肖家禹, 孫中寧, 高力, 陳喜明, 邊浩志

(1.哈爾濱工程大學 核科學與技術學院,黑龍江 哈爾濱 150001; 2.哈爾濱工程大學 黑龍江省核動力裝置性能與設備重點實驗室,黑龍江 哈爾濱 150001; 3.中國核電工程有限公司, 北京 100840)

為防止發(fā)生失水事故(loss of coolant accident,LOCA)或主蒸汽管道破口事故(main steam line break accident,MSLB)時安全殼內(nèi)超溫超壓,我國自主研發(fā)第三代先進壓水堆“華龍一號”配備有非能動安全殼熱量導出系統(tǒng)(passive containment heat removal system,PCS)。系統(tǒng)采用集管式換熱器作為殼內(nèi)熱阱,通過殼內(nèi)蒸汽在換熱器表面凝結(jié)以實現(xiàn)殼內(nèi)降溫降壓。換熱器作為該系統(tǒng)換熱的核心設備,其流量分配情況直接影響換熱器換熱性能及運行特性,如果結(jié)構(gòu)設計不合理,還可能引起滯流或逆流,甚至引起超溫爆管等不良現(xiàn)象[1-2]。因此,實現(xiàn)換熱器內(nèi)流量的均勻分配對于系統(tǒng)的安全、高效運行十分重要。

對于中心型換熱器,T型三通區(qū)域一直是人們關注的重點。曲新鶴[3]模擬研究發(fā)現(xiàn)中心型換熱器其T型三通位置形成的渦流將對換熱器內(nèi)流量分配特性產(chǎn)生較大影響。衛(wèi)飛飛等[4]實驗研究了含T型三通聯(lián)箱,發(fā)現(xiàn)三通處形成的渦流會導致該區(qū)傳熱管流量偏低。羅永浩等[5]對T型三通處的流場進行實驗測量,得到了三通渦流區(qū)的靜壓分布特性。Mayurkumar等[6]實驗研究了含T型三通的換熱器,發(fā)現(xiàn)減小傳熱管直徑與增大傳熱管間距有利于流量分配均勻性,同時聯(lián)箱直徑的增大可能會帶來流量分配均勻性的改善或惡化。Zhou等[7]在考慮各幾何參數(shù)對流量分配影響之間的交叉作用基礎上,研究了關鍵幾何參數(shù)的影響,并提出了3類分布形式及相應幾何尺寸優(yōu)化方向。

為進一步改善換熱器內(nèi)流量分配均勻性,學者們對換熱器結(jié)構(gòu)優(yōu)化開展了大量研究。Wang等[8-9]對聯(lián)箱幾何結(jié)構(gòu)提出多種改進方案并開展了實驗研究,取得了較好的效果。Wei等[10-11]在分配聯(lián)箱內(nèi)插入了一個多孔擋板,實現(xiàn)了在并聯(lián)管組中的目標流量分配,并給出了孔板上孔徑的確定方法。Tong等[12-13]模擬研究并提出了多種并聯(lián)管組改進手段,如線性與非線性漸縮聯(lián)箱,管口加裝閥門等。Said等[14]通過調(diào)整入口管直徑得到了較為理想的流量分配。但上述方法將帶來較大的流動阻力。Zhou等[15]提出采用雙入口管、改變?nèi)肟诠懿迦虢羌安捎没⌒稳ㄌ娲蠺型三通來實現(xiàn)換熱器內(nèi)更為優(yōu)異的流量分配特性及較小的流動阻力,并進行了數(shù)值模擬研究,獲得了較好的效果。

現(xiàn)有文獻多開展傳熱管數(shù)量較少換熱器的研究,對于傳熱管數(shù)目眾多、長度較長的工程級換熱器研究較為匱乏。同時,此前研究表明換熱器各幾何結(jié)構(gòu)參數(shù)對其流量分配的影響相互作用較強,其結(jié)論對于PCS所采用的雙區(qū)、寬翼展大型換熱器的適用性仍不明晰。

因此本文對大型中心型換熱器內(nèi)流量分配特性開展了數(shù)值模擬研究,以了解各參數(shù)對大型中心型換熱器內(nèi)流量分配特性的影響并為工程設計提供相應指導。

1 數(shù)值模型及驗證

研究中主要考察換熱器內(nèi)單相水的流動特性,忽略了傳熱過程。因此,研究中流體流動穩(wěn)態(tài)情況下遵循如下控制方程。

質(zhì)量守恒方程：

動量守恒方程：

湍流方程：

式中：ui為速度在x、y、z方向上的分量,m/s;ρ為工作介質(zhì)的密度,kg/m3;p為壓強,Pa;k為湍流動能,J;ε為湍動能耗散率。湍流常數(shù)σk=1.0和σε=1.3,μt為湍動粘度,經(jīng)驗常數(shù)C1和C2分別為1.44和1.92。

