非能動余熱排出換熱器池沸騰換熱性能研究

王開元，曹夏昕，李 亞，孫中寧

(哈爾濱工程大學 核安全與仿真技術國防重點學科實驗室，黑龍江 哈爾濱 150001)

非能動安全技術是第三代核電站設計的重要理念之一。在下一代核電站非能動安全系統的設計中大都采用浸沒式管束換熱器導出事故后堆芯內余熱[1-3]。在長期運行階段，管束外主要呈現大容積沸騰現象。目前，針對大容積沸騰換熱已展開了大量研究。

Sateesh等[4]通過池沸騰實驗證實了汽泡滑移行為對加熱表面沸騰換熱量的重要貢獻。在低熱流密度條件下，汽泡滑移距離較長，對換熱具有較大影響；在高熱流密度條件下，汽泡滑移距離變短，對換熱貢獻減弱。Gupta等[5]進行了一系列管束核態沸騰實驗研究。結果顯示，沿汽泡流動方向沸騰換熱系數有增大的趨勢；在相同條件下，上部管道的沸騰換熱性能較底部管道的好。國內也有不少學者[6-8]對管束核態沸騰進行了詳細研究。

然而在應用中，尤其是針對大功率核反應堆余熱排出換熱器，一般都是由大量光管組成。以AP1000非能動余熱排出換熱器為例，其換熱管束由689根光管組成，在這種換熱管排布密集的狀態下，當換熱器在高功率下投入運行時，中心管區域管束外產生的大量氣泡能否順利脫離，周圍液體能否有效補給將嚴重影響著換熱器的換熱性能。然而，有關這方面的研究尚未見文獻報道。為此，本文從實驗研究入手，通過分析豎直管束中心管與旁管沸騰換熱性能的差異，嘗試給出豎直管束換熱特性變化規律，為進一步研究密集管束下換熱器沸騰換熱性能提供參考。

1 實驗系統

1.1 實驗裝置

實驗裝置(圖1)主要由電加熱鍋爐、高位水箱、換熱管束、凝液測量罐、儲液罐以及數據采集系統等組成。本實驗中，通過電加熱鍋爐產生0.035～0.57 MPa(表壓)的飽和蒸汽作為加熱工質。

換熱管束由7根管材為B30銅鎳合金的光滑管按正三角形排列組成(圖2)。為了降低管束內側蒸汽冷凝時的入口效應，以及管束外側水箱內液位波動對換熱的影響，在每根換熱管的上端均包覆有長度為100 mm的絕熱硅膠套管，使各換熱管有效換熱長度均為500 mm。管束頂部的封頭內裝有流量分配孔板，以保證蒸汽盡可能均勻地流入管束。

圖1 實驗系統

1、2、3、4表示熱電偶位置；1#、2#、3#、4#、5#表示不同測溫截面

高位水箱內為常壓下的飽和水，水箱內沸騰產生的蒸汽經上方冷凝器冷凝后凝液重新返回水箱，從而維持水箱內液位的恒定。為盡量減少散熱對實驗結果的影響，實驗中對換熱管束之外的水箱、管路以及閥門等均采取了保溫措施。

1.2 實驗參數測量

實驗中，沿換熱管束的軸向設置了5個測溫截面(圖2)，與下管板的距離分別為7、17、27、37和47 cm，每個截面均對稱點焊1對NiCr-NiSi熱電偶，用來測量中心管和旁管的外壁面溫度。高位水箱內的水溫由固定在管束拉桿上的5個與換熱管束等高度的NiCr-NiSi熱電偶測量。

熱電偶測得的數據由NI數據采集板輸入到計算機中保存。另外，采用兩個銅-康銅鎧裝熱電偶分別測量管束入口處的蒸汽溫度和凝液測量罐內的凝液溫度。為考察管束效應以及中心管和旁管換熱能力的差異，實驗設置了兩個凝液測量罐分別收集中心換熱管和旁管的凝液量，在完全冷凝狀態下即可基于熱平衡方程計算得出換熱量，進而確定平均熱流密度。因此，熱流密度的變化僅與飽和蒸汽流量相關，可通過調節設定蒸汽入口壓力來分析不同熱流密度條件下中心管與旁管換熱特性的變化。

