散裂中子源超臨界低溫氫循環(huán)用氫氦換熱器設(shè)計(jì)

沈 愜 王國(guó)平 張 玙 陳環(huán)琴 孫大明* 何 昆 金 濤

(1浙江大學(xué)工學(xué)部 杭州 310027)

(2中國(guó)科學(xué)院高能物理研究所東莞分部 東莞 523803)

(3杭州中泰深冷技術(shù)股份有限公司 杭州 311402)

1 引言

中國(guó)散裂中子源工程(China Spallation Neutron Source，簡(jiǎn)稱CSNS)是中國(guó)正在建設(shè)的高通量脈沖式中子源［1-2］。其初始束流設(shè)計(jì)功率為100 kW，計(jì)劃穩(wěn)定運(yùn)行后通過技術(shù)升級(jí)再提升至200 kW，建成后將進(jìn)入世界四大散裂中子源行列。

現(xiàn)代核物理實(shí)驗(yàn)亟需安全穩(wěn)定的低溫環(huán)境。中國(guó)散裂中子源工程的低溫系統(tǒng)設(shè)計(jì)是由氦制冷系統(tǒng)冷卻氫循環(huán)系統(tǒng)，再使用超臨界氫循環(huán)在慢化器中慢化中子［3］。氫循環(huán)冷卻系統(tǒng)中，為保持安全的工作條件和穩(wěn)定的冷卻效果，將氫保持在1.5 MPa高壓下，超過臨界壓力1.29 MPa，避免發(fā)生沸騰。如此，氫在整個(gè)循環(huán)過程中既具有了液氫的熱容，保持了冷卻強(qiáng)度，又保證不會(huì)產(chǎn)生氣泡，避免了壓力波動(dòng)及汽蝕等不安全因素。超臨界氫循環(huán)的工作溫度在20 K溫區(qū)，由氦氣通過布雷頓制冷循環(huán)進(jìn)行冷卻。兩者間的良好換熱是高能中子慢化器正常工作的基礎(chǔ)保障。

板翅式換熱器在低溫工程應(yīng)用上具有多種優(yōu)勢(shì)。它的結(jié)構(gòu)緊湊，單位體積的換熱面積可達(dá)1 500 m2/m3以上，比常規(guī)列管換熱器能高出一個(gè)數(shù)量級(jí)［4］。因其流道小而多，相同承壓需求下所需的壁面材料厚度就能減少，又進(jìn)一步使得換熱器自身顯得輕巧而牢固。板翅式換熱器常用材料為鋁。鋁的熱導(dǎo)率在常規(guī)材料中僅次于銅，而屈服強(qiáng)度是RRR100純銅的5倍。在板翅式換熱器中，因翅片高度較小，鋁的翅片效率已非常接近于1，在傳熱效率上相對(duì)銅的劣勢(shì)較小，而在強(qiáng)度上又保證了換熱器的輕巧特性。因此，板翅式換熱器大多是由輕薄鋁翅片板釬焊成型。在低溫工程的應(yīng)用中，低溫部件都需要進(jìn)行保溫絕熱，保溫材料的使用使得設(shè)備實(shí)際體積比核心工作區(qū)更大。板翅式換熱器緊湊的特性使得其不僅減少了換熱器自身的體積和材料用量，還在保溫結(jié)構(gòu)上得到了額外的節(jié)約，而耐壓的特性又尤其符合低溫工程的需求。因此，為保證散裂中子源工程中氫氦換熱器的高效換熱，板翅式換熱器以其緊湊、耐壓特性成為優(yōu)選方案。

板翅式換熱器的翅片分為平直翅片、鋸齒翅片、多孔翅片以及波紋翅片等。根據(jù)不同的換熱需求，可挑選相應(yīng)的翅片進(jìn)行設(shè)計(jì)。

板翅式換熱器的傳熱計(jì)算從以下方程進(jìn)行求解:

(1)傳熱方程

式中:K為總傳熱系數(shù)，W/(m2˙K);ΔT為傳熱溫差，A為傳熱面積。

(2)熱平衡方程

(3)總傳熱系數(shù)的計(jì)算

式中:K2為以流體2的換熱面積計(jì)算的總傳熱系數(shù);α1、α2分別為兩流體的對(duì)流傳熱系數(shù)，W/(m2˙K);η1、η2分別為兩流體的翅片效率，A1、A2分別為兩流體的換熱面積，m2。

