非能動余熱排出熱交換器傳熱性能分析

董建華，武 君

(哈爾濱電氣股份有限公司，哈爾濱 150040)

0 引 言

三代核電廠在傳統成熟的壓水堆核電技術的基礎上，創新性的引入安全系統非能動理念。由于在設計中采用了非能動的嚴重事故預防和緩解措施，不僅簡化了系統設置和工藝布置，同時也減少了安全級設備數量和施工量，大大降低了人因失誤發生的可能性，提高了系統運行的可靠性［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的關鍵設備，其主要功能是在喪失主給水或主給水管線破裂時，為反應堆冷卻劑提供冷卻，防止由于冷卻劑升溫過高而發生堆芯融化的重大事故。該換熱器布置在安全殼內置換料水箱(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由于溫度差和位差引起的自然循環來維持。

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態傳熱性能。

1 PRHR HX傳熱模型

1.1 PRHR HX 的結構

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堆冷卻劑系統的熱管段相連，出口則通過常關的氣動閥與蒸汽發生器下封頭的冷腔室相連，這種設置可以保證在主回路壓力下換熱管束內充滿冷卻劑，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動頭的建立和保持。

圖1 非能動余熱排出熱交換器(PRHR HX)結構圖

1.2 整體傳熱模型

PRHR HX換熱管內的冷卻劑流動僅依靠自然循環來維持，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生大空間高雷利數(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，總結得到PRHR HX的整體傳熱模型。

1.2.1 簡化和假設

假設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，假設在傳熱過程中池水的溫度保持恒定。穩態傳熱計算過程中，忽略封頭等部件的熱損耗。

1.2.2 整體傳熱模型

根據熱疊加原理［3］，PRHR HX 的總傳熱熱阻等于管內對流換熱熱阻、管壁導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，wf(m2·K);Rp為管內對流換熱熱阻，(m2·K)/w;Rw為管壁導熱熱阻，(m2·K)/w;Rs為管外對流/沸騰換熱熱阻，(m2·K)/w;Rf管壁兩側的污垢熱阻，(m2·K)/w。

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

2 計算方法

2.1 換熱管壁導熱

針對圓筒壁這種典型結構，導熱系數為常數時管壁的導熱熱阻［2］為:

2.2 管內強制對流換熱

根據非能動余熱排出系統的設計理念，絕大多數情況下，PRHR HX的運行是在自然循環驅動下完成的。通過計算各個工況下的格拉曉夫數(Gr)和雷諾數(Re)進行分析判斷，將管內冷卻劑換熱過程簡化為光滑圓管內單相流體充分發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模化，以上Churchill＆Chu公式實際可應用于Ra＞1012的范圍。

2.4 管外沸騰換熱

隨著換熱管內熱流密度的增大，IRWST池水將發生沸騰。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展為飽和沸騰。西屋公司在其三管試驗的基礎上公開了基于弱核池沸騰模型提出的經驗關系式，公式與經典的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 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備，一旦熱流密度超過臨界熱流密度(CHF)，工況將跳至穩定模態沸騰線，壁面過熱度將猛升至近1 000℃，可能導致設備燒毀。因此為了保證設備在安全范圍內工作，應嚴格監視并控制熱流密度。文中采用Collier提出的經驗關系式［7］計算大容器沸騰的臨界熱流密度:

3 計算方法和結果

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

3.1 計算輸入參數

PRHR HX在主給水缺失工況下的熱力參數詳見表1。

表1 熱力參數

3.2 計算結果

如圖2所示，反應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，因此在局部區域內開始發生沸騰，產生氣泡。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展為飽和沸騰，管外傳熱系數也由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%。根據計算結果(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在運行期間不會發生干燒事故。

表2 (管外為自然對流時)傳熱計算結果

4 結論

根據傳熱計算結果，分析可以得到以下結論:

(1)PRHR HX運行初期換熱管外為自然對流換熱，總傳熱系數為1 141.6 W/(m2·℃);約2 h后管外發展為飽和沸騰換熱，總傳熱系數可以提高至 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.熱網監控系統的設計與實現［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.