李貝貝，莊 重，張智博

(中國船舶重工集團公司第七〇三研究所，黑龍江 哈爾濱 150078)

氦氣輪機直接循環(huán)系統(tǒng)板翅式回?zé)崞髟O(shè)計

李貝貝，莊 重，張智博

(中國船舶重工集團公司第七〇三研究所，黑龍江 哈爾濱 150078)

回?zé)崞魇歉邷貧饫涠选廨啓C直接循環(huán)系統(tǒng)的關(guān)鍵部件之一，它的主要作用是利用高壓渦輪出口的高溫尾氣，使高壓壓氣機后的低溫氦氣被充分加熱后再返回堆芯，以提高系統(tǒng)的循環(huán)效率?；?zé)崞餍枰跐M足換熱效率和壓力損失的前提下，實現(xiàn)體積和重量的最小化，以符合裝置對緊湊性的要求。本文從總體布置方案、材料方案和芯體段計算方案出發(fā)，進行回?zé)崞鞯慕Y(jié)構(gòu)設(shè)計，并進行強度校核計算。結(jié)果表明：所設(shè)計的回?zé)崞餍阅?、芯體段的應(yīng)力應(yīng)變都滿足使用要求，可保證運行的安全、穩(wěn)定。

板翅式回?zé)崞?；氦氣輪機；結(jié)構(gòu)設(shè)計；強度計算

0 引 言

高溫氣冷堆由于具有非能動的固有安全性、建設(shè)周期短、發(fā)電效率高、潛在的經(jīng)濟效益好等優(yōu)勢，是最有希望達到第四代先進核能系統(tǒng)要求的堆型之一。氦氣輪機直接循環(huán)方式是高溫氣冷堆高效發(fā)電系統(tǒng)的重要發(fā)展方向，其中設(shè)計出高效的板翅式回?zé)崞魇窃摷夹g(shù)的關(guān)鍵環(huán)節(jié)之一。

在相關(guān)領(lǐng)域，國內(nèi)外都進行了一定的研究。在回?zé)崞鲬?yīng)用方面，國際原子能機構(gòu)（IAEA）專家B.L.Bery[1]提出板翅式回?zé)崞魇歉邷貧饫涠押廨啓C直接循環(huán)發(fā)電系統(tǒng)的最佳選擇；俄羅斯的 GT-MHR 系統(tǒng)也成功地應(yīng)用了板翅式回?zé)崞鱗2]，其采用了逆流方式，將 6 個相同的并行回?zé)崞髂K布置在了軸線周圍；清華大學(xué)[3 – 4]對板翅式回?zé)崞髟诟邷貧饫涠阎械膽?yīng)用特性進行了研究。在高溫換熱器結(jié)構(gòu)設(shè)計方面，西安交通大學(xué)[5]對高溫換熱器的研究進展進行了論述，并設(shè)計了交錯波紋原表面回?zé)崞?；Zhu Y Z 等[6]研究了環(huán)境媒介對回?zé)崞髌趬勖挠绊懀辉诨責(zé)崞鞑牧戏矫?，主要有陶瓷和陶瓷纖維、高溫鎳基合金、高溫鐵基合金[7 – 12]、碳/碳復(fù)合材料、碳化硅纖維等，國內(nèi)外大量學(xué)者在材料方面進行了一定的研究。

但對于在氦氣輪機直接循環(huán)系統(tǒng)中使用的板翅式回?zé)崞鳎瑥墓_文獻中看，目前研究較少，尚無對其進行的系統(tǒng)研究。本文從總體設(shè)計角度出發(fā)，對回?zé)崞鬟M行詳細的設(shè)計計算后給出總體布置方案、材料方案和芯體段計算方案等，并對設(shè)計出的回?zé)崞鬟M行強度校核。

1 總體設(shè)計要求

1.1 氦氣輪機直接循環(huán)系統(tǒng)

氦氣輪機直接循環(huán)系統(tǒng)的原理如圖 1 所示，其基本工作過程是：高壓氦氣經(jīng)反應(yīng)堆堆芯被加熱，然后高溫高壓氦氣直接進入渦輪膨脹做功，渦輪帶動發(fā)電機發(fā)電的同時也帶動壓氣機壓縮氦氣。具有較高溫度的渦輪尾氣經(jīng)過回?zé)崞鞯蛪簜?cè)將熱量傳輸給高壓壓氣機后的高壓氦氣，然后進入預(yù)冷器降至低溫進入低壓壓氣機。低溫低壓氦氣經(jīng)過帶有間冷器的壓氣機組后被壓縮成高壓氦氣。高壓氦氣經(jīng)過回?zé)崞鞲邏簜?cè)后被預(yù)熱，然后再進入反應(yīng)堆堆芯重復(fù)被加熱過程。在該系統(tǒng)中，回?zé)崞魇顷P(guān)鍵部件之一，其性能優(yōu)劣將直接影響整個循環(huán)系統(tǒng)的總體性能。