板翅式換熱器內(nèi)流體的對(duì)流傳熱系數(shù)及壓降［5］，可使用以下公式計(jì)算j因子和f因子:

對(duì)于平直翅片Re=400ˉ10 000:

對(duì)于鋸齒翅片Re=300ˉ7 500:

對(duì)于多孔翅片Re=400ˉ10 000:

Vimentin（++）、DOG1（+）、NSE局灶（+）、CD34血管內(nèi)皮細(xì)胞（+）、Ki-67約20%（+），Myoglobin、Actin、Desmin、S-100、CD117、CK-P、Inhibin 均為（-）。

MUSE是化工領(lǐng)域廣泛使用的大型通用流程模擬軟件Aspen旗下的一個(gè)組件，專門用于板翅式換熱器的設(shè)計(jì)［6］。本文針對(duì)散裂中子源工程低溫系統(tǒng)的氫氦換熱器的運(yùn)行工況，使用MUSE軟件進(jìn)行了相應(yīng)的板翅式換熱器工程設(shè)計(jì)，分析其中傳熱系數(shù)、溫度分布、壓降等的變化及影響規(guī)律，最終確定出了設(shè)計(jì)方案。

2 氫氦換熱器設(shè)計(jì)

2.1 氫氦換熱器設(shè)計(jì)工況及換熱器初選

該氫氦換熱器的設(shè)計(jì)工況如表1所示。根據(jù)工況可初步判斷，換熱器兩側(cè)流體均為單相流體，換熱過程不發(fā)生相變。根據(jù)流體所處物性狀態(tài)點(diǎn)判斷，換熱形式將屬于液-氣換熱的換熱形式。這種換熱形式一般會(huì)由于氣體側(cè)的傳熱系數(shù)較小而受到制約。鋸齒形翅片對(duì)氣側(cè)換熱的強(qiáng)化尤為顯著，因此優(yōu)先選用。選取的翅片參數(shù)見表2。

表1 氫氦板翅式換熱器的設(shè)計(jì)工況Table 1 Design conditions of He-H 2 plate-fin heat exchanger

表2 板翅式換熱器翅片的選擇Table 2 Selected fin geometry for plate-fin heat exchanger

2.2 氫氦換熱器設(shè)計(jì)計(jì)算及方案對(duì)比

MUSE可調(diào)用Aspen的物性數(shù)據(jù)庫(kù)，對(duì)換熱過程進(jìn)行精確的求解。將上節(jié)所述的計(jì)算條件輸入MUSE軟件，其中物性方程選用Peng-Robinson方程，并嘗試3種壓降限制方案以對(duì)比其結(jié)果，方案設(shè)置見表3。

表3 三種求解方案的允許壓降設(shè)置Table 3 Pressure drop restrictions for three schemes

對(duì)于MUSE根據(jù)3種方案的設(shè)計(jì)計(jì)算結(jié)果，主要選用以下參數(shù)進(jìn)行對(duì)比分析:(1)結(jié)構(gòu)尺寸參數(shù)，即換熱器的長(zhǎng)、寬、高，以及有效長(zhǎng)度、有效寬度等。(2)壓降分布數(shù)據(jù)，即換熱器沿程相對(duì)入口壓力的壓力損失情況。(3)溫度分布數(shù)據(jù)，即換熱器沿程溫度分布規(guī)律。(4)傳熱系數(shù)分布數(shù)據(jù)，即換熱器沿程的傳熱系數(shù)分布規(guī)律。

2.2.1 結(jié)構(gòu)尺寸參數(shù)

MUSE軟件依據(jù)表3的3種壓降限制方案，分別計(jì)算得到了3個(gè)計(jì)算結(jié)果。它們的結(jié)構(gòu)尺寸參數(shù)對(duì)比列于表4。對(duì)比可見，方案2與方案3基本一致，說明氫流道允許壓降的提升對(duì)計(jì)算影響較小。方案1與后兩者的主要區(qū)別在于換熱器長(zhǎng)度更長(zhǎng)，寬度更窄，高度更低。由于氦氣側(cè)的允許壓降更高，方案1使用了更少的層數(shù)和更小的換熱面積達(dá)到了相同的換熱量。3種方案換熱器的大小對(duì)比示意圖見圖1。

