直流蒸汽發(fā)生器內(nèi)二次側(cè)流體被一次側(cè)流體加熱,其軸向熱流密度分布與兩側(cè)流體運(yùn)行參數(shù)密切相關(guān)。采用RELAP5/MOD4.0程序?qū)χ绷髡羝l(fā)生器的穩(wěn)態(tài)與瞬態(tài)運(yùn)行特性進(jìn)行數(shù)值模擬研究,獲取了直流蒸汽發(fā)生器熱工參數(shù)的振蕩特征,并進(jìn)一步探究了一個(gè)周期內(nèi)不同時(shí)刻的二次側(cè)流體的質(zhì)量流量、熱流密度及管壁溫度的瞬時(shí)軸向分布以及二次側(cè)入口節(jié)流對(duì)流動(dòng)振蕩的影響。結(jié)果表明:對(duì)流加熱工況下軸向熱流分布主要取決于一次側(cè)流體和二次側(cè)流體之間的溫差。當(dāng)直流蒸汽發(fā)生器內(nèi)發(fā)生密度波振蕩時(shí),一次側(cè)出口溫度及總加熱功率均劇烈振蕩。干涸點(diǎn)的位置大幅移動(dòng),且其附近的壁溫強(qiáng)烈波動(dòng),可通過(guò)增大二次側(cè)入口節(jié)流抑制流動(dòng)振蕩。

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圖2計(jì)算與實(shí)驗(yàn)所得溫度分布Fig.2ComputationalandExperimentalTemperatureDistribution

10核動(dòng)力工程Vol.41.No.6.2020量或能量的傳遞。采用RELAP5/MOD4.0程序?qū)σ粋�(gè)有代表性的平均通道進(jìn)行數(shù)值模擬，系統(tǒng)節(jié)點(diǎn)劃分如圖2所示。一次側(cè)與二次側(cè)的流體流動(dòng)分別由2個(gè)管型部件模擬；系統(tǒng)壓力及流體的入口溫度由時(shí)間相關(guān)控制體部件設(shè)定；出口的系統(tǒng)參數(shù)通過(guò)單一控....

圖3計(jì)算所得一次側(cè)與二次側(cè)流體干度Fig.3CalculatedThermalEquilibriumQualityofPrimaryandSecondaryFluid

管壁溫度分布作為參照�？梢钥闯觯谙蛳铝鲃�(dòng)的過(guò)程中，一次側(cè)流體的溫度逐漸降低；在過(guò)冷區(qū)，二次側(cè)流體溫度逐漸上升直到飽和溫度；在飽和沸騰區(qū)，二次側(cè)流體溫度基本保持不變直到發(fā)生干涸，其標(biāo)志是壁溫的躍升；在缺液區(qū)，二次側(cè)流體中液相的份額進(jìn)一步減少；在過(guò)熱區(qū)，二次側(cè)為單相蒸汽狀態(tài)，其溫度....

圖4計(jì)算所得熱流密度分布Fig.4CalculatedHeatFluxDistribution

趙孝等：直流蒸汽發(fā)生器穩(wěn)態(tài)與瞬態(tài)特性數(shù)值模擬11圖4計(jì)算所得熱流密度分布Fig.4CalculatedHeatFluxDistribution著一次側(cè)與二次側(cè)流體之間溫差的減小而逐漸減校在飽和沸騰區(qū)，因?yàn)槎蝹?cè)傳熱系數(shù)與兩側(cè)流體溫差同時(shí)增大，所以熱流密度顯著增大。干涸導(dǎo)致了傳熱惡....

圖5計(jì)算所得的溫度分布Fig.5ComputationalTemperatureDistributions

之間溫差的減小而逐漸減校在飽和沸騰區(qū)，因?yàn)槎蝹?cè)傳熱系數(shù)與兩側(cè)流體溫差同時(shí)增大，所以熱流密度顯著增大。干涸導(dǎo)致了傳熱惡化，因此干涸點(diǎn)處的熱流密度急劇減校在缺液區(qū)和過(guò)熱區(qū)，熱流密度很小，且隨兩側(cè)流體溫差的減小而減校由以上分析可得：直流蒸汽發(fā)生器內(nèi)的熱流密度分布形式主要取決于一次側(cè)和....

本文編號(hào)：3953957