冷鏈換熱器結構設計分析及熱工水力計算

劉翠波 李超聯 歐國勇

（中廣核工程有限公司 核電安全監(jiān)控技術與裝備國家重點實驗室）

近年來由于海洋環(huán)境的變化，我國多次出現海生物爆發(fā)事件，如赤潮、水母、毛蝦、棕囊藻及筆帽螺等［1］，在海生物爆發(fā)期間，大量海生物突破上游過濾系統侵入核島海水系統，造成毗鄰海域的核電廠冷鏈換熱器堵塞，換熱器出現高壓差報警，機組狀態(tài)被迫后撤并長時間停運，造成了巨大的經濟損失，同時也對核電廠最終熱阱的可用性構成了現實威脅，核電廠冷源安全受到嚴峻挑戰(zhàn)。目前，我國核電廠冷鏈換熱器均為板式換熱器，其流道結構為波紋板交錯疊加后構成的復雜三維曲折流道，波紋深度一般僅4 mm 左右，這種特殊流道結構雖然可以在較低流速下形成湍流，使板片表面具備很高的膜傳熱系數，但極易造成海生物在流道內滯留堵塞，可見特殊的流道結構是冷鏈換熱器頻發(fā)堵塞的根本原因。

為了確保某鄰海核電廠三代機組的安全可靠運行，需要對冷鏈換熱器的結構形式進行改進，從根本上提高冷鏈換熱器對海生物等雜質的通流能力。管殼式換熱器是一種通流能力很強的換熱器，由于其換熱管流通截面為圓形，流道也為直流通道，換熱管內徑通常在10 mm 以上，在海水流經管內的情況下，可以保證5 mm 以下的雜質進入換熱器后不發(fā)生明顯堵塞，因此，管殼式換熱器可從根本上解決海生物在冷鏈換熱器內造成堵塞的問題。同時，冷鏈換熱器通流能力的增強，可以減輕上游鼓網、貝類捕集器的過濾壓力，通過適當增大過濾孔徑，從而降低超壓報警的風險，在系統層級上增強冷源的可靠性。

筆者針對某核電廠冷鏈換熱器的典型設計工況，根據其熱工設計要求，提出了管殼式換熱器的初步方案，并從多個維度對其結構進行設計分析，通過熱工水力計算，從換熱、壓降和流致振動3 方面考察管殼式換熱器的可行性。

1 冷鏈換熱器熱工水力設計工況

圖1 為冷鏈換熱器功能示意圖。冷鏈換熱器通常配置在核島二回路設備冷卻水系統（RRI 系統）和三回路重要廠用水系統（SEC 系統）之間，用于將核島中收集來的熱負荷導入大海，保證機組在正常運行和事故工況下能夠導出堆芯熱負荷。

圖1 冷鏈換熱器功能示意圖

海水入口溫度是影響冷鏈換熱器規(guī)模的關鍵參數，我國南方海域溫度一般在27～34 ℃之間［2］，溫度越高，冷鏈換熱器的設計工況越苛刻，所需設備規(guī)模越大（換熱面積越大）。筆者選擇某核電廠冷鏈換熱器的熱工設計參數作為設計輸入，具體如下：

熱負荷 30.6 MW

熱側流量 774 kg/s

冷側流量 818 kg/s

熱側出口溫度限值 38 ℃

冷側海水入口溫度 33.5 ℃

熱側允許壓降 不大于150 kPa

冷側允許壓降 不大于150 kPa

換熱裕量 不小于20%

2 管殼式換熱器結構設計分析

2.1 總體結構

冷鏈換熱器若采用管殼式換熱器，需為臥式布置，管殼式換熱器由于傳熱能力較板式換熱器差，其設備尺寸將遠大于板式換熱器，因此在結構設計上應盡可能增強換熱器的總傳熱系數，以減小所需的換熱面積，壓縮設備尺寸，降低廠房布置結構的改進難度。

典型的提高總傳熱系數的方法是提高管程和殼程的流體流速，使其在換熱管內外表面具備較大的膜傳熱系數，因此選擇二管程二殼程固定管板換熱器，并使海水流經管程，設備冷卻水流經殼程，在流動方向上采用換熱效果最好的純逆流換熱流程。綜合考慮設備布置、檢修、制造等因素，管殼式換熱器總體結構方案如圖2 所示，該結構屬于TEMA 標準中的AFM 型結構。

圖2 管殼式換熱器總體結構

圖3 換熱器折流板布管圖

圖4 正三角形布管結構

2.2 結構方案分析

在換熱器總體結構方案確定后，需要從管殼式換熱器的材質、換熱管口徑、布管方式、布管角度、折流板形式和導流筒6 個維度進行結構分析（表1），在保證海生物雜質通流能力的基礎上，確保換熱器獲得盡可能大的傳熱系數，從而提供良好的換熱效果和抗振結構，降低其流致振動的風險。

