散裂中子源超临界低温氢循环用氢氦换热器设计

沈 惬 王国平 张 玙 陈环琴 孙大明* 何 昆 金 涛

(1浙江大学工学部 杭州 310027)

(2中国科学院高能物理研究所东莞分部 东莞 523803)

(3杭州中泰深冷技术股份有限公司 杭州 311402)

1 引言

中国散裂中子源工程(China Spallation Neutron Source，简称CSNS)是中国正在建设的高通量脉冲式中子源［1-2］。其初始束流设计功率为100 kW，计划稳定运行后通过技术升级再提升至200 kW，建成后将进入世界四大散裂中子源行列。

现代核物理实验亟需安全稳定的低温环境。中国散裂中子源工程的低温系统设计是由氦制冷系统冷却氢循环系统，再使用超临界氢循环在慢化器中慢化中子［3］。氢循环冷却系统中，为保持安全的工作条件和稳定的冷却效果，将氢保持在1.5 MPa高压下，超过临界压力1.29 MPa，避免发生沸腾。如此，氢在整个循环过程中既具有了液氢的热容，保持了冷却强度，又保证不会产生气泡，避免了压力波动及汽蚀等不安全因素。超临界氢循环的工作温度在20 K温区，由氦气通过布雷顿制冷循环进行冷却。两者间的良好换热是高能中子慢化器正常工作的基础保障。

板翅式换热器在低温工程应用上具有多种优势。它的结构紧凑，单位体积的换热面积可达1 500 m2/m3以上，比常规列管换热器能高出一个数量级［4］。因其流道小而多，相同承压需求下所需的壁面材料厚度就能减少，又进一步使得换热器自身显得轻巧而牢固。板翅式换热器常用材料为铝。铝的热导率在常规材料中仅次于铜，而屈服强度是RRR100纯铜的5倍。在板翅式换热器中，因翅片高度较小，铝的翅片效率已非常接近于1，在传热效率上相对铜的劣势较小，而在强度上又保证了换热器的轻巧特性。因此，板翅式换热器大多是由轻薄铝翅片板钎焊成型。在低温工程的应用中，低温部件都需要进行保温绝热，保温材料的使用使得设备实际体积比核心工作区更大。板翅式换热器紧凑的特性使得其不仅减少了换热器自身的体积和材料用量，还在保温结构上得到了额外的节约，而耐压的特性又尤其符合低温工程的需求。因此，为保证散裂中子源工程中氢氦换热器的高效换热，板翅式换热器以其紧凑、耐压特性成为优选方案。

板翅式换热器的翅片分为平直翅片、锯齿翅片、多孔翅片以及波纹翅片等。根据不同的换热需求，可挑选相应的翅片进行设计。

板翅式换热器的传热计算从以下方程进行求解:

(1)传热方程

式中:K为总传热系数，W/(m2˙K);ΔT为传热温差，A为传热面积。

(2)热平衡方程

(3)总传热系数的计算

式中:K2为以流体2的换热面积计算的总传热系数;α1、α2分别为两流体的对流传热系数，W/(m2˙K);η1、η2分别为两流体的翅片效率，A1、A2分别为两流体的换热面积，m2。

板翅式换热器内流体的对流传热系数及压降［5］，可使用以下公式计算j因子和f因子:

对于平直翅片Re=400¯10 000:

对于锯齿翅片Re=300¯7 500:

对于多孔翅片Re=400¯10 000:

Vimentin（++）、DOG1（+）、NSE局灶（+）、CD34血管内皮细胞（+）、Ki-67约20%（+），Myoglobin、Actin、Desmin、S-100、CD117、CK-P、Inhibin 均为（-）。

MUSE是化工领域广泛使用的大型通用流程模拟软件Aspen旗下的一个组件，专门用于板翅式换热器的设计［6］。本文针对散裂中子源工程低温系统的氢氦换热器的运行工况，使用MUSE软件进行了相应的板翅式换热器工程设计，分析其中传热系数、温度分布、压降等的变化及影响规律，最终确定出了设计方案。

2 氢氦换热器设计

2.1 氢氦换热器设计工况及换热器初选

该氢氦换热器的设计工况如表1所示。根据工况可初步判断，换热器两侧流体均为单相流体，换热过程不发生相变。根据流体所处物性状态点判断，换热形式将属于液-气换热的换热形式。这种换热形式一般会由于气体侧的传热系数较小而受到制约。锯齿形翅片对气侧换热的强化尤为显著，因此优先选用。选取的翅片参数见表2。