2 實驗結果與分析

2.1 豎直管束與單管的比較

圖3 管束與單管的沸騰換熱系數比較

為分析豎直管束與單管的沸騰換熱差異，圖3示出了豎直管束和單管的沸騰換熱系數隨熱流密度的變化。圖3中管束沸騰換熱系數實驗數據包括中心管與旁管各自的平均換熱系數。

由圖3可知，在整個實驗參數變化范圍內，中心管和旁管的沸騰換熱系數均明顯高于單管。在相同熱流密度條件下，管束沸騰換熱系數可達到單管的1.2～1.5倍。相對于單管，豎直管束內會形成汽泡上升通道，在管束內形成的汽泡流以及汽液密度差引起的浮升力作用下，誘發飽和液體從管束下部進入管束通道向上流動，形成整體對流運動，管束中這種由上升汽泡誘發的汽液兩相流動，可達到較高的流速，這不僅促進了管束外壁面汽泡脫離，同時造成通道內流體劇烈擾動，從而使得壁面換熱過程得到進一步的強化[9]。

2.2 豎直管束中心管與旁管的比較

為考察中心管和周圍旁管在整個實驗參數變化范圍內換熱特性的差異，本文結合實驗現象觀察，從壁面過熱度、換熱量以及沸騰換熱系數3方面進行了對比。

1) 實驗現象

實驗中，旁管均勻分布于中心管周圍，即中心管完全處于旁管構成的管束通道內，管壁沸騰產生的氣泡趨向通道中心區域流動，氣泡導致的流體擾動以及流體速度影響均不同于旁管邊緣區域。據此，將豎直管束在徑向上的換熱區域劃分為中心區域和邊緣區域(圖4)。

圖4 換熱區域分區示意圖

從實驗現象的觀察來看，在低熱流密度下，管束外產氣量較低，旁管外壁面脫離的汽泡在浮力的作用下，趨向管道中心區域流動，促進了中心管外壁面汽泡的脫離；在高熱流密度下，中心管外含氣量明顯增加，一部分汽泡聚合后包覆在換熱管周圍，導致中心管外壁面局部區域形成了汽膜層(圖5)。

圖5 管束通道內汽泡行為示意圖

2) 壁面過熱度對比

圖6 中心管和旁管各截面壁面溫度分布

從中心管與旁管外壁面溫度沿換熱管軸向的變化(圖6)也可看出，在熱流密度較低(45 kW/m2)時，旁管各截面處壁面溫度均高于中心管對應截面處的溫度。隨熱流密度的增加(109 kW/m2)，出現了中心管和旁管不同截面位置處壁面溫度變化的交叉，在熱流密度達到182 kW/m2時，中心管外3#截面溫度較旁管高出近2 ℃，且隨熱流密度的增加，溫度交叉點具有逐漸向換熱管下方移動的趨勢。

在本實驗的熱流密度變化范圍內，中心管與旁管外壁面過熱度的對比示于圖7。從圖7可看出，熱流密度低于109 kW/m2時，中心管外壁面過熱度均低于旁管，而當熱流密度高于109 kW/m2時，中心管外壁面過熱度則高于旁管。

圖7 壁面過熱度隨熱流密度的變化

3) 換熱量對比

為進一步說明管束效應對豎直管束不同區域換熱能力的差異，圖8示出了中心管與旁管凝液量變化曲線。由圖8可知，在低熱負荷條件下，中心管凝液量是旁管凝液量的1.3倍左右。隨熱負荷的增加，中心管與旁管凝液量的差別越來越小(圖8、9)，即中心管與旁管的換熱量趨于相同。

圖8 蒸汽壓力對凝液量的影響

4) 沸騰換熱系數對比

(1)

式中：h中和h旁分別為中心管和周圍旁管的沸騰換熱系數；Q中和Q旁分別為中心管和周圍旁管的單位面積換熱量；tw為外壁面溫度；tsat為飽和水溫度。

圖9 中心管與旁管凝液量比值變化

由式(1)可知，中心管與旁管的沸騰換熱系數取決于單位面積換熱量和壁面過熱度的變化。在高熱負荷條件下，當單位面積換熱量不變時，中心管的壁面過熱度高于旁管的壁面過熱度，必然導致中心管的沸騰換熱系數低于旁管的(圖10)。即中心管的換熱特性在整個熱負荷變化范圍內，并不總是優于旁管的。由圖10可知，在高熱流密度區(大于200 kW/m2)，旁管的沸騰換熱系數相對于中心管提高了近7%。同時，從圖中實驗數據的變化規律來看，中心管與旁管的沸騰換熱系數差異有隨熱流密度增加而逐漸增大的趨勢。

