8积分235热交换器设计(论文DWG图纸外文翻译文献综述开题报告)（说明书+图纸+三维）全套
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8积分235热交换器设计(论文DWG图纸外文翻译文献综述开题报告)（说明书+图纸+三维）全套,积分,235,热交换器,设计,论文,DWG,图纸,外文,翻译,文献,综述,开题,报告,说明书,三维,全套
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摘要摘要蒸汽发生器是高温气冷反应堆的主要设备之一。高温反应堆产生的热量被氦气冷却剂吸收，在蒸汽发生器中传递给二次回路。氦气自上而下流过发生器，水在外力作用下进入发生器并产生水蒸汽自下而上流过传热面管束。蒸汽发生器的传热面由多头螺旋管组成。螺旋管束有很多优点：它可以充分利用换热器的空间；没有急剧的弯曲，不会增加气或水侧的压力损耗，同时也简化了工艺，减少了焊点；对受热膨胀有很好的适应性；有很高的传热系数。在很多工业领域中，螺旋管式热交换器都得到广泛的应用，它可适用于单相流体、蒸汽以及可压缩流体的流动。螺旋管束可用于化学反应器、储藏罐和一些核反应发生器。在大规模的能源动力系统中，它还可用作太阳能集电器的接受器。多头螺旋管式换热器在换热面结构设计、传热和压降计算方面报道的文献较少。本文从实际工程设计出发，对多头螺旋管式换热器的设计进行了研究，提出了多头螺旋管束受热面结构的设计方法，推荐了螺旋管内外的传热系数和压降的计算关系式。根据所提出设计方法和螺旋管内外的传热系数和压降的计算关系式对260MW蒸汽发生器进行了设计计算。关键词热交换器，传热，压降，螺旋管- III -目录ABSTRACTThe steam generator is one of the important equipments in the high-temperature gas-cooled reactor. The heat generated in the high-temperature reactor and absorbed by the helium coolant is transferred the secondary circuit in steam generator. The helium flows downward through the steam generator. The water is forced into the steam generator and the resuting water/steam flow is directed upwards through the heating surface bundles. The heating surface of the steam generator is composed of several helically wound tubes(helicoils).There are a number of obvious advantages in banks of helical tubes: they permit a very good utilization of the expensive casing volume; they do not require sharp tube bends，which increase the pressure loss on the steam/water side and which also may impose manufacturing problems or may require additional welds; and finally， they exhibit high heat transfer coefficients. Many industries use helically and spirally coiled heat exchanger tubes for single-phase， evaporating， and condensing flows. Coils are used in chemical reactors， storage tanks， and on some nuclear stream generators. In a new application， a coiled tube has been proposed for the receiver of a concentrating-type solar collector in a large-scale power generation system.Referenses on design of heated surface structure、calculation of heat transfer and pressure drop for heat exchanger with multi-start helical coiled tubes are less. Design method of the heat exchanger with multi-start helical coiled tubes is researched to meet of engineering practice. The structure design of multi-start helical tubes bundle is present. The correlations to caculate heat transfer coefficient and pressure drop for the inside and out side of helical coild tubes are commended.Key Word:heat