CEFR改進(jìn)型獨(dú)立熱交換器熱工水力分析研究

陳祖國(guó)，許義軍

(中國(guó)原子能科學(xué)研究院，北京102413)

CEFR改進(jìn)型獨(dú)立熱交換器熱工水力分析研究

陳祖國(guó)，許義軍

(中國(guó)原子能科學(xué)研究院，北京102413)

事故余熱排出系統(tǒng)是池式鈉冷快堆最重要的專(zhuān)設(shè)安全設(shè)施之一，是實(shí)現(xiàn)反應(yīng)堆相關(guān)事故工況下余熱排出安全功能的主要手段，如全廠斷電工況，而獨(dú)立熱交換器是快堆事故余熱排出系統(tǒng)的關(guān)鍵設(shè)備之一。本文以ANSYS FLUENT為工具，對(duì)中國(guó)實(shí)驗(yàn)快堆現(xiàn)有的獨(dú)立熱交換器和一種改進(jìn)的新型獨(dú)立熱交換器布置在快堆熱池中的情況進(jìn)行了瞬態(tài)數(shù)值模擬，并分析比較其結(jié)果，證明了改進(jìn)型獨(dú)立熱交換器在熱工水力上的可行性。本文工作對(duì)大型快堆的獨(dú)立熱交換器的設(shè)計(jì)具有一定的借鑒意義。

快堆；熱交換器；熱工水力；數(shù)值模擬

中國(guó)實(shí)驗(yàn)快堆[3]是我國(guó)第一座池式鈉冷快堆，其堆芯和一回路主要設(shè)備都布置在鈉池中。事故余熱排出系統(tǒng)是池式鈉冷快堆最重要的專(zhuān)設(shè)安全設(shè)施之一，是實(shí)現(xiàn)反應(yīng)堆在相關(guān)事故工況下余熱排出安全功能的主要手段，而獨(dú)立熱交換器是快堆事故余熱排出系統(tǒng)的關(guān)鍵設(shè)備之一。中國(guó)實(shí)驗(yàn)快堆的獨(dú)立熱交換器有兩種運(yùn)行工況，分別為熱備用工況和事故冷卻工況，即在事故工況下，能排出堆芯余熱，還在反應(yīng)堆正常運(yùn)行時(shí)，有一定的流量經(jīng)過(guò)獨(dú)立熱交換器。這樣會(huì)造成反應(yīng)堆的熱經(jīng)濟(jì)性稍差。為此，對(duì)于大型快堆，為了保證反應(yīng)堆熱經(jīng)濟(jì)性的要求，本文提出了一種改進(jìn)型獨(dú)立熱交換器。該改進(jìn)型獨(dú)立熱交換器的功能是正常運(yùn)行工況下，無(wú)流量經(jīng)過(guò)獨(dú)立熱交換器；事故工況下，流體流經(jīng)獨(dú)立熱交換器進(jìn)行換熱，排出堆芯余熱。

本文采用ANSYS FLUENT[5]對(duì)中國(guó)實(shí)驗(yàn)快堆的獨(dú)立熱交換器和改進(jìn)型獨(dú)立熱交換器布置在快堆熱池中的情況進(jìn)行了瞬態(tài)數(shù)值模擬，并分析比較其結(jié)果，證明了改進(jìn)型獨(dú)立熱交換器在熱工水力上的可行性。該改進(jìn)型獨(dú)立熱交換器的設(shè)計(jì)是基于非能動(dòng)的設(shè)計(jì)理念，其能提高反應(yīng)堆的安全運(yùn)行，提高系統(tǒng)的可靠性設(shè)計(jì)。改進(jìn)型獨(dú)立熱交換器功能的實(shí)現(xiàn)將為大型快堆獨(dú)立熱交換器的結(jié)構(gòu)和熱工設(shè)計(jì)提供支撐。

