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(中廣核工程有限公司 核電安全監(jiān)控技術(shù)與裝備國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室, 廣東 深圳 518172)

設(shè)備冷卻水(Component Cooling Water，CCW)熱交換器是核電站最終熱阱傳熱鏈上的關(guān)鍵設(shè)備。根據(jù)核電行業(yè)法規(guī)，CCW熱交換器傳熱性能屬于必須監(jiān)測(cè)的關(guān)鍵參數(shù)，有研究認(rèn)為熱交換器傳熱性能評(píng)定的關(guān)鍵是結(jié)垢程度，并且可以通過冷卻水水源水質(zhì)定量推算得到[1-2]。這種方法要求水源的水質(zhì)組成必須穩(wěn)定，而實(shí)際生產(chǎn)中出于便利性和經(jīng)濟(jì)性考慮，不少CCW熱交換器是以海水、河水等公開水域水為冷卻水源的，水生物和其他雜質(zhì)的存在使得熱交換器中水的結(jié)垢機(jī)理變得非常復(fù)雜，熱交換器傳熱性能的檢測(cè)需要通過試驗(yàn)測(cè)得。

有關(guān)熱交換器傳熱性能的試驗(yàn)研究很多，比較完善和成熟的試驗(yàn)方法主要包括2種類型。第一類試驗(yàn)研究步驟為，首先根據(jù)設(shè)計(jì)參數(shù)確定熱交換器原始污垢熱阻余量，然后通過試驗(yàn)測(cè)量換熱管壁面和流體溫度，結(jié)合換熱管尺寸計(jì)算得到污垢熱阻，最后比較試驗(yàn)得到的污垢熱阻和設(shè)計(jì)余量，判斷熱交換器當(dāng)前的傳熱能力[3]。第二類試驗(yàn)研究步驟為，測(cè)量熱交換器進(jìn)、出口流量和溫度，通過熱交換器傳熱方程和熱平衡方程計(jì)算整體平均傳熱系數(shù)，然后與預(yù)期的傳熱系數(shù)相比較，判斷熱交換器當(dāng)前的傳熱能力。

我國大多數(shù)核電站CCW熱交換器為可拆卸板式熱交換器，每臺(tái)熱交換器由數(shù)百片厚度值小于1 mm的純鈦材板片組成，其結(jié)構(gòu)形式顯然不適用于第一類試驗(yàn)方法。而第二類研究試驗(yàn)，往往要求在等雷諾數(shù)或者等流速條件下開展[4-5]，有的甚至要求在比較傳熱系數(shù)或者熱負(fù)荷時(shí)，試驗(yàn)工況應(yīng)當(dāng)與設(shè)備傳熱設(shè)計(jì)的極限工況狀態(tài)一致[6]。還有的方法，比如修正威爾遜圖解法，則要求在較大的參數(shù)范圍內(nèi)設(shè)置1組工況[7-9]。

實(shí)際上，等雷諾數(shù)、等流速或者極端熱負(fù)荷這類試驗(yàn)條件在核電站正常運(yùn)行期間出現(xiàn)的概率極低，并且CCW熱交換器需要跟隨用戶保持運(yùn)行，大范圍調(diào)節(jié)試驗(yàn)參數(shù)也是不現(xiàn)實(shí)的。可行的做法是，在核電站運(yùn)行期間，以試驗(yàn)時(shí)的運(yùn)行參數(shù)作為CCW熱交換器傳熱性能試驗(yàn)的工況參數(shù)。通過在多個(gè)在役核電站的調(diào)研發(fā)現(xiàn)，試驗(yàn)方法的不確定度對(duì)試驗(yàn)結(jié)果影響非常顯著，甚至可能因不確定度過大而導(dǎo)致試驗(yàn)結(jié)果無效。文中根據(jù)CCW熱交換器相關(guān)工藝和儀表配置，分析設(shè)備設(shè)計(jì)工況和試驗(yàn)工況參數(shù)，通過熱交換器仿真計(jì)算、數(shù)值計(jì)算和誤差分析，研究和比較多種核電站CCW熱交換器傳熱性能試驗(yàn)方法的差異，以及造成不確定度過大的原因，并給出建議的解決方案。

