低參數下試驗回路主熱交換器換熱能力分析

斯俊平， 劉曉松， 趙文斌， 許裕恒， 雷晉， 孫勝， 童明炎， 劉洋

(中國核動力研究設計院第一研究所， 成都 610213)

研究堆內輻照考驗是核反應堆燃料研制中的關鍵環節之一，特別地，針對燃料組件在高溫高壓試驗回路中的穩態輻照考驗是揭示燃料抗輻照性能以及驗證新型燃料組件在投入工程應用前安全性的必經階段[1-3]。耐事故燃料(accident-tolerant fuel，ATF)是一種能夠提高燃料元件抵御嚴重事故能力的新型燃料體系，其燃料類型與包殼材料與傳統壓水堆燃料元件存在差異，為了驗證ATF等新型燃料組件在設計上的合理性以及制造上的可靠性，基于工程化應用中安全性的前期需要，有必要針對ATF燃料元件開展在高溫高壓試驗回路中的穩態輻照考驗[4-5]。

針對燃料元件的輻照試驗相關研究，輻照方式、輻照工況、輻照過程監測以及輻照后檢測是重要的關注點。輻照方式的研究主要包括靜態輻照、隨堆儀表化輻照以及回路輻照[6]；輻照工況的研究主要包括穩態工況、瞬態工況以及事故工況[7-8]；輻照過程的監測主要是圍繞反應堆物理參數、輻照環境參數以及試驗件輻照行為參數等[9-10]；輻照后檢測主要包括對試驗件的物性、力學等性能檢測[11]。針對穩態輻照考驗，研究堆為該輻照考驗提供必需的中子輻照環境，而高溫高壓試驗回路主要滿足考驗過程中的溫度、壓力以及水質等條件。在輻照考驗過程中，由于燃料組件、試驗回路以及研究堆三者之間的相互作用，ATF燃料元件的穩態考驗實際上是一個物理熱工參數高度耦合的過程。在輻照考驗中，高溫高壓試驗回路的特性是固定的(以某一工況為基礎開展設計并定型)，而燃料組件的輻照考驗參數視不同的燃料類型卻是各不相同的。因此，高溫高壓試驗回路的原有設計參數并非總是與現行輻照考驗需求參數相匹配，具體表現為在主熱交換器處一次水流量及入口溫度與設計一次水流量及溫度不一致，因此，本文主要針對新型燃料的輻照考驗，進一步論證燃料考驗參數與試驗回路參數，特別是與主熱交換器換熱能力的匹配情況，以避免輻照試驗件堆內發熱超過主熱交換器換熱能力，而引發考驗溫度偏高的情況發生。

基于此，現主要面向新型燃料的高溫高壓穩態考驗，建立燃料組件輻照考驗參數與試驗回路熱工參數匹配性的分析方法，研究相較于設計參數更低的一次水流量與溫度對高溫高壓試驗回路主熱交換器換熱能力的影響，以探討輻照考驗參數需求與主熱交換器換熱能力的匹配情況。

1 系統及計算方法介紹

1.1 系統介紹

針對燃料輻照考驗的高溫高壓試驗回路是一個非常復雜的試驗系統，包括了主回路系統、凈化系統、破探系統、二次冷卻水系統、安注系統、補水系統、檢漏系統、去污系統、電氣系統、儀控系統等多個子系統。圖1展示了高溫高壓試驗回路的主回路系統的基本構成，其中，輻照裝置與主熱交換器是主回路系統的核心構成，輻照考驗的可行性與否依賴于輻照裝置進出口參數與主熱交換器進出口參數的匹配性。輻照裝置是試驗回路與研究堆連接的紐帶，輻照考驗對象安置于輻照裝置中，并受研究堆的輻照環境影響而產生核發熱以及材料發熱等，進而形成一個熱源。針對燃料輻照考驗，考驗參數是基于安全性、經濟性等特性共同決定的，因此輻照考驗中要求回路主熱交換器的運行參數需與輻照裝置在該考驗工況下的參數匹配。

高溫高壓試驗回路的主熱交換器一般選擇再生式換熱器，如圖2和圖3所示，再生式換熱器分為再生段與冷卻段，再生段與冷卻段存在耦合關系，即再生段一次側的出口與冷卻段一次側的入口相連，而冷卻段一次側的出口與再生段的二次側的入口相連。針對高溫一次水，從再生段一次側入口進入，依次流經再生段一次側、冷卻段一次側與再生段二次側，而低溫二次水只流經冷卻段二次側。從冷熱流體在再生式換熱器中的流動可以看出，對外的換熱主要發生在冷卻段，而再生段中主要是一次水之間的相互換熱，設置再生段后，冷卻段中換熱溫差要較無再生段時明顯下降，即采用再生式換熱器的主要目的在于避免高溫一次水與低溫二次水的直接換熱，以降低較大換熱溫差對換熱器的熱應力影響以及避免二次水局部汽化對換熱穩定性的影響。

圖1 高溫高壓試驗回路主回路系統構成Fig.1 The main circuit system composition in the test loop with high temperature and pressure

