壓水堆核電站蒸汽發(fā)生器二次側(cè)兩相流流場特性模擬

劉麗艷，蘇?桐，郭?凱，王一鵬，熊光明, ，朱?勇，譚?蔚，唐國武

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壓水堆核電站蒸汽發(fā)生器二次側(cè)兩相流流場特性模擬

劉麗艷1，蘇?桐1，郭?凱1，王一鵬1，熊光明1, 2，朱?勇2，譚?蔚1，唐國武3

(1. 天津大學(xué)化工學(xué)院，天津 300350；2. 中廣核工程有限公司，深圳 518124；3. 山東師范大學(xué)化學(xué)化工與材料科學(xué)學(xué)院，濟(jì)南 250014)

壓水堆核電站蒸汽發(fā)生器中二次側(cè)流體流過傳熱管束會使管束發(fā)生振動，可能造成管束損壞，引發(fā)事故．蒸汽發(fā)生器尺寸較大，內(nèi)部結(jié)構(gòu)復(fù)雜，難以進(jìn)行全尺寸實(shí)驗(yàn)，數(shù)值模擬方法是研究蒸汽發(fā)生器熱工水力特性的常用方法．現(xiàn)有研究以設(shè)計(jì)工況下的熱工水力參數(shù)為主，而對于不同冷熱端給水比條件、或存在防振條偏移時(shí)傳熱管上流體力的分布規(guī)律考慮不足．為分析流場狀態(tài)與流體力分布規(guī)律，使用FLUENT軟件及多孔介質(zhì)模型研究蒸汽發(fā)生器二次側(cè)流場特性，通過分布式阻力表征流域內(nèi)管束、支撐板、防振條等組件的影響，將一次側(cè)對二次側(cè)熱交換能量以邊界條件形式加入到模型中，基于零方程湍流模型，并結(jié)合兩相漂移流模型計(jì)算得到了流場的溫度、空泡率、速度、橫流動能的分布規(guī)律，同時(shí)研究了冷熱端給水比與防振條偏移對流體力分布的影響．結(jié)果表明：在設(shè)計(jì)工況下，軸向高度3m時(shí)二次側(cè)流體均升溫至沸點(diǎn)并保持穩(wěn)定，空泡率隨換熱過程的進(jìn)行而逐漸增加，在二次側(cè)出口處平均值為90%；流體速度與空泡率、流動方向及流場結(jié)構(gòu)有關(guān)，熱端平均流速呈現(xiàn)在直管段增加、彎管段降低的趨勢，在8.8m高度達(dá)到最大值5.36m/s，而冷端流速在軸向高度2.2m前略有降低，隨后與熱端趨勢相同，8.8m高度處為最大值3.56m/s；流體對管束的作用在二次側(cè)入口區(qū)域與彎管區(qū)域較明顯，而在直管段幾乎沒有影響；冷熱端給水比例的變化僅對入口處流體動能分布影響較大；防振條偏移會對局部流體力分布造成影響，兩組防振條之間流速和動能將平滑變化．

蒸汽發(fā)生器；熱工水力；數(shù)值模擬；兩相流

蒸汽發(fā)生器作為壓水堆核電站一、二次側(cè)回路的換熱樞紐，其中包含的大量傳熱管也是核島一次側(cè)回路中最為薄弱的部分．據(jù)統(tǒng)計(jì)，由蒸汽發(fā)生器失效造成核電機(jī)組計(jì)劃外停堆的比例占所有意外事故的25%，而多數(shù)蒸汽發(fā)生器的失效原因是傳熱管破損[1].這些傳熱管壁厚僅為1mm左右，因處于高溫高壓、高速流體沖刷的極端工況環(huán)境，雖然已經(jīng)采用特殊標(biāo)準(zhǔn)的鎳基合金材料，但仍易因腐蝕、振動、磨損等因素造成傳熱管破損，導(dǎo)致一次側(cè)含輻射流體泄漏[2-4].由于傳熱管的失效與二次側(cè)流動狀態(tài)密切相關(guān)，故研究二次側(cè)熱工水力特性和流場參數(shù)，有助于研究蒸汽發(fā)生器失效機(jī)理，對指導(dǎo)蒸汽發(fā)生器的設(shè)計(jì)和安全運(yùn)行具有重要意義．