exchanger，heat transfer， pressure drop，helical coiled tubes 目 录摘 要 Abstrct 第一章 绪 论 11.1课题的研究背景及意义 11.2换热器的发展和现状 31.2.1换热器概述 31.2.2换热器研究工作进展 41.3本课题要完成的工作 5第二章 多头螺旋管式蒸汽发生器的设计方法 6 2.1设计原则及基本工作原理 62.2 换热面结构的设计方法 72.3 设计计算步骤11第三章 关于设计的推荐公式 12 3.1总传热系数 12 3.2 管外（壳侧）放热系数ho 133.3.1 无变时的放热系数 163.3.2有相变时的放热系数 163.4.1摩擦阻力压降计算 183.4.2 局部阻力压降计算 193.4.3重位压降计算 203.4.4加速压降计算 203.5管外侧压力损失 223.6 多值性的校验 223.7管间脉动的校验 233.8节流圈的选取 26第四章260MW高温气冷堆蒸汽发生器的设计 27 4.1设计参数 27 4.2结构设 27 4.3 260MW高温气冷堆蒸汽发生器设计计算书 284.4 计算二次侧回路阻力 354.5 计算一次侧回路阻力 374.6 校核脉动 384.7 校验静态水动力特性 394.8 受热面螺旋管束结构参数 394.9 传热系数U计算表 40结 论 42致 谢 43参考文献 44附 录 46第1章绪论第1章 绪论1.1 课题的研究背景及意义当今世界，能源是一个国家国民经济发展的基础和前提，在自然资源开采日趋减少的今天，能源发展趋向于多元化。其中核能作为一种潜力很大的能源，在当今世界多数国家得以发展。一些发达国家的核电消费量在整个电力消费量中已占有相当大的比重。1942年，意大利科学家费米亲自主持了美国芝加哥大学建成的世界上第一座核反应堆，从而揭开了原子核能时代的序幕。原子核能的和平利用在二战后的50年代开始，经过试验性原子核反应堆阶段到20世纪90年代，人们不但可造出1MkW的核电站用反应堆，而且在这方面已形成了一个综合性的高技术工业部门。可见，核电发展的脚步相当迅速，核能作为一种新能源替代品，将受到越来越多国家的重视，正由发达国家向发展中国家扩展。随着核电本身安全性的提高，积累了5000堆年(一座堆运行一年为一堆年)的运行经验以及新一代更为安全、经济的先进堆的推广使用和人类对核不扩散的共识，都将认为核电技术是成熟的，并且是一种可靠经济的能源。总之，核电的大力、迅速发展，使之会成为下个世纪的首选能源。根据OECD(欧洲经济合作发展组织)1989年报告称，世界上有25个国家的429座核电站正在运行中，并且另外有105座正在建设中1。核反应堆，其主要类型:1、根据引起燃料核裂变的中子的能量，可分为快堆、中能堆、热堆。2、根据所用燃料的种类，又可分为铀堆、钚堆、钍堆和混合堆。3、根据用于慢化中子的材料，分为轻水堆、重水堆、石墨堆及有机介质堆。4、根据目的和用途，分为动力堆、生产放射性同位素堆2。目前国外已实际使用的热中子转换堆有以轻水作慢化剂和冷却剂的轻水堆，以石墨作慢化剂的石墨堆和以重水作慢化剂的重水准。轻水堆是世界上应用最广的堆型。又分为压水堆(PWR)、沸水堆(BWR)两种类型，这两种均采用普通轻水作慢化剂，低浓度二氧化铀制成芯块，装入锆包壳内作燃料。在已投入运行的轻水堆中，其中压水堆占到65%，沸水堆占到35%。石墨反应堆采用石墨作为慢化剂，其中投入运行的石墨堆中有58%用二氧化碳作为冷却剂，其余42%用轻水作冷却剂。仅苏联采用此堆型，而其他国家均未采用。重水堆，由于重水价格昂贵，目前仅在加拿大建造即坎杜型(CANDU)重水堆，以开然铀作燃料，重水作为慢化剂和冷却剂。高温气冷堆(HTBR)是美国开发的一种新堆型，采用氦作冷却剂，铀和钍的氧化物作燃料。钠冷快中子增殖堆(FBR)，1951年始创于美国，有关核专家预测，这种堆型是取代目前正广泛被采用的压水堆的又一新堆型。目前只有法国、俄罗斯、美国、日本、德国等少数国家拥有此种堆型3。高温气冷反应堆是在低温堆的基础上发展起来的，是改进型气冷堆的进一步发展。高温气冷反应堆内选择了在化学上呈惰性且热工性能好的氦气作冷却剂。燃料元件采用全陶瓷型的热解碳涂敷颗粒，这是高温气冷堆的一项技术突破，这样就允许燃料包壳在1000以上的高温下运行。石墨被用作慢化剂兼堆芯结构材料。这样堆芯出口温度提高到750以上甚至可达9501000，堆芯功率密度达68MW/m3，用于发电的热效率可达40%左右，而用于高温供热时总热效率可达60%以上。高温气冷堆还具有一次回路放射性低，易于维护和检修，具有安全性高，事故安全性好，对环境放射排放量少等一系列优点4-5，所以这种堆型越来越受到世界各国的高度重视。自高温气冷反应堆发展以来，作为高温气冷反应堆动力装置关键设备之一的蒸汽发生器也获得了很大的发展。其特点是一回路介质采用高热工参数的氦气，入口温度高达750左右，使之产生高参数的蒸汽，压力为17MPa，温度为540与火电站的参数基本相同，因此蒸汽循环的热效率与先进火电站相近，可达40%左右。蒸汽发生器是高温气冷反应堆动力装置中的主要设备之一，它的作用是将一次回路冷却剂的热量传递到与之隔绝的二次回路的介质，进而产生蒸汽，它是并联分隔一、二次回路的关键设备，是一、二次回路的枢纽，它的工作可靠性及安全可靠性直接影响到核动力装置的经济性、工作性能和安全可靠性。一旦蒸汽发生器发生爆管事故，将迫使核电站停运，电厂直接经济损失和社会效益损失可达数亿元人民币。同时还使反应堆一次回路中的放射性物质泄露到二次回路中，最终外逸到环境中，造成环境污染，直接威胁人类的生命安全。因此蒸汽发生器的结构设计、材料选择、制造工艺、运行操作和维护检修等必须十分重视。在采用一体化布置的高温气冷堆中，为了使预应力混凝土压力容器体积不致过大，蒸汽发生器应尽量紧凑，严格限制受热面空间布置，并要求其具有较高的功率密度。因此，一体化布置的高温气冷堆主要选用直流型多头螺旋管式蒸汽发生器。