硝酸盐自然循环回路空冷塔性能分析
2014-02-06蔡创雄何兆忠
林 超 蔡创雄 王 凯 何兆忠 陈 堃
1（中国科学院上海应用物理研究所 嘉定园区 上海 201800）
2（中国科学院大学 北京 100049）
硝酸盐自然循环回路空冷塔性能分析
林 超1,2蔡创雄1王 凯1何兆忠1陈 堃1
1（中国科学院上海应用物理研究所 嘉定园区 上海 201800）
2（中国科学院大学 北京 100049）
硝酸盐自然循环回路(Nitrate Natural Circulation Loop, NNCL)是先进熔盐堆非能动衰变热排出系统的实验回路，目的是获得自然循环下回路的传热、阻力等特性，验证计算分析方法的正确性等。本文采用RNG (Renormalization Group) k-ε湍流模型、增强壁面函数和SIMPLE (Semi-Implicit Method for Pressure Linked Equations)算法，对硝酸盐自然循环回路空冷塔部分的对流换热进行了数值模拟研究。计算结果表明：空冷换热器旁路漏流对换热有较大影响，可以通过旁路挡板增强换热能力，三层旁路挡板的设计能将换热能力提升近一倍。
空冷塔，强迫通风，自然通风，计算流体力学方法，旁路挡板，增强换热
硝酸盐自然循环回路(Nitrate Natural Circulation Loop, NNCL)是钍基熔盐堆核能系统[1](Thorium-based Molten Salt Reactor, TMSR)专项的实验平台，如图1所示，主要用来研究直接反应堆辅助冷却系统(Direct Reactor Auxiliary Cooling System, DRACS)的流动、换热等特性。DRACS是熔盐冷却堆安全系统的重要组成部分[2]，它是事故条件下排出堆芯衰变热的有效手段，这套系统无需外部动力和控制设备支持，极大地提高了系统运行的可靠性[3]。硝酸盐自然循环回路将为DRACS的设计和改进提供依据。
图1 硝酸盐自然循环回路示意图Fig.1 Layout of the nitrate natural circulation loop.
硝酸盐自然循环回路主要由加热器、熔盐池、熔盐储罐、热交换器(Draft Heat Exchanger, DHX and Natural Draft Heat Exchanger, NDHX)、空冷塔、膨胀罐和连接管道等组成。依靠热流段和冷流段的流体密度差产生的驱动压头来驱动回路中熔盐的自然循环，从而将热量通过循环系统带到空冷塔中，再由空气自然对流排入大气。热量必须通过NDHX换热器进入大气，故NDHX换热器管外空气的流动及传热特性对回路有重要影响。实际空冷塔结构复杂，所用NDHX换热器缺乏通用的传热经验公式，难以满足精确设计计算的需求。本文采用计算流体力学(Computational Fluid Dynamics, CFD)数值模拟的方法对空冷塔性能展开研究，使用ICEMCFD (The Integrated Computer Engineering and Manufacturing code for Computational Fluid Dynamics)软件建立空冷塔网格，FLUENT软件计算空冷塔内结构对换热的影响，提出旁路挡板的优化设计，并拟合适用于NDHX换热器的换热关系式，为后续回路系统分析做基础。
1 物理模型
空冷塔高为6.85 m，其中进风段0.3 m，出风段5.3 m。进出口直径为0.538 m，风箱截面为矩形，尺寸0.6 m×0.6 m，换热器位于风箱中部。换热器共15根管束，6管程。每管程有效管长0.4 m，管径0.025 m。模型忽略连接支撑结构及实验测量仪表。忽略蛇形管弯管段，将其等效为叉排管束。这样简化一方面减少了空气所受扰动，使平均对流换热系数下降；另一方面，忽略了换热能力较低的弯管段，使平均对流换热系数上升，两方面影响相互抵消，由简化引起的平均对流换热系数偏差不超过10%。且减少的传热面积作为换热余量，防止坏管、堵管后导致换热面积不足。空冷塔数值计算模型如图2所示，叉排管束结构取ST=64 mm，SL=50 mm，D=25mm (图2(b))。空气从底部进入，流经风箱，被NDHX换热器加热，再从顶部流出。
2 数值模型
2.1 网格划分
采用ICEM生成六面体结构分区域网格，见图3。风箱与进出风管用Interface连接。换热管管壁添加边界层，第一场层厚度0.3 mm，增长率1.2，边界层层数为8层[4]。网格数量为530万。其中网格的主要质量指标如表1所示。
为获得一个网格无关解，选择网格数410万和660万，考察网格数量对解的影响，以出口温度、压降为判定值。结果表明，网格数量变化对结果无明显影响。
图3 空冷塔计算网格(a) 风箱整体网格，(b) 叉排管束网格放大图Fig.3 Mesh of the air cooling tower. (a) Mesh of overall bellow, (b) Mesh of staggered tube bundles enlarged view
表1 网格质量分布Table 1 Distribution of the mesh quality.