模型驗證基于Mayurkumar等實驗研究中的一例進行[11],幾何結(jié)構(gòu)如圖1 (a)所示。對比其實驗及模擬結(jié)果以驗證模型的準確性,驗證結(jié)果如圖1 (b)所示。本文模擬結(jié)果與Mayurkumar等[11]的實驗及模擬結(jié)果符合良好,可認為本文使用的模型是準確可信的。

圖1 基于Mayurkumar實驗及計算結(jié)果的模型驗證Fig.1 Model verification based on Mayurkumar′s experimental and numerical results

2 模型設置與網(wǎng)格無關性驗證

由于中心型換熱器高度對稱,幾何上以換熱器三通中軸面為對稱平面,僅對半臺換熱器進行模擬與分析。并對此簡化方法進行驗證,計算結(jié)果表明與對全換熱器建模各管流量偏差小于0.5%。幾何模型如圖2 (a)所示,下方管入口為質(zhì)量流量入口,上方管出口為壓力出口,中心為對稱平面,其余均為壁面。幾何結(jié)構(gòu)尺寸如圖2 (b)所示,傳熱管內(nèi)徑Dt、傳熱管中心距Dtp、T型三通兩側(cè)最鄰近傳熱管中心距Dpt(簡稱中心管間距)、聯(lián)箱內(nèi)徑Dh、傳熱管高度Ht,傳熱管采用叉排布置,計算中基準工況傳熱管中心距Dtp為8.18倍聯(lián)箱內(nèi)徑Dh。傳熱管編號如圖2 (c)所示,傳熱管編號起始于最外側(cè)靠近三通位置的傳熱管,終止于最內(nèi)側(cè)聯(lián)箱端部傳熱管。

圖2 幾何模型及傳熱管編號示意Fig.2 Schematic diagram of the geometry and number of heat transfer tubes

計算在常壓下進行,工質(zhì)為80 ℃的水,對應物性參數(shù)依據(jù)IAPWS-IF97設置為常數(shù)。換熱器入口質(zhì)量流量為36.91 kg/s。

網(wǎng)格劃分選取多面體網(wǎng)格,管束豎直段采用廣義圓柱體進行網(wǎng)格劃分,其利于平行管壁流動計算的精度及收斂性,同時能大幅減少網(wǎng)格數(shù)量。低流量條件下,棱柱層數(shù)劃分12層以上并保證壁面y+約等于1,高流量條件下,棱柱層劃分2～3層并使得壁面y+在30～300內(nèi)。管束區(qū)網(wǎng)格劃分及網(wǎng)格無關性驗證結(jié)果如圖3所示,網(wǎng)格無關性驗證圖中各網(wǎng)格基本參數(shù)見表1。由于換熱器體積大、傳熱管數(shù)目多,全尺寸條件下無法進行較寬范圍內(nèi)的網(wǎng)格無關性驗證,分別對T型三通部分、傳熱管豎直段劃分段數(shù)及2排5列U型換熱器內(nèi)流量分配單獨進行大范圍網(wǎng)格無關性驗證。3個部分網(wǎng)格所需網(wǎng)格尺寸取交集,最終選取網(wǎng)格5作為網(wǎng)格劃分方法,傳熱管豎直段劃分100段。

表1 網(wǎng)格基本參數(shù)Table 1 Basic parameters of grids

圖3 網(wǎng)格劃分及無關性驗證Fig.3 Grid structure and independence verification

3 計算結(jié)果分析

3.1 換熱器聯(lián)箱內(nèi)典型流動特性

圖4展示了匯流聯(lián)箱及分配聯(lián)箱內(nèi)流動特性。圖5展示了分配聯(lián)箱和匯流聯(lián)箱內(nèi)沿聯(lián)箱中心軸線靜壓分布情況,為更好地反映聯(lián)箱內(nèi)靜壓差的變化趨勢,將分配聯(lián)箱內(nèi)靜壓減去重力水頭。

圖4 聯(lián)箱內(nèi)速度矢量分布Fig.4 Velocity distribution in headers

圖5 聯(lián)箱中軸線處靜壓分布Fig.5 Static pressure distribution at the central axis of the headers