1.2 設(shè)計要求

根據(jù)整個循環(huán)系統(tǒng)的總體設(shè)計，對回?zé)崞鞑考岢隽司唧w的設(shè)計要求，如表 1 所示。

表 1 板翅式回?zé)崞髟O(shè)計要求Tab. 1 Design requirements of plate-fin recuperator

2 回?zé)崞髟O(shè)計

2.1 傳熱和阻力計算方法

板翅式回?zé)崞骰窘Y(jié)構(gòu)單元如圖 2 所示。

1）傳熱因子j

2）摩擦因子f

3）理論通道長度Le

4）阻力損失ΔP

式中：Kc為收縮阻力系數(shù)；Ke為擴大阻力系數(shù)；Fi為單翅片傳熱面積；F為理論傳熱面積；Be為芯體寬度；N為翅片層數(shù)；ρ1為入口處的流體密度；ρ2為出口處的流體密度；G為質(zhì)量流速。

2.2 總體布置方案

布置氦氣輪機直接循環(huán)系統(tǒng)外殼體尺寸的限制，通過理論計算，本文將回?zé)崞鞑贾脼?18 個模塊，均勻布置在外殼體中，如圖 3 所示。

為有效解決氦氣分配不均勻的問題，提高氦氣輪機回?zé)崞鞯膿Q熱效率，將單個回?zé)崞髂K結(jié)構(gòu)設(shè)計成兩端進氣型式，其又可分為 2 個小模塊進行設(shè)計計算，如圖 4 所示。

選擇 547 mm × 398 mm 截面的回?zé)崞髂K進行設(shè)計計算，回?zé)崞骼錈醿啥司捎脫Q熱效果明顯的鋸齒形翅片結(jié)構(gòu)形式。

2.3 材料方案

回?zé)崞鞑粌H在高溫高壓的環(huán)境中運行，還需要承受氣冷堆一、二回路氦氣中 H2，H2O，CO、CH4等雜質(zhì)對回?zé)崞鞑牧系难趸?、碳化和脫碳影響，需要選擇合適的材料保證氦氣輪機回?zé)崞骺梢栽诟邏焊邷氐沫h(huán)境下保持高效穩(wěn)定工作。

本文設(shè)計的板翅式回?zé)崞鞴ぷ鳒囟茸罡邽?612.1 ℃，從經(jīng)濟性和使用穩(wěn)定性進行分析考慮，應(yīng)選擇不銹鋼作為首選材料。

西安交通大學(xué)動力工程多相流國家重點實驗室驗證了含 Nb 的耐高溫不銹鋼具有較強的抗蠕變性能。結(jié)果表明：在材料強度相當?shù)那闆r下，對于在高溫下長期運行的回?zé)崞饕瞬捎煤?Nb 的耐熱不銹鋼材料。

通過對幾種常用的耐高溫不銹鋼基本性能的對比分析，本文最終選取 0Crl8NillNb（AISI347）作為板翅式回?zé)崞鞯淖罱K材料。

2.4 芯體段計算方案

在本文回?zé)崞餍倔w部分的設(shè)計計算中，翅片參數(shù)多變，翅片參數(shù)的變化會影響芯體段的換熱性能，但如果對這些變化全面組合進行理論計算，其計算工作量會非常大。正交試驗設(shè)計方法解決多因素、多水平的試驗是值得推廣的一種統(tǒng)計方法。

經(jīng)過調(diào)研，結(jié)合專業(yè)換熱器生產(chǎn)廠現(xiàn)有結(jié)構(gòu)形式，本文利用正交試驗方法選取了合適的翅片參數(shù)組合型式，結(jié)果如表 2 所示。選取過程中主要考慮了冷熱端氦氣的壓力損失和芯體段的長度影響。

表 2 回?zé)崞髂K結(jié)構(gòu)參數(shù)Tab. 2 Structural parameters of recuperatormodules

回?zé)崞髂K芯體的理論計算結(jié)果如表 3 所示?？梢钥闯?，壓力損失滿足設(shè)計要求，且給導(dǎo)流段預(yù)留了部分損失需求，同時回?zé)岫冗_到了 95%，滿足回?zé)崞鞯脑O(shè)計要求。