1 改進(jìn)型獨(dú)立熱交換器結(jié)構(gòu)功能描述

改進(jìn)型獨(dú)立熱交換器采用了非能動(dòng)的設(shè)計(jì)理念，即在獨(dú)立熱交換器的進(jìn)口位置安裝滑塊式的移動(dòng)擋板，其非能動(dòng)的概念是基于重力法則。以實(shí)現(xiàn)正常運(yùn)行工況下，依靠電磁鐵的吸引力使移動(dòng)擋板擋住獨(dú)立熱交換器的進(jìn)口，無(wú)流量經(jīng)過(guò)獨(dú)立熱交換器；事故工況下，如全廠斷電時(shí)，電磁鐵失去電源，移動(dòng)擋板依靠重力自動(dòng)滑落，打開(kāi)獨(dú)立熱交換器的進(jìn)口，此時(shí)流體流經(jīng)獨(dú)立熱交換器進(jìn)行換熱，排出堆芯余熱。同時(shí)，還可以根據(jù)不同的事故，手動(dòng)關(guān)閉電磁鐵的電源，使移動(dòng)擋板自動(dòng)滑落，打開(kāi)獨(dú)立熱交換器的進(jìn)口。改進(jìn)型獨(dú)立熱交換器結(jié)構(gòu)功能簡(jiǎn)圖如圖1所示。

圖1 改進(jìn)型獨(dú)立熱交換器結(jié)構(gòu)功能簡(jiǎn)圖Fig.1 Diagram of structure and function for modified DHX(a) 正常運(yùn)行工況；(b) 事故工況

2 數(shù)學(xué)模型和數(shù)值方法

(1) 控制方程[1]

流體的流動(dòng)與傳熱主要受質(zhì)量守恒定律、動(dòng)量守恒定律和能量守恒定律的支配，控制方程是其數(shù)學(xué)描述。在流動(dòng)與傳熱的問(wèn)題中，求解溫度和速度等主要變量的控制方程的通用形式如下：

式中：φ為通用變量，可以代表u，υ，w，T等變量；Γφ為廣義擴(kuò)散系數(shù)；Sφ為廣義源項(xiàng)。

(2) 湍流模型

湍流模型采用k-ε兩方程模型，適用于離開(kāi)壁面一定距離的湍流區(qū)域。而在固體壁面附近的黏性支層中，流動(dòng)換熱計(jì)算采用壁面函數(shù)法。計(jì)算時(shí)考慮重力的影響。

(3) 離散格式

FLUENT[5]中的離散格式主要有中心差分、一階迎風(fēng)、二階迎風(fēng)和QUICK格式。二階迎風(fēng)格式克服了一階迎風(fēng)格式截?cái)嗾`差較低的缺點(diǎn)又保留了其優(yōu)點(diǎn)，并且能有效克服或減輕數(shù)值計(jì)算中的流向擴(kuò)散(假擴(kuò)散)。本文計(jì)算時(shí)采用二階迎風(fēng)格式。

(4) 數(shù)值算法

計(jì)算時(shí)采用SIMPLE算法[1]，SIMPLE算法是一種最基本的壓力修正法，通過(guò)“先猜想后修正”的方法得到壓力場(chǎng)，并求解離散化的動(dòng)量方程。

3 三維建模與邊界條件

3.1 系統(tǒng)建模

(4)分級(jí)機(jī)分級(jí)效率與磨礦細(xì)度之間關(guān)系。分級(jí)機(jī)的分級(jí)效率越高，磨機(jī)產(chǎn)量和效率也越高；反之，出現(xiàn)過(guò)磨現(xiàn)象，導(dǎo)致磨機(jī)產(chǎn)量和效率降低，對(duì)后續(xù)工藝流程影響也很大。

CEFR采用的是池式結(jié)構(gòu)，有熱池和冷池之分。在建模時(shí)，將熱池和冷池都包含在模型中，并且考慮到其結(jié)構(gòu)的對(duì)稱性，模型采用180°建模。首先是對(duì)堆芯進(jìn)行建模。將CEFR堆芯分為燃料區(qū)與非燃料區(qū)，對(duì)燃料區(qū)與非燃料區(qū)分別進(jìn)行多孔介質(zhì)模型處理。通過(guò)達(dá)西定律分別得出兩者在多孔介質(zhì)模型下的阻力系數(shù)和相關(guān)參數(shù)。然后對(duì)相關(guān)設(shè)備進(jìn)行建模。CEFR180°模型中的設(shè)備主要包含兩臺(tái)中間熱交換器、一臺(tái)獨(dú)立熱交換器和一臺(tái)主泵。建模后分別對(duì)其進(jìn)行多孔介質(zhì)處理。最后對(duì)堆內(nèi)的各種屏蔽和主容器進(jìn)行建模。