分配聯(lián)箱內(nèi),流體沿T型三通入口管進入聯(lián)箱并在正對T型三通中心位置處滯止,在此位置會形成靜壓最高的區(qū)域。流體向兩側(cè)分流,由于慣性的作用,大部分流體會貼附于分配聯(lián)箱下側(cè)流動。在流動過程中,由于邊界層分離,T型三通兩側(cè)處產(chǎn)生了渦流。而渦流占據(jù)了一部分流通面積,使得轉(zhuǎn)彎處流速增大,形成一個低壓區(qū),在T型三通兩側(cè)各存在一個靜壓極小值,如圖5所示。由于流體慢慢分流至各傳熱管內(nèi),聯(lián)箱內(nèi)流量逐漸減小,分配聯(lián)箱內(nèi)靜壓慢慢回升。

流體慢慢匯集于匯流聯(lián)箱內(nèi),聯(lián)箱內(nèi)流速從端部向T型三通位置處逐漸增大,靜壓逐漸降低。聯(lián)箱兩側(cè)流體最終在T型三通位置處發(fā)生碰撞,該位置聯(lián)箱中心線處流速降低,從而出現(xiàn)一個較小的靜壓峰值,并最終匯入T型三通流出換熱器。在匯流聯(lián)箱內(nèi)并不會形成較強的渦流區(qū)。因此,匯流聯(lián)箱內(nèi)靜壓分布較分配聯(lián)箱均勻。

3.2 傾斜管/豎直管

傳熱管傾斜布置十分有利于換熱器管外含空氣蒸汽冷凝換熱能力。為此,對比了傳熱管束傾斜30°與豎直條件下?lián)Q熱器內(nèi)流量分配情況,結(jié)果如圖6所示。為更直觀地反映各管流量分配情況,以各管內(nèi)質(zhì)量流量Gi與管內(nèi)平均質(zhì)量流量Gave的比值作為縱坐標。二者流量分配特性相似,靠近T型三通處傳熱管內(nèi)流量較高,向聯(lián)箱端部管內(nèi)流量緩慢減小。傾斜管束換熱器內(nèi)流量分配均勻性略優(yōu)于豎直管束換熱器,主要原因是傾斜30°管總長度約為豎直管總長度的1.67倍,其管內(nèi)流動阻力約為豎直管的1.67倍,因此使得流量分配的不均勻性減小。

圖6 豎直和傾斜管束換熱器內(nèi)流量分配特性Fig.6 Flow distribution characteristics in vertical and inclined tube bundle heat exchangers

3.3 管列數(shù)及中心管間距

對于中心型換熱器,T型三通位置會形成較為明顯的渦流,在分配聯(lián)箱T型三通位置會發(fā)生靜壓的驟變,而匯流聯(lián)箱內(nèi)靜壓分布相對較為平緩,因此T型三通及附近傳熱管兩端壓差會存在大幅變化,使得三通附近位置流量分配極不均勻[4-5]。故中心管間距對于流量分配特性有重要影響,設計時應避開中心渦流區(qū)。不同中心管間距條件下?lián)Q熱器內(nèi)流量分配情況如圖7所示。當中心管間距為0.55Dh時,受三通位置處渦流的影響,三通附近傳熱管流量分配極不均勻,與管內(nèi)平均流量最大正偏差高達155%,最大負偏差高達89%。設計上應當盡可能避免T型三通處渦流的影響,對于計算工況,中心管間距大于2倍聯(lián)箱直徑時可較好地避免三通位置處渦流對流量分配的不利影響。特別地,對于計算工況,換熱器中心管間距為5.13Dh時,流量分配均勻性比中心管間距為8.18Dh時更好。

圖7 不同管列數(shù)及管中心距條件下流量分配特性Fig.7 Flow distribution characteristics under various number of tube columns and tube center distances

3.4 弧形三通

一些學者[8-9,14]傾向于用標準方差評價流量分配的不均勻性：

式中：Nt為傳熱管數(shù)目;Gi為各管內(nèi)質(zhì)量流量,kg/s;G為換熱器總質(zhì)量流量,kg/s。

Zhou等[15]提出可以采用弧形三通來減小流量分配的不均勻性。定義無量綱弧形半徑r/Dh為弧形三通半徑r與聯(lián)箱直徑Dh的比值。帶有不同弧形三通半徑中心型換熱器各管流量分配情況如圖8 (a)所示,相對不均勻性系數(shù)和相對壓力損失隨無量綱弧形半徑的變化如圖8 (b)所示。由圖8可知,弧形三通半徑過小或過大均不利于流量的均勻分配,且弧形三通半徑過小(例如與聯(lián)箱等徑)可能會加劇流量分配的不均勻性。r/Dh為1.5時不均勻系數(shù)最小。同時,由于弧形三通的導流作用,減少了入口三通位置處流體對三通的撞擊及出口三通位置處兩側(cè)流體匯流帶來的撞擊所造成的能量損失,換熱器內(nèi)壓力損失較T型三通換熱器有明顯減小。r/Dh為1.5時,換熱器內(nèi)流動阻力較傳統(tǒng)T型三通換熱器減小50%,當r/Dh大于1.5后,繼續(xù)增大彎曲半徑,壓力損失變化不明顯。