由于蒸汽發(fā)生器尺寸較大，內(nèi)部結(jié)構(gòu)復(fù)雜，難以對其進(jìn)行全尺寸實(shí)驗(yàn)．隨著計(jì)算流體動力學(xué)(CFD)的發(fā)展，數(shù)值模擬方法已成為研究蒸汽發(fā)生器熱工水力特性的常用方法．面對蒸汽發(fā)生器復(fù)雜的內(nèi)部結(jié)構(gòu)，對每一個(gè)內(nèi)部組件進(jìn)行建模并繪制網(wǎng)格所需的計(jì)算資源過于巨大，采用多孔介質(zhì)模型表征各組件造成的壓力損失幾乎是目前唯一的模擬手段[5-6]．Patankar等[7-8]首先驗(yàn)證了多孔介質(zhì)方法的有效性并分析了換熱器殼程流場特性．Lu等[9]基于雙流體模型開發(fā)了THAC-SG熱工水力分析代碼，并通過大亞灣核電站蒸汽發(fā)生器的參數(shù)對代碼進(jìn)行了驗(yàn)證．Hovi等[10]將APROS專用軟件的計(jì)算結(jié)果作為一次側(cè)流場邊界，從而建立二次側(cè)流場的CFD模型，研究了二次側(cè)在壓力變化過程中流場特性的變化．Cong等[11-12]等提出雙層網(wǎng)格模型耦合一、二次側(cè)流場的方法，并利用該方法對二次側(cè)流場進(jìn)行了分析．

目前對于蒸汽發(fā)生器二次側(cè)流場的分析，以研究設(shè)計(jì)工況下的基本熱工水力參數(shù)為主，但此類參數(shù)無法直接用于傳熱管振動計(jì)算．此外，二次側(cè)給水受給水環(huán)管影響，其冷熱端給水量可能不一致，造成流場狀態(tài)變化．同時(shí)流體對管的作用力(以下簡稱流體力)分布對傳熱管振動有直接影響，但尚鮮見研究說明防振條偏移對于傳熱管上流體分布的影響．本文基于多孔介質(zhì)方法研究了蒸汽發(fā)生器二次側(cè)流場的熱工水力特性，同時(shí)分析了不同區(qū)域流體橫向流過管束的流體動能密度，考慮了冷熱端給水比例的影響，并對可能發(fā)生的防振條偏移進(jìn)行了分析．

1?數(shù)學(xué)模型與計(jì)算方法

1.1?數(shù)學(xué)模型

在蒸汽發(fā)生器中，流體以過冷狀態(tài)進(jìn)入二次側(cè)流場，以高空泡率狀態(tài)離開流場進(jìn)入汽水分離器，考慮到其中的兩相流狀態(tài)與流動的不均勻性，本文采用兩相漂移流模型[13-14]，其控制方程為

?(1)

???(2)

???(3)

在兩相漂移流模型中，相間滑移速度定義為

?(4)

研究中一次側(cè)與二次側(cè)的熱交換能量以邊界條件的形式加入到模型中，單位體積內(nèi)使液相沸騰的能量為

?(5)

采用零方程湍流模型[15-16]計(jì)算湍流黏性，有效黏性的定義為

?(6)

模型依靠多孔介質(zhì)表征二次側(cè)流場內(nèi)的部件對流體的影響，針對管束、支撐板、防振條等不同區(qū)域位置，利用用戶定義函數(shù)(UDF)確定每個(gè)位置上不同方向的阻力系數(shù)，其壓力損失的計(jì)算式為

?(7)

1.2?物理模型與邊界條件

本文的計(jì)算模型根據(jù)實(shí)際自然循環(huán)蒸汽發(fā)生器的結(jié)構(gòu)建模得到，圖1為蒸汽發(fā)生器的結(jié)構(gòu)示意．建模區(qū)域?yàn)槎蝹?cè)流場從下部管板上表面到上部汽水分離器之間的范圍，其中包含全部換熱管束、防振條與支撐板，均采用多孔介質(zhì)方法進(jìn)行建模分析．模型中5組防振條均布于彎管區(qū)域，9塊支撐板間距相等，為傳熱管束起到支撐作用．由于模型的對稱性，建模范圍為1/2整體模型．

圖1?模型區(qū)域示意

模型以管板上表面為軸基準(zhǔn)面，二次側(cè)流體從管板與管束套筒的間隙水平進(jìn)入計(jì)算域，其軸向高度范圍為0～0.36m，該邊界設(shè)置為速度入口邊界條件，速度分布表達(dá)式為