1 核電機(jī)組CCW系統(tǒng)及熱交換器工況

1.1 CCW熱交換器換熱流程

在中國改進(jìn)型百萬千瓦級(jí)壓水堆(CPR1000)機(jī)組中，設(shè)備冷卻水系統(tǒng)(Component Cooling Water System，CCWS)的功能是在核電站設(shè)計(jì)基準(zhǔn)范圍內(nèi)的所有工況下，收集核島中的余熱將其通過CCW熱交換器傳遞給重要廠用水(Essential Service Water，ESW)系統(tǒng)，并由ESW傳遞到環(huán)境(海水或大氣)中。每1臺(tái)CPR1000機(jī)組，只要裝載了核燃料，無論是處于正常運(yùn)行、停堆或是事故狀態(tài)，都需要CCW/ESW為核島提供冷卻[10]。因此CCW/ESW也稱為核電站的最終熱阱傳熱鏈，CCW熱交換器是整個(gè)傳熱鏈中的關(guān)鍵設(shè)備。CCW熱交換器工藝流程及測(cè)點(diǎn)見圖1。

圖1 CCW熱交換器工藝流程及測(cè)點(diǎn)圖

每個(gè)CPR1000核電機(jī)組有2個(gè)互為冗余的CCW/ESW系列，每個(gè)系列各有2臺(tái)并聯(lián)安裝的CCW熱交換器。在CCW熱交換器熱側(cè)，上游主管道上有1個(gè)流量計(jì)和1個(gè)溫度計(jì)，每臺(tái)熱交換器下游各1個(gè)溫度計(jì)。CCW熱交換器冷側(cè)儀表配置與其熱側(cè)的相同。圖1中帶箭頭的實(shí)線表示熱交換器熱側(cè)流程，帶箭頭的虛線表示冷側(cè)流程。

1.2 儀表測(cè)量不確定度統(tǒng)計(jì)

每臺(tái)CPR1000機(jī)組的CCW系統(tǒng)有70個(gè)上游用戶熱交換器，2臺(tái)相鄰機(jī)組之間還有20多個(gè)共用的用戶熱交換器。當(dāng)機(jī)組處于不同工況時(shí)，用戶熱交換器投運(yùn)和離線的變化組合很多，需要覆蓋的工況范圍很大。以我國北方某CPR1000機(jī)組為例，典型工況參數(shù)要求見表1，其中工況1～工況4特征依次為機(jī)組正常啟動(dòng)/停堆、機(jī)組正常功率運(yùn)行、機(jī)組正常停堆(并且只有1個(gè)CCW/ESW系列可用)及反應(yīng)堆冷卻劑失水事故(LOCA)。根據(jù)表1所列的4種工況條件，針對(duì)熱側(cè)體積流量、冷側(cè)體積流量、熱側(cè)進(jìn)口溫度、冷側(cè)進(jìn)口溫度、熱側(cè)出口溫度、冷側(cè)出口溫度統(tǒng)計(jì)的一次儀表測(cè)量不確定度分別為±(0.003 11 m3/s+0.017 7q1)、±(0.007 08 m3/s+0.007 8q2)、±0.34 ℃、±0.46 ℃、±0.34 ℃、±0.34 ℃。

表1 CCW熱交換器典型工況參數(shù)

設(shè)計(jì)熱交換器時(shí)，需要計(jì)算每種工況的傳熱需求值，用傳熱系數(shù)K與傳熱面積A的乘積KA表示,取其中的最大值作為設(shè)備設(shè)計(jì)值，設(shè)備設(shè)計(jì)值對(duì)應(yīng)的工況不一定是機(jī)組或系統(tǒng)的安全基準(zhǔn)工況。以CPR1000機(jī)組為例，設(shè)備設(shè)計(jì)工況屬于典型工況3中的一種，KA≈3.94 MW/℃；安全基準(zhǔn)工況屬于典型工況4，KA≈1.70 MW/℃。機(jī)組正常功率運(yùn)行時(shí)，CCW熱交換器熱負(fù)荷常處于2.5～10 MW，CCW熱交換器實(shí)際工況參數(shù)長期遠(yuǎn)低于設(shè)備的設(shè)計(jì)工況參數(shù)。

在實(shí)際工程計(jì)算分析時(shí)，通常認(rèn)為同一系列的2臺(tái)CCW熱交換器處于完全相同的狀態(tài)，并且近似認(rèn)為流體的比定壓熱容cp和密度ρ在換熱過程中為常數(shù)，因此采用下面的公式計(jì)算熱交換器的熱負(fù)荷Q。

(1)

