的形式和流体的形式，可根据文献[7]查得；

fn——传热管第n阶固有频率，Hz；

D——传热管外直径，mm；

m0——单位长度的传热管参考质量，kg；

ξn——传热管第n阶模态的阻尼比，其值是基于实体模型试验结果得到[8-9]；

ρ0——二次侧流体的参考密度，kg/m3。

按如下关系式计算出有效激励速度：

(3)

式中ρ(x)——沿横坐标x的密度，kg/m3；

v(x)——沿横坐标x的垂直于传热管的速度，m/s；

φn(x)——沿横坐标x的第n阶模态的振型；

m(x)——沿横坐标x的当量质量。

每阶模态的fn和φn(x)值由模态分析计算得到，而ρ(x)和v(x)值由热工水力计算得出。采用专业流致振动分析软件，对两种支撑结构的管束进行建模(见图11)，开展流致振动分析。

计算结果表明，采用梅花孔支撑板的管束，其流湍不稳定率(Un/Ucn)在0.4左右，而采用栅格支撑板的管束的流湍不稳定率在0.7左右。虽然两者的流湍不稳定率均小于0.75，但是梅花孔支撑板管束的流湍不稳定率更低，这主要是因为：采用栅格支撑板的管束，相对于梅花孔支撑板，其通透性好，管束内流体密度和速度相对较大，因此流动激励力(ρv2)相对较大，有效激励流体速度(Un)相对较大。