圖2 再生式換熱器結構圖Fig.2 Structure diagram of the regenerative heat exchanger

圖3 一次水與二次水在再生式換熱器中的流動情況Fig.3 The flow of primary water and secondary water in the regenerative heat exchanger

1.2 計算方法

針對再生式換熱器的熱工特性分析，一般是將再生段與冷卻段分開計算，在本文中，再生段采用管殼式換熱器計算，冷卻段采用套管式換熱器計算，在計算中需考慮到再生段與冷卻段部分熱工參數的聯動關系，具體的計算方法與過程可參見文獻[12-14]。

同時，本文研究中的主熱交換器的設計參數為一次水壓力15.5 MPa、流量6 t/h、入口溫度330 ℃，二次水壓力0.6 MPa、流量14 t/h、入口溫度25 ℃，換熱功率約為504.9 kW(不保留設計裕量)，但由于燃料組件的輻照考驗參數并非總與主熱交換器的熱工參數相匹配，表現為一次水的溫度和流量要較主熱交換器原始設計參數偏低，本文針對該情況建立了一種研究低參數工況與主熱交換器換熱功率關系的方法。針對基于設計工況的再生式換熱器結構，匹配不同的一次水入口溫度與流量開展校核計算，同時基于部分校核計算數據而整體獲取再生式換熱器的一次水流量及溫度與換熱功率三者之間的關系。

該方法主要是針對在不同的一次水流量條件下，單臺主熱交換器獨立運行與多臺主熱交換器并聯運行的換熱能力比較。該方法主要由4步組成，包括：數據無量綱化、無量綱數據分區擬合、流量-功率關系交叉點確定以及流量轉折點確定。

針對數據無量綱化，設定主熱交換器的一次水設計流量為Q0，設計入口溫度為T0，對應設計功率為P0，所需運行工況下一次水流量為Q，入口溫度為T，對應功率為P，基于式(1)～式(3)的形式構建流量、入口溫度以及換熱功率的無量綱參數。

一次水相對流量為

(1)

一次水相對入口溫度為

(2)

相對換熱功率為

(3)

針對無量綱數據分區擬合，將一次流量分為低流量區以及高流量區，針對該溫度和不同流量下的無量綱參數，在低流量與高流量區分別按照式(4)的多項式指數關系對數據開展擬合。

(4)

2 結果與討論

2.1 不同低參數工況下主熱交換器的換熱特性

由于主熱交換器是基于特定的設計參數而定型結構，一旦實際運行的參數偏離原始設計參數時，主熱交換器的換熱能力將不同程度發生變化。圖4展示了在低參數情況下主熱交換器的功率變化情況，在一次水入口溫度由設計參數的330 ℃下降至210 ℃時，主熱交換器的功率由504.9 kW下降了約44.0%至282.7 kW，而當一次水流量由6 t/h下降至1.8 t/h時，主熱交換器的功率由504.9 kW下降了約69.7%至153.0 kW。由此可以看出，隨著一次水流量與入口溫度下降時，主熱交換器的換熱功率皆有不同程度的下降，并且下降程度并非呈現一次線性關系。

由于在低參數條件下主熱交換器的功率出現下降，但由于主熱交換器的需求換熱功率是由燃料組件的考驗功率確定的，因此此時存在燃料組件的功率超過主熱交換器換熱能力的情況，即經燃料組件加熱后的一次水在考驗流量下，經主熱交換器換熱后，不能夠冷卻到考驗所需的入口溫度，即輻照考驗溫度超過要求考驗溫度。由于考驗組件對冷卻水的溫度及流量要求是基于工程需要以及安全出發的，因此輻照考驗溫度超過要求考驗溫度在穩態考驗中是不被允許的。

圖4 不同低參數工況下的主熱交換器功率曲線Fig.4 Heat exchanger power curve under different low parameter conditions

基于主熱交換器備用以及換熱功率提升考慮，高溫高壓試驗回路中一般并聯有多臺主熱交換器。由于在較低的一次水流量與溫度下，主熱交換器的換熱功率下降程度不同，這將導致此時主熱交換器單臺運行與并聯運行時的換熱功率相對大小存在差異。圖5比較了不同一次水溫度及流量下主熱交換器單臺運行與并聯運行時的換熱功率，在圖中同一溫度下，保持一次水總流量一定，調節進入兩臺主熱交換器的一次水流量比例，各柱狀圖表示了不同流量比例下的主熱交換器功率疊加情況，同時利用點狀圖表示了該一次水全部進入一臺主熱交換器時的換熱功率情況。由圖5可以看出，在設計一次水流量100%和溫度330 ℃下，調整進入兩臺主熱交換器的流量，可以使得兩臺主熱交換器并聯的功率要較單臺運行時高出0.9%～3.4%，但隨著一次水流量的降低，該趨勢將發生變化，在一次水流量40%和溫度330 ℃下，兩臺主熱交換器的功率反而較單臺運行時低出3.9%～4.3%。該現象在一次水溫度250 ℃時同樣存在，不過不同運行方式時的換熱功率差異有所不同。對圖5進一步分析可以發現，隨著一次水流量的降低，兩臺主熱交換器并聯運行時的換熱功率優勢在逐漸減弱，并且在低于某一流量值時，單臺主熱交換器的功率反而要較兩臺并聯時高。