3.2 網(wǎng)格生成

在網(wǎng)格劃分過(guò)程中，考慮到了網(wǎng)格的光順性和網(wǎng)格節(jié)點(diǎn)的分布特性，在結(jié)構(gòu)復(fù)雜處、流場(chǎng)與溫度場(chǎng)變化劇烈處以及流體流經(jīng)固體表面處適當(dāng)加密網(wǎng)格[2]。網(wǎng)格如圖2、圖3所示。

圖2 模型網(wǎng)格總圖Fig.2 Total mesh picture of system model

圖3 模型內(nèi)部網(wǎng)格圖Fig.3 Inner mesh picture of system model

3.3 邊界條件

在計(jì)算中，為了準(zhǔn)確模擬，對(duì)鈉采用變物性參數(shù)[4]。

(1) 穩(wěn)態(tài)下的邊界條件[3]

由于系統(tǒng)采用的是180°模型，對(duì)于堆芯的燃料區(qū)和非燃料區(qū)進(jìn)口截面，都設(shè)置為velocity-inlet條件，燃料區(qū)進(jìn)口條件為流速1.11m/s，溫度360℃；非燃料區(qū)進(jìn)口條件為流速0.01m/s，溫度360℃。泵的進(jìn)口作為模型的出口，設(shè)置邊界條件為outflow。主容器的壁面設(shè)置為絕熱壁面。對(duì)于模型的堆芯燃料區(qū)與非燃料區(qū)，中間熱交換器，獨(dú)立熱交換器還需設(shè)置其內(nèi)熱源。模型中采用CEFR現(xiàn)有的獨(dú)立熱交換器和改進(jìn)型的獨(dú)立熱交換器時(shí)，穩(wěn)態(tài)下兩者的內(nèi)熱源不同。具體參數(shù)見(jiàn)表1。

表1 計(jì)算域各個(gè)內(nèi)熱源Table 1 Inner heat sources of each calculating region

注：上表各個(gè)參數(shù)的單位為kW/m3。

(2) 瞬態(tài)情況下的邊界條件

瞬態(tài)情況下，采用穩(wěn)態(tài)的結(jié)果作為其初始條件。在全廠斷電事故[3]下，堆芯的功率、流量變化劇烈，瞬態(tài)計(jì)算時(shí)，堆芯內(nèi)熱源、進(jìn)口流量和溫度的設(shè)置分別采用分段函數(shù)進(jìn)行處理，在FLUENT中分別編寫(xiě)其UDF文件以實(shí)現(xiàn)。獨(dú)立熱交換器的功率在事故后也進(jìn)行分段函數(shù)處理。為了保守計(jì)算，瞬態(tài)時(shí)不考慮中間熱交換器的換熱，即設(shè)置中間熱交換器的內(nèi)熱源為0。瞬態(tài)時(shí)，模型出口邊界條件不能再采用outflow條件，而是改用pressure-outlet條件，設(shè)置相對(duì)壓力為0。

4 計(jì)算結(jié)果與分析

4.1 穩(wěn)態(tài)計(jì)算結(jié)果與分析

(1) 現(xiàn)計(jì)算值與設(shè)計(jì)值比較分析

計(jì)算的各項(xiàng)參數(shù)與設(shè)計(jì)值的對(duì)比示于表2。從表2可以看出CEFR穩(wěn)態(tài)計(jì)算結(jié)果與設(shè)計(jì)值的相對(duì)偏差較小，額定工況的計(jì)算是令人滿意的，同時(shí)也說(shuō)明此次計(jì)算所采用的模型與方法是合適的。

表2 各項(xiàng)參數(shù)對(duì)比

(2) 兩種不同DHX下的溫度場(chǎng)比較

圖4、圖5為不同DHX的溫度場(chǎng)分布，可以看出穩(wěn)態(tài)情況下，采用改進(jìn)型的獨(dú)立熱交換器，其堆芯出口溫度及熱池溫度與CEFR的相比差別很小，說(shuō)明改進(jìn)型的獨(dú)立熱交換器不會(huì)對(duì)堆芯及熱池產(chǎn)生較大影響，不會(huì)影響反應(yīng)堆的穩(wěn)定運(yùn)行。改進(jìn)型的獨(dú)立熱交換器內(nèi)的平均溫度明顯高于現(xiàn)有獨(dú)立熱交換器的溫度，說(shuō)明依靠導(dǎo)熱就可使事故余熱排出系統(tǒng)二環(huán)路的鈉流動(dòng)起來(lái)。