表4 三種方案的結(jié)構(gòu)尺寸參數(shù)Table 4 Geometric parameters for three schemes

圖1 三種方案的換熱器大小對(duì)比示意Fig.1 Heat exchanger dimension comparison among three schemes

2.2.2 壓降分布數(shù)據(jù)

圖2 三種方案的壓降分布Fig.2 Pressure drop distributions for three schemes

MUSE計(jì)算得到的各方案的流道沿程累計(jì)壓降分布見圖2，橫坐標(biāo)為該位置相對(duì)氦氣入口端為起點(diǎn)的距離。壓降數(shù)據(jù)列于表5。由壓降分布曲線對(duì)比可知，方案1相比于后兩者，兩種流體均承受了更高的壓降。這源于方案1的窄長(zhǎng)型結(jié)構(gòu)，截面積的減小使得流速增大，進(jìn)而增大了流動(dòng)阻力。與此同時(shí)，增大的流速也使得方案1的換熱更為充分，從而使得方案1較后兩者需要更小的換熱面積。另一方面，方案2與方案3的氦側(cè)壓降曲線重合，并且都對(duì)設(shè)置的允許壓降10 kPa略有超出，說明10.52 kPa已經(jīng)是氦氣側(cè)達(dá)到換熱要求的最小壓降。而液氫側(cè)壓降較小，距離所設(shè)壓降限制較遠(yuǎn)，因而在氦氣側(cè)允許壓降被限定到極限時(shí)，改變液氫側(cè)允許壓降的值對(duì)方案的參數(shù)計(jì)算影響較小。以上對(duì)比可以看出，氦氣側(cè)的壓降限制主導(dǎo)了換熱器結(jié)構(gòu)尺寸參數(shù)的計(jì)算。

表5 三種方案的壓降Table 5 Pressure drop for three schemes

2.2.3 溫度分布數(shù)據(jù)

由于設(shè)計(jì)目標(biāo)鎖定了流體的進(jìn)出口溫度，且逆流換熱的流體的溫度分布呈對(duì)數(shù)函數(shù)形式，因此3種方案下的溫度分布曲線會(huì)基本一致。圖3展示了3種方案下壁面、氫、氦三者的溫度隨相對(duì)位置的分布。相對(duì)位置的定義為該點(diǎn)相對(duì)氦氣入口端的距離與換熱器全長(zhǎng)之比。如前文所述，方案1在氦側(cè)的壓降略高，相應(yīng)會(huì)有傳熱系數(shù)的提升，因而在圖線中體現(xiàn)為溫度分布曲線較其它方案略為凸起，即在同一相對(duì)位置上，氫氦之間的溫差比其它方案略小。方案2與方案3因結(jié)構(gòu)參數(shù)的相近，壁面溫度、超臨界氫溫度、氦氣溫度3條曲線在圖中相互重合。

圖3 三種方案的溫度分布Fig.3 Temperature distributions for three schemes

2.2.4 傳熱系數(shù)分布數(shù)據(jù)

圖4所示為3種方案下的兩側(cè)流體的對(duì)流傳熱系數(shù)分布曲線。同由壓降數(shù)據(jù)做出的推論一致，方案1中兩種流體的對(duì)流傳熱系數(shù)較方案2、3更高。此外，氫側(cè)的對(duì)流傳熱系數(shù)數(shù)據(jù)在2 000ˉ3 000(W/m2˙K)，而氦側(cè)的對(duì)流傳熱系數(shù)僅在800ˉ1 000(W/m2˙K)，直接說明了氦側(cè)傳熱系數(shù)是制約換熱器性能的主要因素。經(jīng)分析，氦側(cè)傳熱系數(shù)較低的主要原因有兩個(gè)方面:(1)物性限制:氦氣相對(duì)超臨界氫具有較低的密度、較低的導(dǎo)熱系數(shù)、較低的比熱容;(2)壓降限制:在物性的限制下，如果要使得氦氣的對(duì)流傳熱系數(shù)達(dá)到和超臨界氫相似，則應(yīng)當(dāng)通過減小流道、增大流速的方式進(jìn)行補(bǔ)償，然而氦氣一方面質(zhì)量流率更高，密度反而小，本身流速已經(jīng)很大，而允許壓降又限制了通過提升流速增強(qiáng)換熱的途徑。因此氦氣的對(duì)流換熱成為了該板翅式換熱器性能設(shè)計(jì)的瓶頸。