圖5 不同一次水溫度及流量下主熱交換器單臺運行與并聯運行的功率比較Fig.5 Comparison of the power between a single heat exchanger operation and two parallel operation under different primary water temperature and flow rates

2.2 流量-溫度-功率關系中流量轉折點分析

由前述可知，可以采用圖5中針對某一溫度開展大量計算而獲得流量轉折點，亦可以采用圖6的中的擬合法推導得到流量轉折點，圖7比較了兩種方法求取的流量轉折點情況。可以看出，通過兩種方法求解的流量轉折點非常接近，以250 ℃為例，通過圖5的計算可以得到轉折處流量為66.0%相對一次水流量，而通過擬合求解的轉折流量為66.3%相對一次水流量。通過對多個數據進行分析，兩種方法獲得的流量轉折點平均差異為0.6%，而求解對應流量轉折點處的換熱功率偏差為1.8%。因此采用擬合法能夠求取所需工作溫度范圍內的一系列轉折流量點，從而避免了大量的計算，即利用圖7中建立的曲線，由該曲線可以看出，在一次水入口溫度為230 ℃以及310 ℃時，盡管沒有針對該工況進行大量熱工計算，指導主熱交換器運行方式選擇的一次水流量轉折點仍可以通過擬合曲線快速求取，而分別處于61.2%和73.9%相對一次水流量附近處。

圖6 擬合方法獲取流量交叉點Fig.6 Fitting method to obtain the crossover point

圖7 擬合方法與計算方法下的流量轉折點及功率比較Fig.7 Comparisons of flow turning point and power between fitting method and calculation method

2.3 低參數工況下高溫高壓試驗回路主熱交換器運行模式建議

由前述分析可知，在低參數工況下，主熱交換器并聯運行是否能夠提升總的換熱功率與所處一次水入口溫度以及流量密切相關，存在一個流量轉折點，使得在高于該流量轉折點時，兩臺主熱交換器并聯運行的功率才能高出單臺獨立運行。不過由圖5可以看出，兩臺主熱交換器并聯運行并非顯著提升換熱功率，要進一步提升換熱功率，建議將兩臺主熱交換器進行串聯運行，在不改變進入主熱交換器的一次水流量前提下，通過增加換熱面積來提升換熱能力。圖8給出了一種針對高溫高壓試驗回路主熱交換器布置的串并聯連接方案。在該方案下，關閉閥門F1-4以及關閉F1-1、F2-1中的任意一個，可以使得單臺主熱交換器獨立運行；關閉閥門F1-4可以使得兩臺主熱交換器并聯運行；關閉F1-3，可以使得兩臺主熱交換器串聯運行。該系列連接方式可以靈活應對不同一次水流量與溫度對換熱功率的需求。

圖9比較了在一次水入口溫度250 ℃時不同連接方式下主熱交換器的換熱能力，可以明顯看出，在低參數工況時，相較單臺獨立或兩臺并聯運行，兩臺主熱交換器串聯時的換熱能力都將大幅提升，串聯運行時的換熱功率要較單臺或兩臺并聯運行時的最大功率平均高出77.5%。換熱能力的顯著增加表明，采用主熱交換器布置的串并聯連接方案可以有效應對燃料組件在一定冷卻水流量與溫度需求下的換熱問題，從而有效擴大高溫高壓試驗回路在燃料組件輻照考驗中的適用范圍。

3 結論

主要針對高溫高壓穩態考驗，研究了低參數工況對高溫高壓試驗回路主熱交換器換熱能力的影響，建立通過分段擬合求解流量轉折點的方法，并提出了一種針對高溫高壓試驗回路主熱交換器布置的串并聯連接方案，得出如下結論。

圖8 高溫高壓試驗回路主熱交換器布置的串并聯連接方案Fig.8 Series and parallel connection schemes for the arrangement of heat exchangers in the test loop with high temperature and pressure

圖9 一次水入口溫度250 ℃時，不同連接方式下主熱交換器換熱能力比較Fig.9 Comparison of the heat transfer capacity of the main heat exchanger under different connection modes when the primary water inlet temperature is 250 ℃

(1)兩臺主熱交換器并聯運行時的總換熱功率并非總是高于單臺獨立運行，在一次水入口流量40%和溫度330 ℃下，兩臺主熱交換器并聯運行的功率反而較單臺運行時低3.9%～4.3%。

(2)存在一個流量轉點，在該流量轉折點之上，兩臺主熱交換器并聯運行才具有實質意義，通過分段擬合可以整體求解在不同一次水入口溫度下的流量轉折點，通過擬合求解與計算求解獲得的流量轉折點平均差異為0.6%，而對應的換熱功率平均偏差為1.8%。

(3)針對低參數運行工況，可以采用主熱交換器串聯的方式解決換熱功率不足的問題，在一次水入口溫度250 ℃時，串聯運行時的換熱功率要較單臺或兩臺并聯運行時的最大功率平均高出77.5%。