2.2 边界条件
空气物性来源于文献[5]，使用ORIGIN软件拟合温度相关的物性多项式植入FLUENT程序。操作压力为一个大气压，设置-y方向9.81 m·s-2的重力加速。边界条件设置见表2。
表2 边界条件设置Table 2 Boundary conditions setting.
2.3 控制方程及求解方法
以“聚焦实战、服务作战、保障打赢”为目标，由上至下进一步明确各职能单位的职能定位，逐步形成职责明确、高效运转的装备保障组织体系。装备发展部，既是中央军委在装备工作方面的参谋机关，也是战区、军种装备部门及联勤部队的指导机关。军以下联勤保障单位是具体实施装备保障的主体力量，统一由地区联勤保障中心领导，主要承担领导管理所属装备保障力量、组织所属区域一体化联合装备保障工作。战区装备部门在战区联合参谋部领导下负责战区一体化联合作战装备保障的组织协调工作，同时具备战时指挥调控功能。
控制方程的通用形式：
当φ取不同的变量时，方程分别代表了连续性方程、动量方程、能量方程和k-ε方程；Γφ和Sφ分别代表扩散系数和源项。
强迫通风湍流模型选用RNG (Renormalization Group) k-ε[6]，增强壁面函数[7]（满足y+＜5）。使用SIMPLE (Semi-Implicit Method for Pressure Linked Equations)算法，压力离散格式选择Body Force Weighted，其余动量、湍动能和耗散率的离散选用二阶迎风格式。
自然通风计算中扩展空冷塔外计算域[8]，设置空冷塔入口下方和出口上方的两个相对大的区域，呈“I”形。下部区域为高1.5 m、半径1 m的圆柱型区域；上部区域为高3 m、半径2 m的圆柱型区域。采用瞬态计算方法，选用RNG k-ε湍流模型[9]，设置表2所示边界条件，设定时间步长0.001 s。初始条件：风冷塔内温度与叉排管束壁温相等，外部空气温度为293 K。其余设置与强迫对流一致。
3 计算结果分析
3.1 模型验证
针对本文所述结构(ST=64 mm，SL=50 mm，D=25mm)的叉排管束，适用的茹卡乌斯卡斯传热关系式如表3所示[10]。
表3 叉排管束传热系数关系式Table 3 Heat transfer coefficients for array of tubes.
其中，取管束中最大流速来计算Ref数，见式(2)、(3)，定性温度取进出口平均温度Tf=(Ti+To)/2。
式中，Ti和To是进入和离开管束的流体温度；传热温差取对数平均温差ΔTlm[5]。
式中，Ts为管壁温度。经验关系式计算中先用Ti取空气物性，求得To。重新计算Tf温度下的空气物性。重复迭代直到To偏差小于0.1%。
采用网格及FLUENT设置，先对理想叉排管束（无旁路漏流，符合茹卡乌斯卡斯传热关系式的叉排管束）计算以验证模型设置正确性。FLUENT模拟结果与经验关系式计算结果相符，最大误差4.6%，最小误差2% (图4)，能满足计算要求。
图4 传热经验公式与模拟结果对比Fig.4 Comparison of empirical formula and simulation.
3.2 强迫通风
图5为壁温550 K强迫通风时，不同空气流量下空冷塔中心截面速度分布。从图5中可以看出，有部分空气通过换热器旁路流道，未得到充分加热，且旁路的空气流速较大。空气流过旁路流道，造成漏流，不利于对流传热。Nu数及总换热功率均低于理想叉排管束，并且空气流量越大，两流道流动阻力差距越大，该偏差越明显，如图6所示。
图5 不同空气流量的速度场 (a) 0.125 kg·s-1，(b) 1.0 kg·s-1Fig.5 Velocity field at different air flow rates. (a) 0.125 kg·s-1, (b) 1.0 kg·s-1
图6 有无旁路计算结果对比Fig.6 Comparison of that with and without by-pass.
3.3 自然通风
图7为自然通风叉排管束管壁面温度550 K时，空冷塔中心截面内温度场和速度场。从图7(a)中可以看出，在浮力作用下冷空气被吸入空冷塔，经过换热器管束后温度升高，然后流出空冷塔；从图7(b)可以看出，自然对流同样存在旁路漏流的情况。
图7 自然通风温度场(a)和速度场(b)Fig.7 Temperature distribution (a) and velocity distribution (b) of natural convection.
