穩態考驗回路換熱系統熱工優化設計研究

斯俊平，趙文斌，孫 勝，黃 崗，張 亮，張文龍，許怡幸，劉洋

（中國核動力研究設計院第一研究所，四川 成都 610213）

核反應堆燃料及相關材料的堆內輻照考驗是新核燃料研制路徑中的關鍵環節。為了驗證燃料在輻照環境下的設計參數以及檢測抗輻照性能及制造工藝可靠性等，有必要針對燃料球、燃料芯塊、燃料元件及燃料組件開展一系列的輻照考驗[1-3]。在研究堆內開展縮比例燃料組件的輻照考驗，并獲取燃料組件在穩態工況、瞬態工況以及事故工況的性能，可以為組件結構設計定型提供最終驗證，并為燃料組件轉入工程化應用提供重要的前期反饋[4,5]。

耐事故燃料（ATF）是為提高燃料元件抵御嚴重事故能力而開發的新一代燃料，為了驗證ATF 等新型燃料組件設計的合理性以及判斷制造的可靠性，有必要針對新型燃料組件在高溫高壓水試驗回路中開展穩態輻照考驗[6]。在燃料組件輻照考驗中，反應堆為考驗提供中子等核環境，而高溫高壓水試驗回路用以提供與運行環境接近的溫度、壓力以及水質等環境。特別地，為了保障燃料組件能夠安全有效的開展輻照考驗，穩態考驗回路的換熱系統能力必須與燃料組件在堆內的考驗功率及溫度等熱工要求相匹配。

本文針對穩態考驗高溫高壓水試驗回路，結合燃料組件輻照考驗參數要求，對換熱系統的熱工設計開展優化研究，以解決燃料組件輻照考驗參數要求與換熱系統的匹配性研究。

1 穩態考驗回路換熱系統與熱工優化設計方法介紹

1.1 穩態考驗回路換熱系統介紹

壓水堆型燃料組件在研究堆內的穩態輻照考驗通常在高溫高壓水試驗回路中開展。如圖 1 所示，高溫高壓水試驗回路為一個閉式系統，其主回路主要由輻照裝置、穩壓器、主換熱器以及給水泵構成。其中，輻照裝置插入研究堆中的輻照孔道，是試驗回路與反應堆的紐帶。被考驗的燃料組件安置在輻照裝置內，并處于反應堆活性區內。輻照考驗中，裂變反應促使輻照裝置內釋放出大量熱量，為了維持試驗回路中穩定的高溫環境，需要在回路中配置換熱系統，以將試驗回路中多余的熱量通過外部冷卻水攜帶走。

圖1 燃料組件穩態輻照考驗用高溫高壓試驗回路示意Fig.1 The schematic of the high temperature and high pressure test loop during the fuel assembly steady-state irradiation

高溫高壓水試驗回路的主換熱器一般采用再生式換熱器，在該型換熱器中，可以高溫的一次水與低溫二次水直接換熱，以減弱大溫差換熱對換熱管的力學性能影響以及降低局部汽化對換熱穩定性的不利影響。再生式換熱器的結構如圖2 所示，該型換熱器由再生段以及冷卻段構成，并且再生段與冷卻段在結構上存在耦合，再生式換熱器的結構耦合特點在于再生段一次側出口與冷卻段一次側入口相連，且冷卻段一次側出口與再生段二次側入口中相連。圖3 展示了在這種耦合關系下的冷卻水流動情況，經輻照裝置加熱的高溫一次水依次流過再生段一次側、冷卻段一次側以及再生段二次側，而外部冷卻水只流經冷卻段二次側。

圖2 再生式換熱器結構示意Fig.2 The structure of the regenerative heat exchanger

圖3 再生式換熱器中一次水及二次水流動情況Fig.3 The flow of the primary water and secondary water in the regenerative heat exchanger