表 3 回?zé)崞髂K理論計算結(jié)果Tab. 3 Theoretical calculation results of recuperatormodules

3 回?zé)崞餍：?/h2>

3.1 設(shè)計校核

為了校核和對比理論計算的準確性，并對導(dǎo)流段的壓力損失進行進一步研究，本文選擇商業(yè)軟件 Muse對回?zé)崞髂K的換熱性能進行校核計算，并對回?zé)崞髂K整體性能進行研究分析。

采用理論計算的外圍尺寸模型和翅片基本參數(shù)作為 Muse 軟件的輸入，根據(jù)輸入的基本參數(shù)來進行模擬計算。在 Muse 計算過程中，選擇了鋸齒形翅片的鋸齒長度為 3 mm，同時冷熱段導(dǎo)流段也選擇了跟芯體段相同的翅片結(jié)構(gòu)參數(shù)。Muse 計算的基本模型如圖 5 所示。

經(jīng)過迭代計算后，Muse 模擬計算結(jié)果如表 4 所示。通過表 3 和表 4 的對比可看出，Muse 計算值換熱量和回?zé)岫纫屠碚撚嬎阒挡钪递^小，在一定程度上驗證理論計算的準確性；對比芯體段的壓力損失，可以看出理論計算的壓力損失要大于 Muse 計算壓力損失值，因為在理論計算過程中，有效流道長度考慮了10% 的余量，同時理論計算過程中采用的換熱因子和摩擦因子的經(jīng)驗公式也會造成一些計算上的差異；對比冷熱端氦氣的換熱系數(shù)、雷諾數(shù)和翅片效率可以看出，Muse 計算值和理論計算相差結(jié)果不大，結(jié)果在可接受范圍之內(nèi)，可以證明理論計算的準確性。

最終的計算結(jié)果以 muse 計算值為準?？梢钥闯?，回?zé)岫葹?95.04%，冷端氦氣總壓恢復(fù)系數(shù)為 97.88%，熱端氦氣總壓恢復(fù)系數(shù)為 97.69%，計算結(jié)果表明滿足設(shè)計要求。

3.2 強度校核

3.2.1 有限元模型建立

對板翅式換熱器進行結(jié)構(gòu)強度設(shè)計，由于板翅式換熱器結(jié)構(gòu)的復(fù)雜性，整體強度計算存在較大困難，考慮換熱器工作與安裝環(huán)境，采用局部結(jié)構(gòu)并設(shè)置合理邊界條件的方式來代替整體進行強度校核計算。建立的有限元模型見圖 6。

表 4 回?zé)崞髂K模擬計算結(jié)果Tab. 4 Simulation results of recuperatormodules

邊界條件：

1）限制 1 表面X方向位移；

2）2 通道內(nèi)表面施加壓力P= 7.04 MPa，T= 612.1 ℃；3 通道內(nèi)表面施加壓力P= 3 MPa，T= 586.39 ℃。

3.2.2 強度校核分析

圖 7 為應(yīng)力分布云圖。從圖中可看出，應(yīng)力最大點大多都出現(xiàn)在冷端氦氣流道翅片和隔板的交界處，最大應(yīng)力值為 85 MPa；在熱端氦氣流道中，翅片和隔板的應(yīng)力值保持一個較小的范圍。在后續(xù)回?zé)崞鞯募庸み^程中應(yīng)特別注意進出口處的釬焊加工工藝，保證進出口不泄漏的使用要求。本文設(shè)計的回?zé)崞鞑牧线x取了 0Crl8NillNb（AISI347），該材料的高溫力學(xué)性能如表 5 所示。

表 5 材料的高溫力學(xué)性能Tab. 5 Mechanical behavior of material under high temperature

不銹鋼材料 0Crl8NillNb 在 650 ℃ 時的屈服強度為111 MPa，強度儲備系數(shù)達到了 1.3，材料強度滿足使用要求。圖 8 為位移分布云圖。從圖中可看出，計算模型最大的變形量為 0.011 mm，滿足回?zé)崞餍倔w段的變形要求。

4 結(jié) 語

本文從總體設(shè)計要求角度出發(fā)，對回?zé)崞鬟M行詳細的設(shè)計計算后給出了布置方案及材料選擇方案等，并對設(shè)計出的回?zé)崞鬟M行了強度校核。結(jié)果表明：設(shè)計出的回?zé)崞餍阅?、芯體段的應(yīng)力和相對變形量都滿足使用要求，可保證運行的安全、穩(wěn)定。

[ 1 ]IAEA-TECDOC-1238. IAEA Technical Working Group on GasCooled Reactors Summary 1. Overview and Purpose[C]// The Technical Committee Meeting on Gas turbine Power Conversion Systems for Modular HTGR. November2000: 161–173.