由于螺旋管具有占地面积小、传热系数大、结构紧凑、易于清洗、污垢热阻小等优点，不仅在核反应堆，而且在直流锅炉、急冷锅炉、各种石油化工设备中的换热器，热交换器都有相当广泛的应用6-8。因此本文得到的结果不仅适用于高温气冷反应堆的蒸汽发生器，而且适用于各种工业设备中的螺旋管式换热器和螺旋管式热交换器。1.2 换热器的发展和现状1.2.1 换热器概述热交换器是工业生产中重要的单元设备，根据以往的统计，热交换器的吨位约占整个工艺设备的20%，有的甚至高达30%，其重要性就可想而知。目前，应用最广泛的换热器为管壳式热交换器。此外，还有板式热交换器、板翅式热交换器、螺旋板式热交换器等。管壳式热交换器包括固定管板式、浮头式、U型管式、滑动管板式、填料函式热交换器等。管壳式热交换器虽然在热交换效率、紧凑性和金属消耗量等方面不及其他形式的热交换器，但它具有结构坚固、可靠性高、适应性大、用材范围广等优点，仍得到广泛的应用。为了适应温度和压力对介质的腐蚀要求，在上述基础上变形的也很多；如利用工艺流程中产生的余热生产高压蒸汽的废热锅炉，就是个节能型热交换设备，在工业生产中应用很广。近年来，我国的高温高压热交换器，在材料、结构和制造方面都取得了一定的进展。板式热交换器近年来也获得了较为广泛的应用，板式热交换器有其独到的优点，如高传热系数、多股流、可拆卸、清洗方便等，在纯碱行业中板式热交换器取代了效率低下的套管式热交换器而被广泛应用。目前，板式热交换器的主要薄弱环节是受结构和密封胶条所限，尚不适宜于高压和高温场合。另外，结构类似于板式热交换器的“冷箱”。即钎焊的铝合金板式热交换器，在国外已有压力为8MPa左右的冷箱产品，而国内只有低压级的，与国外尚有一定的差距9。板翅式换热器是我国60年代自行开发的新型高效热交换设备，以其优良的性能，被广泛应用于空分设备、石油化工设备、工程机械和宇宙空间技术等工业部门。使我国成为继英、美、日之后第4个生产板翅式换热器的国家。30年来，我国板翅式换热器技术取得了显著进步。1962年杭州制氧机研究所列题开展了板翅式换热器的试验研究；1966年研制工作由试验室转向工业性试验和试制；1969年首次生产了210mm110mm1100mm切换板翅式换热器，成功地应用于KL-15型移动式制氧车上，随后在大、中型空分设备上得到迅速的推广。1979年开封空分设备厂程典工程师研制成功锯齿型翅片冲床技术，荣获国家二等发明奖。同年，杭州制氧机集团公司向联邦德国林德公司转让翅片冲床技术和许可证，这是我国机械工业首次向西方发达国家提供的技术转让。1983年杭氧和开封两厂先后开发大型和中压的板翅式换热器，并于1985年同时荣获国家优质产品银质奖，使我国板翅式换热器技术水平达到了一个新的高度。1991年杭氧集团引进美国SW公司大型真空钎焊炉和板翅式换热器制造技术，于1993年成功开发了8.0MPa石油化工用高压铝制板翅式换热器，使我国产品成功地走向国际市场。1.2.2 换热器研究工作进展10为了改善热交换器的性能，提高设备结构的紧凑性等，在“六五”、“七五”、“八五”期间国内大专院校、科研、设计、制造、使用单位进行了许多研究开发工作。（1）传热管的强化研究工作：为了同时扩大管内、管外的有效传热面积或强化传热，将传热管的内外表面轧制成各种不同的表面形状，并使管内、管外流体同时产生湍流，提高传热管的性能。另一方面为改良传热管的表面性能，使之既符合传热机理的要求，又能充分发挥其特点，将沸腾传热管表面制成多孔状，使气泡核心的数量大幅度增加，促进传热膜系数的提高，并且其还有良好的抗污垢能力。（2）在管壳式热交换器内挡板的改善上，为了提高壳程的传热膜系数，增加介质的湍流性，防止介质走短路，华南理工大学、兰州石油机械研究所和中国石化局洛阳石化工程公司等开发了折流杆结构，取得了可喜的成果，已在生产中广泛应用。壳程的传热膜系数，对热交换器传热系数的提高，影响颇大。一般热交换器的壳程传热膜系数由于介质流速低，湍流形成困难等，其数值不高，折流杆结构可以减少热交换器的传热面积，降低热交换器的吨位。（3）近年来热管技术也有较大的应用，它具有效率高、压降小、结构简单、紧凑等优点，用在热交换器上取得了较好的效果。南京华工大学等在这一领域中做了较多工作。（4）为了避免管内外表面污垢的生成，在传热管的内外表面上涂以涂料层，可以起到少结垢的作用，这样就可以使传热管的内外表面维持较低的热阻。目前，涂料层的使用温度不高，南京第二化工机械厂在研究开发耐更高温度的涂料层做了不少工作。（5）为了减轻高温高压的气流冲刷和腐蚀的破坏作用，除了上面提到的在管板上堆焊合金层外，亦可在传热管头采用保护措施，以降低由于高温高压气流冲刷，导致热应力、热疲劳和高温腐蚀或金属脆化。在传热管的管头，即传热管与管板的连接处，有多种保护措施，在生产中已得到应用1.3 本课题要完成的工作1、采用保持传热管的螺旋上升角和径向相对节距一定，通过调整螺旋盘管头数和轴向相对节距的方法来设计多头螺旋管束受热面结构。2、推荐螺旋管内单项流体和汽水两相流体以及管外气体横向冲刷管束的换热系数计算关系式。3、推荐螺旋管内单项流体和汽水两相流体以及管外气体横向冲刷管束的压降计算关系式。4、根据以上设计和计算方法对260MW多头螺旋管式蒸汽发生器进行设计计算。- 47 -第2章多头螺旋管式蒸汽发生器的设计方法第2章 多头螺旋管式蒸汽发生器的设计方法2.1 设计原则及基本工作原理蒸汽发生器是核动力装置中的重要设备，进行蒸汽发生器的方案设计与技术设计必须慎重，必须考虑其经济性、安全性和工作性能。下面是有关经济性、安全可靠性的一些基本原则。选用合理的一、二回路介质和流速。提高流速一方面使水阻力增加，泵耗功率增加，另一方面使放热系数增大，传热面积少，蒸发器可更紧凑。所以应根据降低泵功耗和减小传热面积的要求来选择流速。一回路载热剂流速通常取35m/s，二回路过热蒸汽流速对于低压一般取3050m/s，对于中压一般取2030m/s。传热管的管径和管长对传热性能有很大影响。