1.2 換熱系統熱工優化設計方法介紹

針對以再生式換熱器形式為主的試驗回路換熱系統的熱工優化，主要以再生式換熱器的熱工分析流程為基礎。如圖4 所示，由于研究堆匹配的燃料組件輻照考驗高溫高壓水試驗回路面向的對象是不同類型燃料以及不同考驗參數的試驗，一般選用其中一個常用的工況下的參數作為設計基準來定型換熱器結構，并且預設冷卻水流通截面來開展換熱器熱工設計。針對再生段和冷卻段的設計，可以遵循換熱器設計流程來分別開展，不過由于再生段與冷卻段在結構上存在耦合，因此，在二者進行熱工設計時，主要的一次水流量以及溫度需要耦合考慮。

圖4 再生式換熱器的熱工分析流程Fig.4 The thermal analysis process for the regenerative heat exchanger

在再生式換熱器設計中，確定再生段一次側最高出口溫度（即冷卻段一次側入口溫度）非常關鍵。采用再生式換熱器主要在于減少大溫差傳熱對換熱管結構以及換熱穩定性的不利影響，因此在再生式換熱器設計中，需結合力學性能分析、輻照試驗歷史情況以及一定的裕量確定在最高一次水溫度和流量下的再生段一次側最高出口溫度?；谠撘蛩氐目紤]下，再生式換熱器運行于其他低于該最高溫度和流量下情況，再生段一次側出口溫度均會低于上述確定的最高溫度，即可認定此時主換熱器處于穩定安全運行條件下。在上述溫度確定后，結合再生段以及冷卻段的耦合關系，可以依據相應手冊和資料對二者開展熱工分析與設計[7-9]。特別地，由于試驗回路運行于一個較寬泛的工況下，在對換熱器進行熱工分析時，需考慮到流動修正系數φ和物性修正系數ct，如公式（1）和公式（2）所示[8,9]。

式中：

Re——流動的雷諾數；

μm——平均流體溫度下，流體的動力粘度；

μw——在平均壁溫下，流體對應的動力粘度；

m——流體加熱時，m=0.11，流體冷卻時，m=0.25。

同時，換熱器相關換熱面積裕量η描述為采用的換熱面積Ac較設計面積A多出的比例，如公式（3）所示。

特別地，本文針對回路換熱系統相關的設計優化研究工作，未采用專業化研究工具或研究平臺，相關分析數據是基于換熱器結構特性、換熱器設計相關經典公式以及數據耦合計算推導獲得。

2 穩態考驗回路換熱系統熱工優化設計分析

2.1 再生段結構優化研究

再生段的結構在再生式換熱器設計中發揮著重要作用，再生段一次側最高出口溫度確定是開展再生式換熱器結構設計的先決條件。針對燃料組件輻照穩態輻照試驗回路，由于不同燃料組件對輻照考驗參數的要求存在差異，這種差異主要體現在一次水入口溫度及流量以及輻照裝置中的核相關發熱率等。以最大一次水流量定義為100%流量，對燃料組件的回路式穩態輻照考驗，主換熱器的工況覆蓋范圍為一次水330 ℃入口溫度及100%流量至210 ℃入口溫度及40%流量。在主換熱器以再生式換熱器結構形式開展設計時，可以在該工況范圍內選擇一個一次水流量及入口溫度作為設計基準開展換熱器的結構設計。特別地，無論以何種工況為基準開展設計時，在330 ℃一次水入口溫度以及100%一次水流量時，再生段一次側出口溫度均不允許超過限定值?；谠撘?，無論采用何工況為基準，再生段的結構均需與330 ℃一次水入口溫度以及100%一次水流量時保持一致，否則再生段一次側出口溫度將會超過限定值。即無論一次水流量及溫度如何選擇并借此定型再生式換熱器結構，均是調整冷卻段的換熱面積。

圖5 中（a）和（b）分別展示了以不同的一次水入口溫度以及一次水流量作為設計基礎定型換熱器結構時，換熱器以該結構運行于一次水210 ℃入口溫度及40%流量至330 ℃入口溫度及100%流量，并使得二次水流量處于最大時的換熱功率情況。

