蒸汽發生器管束支撐結構對傳熱管完整性的影響分析

崔素文，楊芝棟，任紅兵

(深圳中廣核工程設計有限公司，廣東深圳 518172)

0 引言

為了支撐蒸汽發生器(SG)傳熱管、抑制管束的流致振動(FIV)并避免由流致振動引起的不可接受的微振磨損，在管束直管段和彎管段上均設置了支撐結構，以保證傳熱管在壽期內的完整性。在文獻[1]中，已經論述了彎管區支撐結構對傳熱管完整性的影響，本文針對管束直段支撐結構對管束完整性的影響進行分析。

常見的壓水堆核電機組蒸汽發生器傳熱管直管段的支撐結構主要有梅花孔支撐板和柵格支撐板，其結構見圖1。國內大多數核電機組(包括M310系列、EPR以及AP1000機組)均采用了梅花孔支撐板，而某華龍一號堆型的蒸汽發生器采用了柵格支撐板。

管束支撐結構對傳熱管的完整性有著至關重要的影響。本文以某核電廠參數為輸入，分析上述兩種常見管束支撐結構對傳熱管完整性的影響。

1 管束熱工水力性能影響的分析

1.1 通透性

管束支撐結構的通透性直接影響其熱工水力行為，如局部阻力系數、間隙換熱、蒸干、泥渣沉積、蒸汽發生器循環倍率等。傳熱管與支撐結構的接觸狀態和流通面積大小決定了其通透性。

圖1 常見的蒸汽發生器管束支撐結構

早期的蒸汽發生器設計中，傳熱管與支撐板是環接觸，導致傳熱管與支撐板之間的間隙容易被堵塞，形成凹痕等傳熱管缺陷，甚至出現蒸干現象。目前，傳熱管與梅花孔支撐板的接觸均為平接觸(見圖2)，這種平接觸使得傳熱管與管束支撐之間的流道變得開放，二回路的汽水混合物可方便地進出間隙，間隙換熱得以順利進行，大大地避免了蒸干的可能性。

圖2 傳熱管與支撐結構的接觸形式

在相同的管間距/直徑(P/D)下，分別對梅花孔支撐板和柵格支撐板進行研究，得出如下結果。

(1)當P/D從1.3逐漸增大到1.5時，梅花孔支撐板的通透性不斷降低，如圖3所示。

(a)梅花孔支撐板流通面積示意 (b)梅花孔支撐板通透比與P/D的關系

圖4 柵格支撐板的通透性分析

(2)由于本文所研究的柵格支撐板采用了高低不同的柵格條分層錯落搭配的結構設計，使得傳熱管在每層柵格支撐板上與高/低柵格條的接觸最多不超過3處，因此其通透性遠優于梅花孔支撐板，如圖4所示。

1.2 流場特性

利用CFD軟件，對梅花孔支撐板和柵格支撐板的流場(包括速度、壓力、阻力系數等)進行研究，發現如下情況。

(1)梅花孔支撐板入口處有較高的局部流速(速度突變)，而柵格支撐板入口處的流速變化相對較小，如圖5所示。

圖5 管束支撐板的流速云圖

(2)梅花孔支撐板的局部阻力相比柵格支撐板大，導致采用梅花孔支撐板的蒸汽發生器循環倍率(3左右)遠小于采用柵格支撐板的蒸汽發生器循環倍率(5左右)，如圖6所示。

圖6 管束支撐板的壓力云圖

因此，采用柵格支撐板的蒸汽發生器管束出口蒸汽濕度較大，需配置高性能的汽水分離裝置，以確保出口蒸汽濕度滿足要求。

(3)柵格支撐板的通透性好，泥渣不易沉積，而梅花孔支撐板在上下表面存在相對的流動速度較小的區域，即出現流滯區(見圖7)。同時，局部壓降引起的閃蒸也促使雜質黏附到壁面上[2]，因此容易出現泥渣沉積。核電廠運行經驗反饋也表明，泥渣會沉積在梅花孔支撐板和傳熱管的表面上(見圖8)。由于泥渣的沉積，會出現傳熱管凹痕等降質現象[3-4]。

圖7 梅花孔支撐板上下表面的流滯區

圖8 梅花孔支撐板上的泥渣沉積

1.3 間隙換熱特性

在傳熱管與管束支撐之間的間隙中存在流體，且這些流體會與傳熱管內的一回路流體進行熱量交換。在間隙較小且含汽率較高的地方液膜很薄，易被撕破，導致傳熱惡化，即蒸干。反復的蒸干及再潤濕過程，會導致傳熱管局部區域出現疲勞，進而破壞傳熱管的完整性。