圖4 CEFR的DHX溫度場(chǎng)分布Fig.4 Temperature distribution of CEFR DHX

圖5 改進(jìn)型的DHX溫度場(chǎng)分布Fig.5 Temperature distribution of modified DHX

(3) 兩種不同DHX下的流場(chǎng)比較

圖6、圖7可以看出，穩(wěn)態(tài)情況下，改進(jìn)型的DHX進(jìn)口閥門(mén)全關(guān)，其與熱池?zé)o動(dòng)量交換，熱池的流體不通過(guò)非能動(dòng)的DHX。而CEFR的DHX卻截然相反，但從圖中可以看出其流量較小，這與實(shí)際堆內(nèi)額定運(yùn)行工況下DHX的情況是相同的。

圖6 CEFR的DHX速度分布Fig.6 Velocity distribution of CEFR DHX

圖7 改進(jìn)型的DHX速度分布Fig.7 Velocity distribution of modified DHX

4.2 瞬態(tài)計(jì)算結(jié)果與分析

(1) 溫度場(chǎng)分析

圖8為全廠斷電工況下，兩種不同DHX下的堆芯出口溫度隨時(shí)間的變化關(guān)系。由圖可知，CEFR中若采用改進(jìn)型的DHX，在全廠斷電工況下，其堆芯出口溫度沒(méi)有超過(guò)要求限值，且滿足長(zhǎng)期冷卻的要求。由此證明采用改進(jìn)型的DHX在熱工方面是可行的。

圖8 堆芯出口溫度隨時(shí)間的變化關(guān)系Fig.8 The relationship of core outlet temperature changed with time

圖9、圖10為兩種DHX在不同高度不同時(shí)間的溫度分布。由圖可知，通過(guò)長(zhǎng)期冷卻，兩種DHX的出口位置處溫度會(huì)有明顯降低，但兩者進(jìn)口位置處溫度降低緩慢。兩種DHX沿高度上的溫度梯度逐漸增大，最后溫度梯度基本不變，這是由于開(kāi)始時(shí)DHX流量很小，隨著流量的增大，溫度梯度增大，當(dāng)流量增大到一定值時(shí)，溫度梯度最大；而后，流量逐漸減小，溫度梯度變小，最后達(dá)到基本穩(wěn)定。比較圖9與圖10，同一時(shí)間下，改進(jìn)型DHX的溫度要比CEFR的DHX高，但不超過(guò)熱工上的要求，并且在長(zhǎng)期冷卻情況下，改進(jìn)型DHX是能滿足余熱排出的要求的。

圖9 CEFR的DHX沿高度上的平均溫度分布Fig.9 Average temperature distribution along length for CEFR DHX

圖10 改進(jìn)型的DHX沿高度上的平均溫度分布Fig.10 Average temperature distribution along length for modified DHX

圖11(a)、圖11(b)分別為不同獨(dú)立熱交換器熱鈉池在2 005.1s、3 005.1s時(shí)的溫度分布，由圖中可以看出，在CEFR的DHX下，熱鈉池出現(xiàn)明顯的熱分層，事故后時(shí)間越長(zhǎng)，熱分層越明顯。改進(jìn)型DHX下的熱鈉池的熱分層較CEFR的DHX發(fā)展緩慢，但也有一定的熱分層。兩種獨(dú)立熱交換器熱鈉池的上部溫度較高，隨著時(shí)間的增大，上部區(qū)域熱流體份額越來(lái)越少，下部區(qū)域冷流體的份額越來(lái)越大，溫度也逐步下降。在長(zhǎng)期冷卻的情況下，可以預(yù)判出改進(jìn)型的獨(dú)立熱交換器是滿足事故冷卻的要求的。

圖11 不同獨(dú)立熱交換器熱鈉池在2 005.1s(a)、3 005.1s(b)時(shí)的溫度分布Fig.11 Temperature distribution of hot pool in different DHX at 2 005.1s(a)，3 005.1s(b)

(2) 流場(chǎng)分析

圖12為不同獨(dú)立熱交換器在不同時(shí)刻的速度分布。由圖可知，隨著時(shí)間的增大，兩種DHX在該截面上鈉池的整體流速逐漸減小，但DHX內(nèi)的流體流速的變化趨勢(shì)為先增大后減小的。CEFR的DHX內(nèi)的流體流速很快達(dá)到最大，改進(jìn)型的DHX相對(duì)滯后一些，這是由于穩(wěn)態(tài)時(shí)CEFR的DHX流道已建立，而改進(jìn)型的DHX內(nèi)流道沒(méi)建立的緣故，但這對(duì)事故冷卻的影響并不大。隨著時(shí)間的增大，改進(jìn)型的DHX逐漸建立起了穩(wěn)定的流道。從長(zhǎng)期冷卻來(lái)看，改進(jìn)型的DHX是可行的，可以滿足事故冷卻的要求。