?(8)

管束套筒頂部為壓力出口邊界條件；管板上表面以及管束套筒的外緣為無滑移壁面邊界條件；1/2模型的分割面為對稱邊界條件．

2?網(wǎng)格劃分及模型驗(yàn)證

如圖2所示，模型采用ICEM 軟件劃分結(jié)構(gòu)網(wǎng)格，其最低網(wǎng)格質(zhì)量高于0.75．為保證計(jì)算結(jié)果的準(zhǔn)確性，在研究前進(jìn)行了網(wǎng)格無關(guān)性檢驗(yàn)，分別得到網(wǎng)格數(shù)量為704488、1512240、2107970的模型，同時(shí)取蒸汽發(fā)生器專用軟件的計(jì)算結(jié)果進(jìn)行對比．表1為本文模型與專用軟件結(jié)果的相對誤差值，可以看出，專用軟件的計(jì)算結(jié)果與Fluent的結(jié)果幾乎一致，且對于本文所選擇的網(wǎng)格數(shù)量范圍，計(jì)算結(jié)果變化較?。罄m(xù)研究選用了1512240網(wǎng)格的計(jì)算模型．

圖2?網(wǎng)格劃分

表1?結(jié)果對比與網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證

Tab.1?Comparison results and grid independence check

3?結(jié)果與討論

基于以上理論模型，本文先研究了設(shè)計(jì)工況下二次側(cè)流場的熱工水力特性和流體橫流過管束的能量分布狀況，隨后依次研究了冷熱端給水比例、防振條偏移對流體橫流動能分布的影響．

3.1?蒸汽發(fā)生器二次側(cè)流場特征分析

圖3和圖4分別為對稱面溫度分布和流場沿軸向的溫度曲線．流體進(jìn)入流場為過冷狀態(tài)，溫度為542.7K．隨著熱交換過程的進(jìn)行，二次側(cè)流體溫度隨軸向高度不斷上升，直至達(dá)到沸點(diǎn)．在沿軸向的0.4m高度內(nèi)，由于入口流量隨高度增加而增加，截面溫度上升緩慢、冷端最高溫度略有下降．圖4中溫度最大值達(dá)到沸點(diǎn)表明相變開始，而最小值達(dá)到沸點(diǎn)則表明相變從過冷沸騰徹底轉(zhuǎn)換為飽和沸騰．熱端的最高溫度始終為沸點(diǎn)，說明管板上表面處已經(jīng)有汽相產(chǎn)生，而冷端在軸向高度1.8m左右才開始發(fā)生相變．熱端從軸向高度0.4m到1.4m平均溫度上升了5.4K，而從1.4m到2.4m平均溫度僅上升了0.7K，這是由于低于1.4m高度時(shí)一次側(cè)向二次側(cè)傳遞的熱量主要用于加熱過冷液體，而1.4m后熱量更多地用于液體沸騰，此時(shí)飽和沸騰開始占主導(dǎo)地位．而在冷端傳熱功率較低，流體溫度相對均勻，在軸向高度2.8m時(shí)升溫速度仍沒有明顯下降．在3m高度時(shí)，所有位置均達(dá)到沸點(diǎn)且溫度保持穩(wěn)定，過冷沸騰過程徹底結(jié)束．

圖3?對稱面溫度分布

圖4?軸向流場溫度分布曲線

在蒸汽發(fā)生器中，二次側(cè)流體從單液相到高汽相分率的汽液兩相環(huán)狀流狀態(tài)，狀態(tài)變化復(fù)雜[17]，本研究以空泡率的變化情況表征流體兩相流動狀態(tài)的變化，如圖5和圖6所示．熱端在管板上表面的平均空泡率約為9%，并隨高度逐漸增加，而冷端流體從入口處到2m高度范圍內(nèi)，平均空泡率幾乎為0，與溫度分布規(guī)律相同．冷熱端間的空泡率差值從入口開始逐漸增加，在2.2m高度處達(dá)到最大50%，隨后由于冷端進(jìn)入沸騰，同時(shí)冷熱端流體混合，空泡率差值逐漸減低，到上部出口附近時(shí)降至7%，同時(shí)出口處總平均空泡率為90%．

