一种换热器、反应堆模拟系统及其自然循环停滞再启动模拟实验方法与流程

本发明涉及一种换热器以及包括换热器作为蒸发器的模拟实验装置和方法，具体涉及一种换热器以及实现反应堆系统自然循环停滞再启动全部过程模拟的实验方法。

背景技术：

目前，国外尚未有开展反应堆自然循环停滞再启动模拟实验的相关报道。中国核动力研究设计院在已有的自然循环模拟实验基础上，开展自然循环停滞再启动模拟实验，目的是进一步探索和研究自然循环系统长期运行特性以及边界类问题。在自然循环停滞再启动模拟实验之前，必须解决初始条件模拟、边界条件模拟、以及自然循环停滞再启动边界判定如何量化等关键技术问题，建立自然循环停滞再启动模拟实验方法。本发明以上述关键技术问题为导向，提出了初始工况建立方法、热源模拟方法、自然循环停滞再启动边界判定准则，为开展自然循环停滞再启动模拟实验奠定了基础。

技术实现要素：

本发明的目的在于提供一种新的换热器结构以及一套实验装置和方法，解决反应堆自然循环停滞再启动模拟实验中涉及的初始工况建立方法、热源模拟方法、自然循环停滞再启动边界判定准则等关键技术问题。

为了实现上述目的，本发明的技术方案如下：

一种反应堆模拟系统，该系统包括稳压器、反应堆模拟体、堆芯模拟件、主管道进口阀门、蒸汽发生器模拟体、蒸汽发生器模拟体冷却系统、主泵和主管道出口阀门，所述稳压器连接反应堆模拟体，堆芯模拟件设置在反应堆模拟体中，所述的反应堆模拟体、主管道进口阀门、蒸汽发生器模拟体、蒸汽发生器模拟体冷却系统、主泵和主管道出口阀门依次连接，形成一个循环回路系统。

一种利用前面所述的系统进行反应堆自然循环停滞再启动模拟实验方法，其特征在于，包括如下步骤：

步骤一：初始工况模拟方法，解决了实验初始条件的模拟问题；

步骤二：热源模拟方法，解决了实验边界条件的模拟问题；

步骤三：自然循环停滞再启动边界判定准则，解决了自然循环停滞、再启动边界判定如何量化的问题。

作为优选，步骤一的具体实施如下：

启动稳压器使循环回路升压，开启主管道进口阀门和主管道出口阀门，启动主泵，启动堆芯模拟件，使回路继续升温升至反应堆停堆零时刻的热工工况；稳定一定时间后，关停主泵，所述堆芯模拟件切换至自动控制模式，从第一功率模拟反应堆功率曲线，投入蒸汽发生器模拟体冷却水系统，回路逐渐降温降压，当反应堆功率降至第二功率时，采集此时回路系统的热工参数，即可作为自然循环停滞再启动模拟实验的初始工况。

作为优选，稳定三十分钟后，关停主泵。

作为优选，第一功率时10MW，第二功率是500kW。

作为优选，步骤二的具体实施如下：

堆芯模拟件采用电热元件，根据第一功率的反应堆功率计算得到直流电流的数值，同样地，根据反应堆功率曲线可计算得到堆芯模拟件直流电流曲线，因此控制堆芯模拟件直流电流便可实现反应堆功率的高精度模拟，初始工况实验采用实时模拟，不需要对反应堆功率曲线的时间轴进行变换；在后续的自然循环停滞再启动模拟实验中，采用非实时模拟，通过对堆芯模拟件直流电流曲线的时间轴进行变换实现对反应堆功率曲线的时间轴变换，再根据变换后的反应堆功率曲线进行热源模拟。

作为优选，堆芯模拟件采用电阻为10mΩ的恒阻电热元件。

作为优选，步骤三的具体实施如下：

自然循环停滞再启动边界判定准则采用阻力判定准则，具体采用如下准则：

△p_f＝∑(△p_0，i+△ρ_ig△H_i) (1)

式中：Δp_f为回路摩擦压降；Δp_0，i为第i区间差压变送器示值；Δρ_i为第i区间的密度差，Δρ_i＝ρ_0，i-ρ_f，i，ρ_0，i为第i区间引压管内流体密度，ρ_f，i为第i区间回路热流体密度；g为重力加速度；ΔH_i为第i区间差压变送器引压管正负极高度差，ΔH_i＝H_i+1-H_i，H_i+1为第i区间引压管负极高度，H_i为第i区间引压管正极高度；