式(1)中，下標(biāo)1和下標(biāo)2分別表示熱交換器中熱流體和冷流體。

2 CCW熱交換器傳熱性能試驗(yàn)方法

2.1 傳熱系數(shù)(HTC)法

HTC法的基本思想是，制定滿足設(shè)計(jì)基準(zhǔn)工況要求的傳熱系數(shù)KL，根據(jù)實(shí)際測(cè)量數(shù)據(jù)計(jì)算傳熱系數(shù)K和相應(yīng)的不確定度σ(K)，根據(jù)一定的條件進(jìn)行驗(yàn)收。CCW系統(tǒng)衡量熱交換器傳熱能力的度量標(biāo)準(zhǔn)為[K-σ(K)]A≥KLA，其中A通常被視為常數(shù)，故而驗(yàn)收標(biāo)準(zhǔn)簡化為K-σ(K)≥KL。此驗(yàn)收標(biāo)準(zhǔn)中K、σ(K)和KL均需利用試驗(yàn)數(shù)據(jù)并經(jīng)過復(fù)雜計(jì)算才能獲得，是HTC法的難點(diǎn)。

2.1.1傳熱系數(shù)K

根據(jù)熱交換器傳熱方程計(jì)算傳熱系數(shù)[11]：

K=Q/(ΔtmA)

(2)

式(2)中，Δtm為有效平均溫差，℃。Δtm按以下公式計(jì)算。

(3)

其中tmax=max(t1′-t2，t1-t2′)

tmin=min(t1′-t2，t1-t2′)

2.1.2不確定度σ(K)

合并式(1)、式(2)和式(3)，化簡后得到：

(4)

根據(jù)式(4)，基于流體比定壓熱容和密度為常數(shù)的近似處理，可知K為qV1、qV2、t1′、t2′、t1、t2的函數(shù)，即K=f(qV1,qV2,t1′,t2′,t1,t2)。則試驗(yàn)測(cè)得的K的不確定度σ(K)為[12]：

(5)

式中，X為qV1、qV2、t1′、t2′、t1或t2。以t1′為例，并假設(shè)(t1′-t2)≥(t1-t2′+0.5 ℃)，對(duì)式(4)求偏導(dǎo)數(shù)并化簡可得：

(6)

2.1.3判定值KL

CCW熱交換器為兩側(cè)對(duì)稱的板式熱交換器，兩側(cè)傳熱面積相等，故總傳熱系數(shù)K和流體與壁面之間的對(duì)流傳熱系數(shù)h1可以表述為[11，13]：

(7)

(8)

式(7) 和(8)中，R1、R2分別為熱流體側(cè)和冷流體側(cè)的壁面熱阻，m2·K/W；hi為流體與壁面之間的對(duì)流傳熱系數(shù)，h1、h2分別為熱流體側(cè)和冷流體側(cè)的對(duì)流傳熱系數(shù)，W/(m2·K)；δ為壁面金屬材料的厚度，m；λmetal為壁面金屬材料的導(dǎo)熱系數(shù)，λi為流體的導(dǎo)熱系數(shù)，W/(m·K)；li為表征流道幾何形狀的當(dāng)量直徑，m；Nui為流體的努塞爾數(shù)，Nui是雷諾數(shù)Re和普朗特?cái)?shù)Pr的函數(shù)，為形如Dituus-Boelter公式的關(guān)聯(lián)式[14]：

Nui=ERexPry

(9)

式中，E、x、y均為量綱一常數(shù)。

CCW熱交換器的傳熱壁面為薄壁鈦板，δ和

λmetal可視為常數(shù)。式(8)和式(9)中計(jì)算物性和量綱一數(shù)的定性溫度均為進(jìn)出口平均溫度，li為常數(shù)，故hi為qV1、qV2、t1′、t2′、t1、t2的函數(shù)。

由LOCA工況(典型工況4)的參數(shù)計(jì)算得到安全準(zhǔn)則工況對(duì)應(yīng)的總污垢熱阻RT,L。已知總污垢熱阻RT=R1+R2，取總污垢熱阻RT=RT,L，由qV1、qV2、t1′、t2′計(jì)算得到對(duì)應(yīng)的t1、t2，以及相應(yīng)的Q和KL，然后可進(jìn)一步擬合出經(jīng)驗(yàn)關(guān)系式：

KL=f(qV1,qV2,t1′,t2′,RT=RT,L)