圖4 三種方案的傳熱系數(shù)分布Fig.4 Heat transfer coefficient distributions for three schemes

3 板翅式換熱器的制造和檢漏

由于本換熱器的測(cè)試需要用到超臨界氫循環(huán)，所以需要將冷箱系統(tǒng)安裝完成后再開展實(shí)驗(yàn)測(cè)試。目前，換熱器已經(jīng)完成制造，換熱器的實(shí)物照片如圖5所示。氫氦工質(zhì)易于發(fā)生泄漏，因此必須經(jīng)過嚴(yán)格的換熱器耐壓、低溫以及密封性能測(cè)試，相關(guān)測(cè)試步驟如下:

(1)液壓試驗(yàn)。以無油潔凈水進(jìn)行液壓檢測(cè)試驗(yàn)，加壓至2.5 MPa并保壓30 min。要求檢測(cè)過程中無滲漏，無可見變形，無異常聲響。

(2)氣壓、氣密檢測(cè)。以無油干燥潔凈空氣進(jìn)行氣壓檢測(cè)，加壓至2.4 MPa并保壓30 min。要求肥皂水檢查無漏氣，無可見變形，無異常聲響。再以1.92 MPa氣密壓力進(jìn)行氣密性試驗(yàn)，保壓120 min，要求肥皂水檢查無漏氣，無可見變形，無異常聲響。

(3)氦質(zhì)譜儀檢漏。正壓試驗(yàn)結(jié)束之后，將換熱器抽真空，進(jìn)行第一輪氦質(zhì)譜儀檢漏。再將換熱器浸于液氮槽內(nèi)浸泡2 h，取出之后于水中復(fù)溫，吹干后重復(fù)正壓試驗(yàn)。之后重新抽真空，進(jìn)行氦質(zhì)譜儀的第二輪檢漏。

圖5 氫氦換熱器實(shí)物照片F(xiàn)ig.5 Photo of H 2-He heat exchanger

氦質(zhì)譜儀檢漏過程中，需要分別檢查兩側(cè)流道對(duì)外的漏率及內(nèi)部互漏的漏率。其中，內(nèi)部互漏測(cè)試中，選擇B側(cè)(氦氣流道)充氦氣，并從A側(cè)(超臨界氫流道)檢漏。檢漏過程中的漏率及真空度的變化見圖6與圖7。由圖中液氮冷激前后的兩輪檢漏數(shù)據(jù)對(duì)比，可認(rèn)為換熱器A、B兩側(cè)分別在液氮冷激前后He檢漏過程中漏率無顯著變化。從檢漏結(jié)果看，A側(cè)的外漏率在10－10Pa˙m3/s量級(jí)，B側(cè)的外漏率在10－8Pa˙m3/s量級(jí)，A側(cè)較優(yōu)。內(nèi)部互漏的漏率與A側(cè)的外漏率在同一量級(jí)。

圖6 換熱器的漏率變化情況(氦質(zhì)譜儀檢漏)Fig.6 Heat exchanger leak rate variation with time(detected by helium mass spectrometer)

4 結(jié)論

圖7 檢漏期間真空度變化情況Fig.7 Vacuum variation during leak detection

根據(jù)CSNS中子慢化器低溫系統(tǒng)設(shè)計(jì)工況，選擇板翅式換熱器作為低溫氫氦介質(zhì)之間的傳熱部件。利用板翅式換熱器商用軟件MUSE進(jìn)行了設(shè)計(jì)，計(jì)算了3種壓降限制方案，并對(duì)計(jì)算所得的結(jié)構(gòu)尺寸參數(shù)、壓降分布數(shù)據(jù)、溫度分布數(shù)據(jù)、傳熱系數(shù)分布數(shù)據(jù)進(jìn)行對(duì)比。結(jié)果顯示，在設(shè)計(jì)工況下，氦氣側(cè)的允許壓降主導(dǎo)了換熱器結(jié)構(gòu)尺寸的設(shè)計(jì)。氦氣側(cè)的換熱受到物性限制和壓降限制，是換熱器性能提升的瓶頸。所設(shè)計(jì)的板翅式換熱器現(xiàn)已通過檢漏測(cè)試。

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