董建華，武 君

(哈爾濱電氣股份有限公司，哈爾濱 150040)

0 引 言

三代核電廠在傳統(tǒng)成熟的壓水堆核電技術(shù)的基礎(chǔ)上，創(chuàng)新性的引入安全系統(tǒng)非能動理念。由于在設(shè)計中采用了非能動的嚴重事故預(yù)防和緩解措施，不僅簡化了系統(tǒng)設(shè)置和工藝布置，同時也減少了安全級設(shè)備數(shù)量和施工量，大大降低了人因失誤發(fā)生的可能性，提高了系統(tǒng)運行的可靠性［1－2］。

非能動余熱排出熱交換器(PRHR HX)作為非能動余熱排出系統(tǒng)的關(guān)鍵設(shè)備，其主要功能是在喪失主給水或主給水管線破裂時，為反應(yīng)堆冷卻劑提供冷卻，防止由于冷卻劑升溫過高而發(fā)生堆芯融化的重大事故。該換熱器布置在安全殼內(nèi)置換料水箱(IRWST)中，C型立式換熱管束浸沒在池水中并將堆芯余熱傳遞給池水。整個過程不需要外加動力，僅依靠冷卻劑在管內(nèi)由于溫度差和位差引起的自然循環(huán)來維持。

文中針對PRHR HX的傳熱過程和工作機理進行研究，通過理論計算分析換熱器的穩(wěn)態(tài)傳熱性能。

1 PRHR HX傳熱模型

1.1 PRHR HX 的結(jié)構(gòu)

PRHR HX由一組C型換熱管組成，換熱管的的兩端通過管板分別與布置在上部(進口)和底部(出口)的封頭相連，如圖1所示。其進口通過常開的電動閥與反應(yīng)堆冷卻劑系統(tǒng)的熱管段相連，出口則通過常關(guān)的氣動閥與蒸汽發(fā)生器下封頭的冷腔室相連，這種設(shè)置可以保證在主回路壓力下?lián)Q熱管束內(nèi)充滿冷卻劑，且溫度與IRWST池水溫度基本相同，用以確保電廠運行期間熱力驅(qū)動頭的建立和保持。

圖1 非能動余熱排出熱交換器(PRHR HX)結(jié)構(gòu)圖

1.2 整體傳熱模型

PRHR HX換熱管內(nèi)的冷卻劑流動僅依靠自然循環(huán)來維持，并通過換熱管將堆芯余熱傳遞給熱阱IRWST池水。初始階段管外主要發(fā)生大空間高雷利數(shù)(Ra)的自然對流換熱以及局部沸騰(過冷沸騰)，隨著熱交換的進行，IRWST池水逐漸發(fā)展為飽和沸騰。此時，IRWST頂蓋上的排氣孔打開，將蒸汽排向安全殼。綜上所述，總結(jié)得到PRHR HX的整體傳熱模型。

1.2.1 簡化和假設(shè)

假設(shè)PRHR HX的C型換熱管束中每根換熱管的換熱性能均相同，計算過程中只取中心位置處的換熱管進行分析計算即可。IRWST簡化為無限散熱器，假設(shè)在傳熱過程中池水的溫度保持恒定。穩(wěn)態(tài)傳熱計算過程中，忽略封頭等部件的熱損耗。

1.2.2 整體傳熱模型

根據(jù)熱疊加原理［3］，PRHR HX 的總傳熱熱阻等于管內(nèi)對流換熱熱阻、管壁導(dǎo)熱熱阻以及管外自然對流/沸騰換熱熱阻的和，即

式中:U為總傳熱系數(shù)，wf(m2·K);Rp為管內(nèi)對流換熱熱阻，(m2·K)/w;Rw為管壁導(dǎo)熱熱阻，(m2·K)/w;Rs為管外對流/沸騰換熱熱阻，(m2·K)/w;Rf管壁兩側(cè)的污垢熱阻，(m2·K)/w。

習慣上，工程計算都以管外側(cè)面積作為總傳熱面積，可以得到總傳熱系數(shù)的計算公式:

2 計算方法

2.1 換熱管壁導(dǎo)熱

針對圓筒壁這種典型結(jié)構(gòu)，導(dǎo)熱系數(shù)為常數(shù)時管壁的導(dǎo)熱熱阻［2］為:

2.2 管內(nèi)強制對流換熱

根據(jù)非能動余熱排出系統(tǒng)的設(shè)計理念，絕大多數(shù)情況下，PRHR HX的運行是在自然循環(huán)驅(qū)動下完成的。通過計算各個工況下的格拉曉夫數(shù)(Gr)和雷諾數(shù)(Re)進行分析判斷，將管內(nèi)冷卻劑換熱過程簡化為光滑圓管內(nèi)單相流體充分發(fā)展湍流流動的強制對流換熱，采用格尼林斯基(Gnielinski)公式［3］進行計算:

實驗驗證范圍:2 300≤Re≤106，0.6≤Pr≤105。采用格尼林斯基公式計算，結(jié)果一般都能滿足工程需要。當壁面與流體間溫差較大時，采用系數(shù)進行修正:ct=(Pr/Prw)0.11