圖5?對稱面空泡率分布

圖6?軸向流場空泡率分布曲線

流場速度的分布情況如圖7和圖8所示．在直管段，由于空泡率提升，熱端平均流速隨高度逐漸增加，在8.8m高度時(shí)達(dá)到最大值5.36m/s．而冷端平均速度隨高度增加而先逐漸降低，軸向高度2.2m時(shí)達(dá)到最低值0.38m/s，而后又隨之增加，8.8m高度時(shí)為3.65m/s．這是由于低于2.2m高度時(shí)，冷端流體接近單相液體，其流動方向從進(jìn)入流場的徑向轉(zhuǎn)變?yōu)檩S向，造成了流速下降，而2.2m高度后冷端空泡率大幅提升，提高了冷端的體積流率．到達(dá)U型彎管區(qū)域時(shí)，由于擴(kuò)張段的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)，面平均流速隨截面積的增加而減小，在出口處降至1.56m/s．由于同一高度上熱端空泡率比冷端更高，體積流率相應(yīng)較高．在9m高度左右的位置，最大流速急劇增加，這是由于在擴(kuò)張段上少量流體在管束區(qū)外部產(chǎn)生了壁流現(xiàn)象.

圖7?對稱面速度分布

圖8?軸向流場速度分布曲線

在蒸汽發(fā)生器中，管束的振動主要由于流體橫流沖刷管束導(dǎo)致，其振動狀態(tài)與管束自身結(jié)構(gòu)、流體密度、速度分布密切相關(guān)．

圖9和圖10分別展示了最外側(cè)彎管區(qū)域與流場沿管束方向的橫流速度分布，圖10中橫坐標(biāo)為管束中沿最外側(cè)傳熱管的軸線長度．可以看出，彎管區(qū)域橫流速度最高，最大速度在45°與135°附近位置，而平均流速較為穩(wěn)定，冷端平均流速約為熱端的80%，同時(shí)防振條對流動有明顯阻礙，各組防振條附近流速較低．在直管段，二次側(cè)流體入口橫流速度較高，最大流速接近4m/s，同時(shí)由于支撐板的阻礙作用，流體在流過支撐板前橫流速度逐漸上升，并在流過支撐板后降至幾乎為零．

圖9?傳熱管彎管區(qū)外表面橫流速度分布

圖10?沿管束方向橫流速度分布

流體動能密度定義為

?(9)

其值體現(xiàn)了傳熱管受流體作用力的大小．

圖11和圖12是彎管區(qū)域與流場沿管束方向的流體橫流流體動能密度分布，可以看出在入口區(qū)域流動以橫流為主，由于流體密度最大，最大橫流流體動能密度超過5500J/m3，對管束沖擊能量很高．直管區(qū)流動以軸流為主，橫流能量不到入口區(qū)域的10%．在彎管區(qū)域第1組防振條范圍內(nèi)流體動能密度較低，這是因?yàn)榇颂幙张萋屎芨?，流體密度低，造成流體總動能并不高，而從第1組防振條到第5組防振條之間平均流體動能密度逐漸上升，而最大流體動能密度與流速趨勢相同，在45°和135°左右達(dá)到最大值約3900J/m3，且熱端略高于冷端．

圖11?傳熱管彎管區(qū)外表面橫流流體動能密度分布

圖12?沿管束方向橫流流體動能密度分布

綜合考慮傳熱管的結(jié)構(gòu)剛度與流體流動分布情況，取對稱面上半徑最大的傳熱管R114號管(見圖13)作為研究對象，得到沿管的橫流速度、流體密度與橫流流體動能密度分布，如圖14所示．在二次側(cè)入口處，其橫流流體動能密度最高，由于此時(shí)流體處于過冷狀態(tài)，其流體動能密度幾乎只與流速相關(guān)，對于該處的振動校核可按照單相流體進(jìn)行．在直管段流體沿軸向運(yùn)動，流動對管束振動影響很?。趶澒軈^(qū)域，冷端流體密度相對高于熱端，但流速較低，總體流體動能密度低于熱端．

圖13?R114號傳熱管示意

圖14?R114號傳熱管流體特性分布

3.2?冷熱端給水比對流體動能分布的影響

針對冷熱端不同的給水比例，本節(jié)主要考慮流體對傳熱管作用的能量分布情況，分別考慮冷熱端給水比為1∶3、2∶3、1∶1、3∶2、3∶1的條件，并以R114號管為例進(jìn)行單管的詳細(xì)分析．

