非能动余热排出换热器优化设计研究

非能动余热排出换热器优化设计研究王盟;陈薇;吕焱燊【摘要】以C FX为工具，对A P1000非能动余热排出换热器的管束结构进行改进，分析了管束结构对非能动余热排出换热器性能的影响。

研究结果表明，在单相自然对流和轻度沸腾区，管束三角形排布时的换热系数明显优于现有设计，换热能力随着节距的减小而增强。

为确保饱和沸腾区的换热性能，便于饱和沸腾区气泡自加热面的逸离，节距应不小于1.5do 。

%The tube bundle structure of AP1000’ s passive residual heat removal heat exchanger (PRHR‐HX) was improved base on the CFX software and the influence of tube bundle structure onthe performance of PRHR‐HX was also analyzed .The results show that inthe region of single‐phase natural convection and mild boiling ,the heat transfer coefficient of triangle bundle arrangement is widely superior tothe existing design and the capability increases with the decrease of pitch size .To ensure the heat transfer performance in the boiling zone ,the pitch size should not be less than 1.5 do ,so that the bubbles can easily escape from the heating surface .【期刊名称】《原子能科学技术》【年(卷),期】2015(000)003【总页数】5页(P455-459)【关键词】AP1000;非能动余热排出热交换器;管束排列;节距【作者】王盟;陈薇;吕焱燊【作者单位】国核北京科学技术研究院有限公司，北京 100029;国核北京科学技术研究院有限公司，北京 100029;中国船舶重工集团公司第703研究所，黑龙江哈尔滨 150036【正文语种】中文【中图分类】TL353非能动安全是第三代核电技术的一个显著特点，非能动技术的应用可有效降低堆芯熔毁概率，提高核电系统的安全性，同时避免因设备冗余而造成的成本增加。

非能动余热排出换热器（PRHR－HX）［1］是一回路非能动冷却的关键设备，其换热性能的优略直接影响该设备的大小和系统的布置。

随着核电厂功率的放大，PRHR －HX也随之加大，这给加工、吊装和现场布置带来一定的不便。

随着多功能小型堆的发展，开发结构更为紧凑的PRHR－HX对设备和系统布置具有重要的工程意义。

薛若军等［2－5］研究了壳侧流体的单相自然循环，有关管束结构对自然循环换热器特性影响的研究较少，目前仅停留在概念性改进上［6－7］。

PRHR－HX壳侧流动较为复杂，本工作借助CFD技术研究AP1000核电厂中管束排布方式和节距对换热性能的影响。

相关研究可为PRHR－HX结构的优化设计提供参考。

1．1 PRHR－HX结构及布置图1示出AP1000核电厂PRHR－HX的结构及其在内置换料水箱（IRWST）中的布置示意图。

从图1可清楚地看出，PRHR－HX与传统换热器有着显著不同，主要体现在以下5个方面：1）结构上换热管束由多组长度不等的C形管组成；2）换热器没有传统的壳侧，管束整体浸没于IRWST中；3）换热器不设折流板，竖直段没有常规换热器的横向冲刷；4）换热器在运行过程中，管外侧依次经历单相和两相换热，运行工况较为复杂；5）由于换热器整体浸没于IRWST中，管外流体依靠自然循环与管壁换热，管外流场和温度场存在一定的不对称性。

1．2 PRHR－HX运行特性PRHR－HX在设计上能带走足够的热量，在丧失主给水或主给水管线破裂时，通过该系统的投入和蒸汽发生器二次侧的冷却，可延缓或避免稳压器安全阀的开启。

在热工设计上，一次侧进、出口设计温度分别为297．2℃和92．8℃，壳侧设计温度为48．9℃，在运行时壳侧将经历高换热温差、低换热系数和低换热温差、高换热系数的换热进程。

针对AP1000非能动余热排出系统，文献［8］应用系统程序进行了一些研究。

图2示出全厂断电事故下换热器进、出口温度及换料水箱平均温度随时间的变化。

从图2可看出：从系统启动至换料水箱达到饱和温度，换热温差变化不大，在启动阶段换热温差稍大，但此时换热处于单相自然对流阶段，换热系数约为沸腾换热的1／7～1／5。

因此，制约换热器大小的关键在于单相段，提高该区段的换热强度具有现实意义。

对于C型换热器的水平段，因有很强的横向冲刷，其换热效果较好。

而竖直管段没有显著的横流现象，目前主要依靠围板的烟囱效应来增强换热。

为提高单相区的换热能力，本文研究管束排布方式和节距对换热性能的影响，为PRHR－HX结构优化设计提供参考。

管束排列方式和节距直接影响着换热器的结构，在进行PRHR－HX设计和运行特性分析时，有必要对结构参数对换热性能的影响进行分析，且要考虑管侧依次经历单相对流和沸腾换热，换热器结构应在单相段和沸腾换热区段均表现出良好的运行特性。