减小管径，增加管长可提高传热系数，减小传热面积。但一回路阻力也增加，应通过计算求出最佳的管径和管长。提高蒸汽参数可提高核动力装置的热效率。在自然循环蒸汽发生器中将传热器设计成带有一体化预热器结构，也可提高装置的热效率。目前蒸汽发生器的工作压力多在6.5MPa左右，有的工作压力提高到8.0MPa，与此相对应的载热剂压力为15.517.5MPa。采用改变一回路平均温度的运行方式，对自然循环蒸汽发生器是有利的。当负荷降低时使平均一回路负荷亦降低。可避免二回路侧压力急剧升高现象，从而可减少筒体壁厚。管极是蒸汽发生器的重要部件，其制造成本对蒸汽发生器有重大影响。在结构设计上应尽量减小管极的直径和厚度，这样就可以减小筒体和封头的尺寸。总之，在设计蒸汽发生器时，要考虑一、二回路两种工质的种类和参数，正确地选用结构方案、材料、传热管的尺寸、最佳传热系数以及载热流体等，取得蒸汽发生器的最佳技术和经济指标。图2-1是具有代表性的多头螺旋管式换热器示意图。蒸汽发生器是一回路冷却剂，把从反应堆获得的热量传给二回路工质水，产生蒸汽的热交换设备就是蒸汽发生器。本次设计的蒸汽发生器为立管式内直流螺旋管式蒸汽发生器。一回路工质是氦气，二回路工质是水，它们都是强迫流动。从反应堆来的高温高压氦气从上向下进入螺旋盘管间隙和在管内流动的水进行换热，放热后降低了温度的氦气再由泵打回反应堆吸热。水由泵打入螺旋管内，依次通过预热段、蒸发段、过热段产生品质合格的蒸汽送往汽轮机高压缸，在高压缸做完功的蒸汽被送往蒸汽发生器再热，再热后的蒸汽送往中压缸、低压缸作功，做完功的蒸汽排入凝汽器，被冷却水冷却成凝结水和补给水一起被泵打到蒸汽发生器中重新加热。图2-1多头螺旋管式换热器示意图2.2 换热面结构的设计方法多头螺旋管式热交换器是由与中心柱同心的多头螺旋管圈组成。传热管的缠绕方向在各传热盘管中相反，所有换热面由三块辐射状支撑板支撑。一般传热管直径为1530mm，因此这种热交换器的传热部分是由细传热管缠绕组成，其特征是在小容器中有极大传热面积。采用这种螺旋管式热交换器时一般高压流体在管内流动，低压流体在管外流动，通过管壁进行热交换。多头螺旋管热交换器中传热管在中心柱和套筒之间，呈螺旋状依次缠绕数层。一般情况下为了保证所设计的换热器结构紧凑，同时保证传热管的受热均匀性，减少各个传热管的热偏差，所以尽可能使每根传热管的长度基本相同。要使每根管的长度基本相同，有以下几种螺旋管束结构可以实现。1、保持传热管的螺旋上升角和轴向节距ST一定，使每一螺旋管层中螺旋管的头数M与螺旋直径D成正比，即有不均匀的径向节距ST。2、保持传热管的螺旋上升角和径向节距一定，调整螺旋盘管层中螺旋管的头数和轴向节距，即有不均匀的轴向节距。3、保持径向节距和轴向节距一定，调整螺旋盘管层中螺旋管的头数，在这种情况下螺旋上升角有小的变化。在上述方法中：方法1有不均匀的径向节距，当气体在管外横向冲刷管束时，势必造成流场有不均匀的分布，使速度分布也不均匀，最后造成热负荷的分布不均匀，管子产生热偏差。方法3给设计者协调轴向节距、螺旋上升角以及管子头数带来很大困难。方法2则正好克服了以上两种方法的缺点，径向节距的相等使得热负荷较为均匀，螺旋上升角相同，使协调轴向节距和管子头数较容易。通过分析比较，方法2较好。因此，下面主要论述方法2的螺旋管束结构设计方法。径向节距是根据传热管束的紧凑性和管外侧阻力确定的。径向相对节距ST/d小，一方面使管外侧的气体流速增加，风机功率增加；另一方面使管外侧放热系数增大，传热面积随之减小，换热面布置得更加紧凑。所以应根据降低风机功耗和减少传热面积的要求来选择气体流速，从而选择合理的径向节距。推荐选择径向相对节距为1.41.8左右，气体流速为1525m/s。螺旋上升角是根据螺旋直径、螺旋盘管的头数及轴向节距而确定的。它通过调整每一螺旋盘管层中的轴向节距和螺旋管头数来保证，螺旋上升角为： （2-1）螺旋上升角大约在25为宜，螺旋盘管的缠绕通常是从内侧盘管向左绕，向右绕，向左绕这样相互交替。在螺旋管束数目一定的条件下，如何选择螺旋盘管的头数非常重要。螺旋直径越大，其导程也就越大，为了保证有相同的管子长度，螺旋盘管的头数应该是变化的。每一螺旋盘管的头数应大于或等于内层的头数，小于或等于外层的头数。最内层螺旋盘管的头数应该根据管子的头数、长度、螺旋直径、径向节距和轴向节距来综合考虑。如果螺旋盘管头数过多，势必使螺旋管束直径小而管束高度大，反之亦然。以后各层的头数应根据轴向节距来定，使轴向节距在合理的范围内。轴向节距随管子长度、管束高度、螺旋上升角、螺旋直径和螺旋盘管的头数而变化。为保证每个螺旋管的长度基本相同，势必使每一螺旋盘管层中有不均匀的轴向节距。在管子长度和管子高度一定的条件下，导得轴向相对节距为 （2-2） （2-3）推荐选择轴向相对节距的变化范围在1.4-1.8之间。在实际设计中，SL、ST、M、是相互联系，相互制约的，要进行综合考虑，使之均能达到最佳值。 （2-4） （2-5）式中，L为螺旋管长度，m；n为轴向方向管子排数；h为螺旋管导程，m；H为管束高度，m；d为管子外径，m。由上述结构设计方法构成的盘管层所组成的管束，其管外侧流道的形式因圆周方向的位置不同而变化。如图2-2所示的盘管层同心布置成图2-3所示的管束，其传热管的布置如图2-4所示。从图中可以看出，螺旋管束的排列既不是理想的顺列布置也不是理想的错列布置，而是顺列和错列的组合排列布置。这样，多头螺旋管式蒸汽发生器的壳侧流道构成就成为管子布置为顺列、错列组合排列的管外流动流道。图2-2盘管层 图2-3盘管层组成的管束 图2-4传热管布置Gilli12用下式表示多头螺旋管式热交换器管束错列、顺列组合排列的有效通流面积Aceff （2-6）当时：（2-7）当时： （2-8）其中：，。为实验数据，一般取=0.3。式中，Dd套筒直径，m；Dc中心柱直径，m。根据以上螺旋管束设计方法，就可以进行螺旋管缠绕了。