表1 氢氦板翅式换热器的设计工况Table 1 Design conditions of He-H 2 plate-fin heat exchanger

表2 板翅式换热器翅片的选择Table 2 Selected fin geometry for plate-fin heat exchanger

2.2 氢氦换热器设计计算及方案对比

MUSE可调用Aspen的物性数据库，对换热过程进行精确的求解。将上节所述的计算条件输入MUSE软件，其中物性方程选用Peng-Robinson方程，并尝试3种压降限制方案以对比其结果，方案设置见表3。

表3 三种求解方案的允许压降设置Table 3 Pressure drop restrictions for three schemes

对于MUSE根据3种方案的设计计算结果，主要选用以下参数进行对比分析:(1)结构尺寸参数，即换热器的长、宽、高，以及有效长度、有效宽度等。(2)压降分布数据，即换热器沿程相对入口压力的压力损失情况。(3)温度分布数据，即换热器沿程温度分布规律。(4)传热系数分布数据，即换热器沿程的传热系数分布规律。

2.2.1 结构尺寸参数

MUSE软件依据表3的3种压降限制方案，分别计算得到了3个计算结果。它们的结构尺寸参数对比列于表4。对比可见，方案2与方案3基本一致，说明氢流道允许压降的提升对计算影响较小。方案1与后两者的主要区别在于换热器长度更长，宽度更窄，高度更低。由于氦气侧的允许压降更高，方案1使用了更少的层数和更小的换热面积达到了相同的换热量。3种方案换热器的大小对比示意图见图1。

表4 三种方案的结构尺寸参数Table 4 Geometric parameters for three schemes

图1 三种方案的换热器大小对比示意Fig.1 Heat exchanger dimension comparison among three schemes

2.2.2 压降分布数据

图2 三种方案的压降分布Fig.2 Pressure drop distributions for three schemes

MUSE计算得到的各方案的流道沿程累计压降分布见图2，横坐标为该位置相对氦气入口端为起点的距离。压降数据列于表5。由压降分布曲线对比可知，方案1相比于后两者，两种流体均承受了更高的压降。这源于方案1的窄长型结构，截面积的减小使得流速增大，进而增大了流动阻力。与此同时，增大的流速也使得方案1的换热更为充分，从而使得方案1较后两者需要更小的换热面积。另一方面，方案2与方案3的氦侧压降曲线重合，并且都对设置的允许压降10 kPa略有超出，说明10.52 kPa已经是氦气侧达到换热要求的最小压降。而液氢侧压降较小，距离所设压降限制较远，因而在氦气侧允许压降被限定到极限时，改变液氢侧允许压降的值对方案的参数计算影响较小。以上对比可以看出，氦气侧的压降限制主导了换热器结构尺寸参数的计算。

表5 三种方案的压降Table 5 Pressure drop for three schemes

2.2.3 温度分布数据

由于设计目标锁定了流体的进出口温度，且逆流换热的流体的温度分布呈对数函数形式，因此3种方案下的温度分布曲线会基本一致。图3展示了3种方案下壁面、氢、氦三者的温度随相对位置的分布。相对位置的定义为该点相对氦气入口端的距离与换热器全长之比。如前文所述，方案1在氦侧的压降略高，相应会有传热系数的提升，因而在图线中体现为温度分布曲线较其它方案略为凸起，即在同一相对位置上，氢氦之间的温差比其它方案略小。方案2与方案3因结构参数的相近，壁面温度、超临界氢温度、氦气温度3条曲线在图中相互重合。

图3 三种方案的温度分布Fig.3 Temperature distributions for three schemes

2.2.4 传热系数分布数据

图4所示为3种方案下的两侧流体的对流传热系数分布曲线。同由压降数据做出的推论一致，方案1中两种流体的对流传热系数较方案2、3更高。此外，氢侧的对流传热系数数据在2 000¯3 000(W/m2˙K)，而氦侧的对流传热系数仅在800¯1 000(W/m2˙K)，直接说明了氦侧传热系数是制约换热器性能的主要因素。经分析，氦侧传热系数较低的主要原因有两个方面:(1)物性限制:氦气相对超临界氢具有较低的密度、较低的导热系数、较低的比热容;(2)压降限制:在物性的限制下，如果要使得氦气的对流传热系数达到和超临界氢相似，则应当通过减小流道、增大流速的方式进行补偿，然而氦气一方面质量流率更高，密度反而小，本身流速已经很大，而允许压降又限制了通过提升流速增强换热的途径。因此氦气的对流换热成为了该板翅式换热器性能设计的瓶颈。