空冷塔自然通风稳定进风量、出口截面平均温度、换热功率随换热管管壁温度而增加(表4)。
表4 不同管壁温度计算结果Table 4 Calculation results for different tube temperature.
3.4 旁路挡板
通过以上分析，旁路漏流会降低空冷换热器的性能，而空冷塔必须能够将回路的热量及时排出。本文建议采用安装旁路挡板的方法来增强其换热性能。图8为两层和三层旁路挡板结构图。每块挡板面积为0.168 m2。图9为自然通风空冷塔内迹线，在无旁路挡板时，大量空气通过旁路流走，没有流经管束区。而在旁路挡板作用下，空气变向后再次流入管束区，提高了空气对管束的冲刷作用，增强了换热能力。另一方面造成空气流速的变化，增加了漩涡流动区，增大了流动阻力。
图8 旁路挡板结构图(a) 2层挡板，(b) 3层挡板Fig.8 By-pass damper structure. (a) 2-layer damper, (b) 3-layer damper
图9 自然通风风箱内迹线图(a) 无挡板，(b) 3层挡板Fig.9 Pathlines in air box. (a) No damper, (b) 3-layer damper
经计算表明：风冷换热器壳侧换热系数随挡板数量和面积而增加，与文献所述一致[11]，图10为安装旁路挡板后强迫通风换热Nu数随Re数变化。考虑空冷塔内部空间及换热需求，空冷塔采用3层挡板结构。FLUENT计算求得Nu(Re,Pr)，参考茹卡乌斯卡斯传热关系式形式，拟合强迫通风换热关系式，见表5。
图10 壳侧换热Nu数变化Fig.10 Shell side heat transfer coefficient changes.
表5 强迫通风换热关系式Table 5 Forced ventilation heat exchange equations.
对自然通风，有明显旁路漏流，采用三层旁路挡板设计。旁路挡板增强换热性能的会增大流动阻力，给自然对流传热带来负面影响。表6为管壁温度550 K时，有无挡板的自然通风计算结果对比。可以看出：安装挡板后，空气在挡板作用下折回管束，流动阻力增大，空冷塔风箱进出口压降增大，流量减小。其中ΔPf为空冷塔风箱进出口的压力差。
而换热功率明显上升，说明挡板对换热能力的提升作用要强于阻力的增加作用。其他壁面温度工况，亦有相同结论，并且自然通风Nu数随壁温增加。安装挡板，壁面温度500-700 K，Nu数数值为27-30。
表6 自然通风计算结果Table 6 Calculation results of natural ventilation.
4 结语
本文采用CFD方法对硝酸盐自然循环回路空冷塔强迫通风换热、自然通风换热进行数值模拟。计算结果表明风冷换热器旁路漏流对换热有较大影响，增加旁路挡板能增强换热性能。空冷塔换热器设计时应考虑旁路漏流对换热的影响，必要时增加旁路挡板的设计。三层挡板设计就能满足空冷设计需求。
本文还对强迫通风各种工况进行了模拟计算，拟合强迫通风传热关系式。对自然通风模拟表明了旁路挡板对换热能力的提升作用要强于阻力的增加作用，亦能增强自然通风换热性能。计算求得的传热关系可作为后续系统分析的基础。
1 江绵恒, 徐洪杰, 戴志敏. 未来先进核裂变能——TMSR核能系统[J]. 中国科学院院刊, 2012, 27(3): 366-374 JIANG Mianheng, XU Hongjie, DAI Zhimin. Advanced fission energy program-TMSR nuclear energy system[J]. Bulletin of Chinese Academy of Sciences, 2012, 27(3): 366-374
2 Qualls A L, Cetiner M S, Wilson Jr T L. Advanced high-temperature reactor dynamic system model development[G]. ORNL/TM-2012/174
3 Zhou T, Peng C H, Wang Z H, et al. Application of grey model on analyzing the passive natural circulation residual heat removal system of HTR-10[J]. Nuclear Science and Techniques, 2008, 19: 308-313
4 霍海娥, 敬成君, 霍海波, 等. 网格划分对叉排管束摩擦阻力系数的影响[J]. 制冷与空调, 2013, 27(4): 319-324 HUO Hai’e, JING Chengjun, HUO Haibo, et al. Effect of mesh form on the friction coefficient of flow transversely eroding staggered tube bundles[J]. Refrigeration and Air Conditioning, 2013, 27(4): 319-324
5 Incropera F P, Dewitt D P, Bergman T L, 等. 葛新石, 叶宏, 译. 传热和传质基本原理[M]. 北京: 化学工业出版社, 2012 Incropera F P, Dewitt D P, Bergman T L, et al. GE Xinshi, YE Hong, translated. Fundamentals of heat and mass transfer[M]. Beijing: Kluwer Academic Publishers, 2012
6 Zhang B, Shan J Q, Jiang J. Simulation of heat transfer of supercritical water in obstacle-bearing vertical tube[J]. Nuclear Science and Techniques, 2010, 21: 241-245
7 刘敏珊, 杨帆, 董其伍, 等. 流体横掠管束模拟中壁面函数影响研究[J]. 热能动力工程, 2010, 25(5): 497-501 LIU Minshan, YANG Fan, DONG Qiwu, et al. Study of the influence of wall surface functions in simulating a fluid laterally sweeping a tube bundle[J]. Journal of Engineering for Thermal Energy and Power, 2010, 25(5): 497-501