首先必须知道传热面积，根据任务书给出的热功率，先假设一个传热系数，由传热方程，（其中为热功率，为传热系数，为最佳面积，为传热温差）计算出传热面积。其中传热温差可根据任务书上工质进出口温度得出。计算出传热面积后，再根据设计的传热管外管径计算出传热管数目及长度，就可以初定管束结构了。为了保证螺旋管长度基本相同，就得保持传热管的螺旋上升角和径向节距ST一定。结构初步确定的正确与否，要靠热力计算和水力计算来验证。热力计算是根据初步确定的结构，确定传热系数及蒸汽发生器各部件（预热段、蒸发段、过热段）的传热面积，看其是否与假设相符合，否则重新假设。水力计算是计算工质流道的水力阻力，根据水力阻力计算结果可以算出各段的压降，用以检验热力计算的正确与否。2.3 设计计算步骤1）估算传热系数；2）估计传热面积；3）初步确定管束结构；4）建立热工水力计算模型；5）计算管束阻力；6）校核传热系数；7）校核传热面积；8）校核管束阻力；9）校核管间脉动；10）确定管束结构。第3章关于设计的推荐公式第3章 关于设计的推荐公式3.1 总传热系数在实际热交换器中，高温流体和低温流体被固体壁面分开，现考虑高温流体在管外，低温流体在管内的情况。管内、管外污垢层的污垢系数分别用ri和ro来表示，如果考虑微小长度dx，则 （3-1） （3-2） （3-3） （3-4） （3-5）在稳定状态下通过热量Q是相等的，因为污垢物质的厚度通常很小，所以污垢物质的直径D1、D2认为分别等于管内径di和管外径d，则上面各公式相加可得 （3-6）如果管外表面积为A，则，于是，而 （3-7）u叫总传热系数，管平均直径D用式（3-8）表示 （3-8）32 管外（壳侧）放热系数hoGilli12从流体与直管群错流流动时的放热系数推算出流体在由螺旋管组成的管束管外侧放热系数： （3-9）应用范围：为2000105，为0.110。式中，Geff为有效质量流速，kg/m2s；，分别为如下修正系数：传热管倾斜（螺旋上升角）修正系数： （3-10）式中，表示流体实际流动方向和与传热管垂直轴之间的夹角角度如图3-1，角表示盘管中心线方向OA与流体的实际流动方向0F之间的夹角，用式（3-11）计算： （3-11）式中，为盘管层组成的管束特性数。螺旋管式换热器左缠和右缠盘管交替布置时，因此。在仅由左缠和右缠中任何一个缠绕方向盘管组成的换热器时，。图3-1与倾斜管错流流动管排数修正系数： （3-12）式中，是流动方向的管排数，时，所以实际的螺旋管换热器中，不需要此修正系数。管子排列修正系数：在螺旋盘管组成的管束中，流道是由顺列和错列混合布置构成的，如图3-2。图中从0（顺列）到（规则错列）连续地变化。（不规则错列）内的修正系数，应该成为图3-3（a）所示的流动方向布置间距为的规则错列布置时的修正系数，和图3-3（b）所示流动方向的布置间距为（）的规则错列布置时的修正系数的函数。当时顺列布置，当时为规则错列布置。核算时可以取修正系数（取从式3-14中求得）和修正系数（取从式3-14中求得）的算术平均值，即： （3-13）其中， （3-14）E=0 E=E E=SL/20ESL/2图3-2由盘管层组成的管束的流道构成（b）（a）图3-3流动方向布置间距3.3.1 无相变时的放热系数即单项水和过热蒸汽的强迫对流传热放热系数按以下推荐公式计算，Rogers14提出下式作为螺旋管内流体从层流向紊流过渡的临界雷诺数： （3-15）式中，为管子内径，m。Schmidt15提出式（3-15）作为螺旋管内层流流动的放热系数： （3-16） （3-17）Rogers14提出下式作为计算螺旋管中紊流流动的放热系数： （3-18）式中，分别为努塞尔特数，雷诺数和普朗特数。上两式中的定性温度为流体的平均温度。3.3.2 有相变时的放热系数两相强制对流蒸发区的放热系数及相应的传热量按文献16的推荐，由下式确定 （3-19）式中，和分别为对流放热系数和核沸腾放热系数；为壁面温度，；为流体温度，；为饱和温度，。在饱和沸腾下，于是，式(3-19)可化简为 （3-20）饱和沸腾和两相强制对流蒸发，这两种传热机理统一用chen17的公式计算放热系数： （3-21） （3-22） （3-23）上两式中，为壁面过热度，；为与对应的蒸汽压力变化；分别表示液体和气体的密度，kg/m3；为液体的汽化潜热，kJ/kg；为质量含汽率。为别为雷诺因子和抑制因子，由文献16给出的实验曲线求得。管内压降关系式工质在管道中流动产生的压降包括：流动压降(包括摩擦阻力压降和局部阻力压降)、加速压降和重位压降。因此每一小段工质的压降按式(3-24)计算: (3-25) (3-26)式中：、每一小管段总压降、重位压降、加速压降，Pa；、流动阻力压降、摩擦阻力压降、局部阻力压降，Pa。3.4.1 摩擦阻力压降计算1 单相流体摩擦阻力压降计算螺旋管内单相流体摩擦阻力压降按式（3-27）计算： (3-27)式中，为管内压力损失，Pa；为螺旋管内摩擦阻力系数；为质量流速，kg/m2s。正确的选取摩擦阻力系数对于计算摩擦阻力值有决定性的意义，本文推荐下面的公式计算20-21：当时： (3-28)其中，当时： (3-29)当时： (3-30)临界雷诺数用文献19推荐的公式计算： (3-31)2 两相流体摩擦阻力压降计算我国水动力计算标准22推荐下式作为计算螺旋管内汽水混合物压力损失的计算公式： (3-32)式中，为螺旋管内汽水混合物摩擦阻力压降，Pa；为摩擦阻力损失校正系数，按下式计算：当G=1000kg/m2s时，当G1000kg/m2s时， (3-34)3.4.2 局部阻力压降计算1. 单相流体局部阻力压降计算在蒸汽发生器中的局部阻力一般都处于自模化区，即与流体的数无关，因此可按式（3-35）来计算局部阻力损失： (3-35)式中：局部阻力系数；产生局部阻力处流体的比容，m3/kg。弯曲半径不变的螺旋管阻力系数按式（3-36）计算： (3-36)式中：直管的每米沿程阻力系数；螺旋管的总展开长度；系数，按不同的管子内径与螺旋半径之比和由线算图查取。2. 