图4 三种方案的传热系数分布Fig.4 Heat transfer coefficient distributions for three schemes

3 板翅式换热器的制造和检漏

由于本换热器的测试需要用到超临界氢循环，所以需要将冷箱系统安装完成后再开展实验测试。目前，换热器已经完成制造，换热器的实物照片如图5所示。氢氦工质易于发生泄漏，因此必须经过严格的换热器耐压、低温以及密封性能测试，相关测试步骤如下:

(1)液压试验。以无油洁净水进行液压检测试验，加压至2.5 MPa并保压30 min。要求检测过程中无渗漏，无可见变形，无异常声响。

(2)气压、气密检测。以无油干燥洁净空气进行气压检测，加压至2.4 MPa并保压30 min。要求肥皂水检查无漏气，无可见变形，无异常声响。再以1.92 MPa气密压力进行气密性试验，保压120 min，要求肥皂水检查无漏气，无可见变形，无异常声响。

(3)氦质谱仪检漏。正压试验结束之后，将换热器抽真空，进行第一轮氦质谱仪检漏。再将换热器浸于液氮槽内浸泡2 h，取出之后于水中复温，吹干后重复正压试验。之后重新抽真空，进行氦质谱仪的第二轮检漏。

图5 氢氦换热器实物照片Fig.5 Photo of H 2-He heat exchanger

氦质谱仪检漏过程中，需要分别检查两侧流道对外的漏率及内部互漏的漏率。其中，内部互漏测试中，选择B侧(氦气流道)充氦气，并从A侧(超临界氢流道)检漏。检漏过程中的漏率及真空度的变化见图6与图7。由图中液氮冷激前后的两轮检漏数据对比，可认为换热器A、B两侧分别在液氮冷激前后He检漏过程中漏率无显著变化。从检漏结果看，A侧的外漏率在10－10Pa˙m3/s量级，B侧的外漏率在10－8Pa˙m3/s量级，A侧较优。内部互漏的漏率与A侧的外漏率在同一量级。

图6 换热器的漏率变化情况(氦质谱仪检漏)Fig.6 Heat exchanger leak rate variation with time(detected by helium mass spectrometer)

4 结论

图7 检漏期间真空度变化情况Fig.7 Vacuum variation during leak detection

根据CSNS中子慢化器低温系统设计工况，选择板翅式换热器作为低温氢氦介质之间的传热部件。利用板翅式换热器商用软件MUSE进行了设计，计算了3种压降限制方案，并对计算所得的结构尺寸参数、压降分布数据、温度分布数据、传热系数分布数据进行对比。结果显示，在设计工况下，氦气侧的允许压降主导了换热器结构尺寸的设计。氦气侧的换热受到物性限制和压降限制，是换热器性能提升的瓶颈。所设计的板翅式换热器现已通过检漏测试。

1 王芳卫，梁天骄，殷文，等.散裂中子源靶站和中子散射谱仪的概念设计［J］.核技术，2005，28(8):593-597.Wang Fangwei，Liang Tianjiao，Yin Wen，et al.Conceptual design of target station and neutron scattering spectrometers for the Chinese Spallation Neutron Source［J］.Nuclear Techniques，2005，28(8):593-597.

2 韦杰.中国散裂中子源简介［J］.现代物理知识，2007(06):22-29.Wei Jie.Brief introduction to Chinese Spallation Neutron Source［J］.Modern Physics，2007(06):22-29.

3 王国平，肖剑，何昆，等.散裂中子源低温系统的概念设计［J］.低温工程，2009(5):27-30.Wang Guoping，Xiao Jian，He Kun，et al.Conceptual design of cryogenic system for Chinese Spallation Neutron Source［J］.Cryogenics，2009(5):27-30.

4 王松汉.板翅式换热器［M］.北京:化学工业出版社，1984.Wang Songhan.Plate-Fin Heat Exchanger［M］.Beijing:Chemical Industry Press，1984.

5 陈长青，沈裕浩.低温换热器［M］.北京:机械工业出版社，1993.Chen Changqing，Shen Yuhao.Cryogenic Heat Exchanger［M］.Beijing:China Machine Press，1993.

6 刘琴，金海波.MUSE软件在乙烯冷箱板翅式换热器设计中的应用［J］.深冷技术，2012(7):24-28.Liu Qin，Jin Haibo.Application of MUSE software in ethylene cold box plate-fin heat exchanger design［J］.Cryogenic Technology，2012(7):24-28.