圖5 采用不同一次流量及入口溫度作為設計基準定型換熱器后的換熱能力表現Fig.5 The heat transfer performance of the heat exchanger under different primary flow and inlet temperature as the design basis

針對以不同一次水入口溫度為基礎的情況，采用更低的一次水入口溫度，均可以不同程度抬升功率的最大值并增加調節區間的范圍。以采用一次水100%流量及330 ℃入口溫度對應設計功率為基準，基于該工況定型的結構的在各運行工況的最大功率調節區間范圍為23.8%～100%，而將設計基準溫度降至300 ℃時，此時的最大功率調節區間范圍為26.1%～116.3%。而針對以不同的一次水流量為基礎的情況，隨著流量的降低，有類似現象。不過，無論是以更低的一次水溫度還是流量來定型換熱器結構，若要保持換熱器的設計功率一致，均需要不同程度地增加冷卻段換熱面積，并且隨著流量和溫度降低，冷卻段換熱面積增加的趨勢非常明顯。在保持設計功率一定時，基于相同的再生段結構，一次水入口中溫度在300 ℃時對應的冷卻段換熱面積約為330 ℃的1.81 倍。

從圖5 中可以看出，采用更低的一次水溫度和流量為基準定型換熱器，雖可以明顯地抬升330 ℃入口溫度及100%流量時的最大換熱功率，但對210 ℃入口溫度及40%流量的最大功率抬升效果非常有限。因此，針對低入口溫度及低流量情況，無論采用何一次水流量和溫度作為設計基準，一旦主換熱器結構定型，均對低參數狀態下的換熱功率改進無顯著作用，這將導致燃料組件在低參數考驗時，存在主換熱器換熱功率不足的情況出現。在輻照試驗回路中，燃料組件的功率是由燃料組件核物理性質和輻照考驗參數共同確定的，一旦反應堆內布置確定，功率將確定，不過該功率在換熱器現有結構下并非與一次水流量及溫度能夠做到匹配。造成再生式換熱器在低參數換熱功率不足是由再生段的結構確定的。在低入口溫度下，再生段一次側的出口溫度遠不能達到限定溫度，此時過多再生段換熱面積的存在反而會大幅降低冷卻段的換熱溫差，并最終造成換熱功率不足的現象產生。在低參數條件下，再生段一次側出口溫度很難達到限定溫度，為了在低參數工況條件下，換熱器的功率能夠有效提升，再生段應設計成為換熱面積可調節的形式。圖 6 展示了再生段換熱面積可調節的方式，即將部分傳熱段中的一次水直接引出而跳過中間傳熱段的二次水冷卻。

如圖6 所示，通過一部分管道與閥門對再生段的一次水進行短接，可以實現10%、20%、30%的再生段換熱面積減小。圖7 展示了換熱器在較低一次水入口溫度下最大換熱功率隨再生段換熱面積縮減比例調整后的變化情況，可以明顯看出，隨著再生段換熱面積的縮減，低一次水入口溫度下的最大換熱能力大幅提升。針對210 ℃一次水入口溫度，在再生段換熱面積縮減10%、20%、30%時，換熱器的功率分別提升了7.3%、15.7%以及25.6%。

圖6 基于換熱面積可調節的再生段結構示意Fig.6 A structure of the regeneration section with with adjustable heat exchange area

圖7 換熱器在較低一次水入口溫度下最大換熱功率隨再生段換熱面積縮減比例的變化情況Fig.7 The maximum heat transfer power of the heat exchanger at a lower primary water inlet temperature varies with the different reduction ratio of the heat transfer area of the regeneration section

