高温气冷堆示范工程(high temperature gas-cooled reactor-pebble module, HTR-PM)是由清华大学核能与新能源技术研究院设计的具有固有安全的反应堆[1-3]，可以达到第四代核能系统的核安全目标，在技术上不需要采取厂外应急措施，同时还具有发电效率高、设备国产化率高、采用成熟火电二回路汽轮机组等优点[4-7]。蒸汽发生器是核电站热量传输的枢纽，同时是一回路压力边界的重要组成部分(超过80%)，其安全性及可靠性要求非常高[8]。除正常运行工况外，还需要对各种预期瞬态、事故工况等进行分析和验证。目前压水堆倒U型管自然循环蒸汽发生器经历了半个多世纪的发展[9]，在材料选择[10]、设计分析方法[11]、大型验证实验[12-15]、运行经验[16-18]等方面有了较多积累。高温气冷堆螺旋管式直流蒸汽发生器在材料、结构、热工水力、加工制造等各方面均与压水堆倒U型管自然循环蒸汽发生器存在较大差别。
目前可用于蒸汽发生器的设计分析方法和软件已经大为改善，热工流体和结构领域均有较好的通用程序。对于流动和换热分析有各种通用CFD程序[19](Fluent、CFX等)，对于结构分析有各种有限元程序[19-20](Ansys、Abaqus等)，针对流致振动也有相应的流固耦合程序[21](Adina等)。除了这些针对流动换热和结构分析的通用程序外，还有核领域专门开发的系统分析程序(RELAP5程序[22]、TRACE程序[23]、CATHARE程序[24]等)也可对蒸发器和换热器进行粗糙的模拟。另外，各公司、设计院和监管机构也有针对设备开发的专门分析程序，如ATHOS[25]、GENF[26]、GENEPI[27]等。针对一些特殊问题，还有专门的计算分析程序，如DYNAM[28]、Steamfreq-X[29]等两相流稳定性的分析程序。
虽然现在有较丰富的分析程序，但对于新型蒸汽发生器和换热器的研发，具有一定功率规模的工程验证试验是不可替代的。核电站蒸汽发生器功率大、价格昂贵，很难进行原型试验。工程验证试验台架不仅可以在实际运行工况下对热工和结构设计(高温结构蠕变需要长时实验，很难在大型试验回路上完成，需要进行专门的分项实验)进行验证，其结果也可为瞬态和耦合程序提供验证，还可以检验材料、加工、制造等各个环节。鉴于大型工程验证试验耗资大、周期长的特点，对于某些特定现象和问题，还可以辅以较简单的分项试验和机理实验加以研究。如横掠管束流阻及换热实验，管内单相及两相流动与换热实验，单根或少数并联管内两相流动稳定性实验，流量分配及局部阻力实验，流致振动实验等。这些分项试验或实验可以对某一问题认识更深入，还可以为相应的程序提供精确的测量数据和验证。但这要求对所研究内容能够进行较好的认识和分类，并且不能像大型工程验证试验那样涵盖耦合效应。HTR-PM高温气冷堆螺旋管式直流蒸汽发生器除了进行热工水力程序开发和分析[30-38]，还进行了各种分项实验[39-42]，并且在清华大学核能与新能源技术研究院实验基地建设了1∶1的工程验证试验回路(engineering test facility-steam generator, ETF-SG)，对一个螺旋管组件进行了1∶1的试验验证[1, 43]，对其热工设计余量、温度均匀性、两相流稳定性等工程重点关注问题进行了充分测试和验证。工程验证试验回路上的运行结果表明，高温气冷堆螺旋管式直流蒸汽发生器热工水力达到了设计要求。
1 工程验证试验回路 1.1 蒸汽发生器工程验证试验回路简介ETF-SG流程图如图 1所示，主要包括一回路(氦回路)、二回路、三回路、稳压系统、补排水系统和其他辅助系统等。二回路、三回路(中间回路)、稳压系统、补排水系统和其他辅助系统等均属于蒸汽回路[44-45]。
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| 图 1 高温气冷堆蒸汽发生器工程验证试验回路(ETF-SG) |