[ 2 ]ETZEL K, BACCAGLINI G, SCHWARTZ A. GT-MHR power conversion system design status and technical issues. General Atomics Project 7600. Dec 1994.

[ 3 ]陳愚, 李金玲, 王捷, 等. 板翅式回?zé)崞髟诟邷貧饫涠阎械膽?yīng)用特性[J]. 高技術(shù)通訊, 2007, 17(1): 59–63. CHEN Yu, LI Jin-ling, WANG Jie, et al. The application characteristics of plate-fin recuperator for HTGR[J]. Chinese High Technology letters. 2007, 17(1): 59–63.

[ 4 ]陳愚, 李金玲, 王捷, 等. 回?zé)崞髟诟邷貧饫涠押馔钙窖h(huán)中的應(yīng)用[J]. 高技術(shù)通訊, 2004(7): 84–88. CHEN Yu, LI Jin-ling, WANG Jie, et al. The application of recuperator for HTGR[J]. Chinese High Technology letters. 2004(7): 84–88.

[ 5 ]陳秋煬, 曾敏, 張冬潔, 等. 高溫換熱器研究開發(fā)進展[J]. 化工進展, 2006, 25: 302–309. CHEN Qiu-yang, ZENG Min, ZHANG Dong-jie, et al. Current status and development for high temperature heat exchangers[J]. Chemical Industry and Engineering Progress, 2006, 25: 302–309.

[ 6 ]ZHU Y Z, WANG H F, SANG Z F. The effect of environmental medium on fatigue life for u-shaped bellows expansion joints[J]. International Journal of Fatigue. 2006, 28(1): 28–32.

[ 7 ]NABIL R, WLODZIMIERZ B. Thermal performance analysis on a two composite material honeycomb heat regenerators used for HiTAC burners[J]. Applied Thermal Engineering. 2005, 25(17–18): 2966–2982.

[ 8 ]YASAR I. Finite element model for thermal analysis of ceramic heat exchanger tube under axial, non-uniform convective heat transfer coeffcient[J]. Materials and Design. 2004, 25(6): 479–482.

[ 9 ]HALIS C, MEHMET K. Effects of silicon on the wear behavior of cobalt-based alloys at elevated temperature[J]. Waer, 2004, 257(5–6): 606–611.

[10]胡壯麟, 劉麗榮, 金濤, 等. 鎳基單晶高溫合金的發(fā)展[J]. 航空發(fā)動機, 2005, 31(3): 1–7. HU Zhuang-lin, LIU Li-rong, JIN Tao, et al. The development of Ni-base single crystal superalloy[J]. Aeroengine, 2005, 31(3): 1–7.

[11]TZVETKOFFTZ, KOLCHAKOV J. Mechanism of growth, composition and structure of oxide films formed on ferrous alloys in molten salt electrolytes- A review[J]. Materials Chemistry and Physics, 2004, 87(1): 201–211.

Design of plate-fin recuperator for the helium gas turbine direct-cycle system

LI Bei-bei, ZHUANG Zhong, ZHANG Zhi-bo
(The 703 Research Institute of CSIC, Harbin 150078, China)

Recuperator is one of the key components in HTGR-helium gas turbine direct-cycle system. Its main function is take advantage of high temperature off-gas on the outlet of high pressure turbine to heat microthermal helium behind the high pressure compressor, and then go back to reactor core. This could enhance the cycle efficiency of the whole system. For meet the requirements of compactedness, recuperator should minimize its volume and weight without affect the thermal efficiency and pressure loss. General arrangement design, material scheme and calculation scheme of core section have been shown in this paper. In the end, design and strength checking have been done. The results show that: the recuperator which designed in this paper could meet the requirements of performance, stress and relative deformation.

plate-fin recuperator；helium gas turbine；structural design；strength calculation

TK17

A

1672 – 7649(2017)07 – 0116 – 05

10.3404/j.issn.1672 – 7649.2017.07.024

2016 – 09 – 28；

2016 – 11 – 08

李貝貝(1987 – )，男，碩士，工程師，研究方向為燃氣輪機總體結(jié)構(gòu)。