圖10 中心管與旁管的沸騰換熱系數對比

這是因為在熱負荷較低時，中心管與旁管核化點密度均較低，加熱壁面上產生的汽泡相互影響較小。在長大、脫離過程中，受浮力影響，汽泡群區域向管束中心區域流動，增強了管束中心區域流體的擾動，同時也進一步加速了中心管外壁面汽泡的脫離頻率，帶走更多的熱量，因此中心管外壁面的溫度低于旁管，此時管束效應對中心管的強化效果優于旁管。

隨熱負荷的增加，傳熱管壁面核化點密度提高，汽泡產生速率加快，汽泡間相互作用加強，導致新生汽泡滑移距離變短，提前脫離壁面，沸騰現象變得劇烈。尤其是管束上方中心區域，汽泡的大量聚合導致管束內局部流動阻力增大，大汽泡的脫離受阻，使大量上升汽泡匯聚在中心管壁面，造成局部干涸，即上升汽泡的包覆效應[10]。這在一定程度上削弱了中心管的換熱能力，使得旁管的換熱能力優于中心管。

通過上述分析可知，管束中心管與旁管的換熱性能存在差異，尤其在高熱負荷條件下，管束中心管的換熱性能低于旁管，且隨熱負荷的增加，旁管對中心管的換熱優勢將有可能進一步擴大。

3 結論

1) 在相同條件下，由于管束效應的影響，豎直管束的池沸騰換熱能力明顯強于豎直單管。管束的換熱系數是單管的1.2～1.5倍。

2) 在本實驗中，中心管凝液量大于旁管凝液量。隨熱負荷的增加，這一差異逐漸減小。

3) 在相同熱負荷實驗條件下，豎直管束中心管和旁管各區域的換熱能力并不相同。低熱流密度區，中心管的換熱系數高于旁管；高熱流密度區，旁管的換熱能力相對于中心管提高了近7%，且隨熱負荷的增加有繼續增大的趨勢。

參考文獻：

[1] SCHULZ T L. Westinghouse AP1000 advanced passive plant[J]. Nuclear Engineering and Design, 2006, 236(14-16): 1 547-1 557.

[2] Di MAIO D, NAVIGLIO A, GIANNETTI F, et al. An innovative pool with a passive heat removal system[J]. Energy, 2012, 45(1): 296-303.

[3] STOSIC Z V, BRETTSCHUH W, STOLL U. Boiling water reactor with innovative safety concept: The generation Ⅲ+SWR-1000[J]. Nuclear Engineering and Design, 2008, 238(8): 1 863-1 901.

[4] SATEESH G, DAS S K, BALAKRISHNAN A R. Analysis of pool boiling heat transfer: Effect of bubbles sliding on the heating surface[J]. International Journal of Heat and Mass Transfer, 2005, 48(8): 1 543-1 553.

[5] GUPTA A, KUMAR R, KUMAR V. Nucleate pool boiling heat transfer over a bundle of vertical tubes[J]. International Communications in Heat and Mass Transfer, 2010, 37(2): 178-181.

[6] 李勇，閻昌琪，孫福榮，等. 非能動余熱排出換熱器運行初始階段換熱特性研究[J]. 原子能科學技術，2011，45(8)：931-936.

LI Yong, YAN Changqi, SUN Furong, et al. Research on heat transfer characteristics of PRHR HX at initial operating stage[J]. Atomic Energy Science and Technology, 2011, 45(8): 931-936(in Chinese).

[7] 沈自求. 沸騰傳熱研究[J]. 大連理工大學學報，2001，41(3)：253-259.

SHEN Ziqiu. Study of boiling heat transfer[J]. Journal of Dalian University of Technology, 2001, 41(3): 253-259(in Chinese).

[8] 劉佳，閻昌琪，李勇. 豎直管束大容積沸騰傳熱的研究[C]∥中國核科學技術進展報告：中國核學會2009年學術年會論文集. 北京：原子能出版社,2009：704-711.

[9] 劉振華，陳玉明. 緊湊傳熱管束的池內核沸騰換熱強化特性[J]. 上海交通大學學報，1999，33(3)：45-47.

LIU Zhenhua, CHEN Yuming. Enhanced boiling heat transfer on a compact tube array[J]. Journal of Shanghai Jiaotong University, 1999, 33(3): 45-47(in Chinese).

[10] 施明恒，丁峰，縱向陽. 池內泡狀沸騰的管束效應[J]. 工程熱物理學報，1993，14(2)：182-186.

SHI Mingheng, DING Feng, ZONG Xiangyang. The bundle effect of a horizontal tube bundle in nuclear pool boiling heat transfer[J]. Journal of Engineering Thermal Physics, 1993, 14(2): 182-186(in Chinese).