氦回路设计压力8 MPa，最高设计温度800℃，氦回路可为蒸汽发生器试验本体提供750℃，3.8 kg/s的高温氦气。氦回路包括电加热器、氦风机、过滤器、预冷器、回热器等设备。电加热器功率6.5 MW，回热器可以从高温蒸汽回收约4 MW的热量，氦回路可为蒸汽发生器试验本体提供10 MW的加热功率。二回路设计压力18 MPa，最高设计温度600℃。二回路系统主要设备有循环水泵、减温器、预热器、给水流量控制系统、蒸发器、缓冲罐、回热器、冷凝器管侧等。欠饱和水经循环水泵升压后，经减温器和预热器调节水温后进入蒸汽发生器管侧，经蒸汽发生器壳侧一回路的高温氦气加热后成为13.9 MPa、570℃的过热蒸汽。过热蒸汽从蒸汽发生器出来后经过缓冲罐进入回热器管侧，对一回路冷氦气进行预热，过热蒸汽在回热器出口处被冷凝为湿蒸汽，然后进入冷凝器管侧，被冷凝为欠饱和水。欠饱和水再进入循环水泵入口，完成闭合循环。三回路对冷凝器进行冷却，冷却水系统对三回路换热器进行冷却。稳压系统采用氮气稳压，维持二回路和三回路系统的压力。补排水系统为二回路和三回路系统补水和排水。另外有冷却水系统为相关设备提供冷却。
高温气冷堆蒸汽发生器工程验证试验回路的测量和控制系统包括一次测量仪表、数据采集与控制系统、安全级仪表系统等。测量仪表包括温度、压力、差压、流量、液位等传感器。数据采集与控制系统能够实时采集测量仪表的数据，对阀门、循环泵、柱塞泵、除氧器、膜压机等设备进行远程控制，并且有相应的报警和保护系统。安全级仪表系统独立于数据采集与控制系统，用于蒸汽回路系统(二回路系统)与氦气回路系统(一回路系统)的联锁保护，防止重大安全事故的发生。给水流量控制系统有专门的独立于回路的控制系统，用于精确调节和控制蒸汽发生器试验本体入口35根传热管的流量。每根传热管的给水流量控制装置包括一台电动针阀、一台电动球阀、一台孔板流量计(孔板及差压变送器)和一台差压变送器。针阀可用于流量的精细调节，能够实现单根传热管流量的高精度调节[46]。
ETF-SG于2012年开始安装，2016年10月安装完毕。经过4个月的冷态和热态调试后，回路于2017年3月首次达到设计运行参数。然后于2017和2018年完成了针对HTR-PM蒸汽发生器的几十项试验。
1.2 蒸汽发生器试验本体及其测点HTR-PM高温气冷堆蒸汽发生器由19个相同的传热单元构成，每个传热单元均由5层35根传热管组成。蒸汽发生器试验本体与HTR-PM高温气冷堆蒸汽发生器的1个传热单元完全相同，所以是1∶1的工程验证试验。蒸汽发生器试验本体结构如图 2所示，主要由给水管板、下部膨胀管束、传热管束、上部膨胀管束、蒸汽联箱、氦气入口、氦气出口、壳体等组成。其中传热管束由2种材质传热管焊接组成，存在异种材料焊接。下部低温段传热管管材为2.25Cr1Mo(T22)，上部高温段传热管管材为Incoloy 800H。
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| 图 2 蒸汽发生器试验本体示意图 |
蒸汽发生器试验本体包含温度测点54个，包括主蒸汽温度测点35个，氦气温度测点10个，传热管外壁温度测点9个。35个主蒸汽温度测点位于每根传热管出口，悬置于换热管出口中心。10个氦气温度测点包括高度方向4个，进口3个，出口3个。另外，蒸汽发生器试验本体还包括氦气进出口差压测点1个[45]。
2 工程验证试验结果简介在试验回路上先后完成了蒸汽发生器10%、20%、30%、50%及75%功率工况试验。在试验中对螺旋管束、螺旋管的阻力及传热性能进行了测试，对蒸汽发生器的温度均匀性、热工水力瞬态特性、堵管后温度分布及其温度展平调节、两相流稳定性等进行了试验研究和验证[42]。