两相流体局部阻力压降计算两相流体局部阻力计算采用均相模型，汽水之间相对速度对局部阻力影响通过局部阻力系数来反映。两相流体局部阻力压降按式（3-37）计算： (3-37)式中：两项流体局部阻力损失系数；循环流速，m/s。汽水混合物通过弯曲半径不变的螺旋形管圈时，阻力系数按式（3-38）计算 (3-38)单项流体螺旋管阻力系数；摩擦阻力损失校正系数。3.4.3 重位压降计算1. 单相流体局部阻力压降计算重位压降又称重位压头，它是由于工质的重力作用而产生的压降。单相流体的重位压降可由式(3-39)计算： (3-39)式中：管子进出口之间的水标高差，m。3.4.4 加速压降计算1. 单相流体加速压降计算单相流体的加速度压降可按式（3-40）计算： (3-40)式中：、出口和进口截面上的工质的流速，m/s；、出口和进口截面上的工质的比容，m3/kg。加速压降的物理意义是通过计算管段的出口和进口的单位截面工质秒流量的动量差值。式(3-42)适用于沿流动方向管道截面不变的情况，对于不可压缩流体，只有当工质与外界有热交换时才产生加速压降。在低于临界压力时，加热和压力对水的比容变化影响很小，因此值也很小。对于过热蒸汽，加热和压力变化对比容变化有一定的影响，但值与其它压降值相比数值也较小。因此，对于低于临界压力的单相流体可以不计其加速压降。在超临界压力锅炉的大比热区，工质受热后比容变化较大，特别在热负荷较高时相对较大。因此，当单侧加热时如管子热负荷大于460kw/m2或双侧加热时热负荷大于230kw/m2以及当工质焓值小于1700kJ/kg时，应按式(3-40)计算加速压降的值。图3-4汽水混合物分相模型示意图如图3-4，取一小段管子，长为。这时管子中水的质量为，管子中汽的质量，汽水混合物总质量为+，管子中汽水混合物体积，可方便的推出真实容积密度计算式(3-41)，即： (3-41)定义：。为截面含汽率，它的物理意义为：蒸汽占据管截面的份额。这时因此上式可写成： (3-42)汽水混合物在管屏、管内流动时因垂直标高不同而引起的压力差，称为重位差压，按式(3-43)计算： (3-43)2. 两相流体加速压降计算对于均相流体，加速压降可以按式(3-44)计算： (3-44)式中：饱和蒸汽比容，m3/kg；饱和水比容，m3/kg；管段出口质量含汽率；管段入口质量含汽率。 (3-45)3.5 管外侧压力损失Gilli12从与直管群列流动时的压力损失推算出盘管（螺旋管）组成的管束错列流流动的流体压力损失计算公式： (3-46)式中，为传热管倾斜（螺旋上升角）修正系数，用式（3-47）计算： (3-47)为管排修正系数，用式（3-48）计算： (3-48)为管子布置修正系数，与前述一样。3.6多值性的校验多值性的现象是指管子中的流量在一定条件下从一种稳定的流量变到另一种稳定的流量，从而造成很大的流量偏差或流动方向的改变。多值性产生的原因是管子的水动力特性（压差流量特性）呈多值曲线（即在一个压差下有几个流量）。管件在多值性区域工作，就不能保证受热面管内的流量，因此应避免出现或确定其可靠工作范围。本文推荐式（3-49）来进行多值性校验22，即若满足该式，则其水动力特性是单值的。 (3-49) (3-50)式中：管圈入口介质欠焓，kJ/kg；管圈入口节流圈阻力系数；汽化潜热，kJ/kg；管子的总阻力系数（不包括节流圈）；局部阻力系数之和；系数，按表3-1选取。表3-1系数表压力，kgf/cm2140233.7管间脉动的校验对进口欠热水出口为汽水混合物或过热汽的并联管束（或管屏）都要校验管间（或屏间）脉动，管间脉动和屏间脉动一样，其特点是管子或管屏的进口与出口流量作周期性的有规律的波动，而且进口流量与出口流量的波动相位差。大幅度脉动时进口流量的最低值可以减小到比正常流量小好几倍甚至可能达到负值（即发生倒流），换热器管子金属壁温也作大幅度的波动和升高，因此是一种不能容许的水动力异常工况。校验脉动的计算应在最低负荷（以及相应的工作压力）下进行。本文推荐采用动态蓄质量系数的方法来校验管间脉动22。1）计算方法：为校核并联蒸发管是否会产生脉动，需要算出管内动态蓄质量系数及阻力比，然后按图3-5确定蒸发管是处于稳定区还是脉动区。图3-5关系曲线2）动态蓄质量系数按式（3-51）计算： (3-51)式中：，kg/m3，kg/m3预热段入口密度，kg/m3过热段出口密度，kg/m3过热段平均密度，kg/m3饱和水、饱和蒸汽密度，kg/m3为进口介质欠焓，kJ/kg为过热段焓增，kJ/kg过热段和蒸发段吸热量之和， kJ/kgs介质流量，kg/s汽化潜热，kJ/kg3）阻力比按式（3-52）计算： (3-52)式中 水段压降，为流动阻力与重位压降之和，Pa；含汽段压降，为含汽段流动阻力与重位压差之和，Pa。高温气冷堆所采用的螺旋管蒸汽发生器，由于螺旋管管子各圈曲率半径的差异，热气流混合的不均匀以及其他结构、加工和安装中的偏差，都会造成并联管沸腾状况的偏差，从而引起管内汽液两相流的不稳定性，所以两相流体不稳定性问题，是设计蒸汽发生器传热管束的关键。本文推荐以下公式来预测不稳定性界限24： (3-53)式中：为加热负荷，kW/m2；为入口欠焓，kJ/kg；为压降，Pa。防止管间脉动、发生流动不稳定性的方法，可采用提高系统压力，增加系统进口节流，减小系统出口节流等措施。在设计中，可在系统入口加装节流圈，过冷水段采用小直径管子，蒸发段和过热段采用大直径管子来增加入口段压降，减小出口段压降，若热负荷一定，可提高设计的质量流速，使之不处于脉动区。3.8节流圈的选取25：在一个管屏中为了消除热偏差、脉动或多值性，要进行各种水动力可靠性校验，每一种校验计算都要得出最小必需的节流度数值，在设计中应采取这些计算结果中的最大数值（孔径最小）来决定节流圈尺寸。节流圈一般不宜装在管屏或管圈的出口处，因为这样会促使脉动并使多值性的特性更加恶化。只有在出口不汽化的向下流动的悬吊管中为便于排汽，或单项流体过热器管束中为了便于安装等特殊场合，才可在管子出口装设节流圈。