式中：Δp为回路基准摩擦压降，可取初始值；η₁为停滞临界比例值；η₂为再启动临界比例值；η₁、η₂与Δp的选取和回路特性有关。

具体判定方法如下：若Δp_f/Δp值从较大值降至η₁以下，则判定自然循环停滞；若Δp_f/Δp值从较小值升至η₂以上，则判定自然循环重新启动。

作为优选，η1＝0.2％，η2＝1％。

与现有技术相比较，本发明的具有如下的优点：

1)提供了一种新的换热器作为模拟实验的蒸发器，提高了换热系数。

2)采用本发明提供的系统及其方法，解决了实验中初始条件模拟、边界条件模拟和自然循环停滞再启动边界判定量化等关键技术问题。

3)初始工况模拟方法中，开展专门的初始工况实验，获得某一低功率条件下的热工工况，作为自然循环停滞再启动模拟实验的初始工况。有效地解决了两个问题：一是依靠实验手段获得高可靠性的初始工况，优于计算分析等技术途径；二是避免了每次自然循环停滞再启动模拟实验都要从反应堆停堆零时刻开始，大大地降低了实验的时间和成本。

4)热源模拟方法中，利用恒阻电热元件和直流电流控制技术保证和提高了反应堆功率曲线的模拟精度；初始工况实验采用实时模拟，不需要对反应堆功率曲线的时间轴变换；后续的自然循环停滞再启动模拟实验采用非实时模拟，可按照线性或非线性比例对反应堆功率曲线的时间轴进行变换，由于该过程的反应堆功率变化极为缓慢，因而基本不改变系统的热工水力特性。

5)自然循环停滞再启动模拟实验过程中，对于“低阻力”回路系统，其自然循环流量及其变化较大，可采用流量判定准则；对于“高阻力”回路系统，其自然循环流量先由一个微小量变为零、再由零变为微小量，已有流量计难以测量，不过，由于此类回路系统的阻力值较大，可基于压差和温度测量数据计算得到阻力值，本发明利用这一特点提出阻力判定准则，解决了这一技术难题。

6)采用新的反应堆模拟体。

附图说明

图1初始工况模拟方法示意图；

图2时间轴变换前的反应堆功率曲线；

图3时间轴变换后的反应堆功率曲线；

图4初始工况实验中的反应堆功率曲线；

图5为反应堆模拟体示意图；

图6是设置隔板后流体流动示意图；

图7是蒸发器换热管束的示意图；

图8是蒸发器换热管束的另一个结构示意图。

图1中：1-稳压器；2-反应堆模拟体；3-堆芯模拟件；4-主管道进口阀门；5-蒸汽发生器模拟体；6-蒸汽发生器模拟体冷却系统；7-主泵；8-主管道出口阀门。

图2中：9-时间轴变换前的反应堆功率曲线；10-时间轴变换后的反应堆功率曲线；11-初始工况实验中的反应堆功率曲线。

图3中，31、上封头，32、压力壳体中段，33、压力壳体下段，34、下封头，35、中段筒体，36、波纹管，37、下段筒体，38、堆芯模拟体，39、正极铜排，310、负极铜排，311、进口管道，312、出口管道，313中段空腔。

具体实施方式

下面结合附图对本发明的具体实施方式做详细的说明。

本文中，如果没有特殊说明，涉及公式的，“/”表示除法，“×”、“*”表示乘法。

图1展示一种反应堆模拟系统，如图1所示，一种反应堆模拟系统，该系统包括稳压器1、反应堆模拟体2、堆芯模拟件3、主管道进口阀门4、蒸汽发生器模拟体5、蒸汽发生器模拟体冷却系统6、主泵7和主管道出口阀门8，所述稳压器1连接反应堆模拟体2，堆芯模拟件3设置在反应堆模拟体2中，所述的反应堆模拟体2、主管道进口阀门4、蒸汽发生器模拟体5、蒸汽发生器模拟体冷却系统6、主泵7和主管道出口阀门8依次连接，形成一个循环回路系统。

一种利用前面所述的系统进行反应堆自然循环停滞再启动模拟实验方法，反应堆自然循环停滞再启动模拟实验方法包括初始工况建立方法、热源模拟方法、自然循环停滞再启动边界判定准则等，

包括如下步骤：

(1)初始工况模拟方法解决了实验初始条件的模拟问题。

反应堆功率从停堆衰减至自然循环停滞时的功率水平，通过需要几天甚至十几天的时间，在保证模拟的真实性和有效性的前提下，为了节约实验时间和成本，实验不是将反应堆停堆零时刻的热工工况作为初始工况，而是开展专门的初始工况实验，通过模拟反应堆停堆零时刻至某一低功率水平时的全部过程，获得某一低功率条件下的热工工况，作为自然循环停滞再启动模拟实验的初始工况。