2.1 不同功率稳态工况及传热面裕度由于高温气冷堆蒸汽发生器单个传热组件的设计满功率为13.16 MW，而试验台架最大热功率为10 MW(电加热器电加热6 MW，回热器回热4 MW)，因此试验回路能够测试的最大功率为其设计功率的75%。采用75%及以下功率试验对分析计算程序进行验证，然后再对100%设计功率工况的传热面裕量进行校核。
2.1.1 不同功率工况阻力及换热测量结果针对5个工况(蒸汽参数13.9 MPa，570℃)进行了热态功率测量。5个热态工况的热平衡在96%~102%。图 3给出了30%功率试验测量得到的氦气及二次侧温度沿管长分布及其与程序计算结果[36, 47]的对比。高温气冷堆螺旋管直流蒸汽发生器程序相关介绍参考文[30]。从图 3可见，程序计算结果与试验结果吻合很好，并且程序计算结果比试验结果稍保守。
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| 图 3 30%功率工况氦气及水温度沿管长分布 |
2.1.2 100%功率工况传热面裕度分析
表 1给出了用验证过且保守的计算程序预测得到的100%功率工况蒸汽发生器运行参数，并与设计参数进行了对比。采用设计参数(一、二次侧温度和流量)计算得到所需传热管长度为53.4 m，而实际传热管长度为62 m，因此得出传热面裕量为16.1%。另外，100% 功率时蒸汽发生器一次侧阻力(主要为螺旋管束压降)小于氦风机选型时为蒸汽发生器预留的一次侧压降，二次侧阻力(主要为螺旋管压降、连接管压降和节流孔压降)也小于预留阻力。综上，蒸汽发生器热工水力设计是保守的。
| 项目 | 数值 |
| 热功率/MW | 13.3 |
| 一次侧氦气流量/(kg·s-1) | 5.07 |
| 一次侧入口氦气温度/℃ | 750 |
| 一次侧出口氦气温度/℃ | 250 |
| 一次侧氦气压力/MPa | 7 |
| 二次侧给水流量/(kg·s-1) | 5.06 |
| 二次侧入口水温度/℃ | 205 |
| 二次侧出口蒸汽温度/℃ | 570 |
| 二次侧蒸汽压力/MPa | 13.9 |
| 计算管长/m | 53.4 |
| 设计管长/m | 62.0 |
| 换热面余量/% | 16.1 |
2.2 参数波动瞬态响应
为了研究直流高过热蒸汽发生器的瞬态响应，在30%、50%和75%功率时对一、二次侧参数瞬态波动后的蒸汽发生器的响应进行了试验测量。下文简要介绍30%功率工况时，一回路氦气流量及氦气温度波动后蒸汽发生器的瞬态响应。
2.2.1 热氦气温度波动在约400 s时，降低氦回路电加热器通电电压，使其功率由2 282 kW降至2 172 kW，降低约110 kW。蒸汽发生器二次侧给水流量、给水温度、蒸发器一次侧氦气流量等参数维持不变。电加热器功率降低后，电加热器出口氦气温度(蒸汽发生器一侧入口热氦气温度)明显降低，蒸汽发生器出口蒸汽温度也随之降低。由图 4可见，当蒸发器一次侧入口氦气温度降低10.2℃后，蒸发器出口蒸汽温度降低20.4℃。本文试验中一次侧氦气流量、蒸汽发生器给水流量、给水温度等参数很稳定，没有变化。根据非线性偏微分方程组在零点附近可做近似线性化处理，因此一回路氦气温度波动1℃导致的主蒸汽温度变化约为2℃。
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| 图 4 热氦气温度波动后蒸汽发生器瞬态响应(30%功率) |
2.2.2 氦气流量波动
由于增加氦气流量会明显提高主蒸汽温度，因此为保护试验回路及防止控制系统保护，此项试验在主蒸汽温度较低时进行。通过调节氦风机出口阀门开度及氦风机转速增加一回路氦气流量。图 5a为一回路氦气流量随时间变化曲线，在约670 s时氦气流量由1.65 kg/s增加至1.74 kg/s，其他设备的控制参数维持不变。图 5b显示蒸汽发生器出口蒸汽温度明显升高，升高幅度为23.9℃。实际上试验过程中蒸汽发生器入口热氦气温度下降7.3℃，从节2.2.1可知，热氦气温度变化1℃将导致主蒸汽温度变化2℃。所以需要扣除氦气温度下降7.3℃导致的主蒸汽温度下降14.6℃。消除热氦气温度降低效应后，氦气流量增加5.5%时，主蒸汽温度应增加38.5℃。根据非线性偏微分方程组在零点附近可做近似线性化处理，因此一回路氦气流量波动1%导致的主蒸汽温度变化约为7.0℃。