試驗研究表明，支撐板的形狀是導致蒸干的主要誘因，在相同的熱工參數下，圓孔支撐板發生蒸干的概率要大于梅花孔支撐板發生蒸干的概率[5]；而柵格支撐板阻力小，循環倍率大，濕度大，基本不存在蒸干的風險。對梅花孔支撐板間隙換熱現象進行試驗研究后發現：梅花孔支撐板在蒸汽發生器管束平均運行參數范圍(管束干度在0.2～0.6，熱流密度小于300 kW/m2)內一般不會出現蒸干現象，如圖9所示。但是由于梅花孔支撐板與傳熱管之間的間隙十分狹小，不排除在局部高空泡份額區域出現蒸干的風險。

圖9 梅花孔支撐板蒸干試驗結果

2 管束流致振動性能影響的分析

漩渦脫落、湍流以及流湍不穩定是在受橫向速度的管束中常見的三種流致振動的機理[6]，如圖10所示。

圖10 管束流致振動機理

對于目前常用的蒸汽發生器的設計(結構及運行參數)，流湍不穩定是最大的威脅，因此本文僅分析兩種管束支撐結構對流湍不穩定性的影響。

根據Connors準靜態模型[7]，開展傳熱管的流致振動分析，判斷運行期間傳熱管是否會發生流彈失穩。目前工程通用的流體彈性不穩定準則為：

Un/Ucn<0.75

(1)

式中Un——傳熱管間的有效激勵流體速度；

Ucn——臨界橫向流動速度。

臨界速度的評估模型是基于準靜態力的Connors模型[7]。臨界速度的表達式如下：

(2)

式中β——Connors系數，取決于管束的形式和流體的形式，可根據文獻[7]查得；

fn——傳熱管第n階固有頻率，Hz；

D——傳熱管外直徑，mm；

m0——單位長度的傳熱管參考質量，kg；

ξn——傳熱管第n階模態的阻尼比，其值是基于實體模型試驗結果得到[8-9]；

ρ0——二次側流體的參考密度，kg/m3。

按如下關系式計算出有效激勵速度：

(3)

式中ρ(x)——沿橫坐標x的密度，kg/m3；

v(x)——沿橫坐標x的垂直于傳熱管的速度，m/s；

φn(x)——沿橫坐標x的第n階模態的振型；

m(x)——沿橫坐標x的當量質量。

每階模態的fn和φn(x)值由模態分析計算得到，而ρ(x)和v(x)值由熱工水力計算得出。采用專業流致振動分析軟件，對兩種支撐結構的管束進行建模(見圖11)，開展流致振動分析。

計算結果表明，采用梅花孔支撐板的管束，其流湍不穩定率(Un/Ucn)在0.4左右，而采用柵格支撐板的管束的流湍不穩定率在0.7左右。雖然兩者的流湍不穩定率均小于0.75，但是梅花孔支撐板管束的流湍不穩定率更低，這主要是因為：采用柵格支撐板的管束，相對于梅花孔支撐板，其通透性好，管束內流體密度和速度相對較大，因此流動激勵力(ρv2)相對較大，有效激勵流體速度(Un)相對較大。

圖11 管束流致振動分析模型

3 結語

以兩種常見的蒸汽發生器管束支撐結構(梅花孔支撐板和柵格支撐板)為例，對管束支撐結構對傳熱管完整性的影響進行了分析，結果表明：

(1)梅花孔支撐板的通透性相對較差，且在上下表面局部區域內存在流滯區，易導致泥渣沉積，在局部高空泡份額的區域內存在蒸干風險，但其發生流湍失穩的傾向性較低；

(2)柵格支撐板的通透性好，流通阻力小，不易出現泥渣沉積和蒸干現象，但管束內流體密度和速度相對較大，發生流湍失穩的有效激勵速度較大，發生流湍失穩的傾向性較高。

目前，這兩種管束支撐結構在核電廠中均有成熟應用，但后續設計中應注意以下方面。

(1)梅花孔支撐板應以降低阻力作為其改進方向，并控制管束內空泡份額的分布，避免因局部空泡份額較高導致蒸干及流致振動問題。

(2)采用柵格支撐板的蒸汽發生器的設計重點是熱工設計參數與結構設計之間的適配性，即嚴格控制傳熱管的流動激勵力(ρv2)，以避免發生流湍失穩。