直管式直流蒸汽發(fā)生器的熱工水力特性分析與計算

1、第17卷第2期核科學(xué)與工程1997年6月ChineseJournalofNuclearScienceandEngineeringVo1.17No.2Jun.1997賈斗南喻真烷蘇光輝郭玉君(西安交通大學(xué))摘要采用可移動邊界差分法對流體的基本守恒方程進(jìn)行差分,將流體各參數(shù)及節(jié)點的位置轉(zhuǎn)化為時間的函數(shù),通過設(shè)定各傳熱區(qū)間邊界點的特征,求出各傳熱區(qū)的長度及邊界點。選用了合適的傳熱關(guān)系式,編制了直流蒸汽發(fā)生器的穩(wěn)態(tài)及瞬態(tài)熱工水力特性分析計算程序MOFS,對B&W公司的19管直管式直流蒸汽發(fā)生器實驗裝置進(jìn)行穩(wěn)態(tài)計算,與實驗數(shù)據(jù)取得了很好的一致,與TRAC2PF1等計算程序的計算結(jié)果符合也很好。關(guān)

2、鍵詞直流式蒸汽發(fā)生器可移動邊界熱工水力特性預(yù)測1引言直流蒸汽發(fā)生器在快堆、壓水堆、氣冷堆中都有很廣泛的應(yīng)用,在鈉冷快堆中,一般采用換向套管式換熱器,其一次側(cè)為液態(tài)鈉,通過換向套管改變流動方向,與二次側(cè)的水進(jìn)行熱交換。在壓水堆中采用直管式直流蒸汽發(fā)生器。一次側(cè)水由上向下流動,二次側(cè)水由下向上流動。在一體化堆型中,將堆芯、蒸汽發(fā)生器、穩(wěn)壓器都集中在壓力容器中,這時采用直流蒸汽發(fā)生器比較方便。與U型管式自然循環(huán)蒸汽發(fā)生器相比,直流式蒸汽發(fā)生器由于產(chǎn)生的是過熱蒸汽,不需要進(jìn)行汽水分離,對汽輪機的要求也降低,可以采用常規(guī)汽輪機,不必采用龐大的飽和蒸汽汽輪機。但其傳熱情況比自然循環(huán)式蒸汽發(fā)生器復(fù)雜,其二次

3、側(cè)包括過冷水、過冷沸騰、飽和泡核沸騰、強制對流蒸發(fā)、缺液區(qū)和過熱蒸汽等6種傳熱工況,各種工況下的工質(zhì)與壁面的傳熱機制相差很大。如果采用固定邊界差分法來離散流體守恒方程,各節(jié)點的位置不變,將找不準(zhǔn)各傳熱區(qū)的界限,同一個控制體內(nèi)可能會出現(xiàn)兩種傳熱機制相差很大的工況。在這種控制體內(nèi),如果選用同一個傳熱關(guān)系式都會引起較大的計算誤差。并且,由于傳熱機制的突變,造成計算結(jié)果出現(xiàn)突變,人為的造成解的不連續(xù)。解決這個問題只能采用把控制體劃細(xì),增加控制體數(shù)目的辦法,文獻(xiàn)1,2即是采用這樣的方法,但這樣會造成計算量過大。而采用可移動邊界差分法,將兩個控制體之間的界面定在兩種換熱工況的交界面上,同一控制體內(nèi)傳熱機制

4、相3本文工作得到核工業(yè)科學(xué)基金經(jīng)費資助。1996年2月10日收到。97同,這樣就可以避免這種誤差。本文采用了可移動邊界有限差分法編制了計算程序MOFS,應(yīng)用于直管式直流蒸汽發(fā)生器的熱工水力計算。并與B&W公司的實驗裝置的穩(wěn)態(tài)實驗結(jié)果進(jìn)行了比較,取得了很好的一致。2計算模型211基本控制方程基本假設(shè)(1),;(2)沿管長方向流量不變;(3);(4),忽略兩相間摩擦力作功;(5)。:質(zhì)量守恒方程:=05t(2)動量守恒方程:=-u+r-tZZ()(能量守恒方程:-=-Gh2)+ttZA壁溫方程:A=qPCP5t=(1-)對兩相流而言:f+gug+)ufG=gf(1-2u2=u2g+)ufg