节流圈应选用耐磨材料制造，为防止阻塞，最小孔径应大于8mm。260MW 高温气冷堆蒸汽发生器的设计第4章 260MW高温气冷堆蒸汽发生器的设计蒸汽发生器是高温气冷反应堆的关键设备之一，其结构与性能直接影响反应堆的安全运行。鉴于我国尚未发布核设备设计、制造规范，蒸汽发生器的设计主要参考美国机械工程师学会锅炉及压力容器规范(ASMEBPVC)第卷及当时国内发布的钢制管壳式换热器设计规定1983年版进行。4.1 设计参数表4-1蒸汽发生器的设计参数热功率MW260一次回路质量流量kg/s112.06氦气入口/出口温度700/253氦气压力bar70一次侧压力损失bar0.39二次回路质量流量kg/s101.3给水/蒸汽温度180/530蒸汽压力bar190压力损失bar204.2 结构设计结构形式的确定根据厂房总体布置，蒸汽发生器设计为立式。蒸汽发生器的型式很多，本设计选用逆流、单程、直流式。该蒸汽发生器传热面管束是由与中心同心的多头螺旋管圈组成。设计时取，为了保持蒸汽发生器外观和谐，螺旋管缠绕层数为28层，中心柱直径定为0.5m。缠绕管子时，第一层取3个头一起缠，根据计算出SL，进而算出相对轴向节距SL/d，当相对轴向节距小于1.4或大于1.8时，就开始换头缠下一层，并且为了保持传热的均匀性，第一层管子向左缠，第二层管子向右缠，如此一直缠到第28层。最内层螺旋管螺旋直径0.566m，最外层螺旋管直径2.348m，管束高度6.826m，共200根换热管子。所有传热面管束由三块辐射状支撑板支撑。4.3 260MW高温气冷堆蒸汽发生器设计计算书序号名 称符号单位公式或数据来源计算结果1热功率QMW见任务书 2602一次侧质量流量 M1kg/s经热工水力模型计算112.063氦气入口温度Th1OC见任务书7004氦气出口温度Th2OC见任务书 2535氦气压力Ph1bar见任务书706氦气出入口压差phMW见任务书0.037二次侧质量流量M2kg/s见任务书101.38给水温度T1OC见任务书1809蒸汽温度T4OC见任务书53010蒸汽压力P4MW见任务书1911二次侧压差pMW见热工水力模型（先算再校核）1.512螺旋管尺寸选用22213中心柱直径Dcm 设计0.514管束外层外径Dom管束排列结构参数2. 34815管束内层直径Dim管束排列结构参数0.56616套筒直径Dhm管束排列结构参数2.417径向相对节距St/ do管束排列结构参数1.518平均轴向相对节距Sl /do根据管束排列结构计算1.52919螺旋上升角 0管束排列结构参数320一回路有效截面比reff见附录计算书0.397621一回路有效面积Am2（Dh2-Dc2）reff 1.7222一回路平均温度TphOC（T1+T2）/2476.523氦气密度hkg/m370bar 476.5OC4.60824氦气流速w1m/sM1/hA2 14.2325氦气动力粘度hPa.s70bar 476.5OC36.610-626氦气导热系数hw/moc70bar 476.5OC0.29440927氦气普朗特数Prh70bar 476.5OC0.6649628氦气雷诺数Rehw1d0h/h32248.429管排数修正系数Fn管排数大于10130上升角修正系数 Fi计算131管子排列方法修正系数 Faeff查图1.01532氦气努塞尔特数 Nuh0.338FiFnFaeffReh0.61Prh0.333193.4133氦气放热系数 hw/m2ocNuhh/dO2588.2634螺旋管内径 dim0.01835二次侧质量流速 G1kg/m2sM2/（/4）di22001991.4336过冷段入口温度 T1OC见任务书18037过冷段入口压力P1MPa先假定后校核2138饱和水压力P2MPa先假定后校核20.639饱和水温度 T2OC查水蒸气表368.2640过冷段平均温度 TP1OC（T1+T2）/2274.1341过冷段平均压力Pp1MPa（P1+P2）/220.842过冷段平均动力粘度p1Pa.s20.8MPa 274.13OC10310-643过冷段平均导热系数p1w/moc20.8MPa 274.13OC61510-344过冷段平均普朗特数 Pr p120.8MPa 274.13OC0.81545(di / D）数见管束排列结构参数0.014646过冷段雷诺数 Rep1G2di/p13.4810-547过冷段努塞尔特数Nup10.023Re0.85Pr0.4（di/D）0.1712.848过冷段放热系数 h1w/m2ocNup1p1/dO2435449过热段出口温度T4OC见任务书53050饱和蒸汽压力 P3MPa先假定后校核见热工水利模型20.351饱和蒸汽温度T3OC20.3MPa367.03252过热段平均温度 Tp3OC（T3+T4）/2448.51653过热段平均压力Pp3MPa（P3+P4）/219.954过热段动力粘度p3Pa.s19.9MPa 448.516 OC2910-655过热段导热系数p3w/moc19.9MPa 448.516 OC90.0510-356过热段普朗特数 Prp319.9MPa 448.516 OC1.23557过热段雷诺数 Rep3G2di/p31.23610658过热段努塞尔特数Nu30.023Re0.85Pr0.4（di/D）0.12471.98459过热段放热系数 h3w/m2ocNup3p3/dO12428.58660蒸发段热负荷 q2kw/m2先假定后校核20061蒸发段平均压力Pp2MPa（P2+P3）/220.4562蒸发段放热系数 h2w/m2oc3（Pp20.14+1.8610-4 Pp22）q20.71.1631490063管子材料Cr18 Ni10 