8 王涵. 复杂条件下通道内自然对流换热的数值模拟[D].哈尔滨: 哈尔滨工业大学, 2010 WANG Han. Numerical simulation of the natural convection in channels under complex conditions[D]. Harbin: Harbin Institute of Technology, 2010
9 李晓伟, 张丽, 吴莘馨, 等. 高温气冷堆余热排出系统空冷塔内流场数值计算[J]. 核动力工程, 2011, 32(3): 58-62 LI Xiaowei, ZHANG Li, WU Xinxin, et al. Numerical simulation of flow field in cooling tower of passive residual heat removal system of HTGR[J]. Nuclear Power Engineering, 2011, 32(3): 58-62
10 Zukauskas A A, 著. 马昌文, 居滋泉, 肖宏才, 译. 换热器内的对流传热[M]. 北京: 北京科学出版社, 1986 Zukauskas A A. MA Changwen, JU Ziquan, XIAO Hongcai, translated. Convection heat transfer in the heat exchanger[M]. Beijing: Beijing Science Press, 1986
11 杨建锋, 陈贵冬, 曾敏王, 等. 旁路挡板对连续螺旋折流板换热器壳侧流动换热影响的数值模拟研究[J]. 工程热物理学报, 2013, 34(8): 1530-1533 YANG Jianfeng, CHEN Guidong, ZENG Minwang, et al. Effects of by-pass damper on shell side flow and heat transfer performance of a heat exchanger with continuous helical baffles[J]. Journal of Engineering Thermophysics, 2013, 34(8): 1530-1533
CLCTL364
Performance analysis of the air cooling tower for nitrate natural circulation loop
LIN Chao1,2CAI Chuangxiong1WANG Kai1HE Zhaozhong1CHEN Kun1
1(Shanghai Institute of Applied Physics, Chinese Academy of Sciences, Jiading Campus, Shanghai 201800, China)2(University of Chinese Academy of Sciences, Beijing 100049, China)
Background: Nitrate natural convection loop (NNCL) was designed to study the heat transfer behavior and corrosion behavior of direct reactor auxiliary cooling system (DRACS). DRACS is residual heat removal system of Advanced High-Temperature Reactor (AHTR) whilst the air cooling tower is the ultimate heat sink of DRACS. The structure of salt-to-air heat exchanger and the design of cooling tower are important in determining performance. Purpose: The aim is to study the performance on air cooling tower of nitrate natural convection loop, and finalize the optimization design. Methods: Based on the FLUENT software and structure model of the cooling tower, numerical simulations are carried out to study the heat transfer performance of NNCL. Results: The results show that the by-pass flow will reduce the heat transfer ability. The capacity of heat transfer can be enhanced by installing of the by-pass damper, and 3-layer by-pass damper can increase the capacity of heat transfer by as much as 100%. Conclusion: Numerical simulation can provide some basis for optimizing heat transfer performance of the air cooling tower, and increase the by-pass damper design is necessary to effectively avoid the by-pass flow of air heat exchanger.
Air cooling tower, Forced air circulation, Natural air circulation, Computational fluid dynamics (CFD), By-pass dampers, Enhanced heat transfer
TL364
10.11889/j.0253-3219.2014.hjs.37.120601
中国科学院战略性先导科技专项(No.XDA02050100)资助
林超，男，1989年出生，2012年毕业于南华大学，现为硕士研究生，研究领域为反应堆热工水力
陈堃，E-mail: chenkun@sinap.ac.cn
2014-08-25，
2014-10-11