5、f(1-方程中h1、h2為推導(dǎo)混和物模型能量守恒方程時產(chǎn)生:h+)h(1-h1=+)gf(1-hu+)hu(1-h2=ug+)ufgf(1-r包括重力、摩擦和局部壓降212可移動邊界差分理論由以上的控制方程可以看出其基本形式為t=-+f3?？梢越忉尀槿鐖D1所示情況,設(shè)控制Z體流通面為單位面積,控制體為i,上界面位置為Zj+1,下界面位置為Zj,f1為控制體內(nèi)物質(zhì)密度,f2為通過界面的物質(zhì)流量,f3為源。則單位時間內(nèi)通過上界面流出控制體的物質(zhì)流量為f2,j+1,通過下界面流入的物質(zhì)流量為f2,j。由于上界面位置Zj+1的圖1可移動邊界理論示意圖Fig.1Schematicdiagramofmov

6、able運動而獲得的物質(zhì)量為f1,j+1,由于下界面位dtboundarymodel(1)(2)(3)(4)98置Zj的運動而失去的物質(zhì)量為f1,jd(fZi)質(zhì)量變化為dt根據(jù)守恒原理,可列出方程Z,控制體內(nèi)由源產(chǎn)生的物質(zhì)量為f3,iZi,控制體內(nèi)總物dt(Z)=f1,j+1-f1,j-f2,j1+f2,3,iidtdtdt(5)通過(5)式,界面點位置可表示為時間的函數(shù)。213可移動邊界控制方程(3)、(4)式用(5)將(1)、d()-+=0j+1jddtdt:d(d(ph)Z)()-h+h+p-ij+1j+1jjdtdtdtdtdtdt=G(hj-hj+1)+A(6)(7)(7)-(6)

7、×hi化簡得:iZii-+-j+1(hj+1-hi)j(hj-hi)dtdtdtdt=G(hj-hj+1)+壁溫方程:AZi=+(Tj+1-Ti)+(Ti-Tj)dtACpdtdt(8)(9)214傳熱模型(1)單相水:采用Sieder2Tate關(guān)系式(2)過冷沸騰:采用陳氏公式的延伸公式(3)飽和泡核沸騰與強制對流蒸發(fā)傳熱:采用陳氏公式(4)臨界熱流密度:G>100kg/(m2s)時,采用Biasi公式;2G100kg/(ms)時,采用Zuber池式沸騰臨界熱流密度公式的修正式(5)缺液區(qū)的換熱:G>100kg/(m2s)時,采用Groneveld517公式;G100k

8、g/(m2s)時,采用修正Bromley公式(6)單相蒸汽:采用Sieder2Tate關(guān)系式(7)空泡份額:采用Rouhani修正的漂移流模型215各控制體界面點的選取設(shè)第n1個節(jié)點為二次側(cè)飽和水點,取這一點的熱平衡含氣量為x=0;設(shè)第n2個節(jié)點為二次側(cè)飽和蒸汽點,取這一點的熱平衡含氣量為x=1;設(shè)第n3個節(jié)點為燒干點。一次側(cè)各節(jié)點的位置與二次側(cè)各節(jié)點的位置相同。216方程組求解方法(7)、(8)、(9),加以給定邊界條由于基本守恒方程已由可移動邊界法化為常微分方程(6)、件,方程組可以閉合,本文選用解剛性常微分方程組的Gear算法進(jìn)行求解。993給定邊界、結(jié)構(gòu)條件及穩(wěn)態(tài)解結(jié)果分析采用可移動邊

9、界差分法及以上換熱關(guān)系式及節(jié)點劃分法編制了熱工水力程序MOFS,可應(yīng)用于直管式直流蒸汽發(fā)生器的穩(wěn)態(tài)及瞬態(tài)計算。文獻(xiàn)1所介紹的B&W公司的直管式蒸汽發(fā)生器實驗裝置橫截面如圖所示,其管長為1519m,熱用因科鎳,用三角外徑15187mm,內(nèi)徑13194mm,柵距2212mm。本文選取了文獻(xiàn)1及文獻(xiàn)3所載的兩種工況進(jìn)行了計算。圖2直流式蒸汽發(fā)生器載面圖工況1邊界條件為:Fig.2Crosssectionofonce2throughsteamgenerator一次側(cè)入口溫度331.7流量11.77kg/s壓力15.3MPa二次側(cè)給水溫度251.7流量1.18kg/s壓力7.4MPa工況2邊界條