(2)热源模拟方法解决了实验边界条件的模拟问题。

利用恒阻电热元件和直流电流控制技术，模拟热源即反应堆功率随时间的变化曲线；在不改变反应堆热工水力特性的前提，为节约时间和成本，实验会采用非实时模拟，此时还要对反应堆功率曲线的时间轴进行变换。

时间轴变换是指坐标变换，例如将时间轴即X轴按照线性比例缩小。通过时间轴变换，能够缩短实验时间，提高实验效率。

反应堆功率曲线是一个根据衰变热功率给定的曲线，实验中需要转化为电流曲线，本发明中的堆芯模拟件方案电阻值较为恒定，因而功率曲线容易转化为电流曲线，不像以前的方案需要实时采集功率数据，再闭环控制电流输出。

非实时模拟是指模拟中的时间比例不是1:1，例如优选模拟实验中用1个小时模拟原型24小时发生的物理现象及过程。而实时模拟是指模拟中的时间比例是1:1。

(3)自然循环停滞再启动边界判定准则解决了自然循环停滞、再启动边界判定如何量化的问题。

自然循环停滞再启动边界判定准则包括阻力判定准则和流量判定准则两种。其中，阻力判断准则以自然循环回路的摩擦压降大小作为判定标尺(如公式1～3所示)，通常适用于“大温差”系统；而流量判定准则以自然循环回路的流量大小作为判定标尺，通常适用于“低阻力”系统。

△p_f＝∑(△p_0，i+△ρ_ig△H_i) (1)

式中：Δp_f为回路摩擦压降；Δp_0，i为第i区间差压变送器示值；Δρ_i为第i区间的密度差，Δρ_i＝ρ_0，i-ρ_f，i，ρ_0，i为第i区间引压管内流体密度，ρ_f，i为第i区间回路热流体密度；g为重力加速度；ΔH_i为第i区间差压变送器引压管正负极高度差，ΔH_i＝H_i+1-H_i，H_i+1为第i区间引压管负极高度，Hi为第i区间引压管正极高度。

作为优选，公式中的各个区的Δp_0，i、ΔH_i是直接测量，ρ_0，i、ρ_f，i是根据测量的温度、压力得到，例如通温度和压力，通过查询数据库得到，或者将数据库设置在系统中自动计算得到。

式中：Δp为回路基准摩擦压降，可取回路摩擦压降Δp_f的初始值，即自然循环停滞再启动模拟实验初期摩擦压降Δp_f，优选实验开始10分钟的初始值；η₁为停滞临界比例值；η₂为再启动临界比例值；η₁、η₂与Δp的选取和回路特性有关。

具体判定方法如下：若Δp_f/Δp值从较大值降至η₁以下，则判定自然循环停滞；若Δp_f/Δp值从较小值升至η₂以上，则判定自然循环重新启动。

进一步具体实施方式如下：

如图1所示，初始工况实验具体实施如下：投入稳压器1使回路升压，开启主管道进口阀门4和主管道出口阀门8，启动主泵7，投入堆芯模拟件3，使回路继续升温升至反应堆停堆零时刻的热工工况；稳定三十分钟后，关停主泵7，堆芯模拟件3切换至自动控制模式，从10MW模拟反应堆功率曲线，投入蒸汽发生器模拟体5冷却水系统，回路逐渐降温降压，当反应堆功率降至500kW时，采集此时回路系统的热工参数，即可作为自然循环停滞再启动模拟实验的初始工况。上述初始工况实验中的热源模拟方法如下：堆芯模拟件3采用电阻为10mΩ的恒阻电热元件，根据10MW反应堆功率计算得到直流电流为31628A，同样地，根据反应堆功率曲线可计算得到堆芯模拟件3直流电流曲线，因此控制堆芯模拟件3直流电流便可实现反应堆功率的高精度模拟，初始工况实验采用实时模拟，不需要对反应堆功率曲线的时间轴进行变换。在后续的自然循环停滞再启动模拟实验中，采用非实时模拟，通过对堆芯模拟件3直流电流曲线的时间轴进行变换实现对反应堆功率曲线的时间轴变换，再根据变换后的反应堆功率曲线进行热源模拟。