對(duì)板式熱交換器進(jìn)行的熱力學(xué)分析發(fā)現(xiàn)，當(dāng)傳熱面積固定不變時(shí)，隨著熱負(fù)荷的增加，相應(yīng)的最佳Re也增大。因此，當(dāng)實(shí)際運(yùn)行的熱負(fù)荷遠(yuǎn)離設(shè)備設(shè)計(jì)參數(shù)時(shí)，KL也與設(shè)計(jì)參數(shù)點(diǎn)對(duì)應(yīng)數(shù)值有顯著差異，將KL設(shè)為定值會(huì)引入額外的偏差[15]。這種額外偏差可以通過將經(jīng)驗(yàn)關(guān)系式計(jì)算KL的準(zhǔn)確度控制在不超過±1%來消除，而提高經(jīng)驗(yàn)關(guān)系式計(jì)算KL的準(zhǔn)確度則需要傳熱性能試驗(yàn)采集盡可能多的試驗(yàn)數(shù)據(jù)，而且數(shù)據(jù)點(diǎn)的分布要盡可能廣。

2.1.4試驗(yàn)方法延伸

HTC法還可以進(jìn)一步延伸為污垢熱阻(FTR)法，相應(yīng)地驗(yàn)收準(zhǔn)則變?yōu)镽T+σ(RT)≤RT,L。由式(7)可得：

(10)

式(10)中的K可通過試驗(yàn)測(cè)量數(shù)據(jù)計(jì)算得到。hi為qV1、qV2、t1′、t2′、t1、t2的函數(shù)，可在擬合成經(jīng)驗(yàn)關(guān)系式后計(jì)算得到。δ和λmetal為常數(shù)，求解不確定度σ(RT)與求解σ(K)相似。FTR法包含HTC法的所有測(cè)量結(jié)果和運(yùn)算過程，并且需要更多的計(jì)算。因此可初步判斷，F(xiàn)TR法的不確定度始終大于HTC法的。

2.2 出口溫度(HET)法

HET法的基本思想是，對(duì)于任何一個(gè)機(jī)械參數(shù)確定的熱交換器，當(dāng)qV1、qV2、t1′、t2′不變時(shí)，t1僅與RT有關(guān)，且t1隨RT的增大而升高。當(dāng)RT=RT,L時(shí)，與之對(duì)應(yīng)的t1=t1,L，對(duì)應(yīng)的驗(yàn)收標(biāo)準(zhǔn)為t1+σ(t1,L-t1)≤t1,L。此驗(yàn)收標(biāo)準(zhǔn)中t1由試驗(yàn)直接測(cè)量得到，t1,L采用試驗(yàn)數(shù)據(jù)擬合的經(jīng)驗(yàn)公式計(jì)算。t1,L為qV1、qV2、t1′、t2′、RT=RT,L的函數(shù)，表示為t1,L=g(qV1,qV2,t1′,t2′,RT=RT,L)。根據(jù)工程經(jīng)驗(yàn)，可擬合出如下形式的經(jīng)驗(yàn)關(guān)系式：

(11)

式(11)中，a1～a8、b1～b8、d1、d2均為量綱一常數(shù)。

驗(yàn)收標(biāo)準(zhǔn)中σ(t1,L-t1)的計(jì)算式推導(dǎo)如下，令Z=t1,L-t1，則：

(12)

式中，Y為qV1、qV2、t1′、t2′、t1。以Y=t1′的推導(dǎo)為例，代入式(12)可得：

3 不確定度分析案例

CPR1000機(jī)組的CCW熱交換器熱負(fù)荷Q的工作區(qū)間為1～65 MW，機(jī)組運(yùn)行期間的主要功率工作區(qū)間為2.5～10 MW，故將CCW熱交換器工作區(qū)間劃分為低區(qū)(Q為0～2 500 kW)、中間區(qū)(Q為2 500～10 000 kW)和高區(qū)(Q為10 000～35 000 kW)3個(gè)區(qū)間。