圖12 不同獨(dú)立熱交換器在5s(a)、109.1s(b)、805.1s(c)、3 005.1s(d)時(shí)的速度分布(一)Fig.12 Velocity distribution of different DHX at 5s(a)，109.1s(b)，805.1s(c)，3 005.1s(d)

圖12 不同獨(dú)立熱交換器在5s(a)、109.1s(b)、805.1s(c)、3 005.1s(d)時(shí)的速度分布(二)Fig.12 Velocity distribution of different DHX at 5s(a)，109.1s(b)，805.1s(c)，3 005.1s(d)

5 結(jié)論

本文采用CFD數(shù)值模擬的方法得出了不同獨(dú)立熱交換器布置于CEFR熱池中的熱工水力現(xiàn)象，并得出了以下結(jié)論：

(1) 穩(wěn)態(tài)情況下，采用改進(jìn)型獨(dú)立熱交換器不會(huì)影響堆的實(shí)際運(yùn)行工況，堆芯溫度分布不會(huì)有太大差別，熱池溫度也沒(méi)有明顯升高，并且改進(jìn)型獨(dú)立熱交換器依靠導(dǎo)熱就能保證二環(huán)路鈉的流動(dòng)。因此，采用改進(jìn)型獨(dú)立熱交換器是原理上是可行的。

(2) 在全廠斷電工況的瞬態(tài)情況下，采用改進(jìn)型的獨(dú)立熱交換器時(shí)，其堆芯出口溫度沒(méi)有超過(guò)規(guī)定的限值。說(shuō)明其在熱工方面是可行的。

(3) 通過(guò)各個(gè)時(shí)刻的溫度場(chǎng)與流場(chǎng)可以反映出改進(jìn)型獨(dú)立熱交換器能滿足長(zhǎng)期冷卻的要求。長(zhǎng)期冷卻時(shí)，熱池內(nèi)呈現(xiàn)明顯的熱分層現(xiàn)象。

[1] 陶文銓. 數(shù)值傳熱學(xué)[M]. 2版. 西安：西安交通大學(xué)出版社，2001.

[2] 許義軍，陸道綱，楊紅義，楊福昌. 中國(guó)實(shí)驗(yàn)快堆額定工況下冷熱鈉池?cái)?shù)值分析[J]. 原子能科學(xué)技術(shù)，2004.3，Vol.38，No.2：115-120.

[3] 中國(guó)實(shí)驗(yàn)快堆最終安全分析報(bào)告[M]. CEFRZ24ZTS02.

[4] 蘇著亭，葉長(zhǎng)源，閻鳳文，等. 鈉冷快增殖堆[M]. 北京：原子能出版社，1991.

[5] 李鵬飛，徐敏義，王飛飛. 精通CFD工程仿真與案例實(shí)戰(zhàn)[M]. 北京：人民郵電出版社，2011.

Thermal Hydraulics Analysis for Modified Sodium-to-sodium Decay Heat Exchanger of CEFR

CHEN Zu-guo，XU Yi-jun

(China Institute of Atomic Energy，Beijing 102413，China)

Decay heat removal system is one of principal engineered safety features of pool-type sodium-cooled fast reactor，it is a main way to carry out the safety function of decay heat remove under some accident conditions for the reactor，such as reactor scram condition，and one of the key equipment of decay heat removal system for fast reactor is sodium-to-sodium decay heat exchanger(DHX). We use the ANSYS FLUENT software to run transient numerical simulations of the DHX in CEFR and the new modified DHX which is setup in hot pool of fast reactor. Through comparing the simulation results，the feasibility of the modified DHX design is demonstrated in terms of thermal hydraulics performance. The numerical analysis results are important reference to the design of DHX for large-type size fast reactor.

Fast Reactor；Heat Exchanger；Thermal Hydraulics；Numerical Simulation

2016-02-11

陳祖國(guó)(1990—)，男，湖南澧縣人，在讀研究生，從事快堆熱工水力計(jì)算工作

TL33

A

0258-0918(2016)04-0441-08