以“高阻力”回路系统为例，采用阻力判定准则作为自然循环停滞再启动边界的量化判定准则，具体实施如下：如图1所示，采集稳压器1的压力数据，采集每一个设备、管道的进出口(可在设备和管道中间增加测点)温度数据，采集每一个设备、管道进出口(可在设备和管道中间增加测点)压差和高度差数据；基于上述采集数据，利用公式(1)计算得到自然循环回路各段的摩擦压降，例如某分成5段的回路在自然循环停滞再启动模拟实验初期摩擦压降Δp_f分别为5kPa、120kPa、60kPa、12kPa和1kPa，总摩擦压降为198kPa，此时回路流速为0.5m/s；经过一段时间后流速下降至0.02m/s，流量计无法监测，此时摩擦压降Δp_f分别为15Pa、186Pa、85Pa、18Pa和2Pa，总摩擦压降为306Pa；Δp_f/Δp＝0.155％<η1＝0.2％，可判定自然循环停滞了；再经过一段时间后，总摩擦压降上升至2.1kPa，Δpf/Δp＝1.1％>η2＝1％，可判定自然循环又重新启动了。

图5展示了本发明所采用的一种反应堆模拟体，如图5所示，所述核反应堆模拟体从上往下依次包括上封头31、压力壳体中段32、压力壳体下段33和下封头34，所述上封头31连接压力壳体中段32，所述压力壳体中段32连接压力壳体下段33，所述压力壳体下段33连接下封头34，所述压力壳体中段32内设置中段筒体35和波纹管36，所述中段筒体35下端连接波纹管36；所述压力壳体中段32的内壁和中段筒体35外壁、波纹管外壁之间限定了中段空腔313。

压力壳体下段33内设置下段筒体37；下段筒体37内设置堆芯模拟体38；所述压力壳体中段32设置进口通道311，所述中段筒体35上设置出口通道312，所述出口通道312延伸到压力壳体中段32的外壁外；所述堆芯模拟体38包括电加热元件314；

流体由进口通道311流入，流过中段空腔313后，进入下段筒体37，流经堆芯模拟体38并加热，后依次通过波纹管36及中段筒体35，最终经出口通道流出。

为了适用前面的试验要求，所述的进口通道311和出口通道可以设置两个，分别对应蒸汽发生器37和38。

作为优选，流体是去离子水。

作为优选，所述上封头31与压力壳体中段32之间、压力壳体中段32与压力壳体下段33之间以及压力壳体下段33与下封头34之间通过法兰连接。

本发明的上封头31、压力壳体中段32、压力壳体下段33和下封头34可以拆卸进行替换，如压力壳体中段和压力壳体下段高度可调以实现不同流道长度的需求；中段筒体，波纹管，下段筒体内外径可调以实现不同堆芯流通面积的需求。因此便于模拟不同工况的核反应。

作为优选，所述压力壳体中段32、压力壳体下段33为圆形结构，所述的中段筒体35与压力壳体中段32在横截面上为同心圆的结构；所述的压力壳体下段33和下段筒体37也是在横截面上为同心圆的结构。

作为优选，下段筒体37外壁为圆形截面，内壁为方形截面。优选为正方形截面。通过设置内壁为方形结构，便于电加热元件的分布，保证加热均匀。

作为优选，下段筒体37沿着上下方向设置分隔板。通过设置分隔板，使得流体的流程分为至少两部分。流体在下段筒体内先在一侧从上向下流动，然后再进入另一侧从下往上流动，或者使流体先从外部从上往下流动，然后从中间从下往上流动。如图3所示。

作为优选，所述堆芯模拟体38包括电加热元件。

作为优选，电加热元件是多组，所述多组电加热元件采用串联的方式连接，电加热组件间通过导电铜线相连。

堆芯模拟体中电加热元件的组数以及每组电加热元件的数量及单根电加热元件的外径均可调节以满足不同表面热流密度需求。

作为优选，沿着流体的流动方向，将电加热元件单位长度的电加热功率W设置为流体流动路径S的函数，其中S是距离流体进入堆芯模拟体入口的长度，即W＝F(S)，F’(S)>0，其中F’(S)是F(S)的一次导数。

上述的电加热功率的变化，实际上就是沿着流体的流动方向上，单位长度的电加热功率逐渐升高。通过上述的电加热功率的规律变化，可为极大的提高流体的换热效率，通过实验发现，在相同的总功率下，能够提高15％左右的换热效率。通过理论分析，发现采用上述的规律变化，类似于换热器中的逆流换热。