對(duì)于CCW熱交換器，熱流體進(jìn)口溫度t1′、冷流體進(jìn)口溫度t2′、熱流體出口溫度t1以及冷流體出口溫度t2的一次儀表測(cè)量不確定度分別為σ(t1′)、σ(t2′)、σ(t1)、σ(t2)。采用不同方法計(jì)算溫度測(cè)量不確定度時(shí)，為方便理解起見，將某一特定工況下的σ(t1′)、σ(t2′)、σ(t1)、σ(t2)構(gòu)成的不確定度組合統(tǒng)一表示為σ(t)，將σ(t1′)=σ(t1)=σ(t2)=±0.34 ℃、σ(t2′)=±0.46 ℃組合簡化表示為σ(t)=σ0，將σ(t1′)=σ(t2′)=σ(t1)=σ(t2)=±0.25 ℃組合簡化表示為σ(t)=0.25 ℃，將σ(t1′)=σ(t2′)=σ(t1)=σ(t2)=±0.50 ℃組合簡化表示為σ(t)=0.50 ℃，將σ(t1′)=σ(t2′)=σ(t1)=σ(t2)=±1.00 ℃組合簡化表示為σ(t)=1.00 ℃，將σ(t1′)=σ(t2′)=σ(t1)=σ(t2)=±2.00 ℃組合簡化表示為σ(t)=2.00 ℃。

3.1 HTC法不確定度分析

CCW熱交換器為板式熱交換器，其熱側(cè)進(jìn)口端溫度與冷側(cè)進(jìn)口端溫度的差值t1′-t2較小，且熱流體側(cè)與冷流體側(cè)的體積流量相差不大。大部分情況下|(t1′-t2)-(t1-t2′)|≤10 ℃，甚至趨近于0 ℃。因此溫度測(cè)量不確定度在σ(K)計(jì)算過程中容易被放大。

對(duì)于在工程實(shí)踐中發(fā)現(xiàn)的出口溫度測(cè)量不確定度對(duì)σ(K)影響相對(duì)較大情況，令：

(13)

式中，X′為t1、t2。

分別計(jì)算σ(t)為0.25 ℃、σ0、0.50 ℃、1.00 ℃、2.00 ℃時(shí)的相對(duì)不確定度σ(K)/K，結(jié)果見圖2。分析圖2可知，①Q(mào)相同時(shí)，σ(K)/K隨溫度/流量變化的范圍很小，數(shù)據(jù)點(diǎn)幾乎完全重合。②σ(K)/K總是隨Q增大而減小，隨σ(t)增大而增大。③σ(K)/K在Q的低區(qū)為42%～1 420%，中間區(qū)為11%～300%，高區(qū)為3.7%～76%。

圖2 HTC法相對(duì)不確定度分布

以σ(K)/K≤30%為工程可用界限，依據(jù)圖2統(tǒng)計(jì)相對(duì)不確定度不超過30%的熱負(fù)荷限值，結(jié)果見表2。表2可見，按典型CPR1000機(jī)組的配置，僅考慮一次儀表不確定度，在Q≥5 000 kW時(shí)，HTC法的相對(duì)不確定度是可以接受的。但實(shí)際上二次儀表不確定度還是比較大。

表2 相對(duì)不確定度不超過30%的熱負(fù)荷限值(HTC法)

仍按典型CPR1000機(jī)組配置，不考慮終端平臺(tái)，傳感器和信號(hào)電纜的附加不確定度為±(0.3+0.005[t])，取平均溫度為25 ℃，則二次儀表的不確定度為0.425 ℃，t2′、t1′、t1、t2的測(cè)量不確定度分別為±0.63 ℃、±0.54 ℃、±0.54 ℃、±0.54 ℃時(shí)，需要Q≥8 000 kW才能使HTC法的相對(duì)不確定度不超過30%。根據(jù)前述分析結(jié)論，F(xiàn)TR法的不確定度始終大于HTC法的，不再對(duì)FTR法展開詳細(xì)分析。

3.2 HET法不確定度分析

t1,L-t1的不確定度σ(Z)無法直接表示為相對(duì)不確定度。由熱負(fù)荷與溫度的關(guān)系有：

σ(Q)=σ(Z)cp1ρ1qV1

用σ(Q)/Q表征HET法的相對(duì)不確定度。針對(duì)實(shí)踐中發(fā)現(xiàn)的溫度測(cè)量不確定度對(duì)σ(Q)/Q影響較大情況，分別計(jì)算σ(t)為0.25 ℃、σ0、0.50 ℃、1.00 ℃、2.00 ℃時(shí)的相對(duì)不確定度σ(Q)/Q，結(jié)果見圖3。分析圖3可知，①Q(mào)相同時(shí)，σ(Q)/Q隨溫度/流量變化的范圍很小，數(shù)據(jù)點(diǎn)幾乎完全重合。②σ(Q)/Q總是隨Q增大而減小，隨σ(t)增大而增大。③σ(Q)/Q在Q的低區(qū)為18%～740%，中間區(qū)為4.6%～150%，高區(qū)為1.3%～37%。