2．1 管束排列方式管束排列方式主要有4种，如图3所示。

其中，三角形排列应用最普遍，因为管间距相等，所以在同一管板面积上可排列最多的管子，且便于管板的划线和钻孔。

但三角形排布的管间不易清洗，TEMA标准［9］规定，壳程需要机械清洗时，不得采用三角形排列形式。

壳程需要机械清洗时一般采用正方形排列，管间通道沿整个管束应是连续的，且要保证6mm的清洗通道。

对于横向冲刷流动，在折流板间距相同的情况下，三角形和正方形两种排列方式的流通截面要比转角三角形和转角正方形的小，有利于提高流速，更为合理一些。

PRHR－HX没有严格意义上的壳侧，不需机械清洗，且流动主要以竖直流动为主，横流不太显著，这些标准不适宜直接应用于PRHR－HX的设计。

2．2 管束排列方式对换热的影响为研究管束排列方式对换热的影响，建立了图4所示的分析模型，相关参数列于表1。

图5示出管束截面的速度分布。

由图5可见，相比AP1000原有设计方案，改进结构设计不但轴向速度高于原有设计，且具有较为强烈的横向交混，使得单相对流换热得到增强。

图6示出管束布置对换热的影响。

由图6可见，相比AP1000原有设计，初始时刻改进设计的平均换热系数可提高7．5%，一旦建立稳定的自然循环，改进设计的换热系数可提高10%以上；进入沸腾阶段，换热曲线波动较大，随着向饱和沸腾迁移，增幅逐渐降低，但整体优于现有设计。

CAP1400和CAP1700的热功率较AP1000分别提高了18．8%和47%，如果选用改进设计方案，可有效减少换热面积的增幅，进而控制PRHR－HX的重量和体积。

从安全角度分析，换热面积的减小，可减少传热管根数，在一定程度上降低了传热管破口事故发生的概率。

2．3 节距对换热的影响TEMA相关标准规定换热管中心距（节距）最小应为1．25do，当壳程用于蒸发过程时，为使气相更好的逸出，节距可加大到1．4do。

在换热器设计上，三角形排布应用最多，但相关研究大部分是基于强迫对流工况，对自然对流的研究较少。

图7示出节距对换热性能的影响。

由图7可见：在单相区节距越小换热性能越好；在沸腾区节距对换热性能的影响不大，1．5do结构稍占优势。

这是因为水池还未进入饱和沸腾，单相对流和沸腾换热同时存在，小节距使得管束更加紧密，通道内的流体温度升高，拉大了冷热区的温度差，强化了自然循环能力，进而增强了管束的换热性能。

目前AP1000PRHR－HX竖直段为2．0do× 4．0do的矩形排布。

在竖直段，由于横向距离较大，管束排列方式原则上将属于列管排布，但又具有一定的管束效应，其节距的选择还需更为深入的研究，使得换热器的设计更加合理。

1）对于浸没式换热器，管束排列方式对换热影响较大，在单相和轻度沸腾区，三角形排列方式整体优于现有设计；2）C型换热器水平段有较强的横向冲刷，换热效果很好，对于竖直段采用三角形排布来提高单相和轻度沸腾区的换热性能，选择稍大的节距可避免饱和沸腾区因气泡聚集而造成换热能力下降；3）AP1000蒸汽发生器二次侧为饱和沸腾，换热管材料、结构尺寸与PRHR－HX 一致，运行工况也与PRHR－HX相似，目前AP1000蒸汽发生器采用的是三角形布置，具有一定的工程参考依据。

【相关文献】［1］林诚格．非能动安全先进压水堆核电技术［M］．北京：原子能出版社，2010：457－459．［2］薛若军，王明远，李朝君，等．AP1000非能动换热器数值模拟［J］．哈尔滨工业大学学报，2012，44（11）：133－138．XUE Ruojun，WANG Mingyuan，LI Chaojun，et al．Numerical simulation ofAP1000passive residual heat removal heat exchanger［J］．Journal of Harbin Institute of Technology，2012，44（11）：133－138（in Chinese）．［3］薛若军，邓程程，彭敏俊．非能动余热排出热交换器数值模拟［J］．原子能科学技术，2010，44（4）：429－435．XUE Ruojun，DENG Chengcheng，PENG Minjun．Numerical simulation of passive residual heat removal heat exchanger［J］．Atomic Energy Science and Technology，2010，44（4）：429－435（in Chinese）．［4］宋阳，李卫华，李胜强．非能动余热排出热交换器自然循环数值模拟［J］．原子能科学技术，2012，46（12）：767－770．SONG Yang，LI Weihua，LI Shengqiang．Natural convection simulation of passive residual heat removal heat exchanger［J］．Atomic Energy Science and Technology，2012，46（12）：767－770（in Chinese）．［5］明廷臻，刘伟，王苇．余热排出换热器管束间自然对流的CFD模拟［J］．华中科技大学学报：自然科学版，2003，31（9）：9－12．MING Tingzhen，LIU Wei，WANG Wei．CFD simulation of natural convection circuits among tube bundle in residual heat removal exchanger［J］．Journal of Huazhong University of Science and Technology：Natural Science Edition，2003，31（9）：9－12（in Chinese）．［6］汪宇，陈志辉．一种与主回路直接连接的非能动余热排出系统：中国，202948737U ［P］．2013－01－05．［7］陆道纲，夏会宁，张钰浩，等．一种AP1000核电厂非能动余热排出热交换器：中国，202948740U［P］．2013－01－09．［8］严春．先进反应堆非能动余热排出系统设计［D］．哈尔滨：哈尔滨工程大学，2010．［9］史美中，王中铮．热交换器原理与设计［M］．2版．南京：东南大学出版社，1996：41－112．。