2.2 換熱面積裕量取值優化分析

在換熱器設計中，通常會保留換熱面積裕量以作為換熱功率的額外能力補充。不過針對再生式換熱器，再生段與冷卻段的換熱面積裕量取值對換熱器換換熱功率的影響并非是一致的。本節中的換熱面積裕量不僅限于設計過程中真實保留的面積裕量。在實際過程中，由于計算偏差、污垢系數偏差等因素，無論是再生段還是冷卻段的換熱功率均會與實際的換熱功率有差異，為了分析上的方便，將再生段與冷卻段在實際運行中多出的換熱能力歸整到換熱面積裕量上進行分析研究。圖8 展示了以一次水入口溫度330 ℃及100%流量為基準定型換熱器結構時，不同換熱面積裕量下換熱器的換熱功率表現情況，可以看出隨著再生段換熱面積裕量的增加，再生式換熱器的功率均有一定程度的下降，而增大冷卻段裕量將會不同程度抬升換熱功率。針對一次水入口溫度250 ℃時，12%的冷卻段換熱面積將提升 3.8%的換熱能力，而12%的再生段換熱面積裕量將降低5.9%的換熱能力。特別地，要使得換熱器的功率保持不變，一旦再生段換熱面積裕量存在，冷卻段都需要匹配一定的裕量以補償功率不足。

圖8 不同換熱面積裕量下換熱器的換熱功率表現情況Fig.8 The capacity of the heat exchanger under different heat exchange area margins

圖9 展示了在各工況條件下要維持換熱功率不變時，再生段與冷卻段換熱面積的對應關系，可以看出，對一定的冷卻段換熱面積裕量，再生段的換熱面積裕量不允許超過對應的關系值，否則換熱功率將存在不足。在不同的一次水流量和溫度下，再生段與冷卻段換熱面積的關系系數有所差別，不過在同一工況下，再生段與對應下的冷卻段換熱面積裕量基本呈線性關系。由圖9 可知，在一次水330 ℃入口溫度及100%流量時，再生段的換熱面積裕量不能超過約55.4%的冷卻段換面積裕量，即冷卻段換熱面積裕量至少要為再生段換熱面積裕量的1.81 倍；而當一次水入口溫度降低至250 ℃時，該比例降至1.69，表明此時相同再生段換熱面積裕量對應需求的冷卻段換熱面積裕量減小，存在剩余冷卻段換熱面積增弱換熱功率；而當設計流量下降至 55%時，冷卻段換熱面積裕量與再生段換熱面積裕量的最小對應比例應增至3.32 倍，這表明隨著流量的降低，相同再生段換熱面積裕量對應的冷卻段換熱面積裕量需求急劇增加，原有冷卻段換熱面積裕量不足以應對再生段換熱面積裕量對換熱功率的不利影響，換熱器功率將較無換熱面積裕量時下降。以上結果表明，基于初始設計工況下保留的換熱面積裕量，在一次水運行溫度降低時，相較于設計工況將會有利于補償換熱功率；但當一次水運行流量下降時，設計裕量的保持反而會相對削弱換熱器的換熱能力。

圖9 保持換熱功率不變時，再生段的最大換熱面積裕量與冷卻段換熱面積裕量的對應關系Fig.9 The relationship between the maximum heat exchange area margins of the regeneration section and the cooling section when the heat exchange power is kept constant

2.3 換熱系統連接方式優化分析

針對燃料組件輻照考驗，試驗回路的換熱能力能夠滿足燃料組件輻照考驗參數需求是換熱系統的核心功能。以一定設計條件為基準而定的換熱系統結構是定型的，而不同類型的燃料組件輻照考驗要求卻是多變的。要使得回路換熱系統能夠與燃料組件的考驗參數匹配，必須深入對多臺換熱器聯用對換熱功率提升的影響加以討論。圖10 比較了不同流量及分配比例下換熱器并聯與獨立運行時的換熱能力，可以看出，在高流量條件下，兩臺換熱器并聯時的換熱功率要明顯強于單臺換熱器全流量獨立運行，不過隨著一次水流量的降低，兩臺換熱器并聯時的換熱優勢較單臺時的逐漸減弱，并且在低流量情況下，存在兩臺換熱器并聯運行的換熱功率反而較單臺時略低的現象。造成上述現象的主要原因在于低流量時換熱得不到充分發展，由公式（1）的流動修正系數φ的計算式可以看出，隨著流量降低，傳熱系數的修正系數將由1 逐漸下降，并最終體現出兩臺并聯時的換熱功率更低的現象出現。