圖3 HET法相對(duì)不確定度分布

依據(jù)圖3統(tǒng)計(jì)相對(duì)不確定度不超過30%的熱負(fù)荷限值，結(jié)果見表3。由表3可以看出，按典型CPR1000機(jī)組的配置，僅考慮一次儀表不確定度，在Q≥2 500 kW時(shí)，HET法的相對(duì)不確定度是可以接受的。取傳感器和信號(hào)電纜的附加不確定度為±(0.3+0.005[t])，平均溫度為25 ℃，則t2′、t1′、t1、t2測(cè)量不確定度分別為±0.63 ℃、±0.54 ℃、±0.54 ℃、±0.54 ℃，則需要Q≥4 000 kW才能使HET法的相對(duì)不確定度不超過30%。

表3 相對(duì)不確定度不超過30%的熱負(fù)荷限值(HET法)

3.3 對(duì)比分析

總結(jié)上述HTC法、FTR法和HET法的對(duì)比分析結(jié)果可知，①在儀表不確定度和熱負(fù)荷Q相同的情況下，總的相對(duì)不確定度大小依次為FTR法、HTC法、HET法。②對(duì)于HTC法和HET法，在熱負(fù)荷Q相同時(shí)，溫度/流量變化對(duì)相對(duì)不確定度的影響都很小，相對(duì)不確定度總是隨熱負(fù)荷Q增大而減小，隨溫度儀表不確定度的增大而增大。在熱負(fù)荷Q低區(qū)的相對(duì)不確定度都很高，幾乎完全沒有工程價(jià)值。

如果在前述分析的基礎(chǔ)上，再進(jìn)一步考慮儀表控制平臺(tái)的不確定度，則上述3種試驗(yàn)方法的適用范圍會(huì)進(jìn)一步縮小，需求的Q限值進(jìn)一步增大?？紤]到中間區(qū)的上限為10 000 kW，HTC法和FTR法就失去了工程應(yīng)用的價(jià)值，將所有方法的溫度測(cè)量不確定度統(tǒng)一設(shè)置為1 ℃，且要求試驗(yàn)結(jié)果相對(duì)不確定度不大于30%，則HTC法需要Q≥13 000 kW，HET法需要Q≥6 000 kW。分析認(rèn)為，CCW熱交換器實(shí)際運(yùn)行的熱負(fù)荷遠(yuǎn)低于設(shè)備設(shè)計(jì)參數(shù)是造成這一現(xiàn)象的根本原因。

4 優(yōu)化方案及可行性研究

4.1 方案一

優(yōu)化方案一的思路是增加CCW熱交換器的數(shù)量，減小單個(gè)熱交換器的設(shè)計(jì)熱負(fù)荷，從而使得熱交換器實(shí)際運(yùn)行的熱負(fù)荷接近設(shè)備設(shè)計(jì)參數(shù)。在CCW總熱負(fù)荷較小時(shí)，關(guān)閉其中部分熱交換器的熱側(cè)，同時(shí)熱交換器冷側(cè)(即ESW側(cè))仍然保持運(yùn)行，以避免水中微生物在ESWS的局部區(qū)域停滯、生長。

優(yōu)化方案一對(duì)于執(zhí)行CCW熱交換器性能試驗(yàn)有利，但因此可能產(chǎn)生出新的問題，主要包括，①隔離和恢復(fù)熱交換器的操作會(huì)使得CCW為包括主泵熱屏、下泄熱交換器在內(nèi)的用戶供水溫度出現(xiàn)較大幅度的變化，容易造成一回路溫度和硼濃度調(diào)節(jié)波動(dòng)，對(duì)維持機(jī)組穩(wěn)定不利。②單個(gè)熱交換器傳熱通道減少會(huì)引起熱交換器的流動(dòng)阻力顯著增大，CCW和ESW必須增大泵的功率，因而會(huì)增加應(yīng)急柴油發(fā)電機(jī)的負(fù)荷。③熱交換器數(shù)量增加，需要增大廠房空間，提升核電廠的造價(jià)。

因此優(yōu)化方案一理論上可行，但綜合考慮對(duì)核電站的安全性和經(jīng)濟(jì)性影響，還需要進(jìn)一步深入論證。并且優(yōu)化方案一顯然不適用于已經(jīng)建成投運(yùn)的核電站。