圖8 不同弧形三通半徑條件下流量分配及流動阻力特性Fig.8 Flow distribution characteristics under various radii of curved tee

3.5 聯(lián)箱直徑

引入無量綱參數(shù)流通面積比RA和分配聯(lián)箱與匯流聯(lián)箱橫截面積比RDC,表達式為：

式中：Dt為傳熱管內(nèi)徑,m;Dh為聯(lián)箱直徑,m;Dd為分配聯(lián)箱直徑,m;Dc為匯流直徑,m。

對于等徑聯(lián)箱,不同聯(lián)箱直徑條件下各管內(nèi)流量分配特性如圖9 (a)所示,圖例中“-”前后分別代表匯流聯(lián)箱直徑和分配聯(lián)箱直徑,D0為前述計算的換熱器聯(lián)箱尺寸。聯(lián)箱直徑的改變并不會帶來流量分配形式的改變,均為中心位置傳熱管內(nèi)流量較大。隨著聯(lián)箱直徑的增大,聯(lián)箱內(nèi)流量分配均勻性整體上逐漸變好,但在聯(lián)箱直徑從1.1D0增大到1.2D0時,聯(lián)箱內(nèi)流量分配特性基本一致。即流通面積比RA在3.00～3.52內(nèi),流量分配均勻性對聯(lián)箱尺寸的變化并不敏感。

對于不等徑聯(lián)箱,其流量分配均勻性較等徑聯(lián)箱差。當分配聯(lián)箱的直徑小于匯流聯(lián)箱的直徑時,靠近三通位置處傳熱管內(nèi)流量較低,而聯(lián)箱端部流量較高;當分配聯(lián)箱的直徑大于等于匯流聯(lián)箱的直徑時,流量分配情況與之相反。本文計算RA值約為3,Zhou等[7]得出在RA大于3后,等徑聯(lián)箱流量分配均勻性最好的結(jié)論在此仍適用。這主要是由于隨著RDC的值增大,中心處傳熱管內(nèi)流量隨之增加,對于RA大于3時,等徑條件下流量分配形式為中心傳熱管流量較高,當RDC大于1時,RDC的增加會引起中心位置處傳熱管內(nèi)流量進一步增大從而使得流量分配不均勻性加劇;當RDC小于1時,RDC減小會造成中心位置傳熱管內(nèi)流量迅速減小使得流量分配的均勻性惡化。

3.6 順排/叉排布置

傳熱管管束順排/叉排布置方式對換熱器內(nèi)流量分配特性基本無影響(如圖10),是由于順排及叉排布置方式不改變聯(lián)箱內(nèi)靜壓恢復及摩擦阻力特性,聯(lián)箱內(nèi)靜壓分布特性不會改變。順排及叉排布置條件下,流量分配不均勻系數(shù)分別為2.50×10-4和2.48×10-4,2種布置情況下流動阻力相差小于0.5%。

圖10 順排/叉排布置條件下流量分配特性Fig.10 Flow distribution characteristics under inline arrangement or staggered arrangement

4 結(jié)論

1)增大管內(nèi)流動阻力一定程度上有利于流量分配的均勻性。

2)中心管間距過小會顯著增大換熱器內(nèi)流量分配的不均勻性,對于計算工況,中心管間距大于2倍聯(lián)箱直徑時,可較好地避免三通位置處渦流對流量分配的不利影響。

3)弧形三通能有效提高中心型換熱器內(nèi)流量分配均勻性并降低換熱器內(nèi)流動阻力,弧形三通半徑過大或過小均不利于流量分配的均勻性,弧形三通半徑為1.5倍聯(lián)箱直徑時最優(yōu)。

4)對于等徑聯(lián)箱,增大聯(lián)箱直徑有利于換熱器內(nèi)流量分配的均勻性,流通面積比RA在3.00～3.52內(nèi),流量分配均勻性基本不隨聯(lián)箱直徑增大而變化;對于不等徑聯(lián)箱,流通面積比RA大于3時,分配聯(lián)箱與匯流聯(lián)箱等徑時換熱器流量分配均勻性最優(yōu)。

5)順排/叉排對于換熱器內(nèi)流動阻力和流量分配不均勻性基本無影響,對于計算工況,不均勻系數(shù)和流動阻力的變化均小于1%。