10、件為:一次側(cè)入口溫度304.7流量11.417kg/s壓力15.38MPa二次側(cè)給水溫度211.1流量0.7939kg/s壓力7.315MPa計算結(jié)果如圖3,圖4所示。圖3為工況1的計算溫度分布與實驗值的對照。采用8個圖3直流式蒸汽發(fā)生器一、二次側(cè)溫度分布(1)Fig.3Theprimaryandsecondarytemperaturedistribu2tionofonce2throughsteamgenerator(Variant1)圖4直流式蒸汽發(fā)生器一、二次側(cè)溫度分布(2)Fig.4Theprimaryandsecondarytemperaturedistribu2tionofonce2

11、throughsteamgenerator(Variant2)100節(jié)點計算,計算出其二次側(cè)出口溫度為322.2,而實驗值為323.21,兩者相差僅1。從圖3上可以看出不僅二次側(cè)出口溫度與實驗值相差極小,而且一、二次側(cè)的各個點都與實驗值符合得相當(dāng)好。這可以證明計算所得各傳熱區(qū)的劃分是相當(dāng)準(zhǔn)確的,各種傳熱工況的傳熱計算是正確的。文獻(xiàn)1中采用TRAC2PF1/MOD1程序分別采用10、20、40個節(jié)點進(jìn)行計算,其10、20個節(jié)點的計算結(jié)果與實驗值相差較大,其40個節(jié)點的計算結(jié)果與近,文獻(xiàn)2采用400個節(jié)點進(jìn)行計算與MOFS圖4為工況2的計算結(jié)果,3、4的計算結(jié)果也相當(dāng)一致。型是正確的,并且由于它采

12、用的節(jié)點數(shù),因此可節(jié)約大量的時間。4結(jié)論1)可移動邊界差分法,不僅可以準(zhǔn)確決定各傳熱區(qū)的界面,而且可以減少節(jié)點數(shù),節(jié)約計算時間。2)本文采用的傳熱公式是可信的。3)MOFS程序可以較好的模擬直管式直流蒸汽發(fā)生器的熱工水力特性。符號表(采用國際單位制)A:面積Cp:定壓比熱容De:水力等效直徑DR:管直徑G:質(zhì)量流速hfg:汽化潛熱h:比焓(或傳熱系數(shù))k:流體熱導(dǎo)率L:流道長度p:壓力Pr:普郎特數(shù)q:熱流密度Re:雷諾數(shù)T:溫度P:濕周u:流速W:質(zhì)量流量x:質(zhì)量含氣量Z:軸向坐標(biāo)希臘文符號:空泡份額:表面張力下標(biāo):liq:液相g:飽和汽sat:飽和:動力粘度:密度f:飽和水wall:壁面1

13、01參考文獻(xiàn)1Y.A.Hassan.ThermalHydraulicPredictionsofa192TubeOnce2ThroughSteamGeneratorTestingUsingTRAC2PF1.In:S.M.Cho.A.J.FriedlandD.A.Steiningereds.TheramlHydraulicsandEffectsofNuclearSteamGeneratorsandHeatExchang2ers,TheWinterAnnualMeetingoftheASME,Miami,1985.NewYork:ASME,1985:93.2MasahiroOsarabe.Therm

14、al2HydraulicStudyofIntegratedSteamGeneratorinJ.ofNucl.,1990,26(2):286.3G.J.VanTuyle,J.C.Lee.LinearizedTransientAnalysisofNuclear,198075:225.4W.E.Benett,J.P.Sursock.Once2ThroughSteamGSystem.In:T.N.Veziroglu,ed.A.E.Bergles,Multi2phaseFlowandHeatrMulti2phaseFlowandHeatTransferMeeting,Amsterdam:V.1984.4

15、7.HYDRAULICPREDICTIONSOF-THROUGHSTEAMGENERATORXIEHENGZHANGJINLINJIADOUNANQIUHUIZHENGYUZHENWANSUGUANGHUIGUOYUJUN(XianJiaotongUniversity)(Manuscriptreceived10February,1996)ABSTRACTAmovableboundaryspatialdiscretizationtechniquehasbeenusedtotranslatethebasicfluidconservationequationsintomovableboundaryformulation.Aboundarytreatmentalgorithmisde2velopedtoplaceandtrackboundariesbetweenheattransferregimesonthesecondarysideofasteamgenerator.Withsuitableheattransfercorrelationschosen,aprogramisdevelopedtopre2dictthethermal