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| 图 5 氦气流量波动后蒸汽发生器瞬态响应(30%功率) |
2.3 温度均匀性及堵管试验
鉴于以往气冷堆大螺旋盘管蒸汽发生器出现的温度不均匀性问题[48]，本文对高温气冷堆螺旋管式直流蒸汽发生器的温度均匀性进行了研究。这里简要介绍30%功率工况时，传热管入口无节流和施加节流后蒸汽发生器出口蒸汽温度的均匀性。然后介绍当堵管一根后蒸汽发生器出口蒸汽温度的均匀性及温度展平调节情况。
组件式螺旋管直流蒸汽发生器温度均匀性影响因素除组件内影响因素外还包括组件间影响因素，本工程验证试验只对一个组件内温度均匀性进行验证和测量。组件内影响因素包含了单个螺旋管束组件的固有偏差、加工制造偏差等重要因素[33, 36]。组件间影响因素由19个传热组件一致性(控制加工制造等偏差)及其他单相试验进行补充和验证[42, 49]。
2.3.1 正常运行工况的温度均匀性图 6给出了入口不施加节流和施加节流后蒸汽发生器出口蒸汽温度分布情况。从图中可见，当入口不施加节流时，35根传热管温度偏差约为30℃。施加节流后基本可以将温度偏差控制在5℃左右，温度均匀性大为改善。
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| 图 6 正常工况温度均匀性(30%功率) |
2.3.2 堵管后温度均匀性及温度展平流量调节
图 7给出了30%功率时第1层(编号1、2、3、4、5)第1根管(编号1)堵管前、堵管后及二次侧入口流量调节后的35根传热管出口蒸汽温度测量结果。图 7表明堵管前所有35根传热管出口蒸汽温度偏差均小于5℃，堵管后第1层剩余4根传热管出口蒸汽温度明显升高，平均升高10.9℃，其中编号为5的传热管温升最高，为14.5℃。编号5的传热管温升最高是因为其正处于编号为1传热管的下方。第2层(编号6、7、8、9、10、11)6根传热管出口蒸汽温度平均升高5.9℃。第3层(编号12、13、14、15、16、17、18)7根传热管出口蒸汽温度平均升高2.8℃。第4层(编号19、20、21、22、23、24、25、26)8根传热管出口蒸汽温度平均升高0.78℃。第5层(编号27、28、29、30、31、32、33、34、35)9根传热管出口蒸汽温度平均降低0.07℃。第1层堵管一根后其外侧氦气温度升高，由于管束对壳侧氦气的混合作用使第1层螺旋管外的高温向第2、3层传递，因此第2、3、4层螺旋管出口蒸汽温度亦升高，并且升高幅度逐渐降低。第5层由于较远，几乎无影响。
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| 图 7 堵管对温度均匀性影响及其温度展平(30%功率) |
2.4 两相流稳定性试验
动态两相流不稳定性最常见的就是密度波型不稳定性和压力降型不稳定性。压力降型脉动要求系统的水动力特性曲线存在负斜率区，并且在蒸发器入口存在可压缩容积，这两条对于蒸汽发生器试验回路均不成立。因此下文介绍的均为密度波型两相流不稳定性。
两相流稳定性受系统压力、流量、功率、入口节流、入口温度等参数影响，其中影响最大的是系统压力及流量(或者功率)[50-54]。在工程验证试验回路上针对不同功率台阶进行了试验，并分别在10%流量(功率)、30%流量(功率)及50%流量(功率)台阶降低系统压力观察发生不稳定的边界。在试验时保持蒸汽发生器出口温度约570℃，入口温度为80~200℃，流量百分比基本可以代替功率百分比。两相流稳定性试验时的数据采集频率为1 Hz。