圖10 不同流量分配下換熱器并聯與獨立運行時的換熱能力比較Fig.10 Comparison of the heat exchange capacity between parallel and independent operation of heat exchangers under different flow distributions

相較于并聯，在二次水供水條件不變時，兩臺換熱器串聯的換熱功率將大幅提升，換熱器串聯也是解決低參數時換熱功率不足的重要手段之一。相較于在換熱器內部調整再生段換熱面積，換熱器串聯的最大優勢在于可以對現有回路進行改造。圖11 比較了一次水流量一定時換熱器串聯與獨立或并聯運行的最大換熱能力情況，可以看出換熱器的換熱功率在串聯有明顯提升。由圖10 可知，在40%一次水總流量時兩臺換熱器并聯的換熱能力要略小于單臺全流量運行，而從圖11 可以進一步看出，兩臺換熱器串聯的換熱功率在250 ℃以及330 ℃時分別提升81%和77%。

圖11 一次水流量一定時，換熱器串聯與獨立或并聯運行的最大換熱能力比較Fig.11 Comparison of the maximum heat transfer capacity of heat exchangers in series and independent or parallel operation when the primary water flow is constant

在燃料組件輻照考驗中，考慮到換熱系統穩定運行對輻照試驗的安全性，一般在試驗回路中設置多臺或多組換熱器以應對換熱器故障。由于不同輻照考驗參數對換熱系統的需求在換熱功率上有較大差異，圖12 展示了一種基于寬范圍功率需求的燃料組件穩態考驗回路主換熱器連接方式優化方案，在該方案中，換熱器的運行方式多樣，可以同時靈活地解決換熱器備用以及換熱功率補償的問題，如圖12 所示，在運行工況與設計工況接近時，可以投入一臺換熱器用于運行，并備用三臺；而當運行工況大幅偏離于設計工況時，可以啟用兩臺換熱器串聯并作為一組投入運行，而另一組作為備用。

圖12 基于寬范圍功率需求的燃料組件穩態考驗回路主換熱器連接方式優化方案Fig.12 Optimization of the connection mode of the main heat exchanger in the fuel assembly steady-state test loop with a wide range of power requirements

3 結論

針對燃料組件穩態輻照考驗，輻照試驗回路的換熱能力能夠滿足燃料組件的輻照考驗參數需求是換熱系統的核心功能。本文針對穩態考驗高溫高壓水試驗回路，結合燃料組件輻照考驗參數要求，對換熱系統的熱工設計開展優化研究，主要的結論如下：

（1）針對以再生式換熱器結構為主的換熱系統，在再生段結構及換熱面積確定下，無論采用何流量和溫度，均對低參數狀態下的換熱能力改進無顯著作用，在再生段內設置一次水旁流短接管道對提升換熱器在低參數的換熱功率效果明顯，在210 ℃一次水入口溫度時，再生段換熱面積縮減30%可以有效提升25.6%的換熱功率。

（2）基于初始設計工況下保留的換熱面積裕量，相較于設計工況，一次水運行溫度降低將會增強換熱面積裕量對換熱功率的補償作用，而一次水運行流量下降將會削弱換熱面積裕量對換熱功率的補償作用。

（3）基于寬范圍功率需求，燃料組件穩態考驗回路宜設計成串并聯可切換方案，在40%一次水總流量時兩臺換熱器串聯的最大換熱功率在250 ℃以及330 ℃時較單臺分別提升了81%和77%。