4.2 方案二

優(yōu)化方案二的思路是適當(dāng)選擇CCW熱交換器傳熱性能試驗(yàn)的時(shí)機(jī)，并減少試驗(yàn)次數(shù)。選擇在機(jī)組處于余熱排出模式，或者放射性廢物處理系統(tǒng)滿負(fù)荷投運(yùn)時(shí)進(jìn)行CCW熱交換器傳熱性能試驗(yàn)，此時(shí)CCW用戶的熱負(fù)荷較高，在這類工況進(jìn)行傳熱性能試驗(yàn)可以有效降低試驗(yàn)結(jié)果的不確定度。

優(yōu)化方案二的理論基于以下2點(diǎn)：①通過對(duì)多個(gè)核電機(jī)型CCW熱交換器的調(diào)研分析結(jié)果(表4)可見，CPR1000機(jī)組(A)、CPR1000機(jī)組(B)、EPR機(jī)組(C)和華龍一號(hào)機(jī)組(D)的CCW熱交換器，在設(shè)備設(shè)計(jì)工況(工況I)、功率運(yùn)行最大熱負(fù)荷工況(工況II)和設(shè)計(jì)基準(zhǔn)事故工況(工況III)下均獲得了極大的安全裕量。所有機(jī)型在設(shè)計(jì)基準(zhǔn)事故工況下，允許污垢熱阻至少相當(dāng)于設(shè)備設(shè)計(jì)工況的6.4倍，最小的傳熱系數(shù)裕量值也高達(dá)117%。②CCW熱交換器長期在低溫、低壓條件下運(yùn)行，熱交換器污垢熱阻的主要物質(zhì)成分是水中微生物和雜質(zhì)，而水中微生物和雜質(zhì)積累會(huì)使得熱交換器冷流體側(cè)的流動(dòng)阻力系數(shù)逐漸升高，壓降逐漸增大。因此可以通過熱交換器冷流體側(cè)壓降變化來定性監(jiān)測(cè)傳熱性能。

表4 多個(gè)核電機(jī)型CCW熱交換器設(shè)計(jì)裕量對(duì)比

考慮到CCW熱交換器冷流體側(cè)工質(zhì)是公開水域水，熱交換器污垢熱阻會(huì)隨著機(jī)組運(yùn)行時(shí)間的延長而累積，優(yōu)化方案二仍有進(jìn)一步完善和提高的需要。由于目前還缺少相關(guān)的研究，無法給出污垢熱阻與運(yùn)行時(shí)間之間的定量曲線，或者污垢熱阻與熱交換器壓差之間的定量曲線，因此短時(shí)間內(nèi)依然缺乏量化評(píng)估熱交換器傳熱性能的方法，不具備開展熱工試驗(yàn)的條件。

5 結(jié)語

對(duì)CCW熱交換器傳熱性能試驗(yàn)方法進(jìn)行了理論研究和實(shí)際應(yīng)用研究，得到如下結(jié)論：

(1)就試驗(yàn)結(jié)果不確定度而言， HET法優(yōu)于HTC法， FTR法最差。

(2)在CCW熱交換器的主要工作區(qū)間，HET法、 HTC法及 FTR法的不確定度都偏高。偏高的根本原因是熱交換器主要工作區(qū)間熱負(fù)荷遠(yuǎn)小于設(shè)備設(shè)計(jì)值，故應(yīng)盡可能減小測(cè)量信號(hào)傳遞環(huán)節(jié)引入的不確定度。

(3)在安排CCW熱交換器傳熱性能試驗(yàn)時(shí)，應(yīng)從以下兩方面減小試驗(yàn)的不確定度，降低試驗(yàn)結(jié)果無效的可能性。一是應(yīng)盡量調(diào)整核電站的生產(chǎn)計(jì)劃，例如進(jìn)行試驗(yàn)的同時(shí)運(yùn)行廢氣/廢液處理系統(tǒng)，以便獲得更高的熱負(fù)荷；二是盡可能采用就地儀表平臺(tái)，以降低儀表引入的不確定度。

(4)開展污垢熱阻與運(yùn)行時(shí)間和熱交換器壓差之間定量關(guān)系的研究，充分利用CCW熱交換器設(shè)計(jì)裕量大的特點(diǎn)，降低試驗(yàn)頻率，對(duì)于已建成投產(chǎn)的核電站具有重要意義。