分別獲得二次側(cè)流場沿一次側(cè)流動方向的平均橫流速度、平均流體密度和平均橫流流體動能密度，如圖15～圖17所示．在二次側(cè)入口位置，由于相變作用較弱，流體密度接近單相液體，其流體動能密度只與流速相關(guān)，不平衡的給水比會造成單側(cè)管束受流體作用力過大，冷熱端給水比為3∶1時(shí)的平均流體動能密度是1∶1時(shí)的2倍．在直管段，提高冷/熱端給水比會降低冷端空泡率，從而提高冷熱端之間的體積流量差，使橫流速度有所提高．不同給水比狀態(tài)下，流體密度變化總趨勢相同，但提高單側(cè)給水量可以略微減緩直管段流體密度下降的速度．隨著軸向高度增加，流體由于湍流和橫流作用逐漸混合，到彎管區(qū)域時(shí)流體密度與橫流流速變化很小，由圖18可以看出，不同條件下彎管區(qū)域的流體動能分布基本一致.

圖15?沿管束方向平均橫流速度分布

圖16?沿管束方向平均流體密度分布

圖17?沿管束方向平均橫流流體動能密度分布

圖18?不同給水比下R114號傳熱管流體特性分布

如圖18所示，沿R114號管上的流體狀態(tài)與二次側(cè)流場的平均分布趨勢相同，冷熱端給水比的影響主要位于蒸汽發(fā)生器二次側(cè)的入口處．對于管束直管段，隨著單側(cè)流量增加，沸騰起始點(diǎn)相對滯后，從而提高了截面上的流體密度，其主要影響軸向高度1～5m范圍，但由于直管段橫流速度很低，平均橫流動能密度低于10J/m3，對管束振動不會產(chǎn)生明顯影響．在彎管區(qū)域，流體混合相對充分，給水比對流體密度和速度分布均影響較?。捎谶x取的是振動分析時(shí)最具代表性的傳熱管，其受到的流體作用遠(yuǎn)高于平均值，如入口處最大流體動能密度接近10000J/m3，是平均值的9倍，故對于傳熱管的振動校核，在工程計(jì)算時(shí)應(yīng)該對所有關(guān)注的傳熱管分別提取流體力并作校核．

3.3?防振條偏移的影響

蒸汽發(fā)生器傳熱管防振條的位置偏移會改變流場結(jié)構(gòu)與流體能量分布，可能造成管束局部振動．本文仍取R114號傳熱管進(jìn)行分析，對夾持R114號傳熱管的防振條分別進(jìn)行偏移，并得到彎管區(qū)域的流體分布狀態(tài)．

圖19～圖22為夾持R114號管的每組防振條分別向兩端偏移后，彎管區(qū)域內(nèi)沿管束的流體橫流速度、流體密度以及流體動能密度分布情況，其中防振條1和防振條2偏移20°，防振條3和防振條4偏移15°．圖中黑線為未發(fā)生防振條偏移的對照組，紅線為防振條向冷端偏移，藍(lán)線為防振條向熱端偏移．

參考對照組可知，由于防振條對流動存在阻礙作用，整個(gè)彎管段被5組防振條分成了11跨，每一跨間流速遠(yuǎn)高于防振條附近流速．由于流動傾向于穿過較少數(shù)量的防振條，故兩側(cè)流速較高，最大可達(dá)5.8m/s．在彎管角度70°～100°之間流體流量相對較低，但空泡率最高，流速超過4m/s．流體密度分布從冷端到熱端呈現(xiàn)先降低后升高的趨勢，冷端流體密度最大，90°位置最?。畯澒軈^(qū)域兩側(cè)流體動能密度高于其他位置，且熱端高于冷端，此外90°位置受高橫流流速影響，流體動能密度約500J/m3．

圖19?防振條1偏移時(shí)流體特性分布

圖20?防振條2偏移時(shí)流體特性分布

圖21?防振條3偏移時(shí)流體特性分布

圖22?防振條4偏移時(shí)流體特性分布

對比各組結(jié)果可以發(fā)現(xiàn)，防振條偏移對流體密度分布的影響較小，但對其附近區(qū)域流速有一定影響．在防振條偏移超過初始角度后，任意兩組防振條之間的流體流速會保持平滑變化，且不會超過該段區(qū)域原本的最大流速．由于流體密度變化受防振條影響很小，故其橫流流體動能密度的變化趨勢與流速變化相關(guān)．這表明在防振條偏移后，管上任意位置的流體力也會平滑變化，且小于偏移前最近兩跨間的流體力峰值．