2.3 管外自然對流換熱

自然對流換熱可以分為大空間自然對流和有限空間自然對流兩種，當有限空間內(nèi)的熱邊界層互不干擾時，也可以歸為大空間問題來處理。對于水平布置管束的自然對流，當管束節(jié)距與管外徑之比大于2時，即(s/do)＞2，基本與單個橫圓柱自然對流換熱相同［4］。對于PRHR HX的C型換熱管浸沒在IRWST池水中的情況，可以處理為大空間自然對流問題。

2.3.1 豎直圓柱外自然對流

采用Churchill＆ Chu公式［4］進行計算:

實驗驗證范圍:10－2＜Ra＜1012。

2.3.2 水平圓柱外自然對流

采用Churchill＆Chu公式［5］進行計算:

實驗驗證范圍:10－5＜Ra＜1012。

由于湍流自然對流的自?；?，以上Churchill＆Chu公式實際可應(yīng)用于Ra＞1012的范圍。

2.4 管外沸騰換熱

隨著換熱管內(nèi)熱流密度的增大，IRWST池水將發(fā)生沸騰。核池沸騰作為PRHR HX的主要傳熱方式，其傳熱量占總傳熱量的一半以上，最少達到55%以上［6］。在初始運行階段主要以過冷沸騰為主，池水溫度達到飽和溫度后發(fā)展為飽和沸騰。西屋公司在其三管試驗的基礎(chǔ)上公開了基于弱核池沸騰模型提出的經(jīng)驗關(guān)系式，公式與經(jīng)典的Rohsenow公式形式相同，只是給出了一個弱沸騰模式的表面－液體組合系數(shù) CSF=0.34［5］。

2.5 臨界沸騰密度

對于依靠控制熱流密度來改變工況的加熱設(shè)備，一旦熱流密度超過臨界熱流密度(CHF)，工況將跳至穩(wěn)定模態(tài)沸騰線，壁面過熱度將猛升至近1 000℃，可能導(dǎo)致設(shè)備燒毀。因此為了保證設(shè)備在安全范圍內(nèi)工作，應(yīng)嚴格監(jiān)視并控制熱流密度。文中采用Collier提出的經(jīng)驗關(guān)系式［7］計算大容器沸騰的臨界熱流密度:

3 計算方法和結(jié)果

PRHR HX傳熱性能計算的主要任務(wù)是根據(jù)冷卻劑的進口參數(shù)計算其出口參數(shù)以及相應(yīng)的傳熱量。由于冷卻劑出口的溫度需要參加計算，因此需要通過反復(fù)迭代計算完成。

3.1 計算輸入?yún)?shù)

PRHR HX在主給水缺失工況下的熱力參數(shù)詳見表1。

表1 熱力參數(shù)

3.2 計算結(jié)果

如圖2所示，反應(yīng)堆冷卻劑通過換熱管傳熱過程中的溫度分布情況，換熱管外壁的溫度達到123.8，超過池水的飽和溫度，因此在局部區(qū)域內(nèi)開始發(fā)生沸騰，產(chǎn)生氣泡。由于在高欠熱沸騰階段，氣泡不能脫離管壁，管束的換熱能力將下降。直至約2小時后，IRWST池水將達到飽和溫度，換熱管外的傳熱方式由自然對流發(fā)展為飽和沸騰，管外傳熱系數(shù)也由1 841.4 W/(m2·℃)急劇上升為5 020.9 W/(m2·℃)，傳熱效率大幅度提高。

圖2 傳熱過程溫度分布

但是由于管壁與IRWST池水之間的傳熱溫差減小了，通過換熱管壁的熱流密度并未增加，反而下幅度下降約8%。根據(jù)計算結(jié)果(見表2)，傳熱過程的熱流密度遠小于臨界熱流密度，因此PRHR HX在運行期間不會發(fā)生干燒事故。

表2 (管外為自然對流時)傳熱計算結(jié)果

4 結(jié)論

根據(jù)傳熱計算結(jié)果，分析可以得到以下結(jié)論:

(1)PRHR HX運行初期換熱管外為自然對流換熱，總傳熱系數(shù)為1 141.6 W/(m2·℃);約2 h后管外發(fā)展為飽和沸騰換熱，總傳熱系數(shù)可以提高至 1 884.9 W/(m2·℃)。

(2)通過換熱管的熱流密度遠小于臨界熱流密度，因此PRHR HX的換熱管壁不會發(fā)生干燒。

［1］林誠格，郁祖盛，歐陽予.非能動安全先進核電廠AP1000［M］.北京:原子能出版社，2008.

［2］李志剛，孫麗萍，劉嘉新.熱網(wǎng)監(jiān)控系統(tǒng)的設(shè)計與實現(xiàn)［J］.林林工程，2013(4):90－95+160.

［3］楊世銘，陶文銓.傳熱學［M］.北京:高等教育出版社，1998.

［4］Tillman E S.Natural convection heat transfer from horizontal tube bundles［J］.Proceedings of ASME，1976:35－76.

［5］Yunus A.Heat Transfer［M］.The McGraw －Hill Companies，2007.

［6］王爭昪.先進壓水堆非能動余熱排出熱交換器傳熱性能研究與計算［D］.上海:華東理工大學，2011.

［7］Collier J G，Thome J R.Convective boiling and condensation.Clarendon Press，1994.