表1 管殼式換熱器結構方案分析論證

根據上述分析，確定的換熱器外形尺寸為φ2450 mm×12000 mm，換熱管長度為9 500 mm，換熱管布管共5 604 根，總換熱面積3 111 m2，設備凈重約65 t，其占地面積約為板式換熱器的5倍，換熱面積約為板式換熱器的3 倍，重量約為板式換熱器的4 倍。

3 管殼式換熱器熱工水力計算分析

基于管殼式的結構方案，對其熱工設計工況參數進行計算分析，以驗證換熱器換熱、壓降和流致振動是否滿足設計要求。

3.1 換熱和壓降計算分析

筆者選用HTRI Xchanger Suite 8.0 的Xist 模塊作為計算軟件，基于換熱器的折流板數量和換熱器程數，將管殼式換熱器的換熱區(qū)域劃分為24個計算單元，在每個單元內使用當地的流體物性計算每個單元內的換熱和壓降，然后再積分獲得整個換熱器的傳熱和壓降計算結果，從而實現換熱器換熱和壓降的精確模擬。

換熱器的總有效平均溫差EMTD 的計算式為：

式中 Flbt——殼程分程隔板泄漏引起的溫度修正系數；

j——計算單元數；

Q——換熱器熱負荷；

Qj——每個單元內的當地熱負荷；

△Tlm——每個單元內的當地對數平均溫差；

△Tm——對數平均溫差；

δ——因泄漏和旁流引起的溫度修正系數。

換熱器實際的總傳熱系數Uact和所需的總傳熱系數Ureq計算式為：

表2 給出了換熱和壓降的校核計算結果?？梢钥闯觯摴軞な綋Q熱器的%Overdesign 為24.3%，滿足最低20%的裕量要求；壓降較板式換熱器有較大降低，尤其管程（SEC 側）壓降只有板式換熱器的1/3，由于冷鏈換熱器占整個SEC 系統的壓降比例較大，因此換熱器壓降的降低可以減小對SEC 泵揚程的要求。換熱器管內流速為1.43 m/s，滿足管內流速1～3 m/s 的要求，根據工程實踐，該流速下既可以保證海生物被沖離，同時又可以避免海水中砂礫對換熱管表面的過度沖刷損壞。

表2 換熱和壓降計算結果

3.2 流致振動計算評定

某核電廠曾發(fā)生管殼式換熱器流致振動導致的換熱管（鈦管）破裂案例［3］，為了確保管殼式換熱器不發(fā)生流致振動，需對流致振動風險進行計算評定。冷鏈換熱器管程接入的SEC 系統為開式系統，其流量受海水水位、單雙泵運行工況、管線臟污程度等多因素影響，流量變化范圍較大，同時，殼側的RRI 系統用戶眾多，其流量也存在一定的波動。綜合考慮，管程和殼程的評價流量保守取其熱工流量的1.5 倍。

流致振動主要從殼程的臨界流速、漩渦脫落頻率、換熱管振幅和無支撐跨距進行計算評定。Xist 模塊使用的渦旋脫落頻率計算公式與TEMA標準的相同，傳熱管一階固有頻率和臨界流速的計算公式除由經驗數據獲得的參數有微小變化外，和TEMA 標準也基本一致［4］。Xist 模塊對流致振動的評定準則較TEMA 標準更保守，如對于管殼式換熱器流致振動危害最大的流體彈性激振，Xist 模塊將其流體流速和臨界流速的比值限制在0.8 以下。流致振動評定結果有3 種：“不太可能”、“可能”和“很可能”。只有評定結果為“不太可能”時，才認為流致振動評定通過，具體流程［5］如圖5 所示。

圖5 流致振動計算評定流程

該管殼式換熱器的流致振動計算結果如下：

平均錯流流速 1.24 m/s

折流板邊緣流速 1.39 m/s

臨界流速 2.35 m/s

漩渦脫落頻率 14.3 Hz

換熱管一階固有頻率 48.7 Hz

錯流振幅 0.22 mm

平行流振幅 0.055 mm

無支撐跨距比 0.588

因為在結構上考慮了多種防振措施，其相關判定指標均在限值要求內，評定結果為流致振動“不太可能”發(fā)生，即發(fā)生流致振動的風險較低。

4 結束語

為了從根本上解決冷鏈換熱器的海生物堵塞問題，確保最終熱阱的可用性，保證核電廠的冷源安全，筆者提出海生物通流能力強的管殼式換熱器方案，在保證海生物通流能力的基礎上，從提高換熱能力和增強抗流致振動能力方面對設備結構進行了多維度設計論證分析。結果表明，筆者設計的管殼式換熱器滿足熱工水力設計工況的換熱和壓降要求，發(fā)生流致振動的風險較低，可作為核電廠冷鏈換熱器改進的方案。