4?結(jié)?論

本文基于多孔介質(zhì)方法建立了壓水堆核電站蒸汽發(fā)生器二次側(cè)流場的計(jì)算模型，通過分布阻力方式表征了蒸汽發(fā)生器中內(nèi)部組件的影響，得到了二次側(cè)流場的熱工水力特性，并著重研究了傳熱管受流體力作用的變化規(guī)律，得出以下結(jié)論．

(1) 流體對管束振動的作用與流體密度和橫流速度相關(guān)，在入口與彎管區(qū)域流體橫流動能較高，最大橫流流體動能密度超過5500J/m3，而在直管段流體動能密度不到入口區(qū)域的10%．

(2) 冷熱端給水比的變化直接影響入口處管束受流體的作用力，不平衡的給水比會顯著增大入口局部傳熱管附近的流體動能密度，冷熱端給水比為3∶1時(shí)平均流體動能密度是1∶1時(shí)的2倍，而在彎管區(qū)域流體的狀態(tài)分布受冷熱端給水比的影響較?。?/p>

(3) 流體密度受防振條偏移的影響較小，但局部流速會發(fā)生改變，在任意兩組防振條間流速和橫流流體動能密度將平滑變化，且不會超過最近兩跨的峰值.

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Simulation of Two-Phase Flow on the Secondary Side of PWR Steam Generator

Liu Liyan1，Su Tong1，Guo Kai1，Wang Yipeng1，Xiong Guangming1, 2，Zhu Yong2，Tan Wei1，Tang Guowu3

(1. School of Chemical Engineering and Technology，Tianjin University，Tianjin 300350，China； 2. China Nuclear Power Engineering Co.，Ltd.，Shenzhen 518124，China； 3. College of Chemistry，Chemical Engineering and Materials Science， Shandong Normal University，Jinan 250014，China)

In the steam generator of a pressurized water reactor nuclear power plant，secondary side fluid flowing through the heat transfer tube bundle causes the bundle to vibrate，which may damage the tube and cause an accident. Full-scale experiment and the numerical simulation method for studying the thermal-hydraulic characterization of the steam generator are difficult because of its large size and complex internal structure. Existing studies mainly focus on the thermo-hydraulic parameters under design conditions. Limited research is available regarding the distribution law of fluid force on the heat transfer tubes when the water supply ratio on the hot and cold side varies or when the anti-vibration bars produces displacement. Flow simulation software，F(xiàn)LUENT，is used to analyze flow field state and fluid force distribution law，and a porous model is established. Distributed resistance is used to characterize the influence of components such as tube bundle，support plate，and anti-vibration bar in the domain. The heat exchange energy between the primary and secondary sides is added to the model in the form of boundary conditions. Temperature distribution，vapour fraction，and velocity and transverse flow energies of the flow field is calculated based on the zero-equation turbulence model combined with the two-phase drift flow model. The influence of water supply ratio and anti-vibration bar offset on the fluid force distribution is also determined. Results show that under the design condition，the secondary side fluid rises to the boiling point and remains stable at the axial height of 3 m. The vapour fraction increases gradually during the heat exchange process，and the average value at the secondary side outlet is 90%. The fluid velocity is related to the vapour fraction，flow direction，and flow field structure. The average flow velocity on the hot side increases in the straight pipe section and decreases in the curved pipe section，reaching a maximum value of 5.36 m/s at the height of 8.8 m. The cold side has a slight decrease in the average flow velocity before the axial height of 2.2 m and the same trend as the hot side. The maximum value at the height of 8.8 m is 3.56 m/s. The fluid effect in the tube bundle is obvious in the inlet and bend regions，but not in the straight pipe bundle. The change in water supply ratio on the hot and cold sides only has a great influence on the distribution of fluid kinetic energy at the inlet. The anti-vibration bar offset will affect the local fluid force distribution，the flow velocity，and kinetic energy between two anti-vibration bars will change smoothly.

steam generator；thermo-hydraulic；numerical simulation；two-phase flow

TL333

A

0493-2137(2019)07-0745-09

10.11784/tdxbz201810034

2018-10-22；

2018-12-24.

劉麗艷（1977—??），女，博士，副教授，Liuliyan@tju.edu.cn.

譚?蔚，wtan@tju.edu.cn.

(責(zé)任編輯：田?軍)