下文首先介绍两相流稳定边界，然后对两相流脉动表现形成及高温气冷堆蒸汽发生器工程验证试验出现的不稳定现象及机理进行简单讨论。
2.4.1 稳定性边界两相流稳定性试验最重要的就是要找到其稳定边界，为蒸汽发生器运行提供支持。两相流稳定性试验结果见图 8，其中黑色实心点代表完全稳定，系统流量、压力、温度没有明显脉动。空心点代表不稳定，系统流量发生10%甚至以上的脉动。半实心半空心点代表临界稳定，系统流量有小于5%的脉动，但运行较稳定，并且脉动幅度不存在随时间放大的趋势。从图中可以看出对于约10%功率或者流量，系统稳定的压力边界约为10 MPa。对于30%功率或者流量，系统稳定的压力边界约为7~10 MPa。对于50%功率或者流量，系统稳定的压力边界低于4 MPa。图 8除给出本次试验结果外，还给出了用自主开发频域法及时域法程序[30, 34, 37]分析得到的两相流稳定性结果，与试验结果较为吻合。
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| 图 8 两相流稳定性边界 |
2.4.2 两相流不稳定性表现形式及其他
本试验中共出现了2种表现形式，分别为整体脉动和管间脉动。发生整体脉动时，主蒸汽压力、主蒸汽温度和主给水总流量随时间脉动。35根传热管入口流量脉动相位与主给水流量脉动相位相同。10%功率时典型脉动周期为48 s，流量脉动幅度12.5%，压力脉动0.2 MPa，主蒸汽温度脉动2℃。发生管间脉动时，主蒸汽压力、主蒸汽温度和主给水总流量脉动幅度很小，但是35根传热管入口流量脉动非常大，振幅达到300%，并且出现负流量。通过增加35根传热管入口节流阻力系数，可以减小直至消除管间脉动。
通过试验还发现两相流稳定性的其他现象，在本文不进行介绍。例如，在给水流量基本不变的前提下，给水泵旁通比例对稳定性有影响[55]；给水总管节流与分管节流对管间脉动、整体脉动有不同影响[56]；稳压器接入与切除对系统脉动幅度的影响。
3 主要结论本文建设了高温气冷堆示范工程螺旋管式直流蒸汽发生器工程验证试验回路，在工程验证试验回路上对蒸汽发生器试验本体进行了1∶1工程验证。本文充分验证了螺旋管式直流蒸汽发生器的热工水力性能，并初步验证了结构设计的合理性。主要结论和成果包括：
1) 测量了不同工况下蒸汽发生器的热工水力性能，验证了计算程序的准确性。高温气冷堆蒸汽发生器的热工水力设计是保守的，换热面有约15%裕量；
2) 正常运行时能够保证蒸汽发生器单个组件出口过热蒸汽的温度偏差在10℃以内，堵管后通过调节节流孔，可保证出口过热蒸汽的温度偏差在±10℃以内；
3) 给出了正常工况下保证温度均匀性的节流孔阻力系数及堵管工况下节流孔阻力系数调节方案，为节流孔设计提供了数据；
4) 在设计工况及设计节流下蒸汽发生器能够保证两相流稳定性，并给出了低功率及低系统压力下的两相流稳定边界。
除了上述热态工况试验，在调试阶段对螺旋管及横掠螺旋管束流动及换热也进行很多实验测量。这对于积累更多数据，获得更精确的、更有针对性的螺旋管阻力及换热公式、横掠螺旋管束阻力及换热等具有重要意义。对于大规模工程验证试验结果，需要进行更多挖掘和分析，并用于验证相关程序。本文仅介绍了部分热态工况试验的少量结果。
致谢
感谢清华大学核能与新能源技术研究院何树延教授在蒸汽发生器试验本体设计、工程验证试验台架设计、建设过程中的指导和帮助。感谢清华大学核能与新能源技术研究院反应堆结构研究室参与工程验证试验的研究生及华能山东石岛湾核电技术有限公司参与蒸汽发生器工程验证试验的相关员工。感谢清华大学核能与新能源技术研究院实验基地先进反应堆工程实验室及大型氦气回路相关教师和技术人员在试验时提供的支持。
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