作为优选，F"(S)>0，其中F"(S)是F(S)的二次导数。沿着流体的流动方向上，单位长度的电加热功率逐渐升高的幅度越来越大。通过实验发现，在相同的总功率下，上述的设置能够提高8％左右的吸热效率。

作为优选，流体在堆芯模拟体38流动的总路径长度为S_总，流体在堆芯模拟体出口位置的单位长度的电加热功率为W_后，则在流体进入堆芯模拟体入口的长度s处的单位长度的加热功率为w＝W_后*(s/S)^a，其中a是系数，1.23<a<1.34。

上述的关系是通过大量的数值模拟及其实验获得的，通过大量的实验得到了验证。通过上述的关系进行功率分配，能够使得流体的热量吸收达到最佳的效果。

作为优选，1.28<a<1.30。

作为优选，随着s/S增加，a逐渐减小。

作为优选，所述堆芯模拟体8包括多组电加热元件，所述多组电加热元件之间是串联结构。

作为对于前面加热规律的具体实施方式，作为优选，所述电加热元件分为多段，沿着流体的流动方向，不同段的加热功率逐渐增加。通过上述的优化的设计，便于加工。

所述电加热元件采用电阻加热的方式。

作为优选，所述电加热元件为棒状电阻。

作为优选，所述电加热元件为电阻丝。

作为优选，所述电加热元件为串联结构，所述电加热元件(作为优选一个或者多个棒状电阻或者一个或者多个电阻丝)沿着流体的流动方向，电加热装置的外径越来越小，即电加热装置越来越细。通过上述的优化设置，达到电加热装置不同位置的发热功率不同，从而提高电加热的效率。

作为优选，沿着流体的流动方向，电加热装置外径变小的幅度越来越大。

通过采用外径变化，达到电加热装置不同位置的发热功率不同。

作为优选，电加热元件的外部形状为抛物线的形状。

作为优选，所述蒸发器发生器模拟体5是一种换热器，所述换热器包括壳体和设置在壳体内的传热管束51，所述传热管束51沿着竖直方向设置。所述从反应堆模拟体2出来的流体进入传热管束51。通过传热管束51加热壳体内的水来形成蒸汽。

作为优选，如图7所示，所述传热管束5外壁向下部延伸的金属杆5-1，所述金属杆5-1端部为尖状结构5-1-1。

作为优选，如图7所示，所述金属杆5-1与传热管束5外壁面的夹角A是30－60度，进一步优选为40－45度。

换热管5外部设置端部为尖状的杆，可以在气液两相流的流动中，一方面可以破坏层流底层，并且增加传热面积进行强化传热，而且因为是杆，流动阻力小，也不会增加壳程的流动阻力，而且通过设置尖端部，能够刺破气液两相流中的气泡，实现扩大气液界面以及气相边界层并增强扰动。因此通过设置尖状的杆，大大的提高了管程侧的换热系数。

作为优选，所述金属杆5-1为多个，金属杆3-1的分布密度M作为高度H的函数F(H)，即M＝F(H),在同一根换热管束上，F’(H)>0，其中F’(H)是F(H)的一次导数。即沿着高度方向，所述的金属杆3-1的分布密度越来越大。因为沿着流体的流动方向，上部的气液两相流中的气体也越来越多，因此通过有规律的设置多个尖状金属杆3-1，可以进一步提高换热系数，节约材料。通过实验发现，有规律地设置金属杆3-1的分布密度，能够增加20％左右的换热效率，而且还能降低5％左右的流动阻力。

作为优选，F"(H)>0，其中F"(H)是F(H)的二次导数。即沿着高度方向，所述的金属杆3-1的分布密度越来越大的幅度不断的增大。在实验中发现，气体的增长不是随着距离线型的增长，而且呈增加式的增长，因此通过设置上述的规律变化，进一步提高换热效率。

作为优选，金属杆5-1包括连接换热管束的倾斜部分5-1-2和与倾斜部分5-1-2相连并且与换热管束平行的平行部分5-1-3。所述的尖部5-1-1设置在平行部分5-1-3的端部。

通过设置平行部分5-1-3，可以使尖部5-1-1直插冷却流体的流动方向，提高换热效果。

作为优选，如图8所示，所述倾斜部分5-1-2与换热管束管壁的夹角A为45－70度，优选为55－60度。

通过上述优选的夹角，使得阻力较小的情况下，实现很好的换热效果。

虽然本发明已以较佳实施例披露如上，但本发明并非限定于此。任何本领域技术人员，在不脱离本发明的精神和范围内，均可作各种更动与修改，因此本发明的保护范围应当以权利要求所限定的范围为准。