Ti64Cr18Ni10Ti过冷段导热系数1w/moc查表18.4665Cr18Ni10Ti蒸发段导热系数2w/moc查表20.066Cr18Ni10Ti过热段导热系数3w/moc查表22.167壁厚bm计算0.00268污垢系数hfw/m2oc查表3489069管子平均直径Dmm（do-di）/ln（do/di）19.9370过冷段传热系数U1w/m2oc1/U1=1/ho+ 1/hf+ bdo/1D+do/hfdi+do/hidi1602.471蒸发段传热系数U2w/m2oc1/U2=1/ho+ 1/hf+ bdo/2D+do/hfdi+do/hidi1744.9572过热段传热系数U3w/m2oc1/U3=1/ho+ 1/hf+ bdo/3D+do/hfdi+do/hidi1532.8373过冷段入口传热温差T1OC见热工水力计算模型7374饱和水点传热温差T2OC见热工水力计算模型68.7475饱和蒸汽点传热温差T3OC见热工水力计算模型177.96876过热段出口传热温差T4OC见热工水力计算模型17077过冷段对数传热温差Tm1OC（T1-T2）/ln（T2/T1）71.6878蒸发段对数传热温差Tm2OC（T3-T2）/ln（T3/T2）116.9279过热段对数传热温差Tm3OC（T3-T4）/ln（T3/T4）174.7780过冷段理论热负荷 q1kw/m2U1Tm1114.8681蒸发段理论热负荷 q2kw/m2U2Tm2204.0282过热段理论热负荷 q3kw/m2U3Tm3267.8983过冷段热功率Q1MW见热工水力模型93.1484蒸发段热功率Q2MW见热工水力模型58.8185过热段热功率Q3MW见热工水力模型107.8686过冷段理论受热面积 Ac1m2Q1/ q1810.9087蒸发段理论受热面积 Ac2m2Q2/ q2288.2688过热段理论受热面积 Ac3m2Q3 /q3402.689过冷段实际受热面积 As1m2Ac11.2973.0890蒸发段实际受热面积 As2m2Ac21.2345.9191过热段实际受热面积 As3m2Ac31.2483.1292过冷段管子长度 L1mAs1/（do200）70.43193蒸发段管子长度 L2mAs2/（do200）25.03794过热段管子长度 L3mAs3/（do200）34.96895过冷段实际热负荷 q1kw/m2Q1/ As195.7296蒸发段实际热负荷 q2kw/m2Q2/ As2170.0297过热段实际热负荷q3kw/m2Q3/ As3223.264.4 计算二次侧回路阻力序号名称符号单位公式或数据来源计算结果101过冷段入口水密度1kg/m31/v1 （v1=0.001111）900.09102饱和水密度2kg/m31/v2 （v2=0.0020654）484.17103过冷段平均密度plkg/m3（1+2）/2692.13104(di / R)数（di / D）/20.0292105过冷段雷诺数Rep146项求出3.4810-5106系数Clx1按Re （di / R）查图1.51107每米长阻力系数011/m1/4dilg（700di/k）2k=0.0080.9036108螺旋管过冷段阻力系数l1Cl101L196.1109螺旋管过冷段摩擦阻力pmcMPal1（G22/2gp1）10-40.285110螺旋管过冷段高度 H1m根据L1导程计算3.69111过冷段重位压降pzwMPap1g H10.025112过冷段加速压降pjsMPa（G22/g）0.5（v2-v1）0.0038113过冷段总压降pz1MPapmc+pzw+pjs0.3138114饱和蒸汽密度3kg/m31/v3 （v3=0.005952）168.02115过热段出口密度4kg/m31/v4（v4=0.0168447）59116校正系数0.8152117系数Cl2按Re （di / R）查图1.51118每米长阻力系数021/m1/4dilg（700di/k）2k=0.0080.9036119蒸发段阻力系数l2Cl202L234.16120蒸发段摩擦阻力pmcMPal2（G22/2gp2）10-4121蒸发段重位压降pzwMPap2g H20.0042122蒸发段加速压降pjsMPaG22/g）0.5（v3-v2）0.008123蒸发段总压降pz2MPapmc+pzw+pjs0.2922124过热段平均密度p3kg/m3（3+4）/2113.51125系数Cl3按Re （di / R）查图1.51126每米长阻力系数031/m1/4dilg（700di/k）2k=0.0080.9036127摩擦阻力系数l3Cl303L347.71128过热段摩擦阻力pmcMPal3（G22/2gp3）10-40.86129过热段重位压降pzwMPap3g H30.002130过热段总压降pz3MPapmc+pzw0.8624.5 计算一次侧回路阻力131氦气质量流速 G1kg/m2shw165.57132轴向平均管排数n计算203133传热管倾斜修正系数 Cicos-1.8cos1.3550.998134管排修正系数Cn1+0.375/n1.002135管子布置修正系数 feff同Faeff1.015136氦气侧压降phMPa3.2732 feff Ci Cn（nG21/2gh）0.0324.6 校核脉动序号名 称符号单位公式或数据来源数据137系 数a。/,-12.78138预热段蒸发段吸收热量QpeKJ/kg-iin1700.58139欠焓ighKJ/kgi- iin876.6140质量流量QKg/s112.06141汽化潜热KJ/kgi”- i651.756142系数x1x1x1=Q1/G-igh/2.302143扰动前容积焓率10.937144预热段平均密度sKg/m3（in+）/2700.12145过热段出口密度eKg/m357.78146过热段平均密度grKg/m3（e+”）/2107.69147过热段焓增igrKcal/kgie-i”213.82148扰动前含汽段平均密度h1Kg/m31”+(1-) ”179.2149蓄质量系数Bt1.2696150预热段压降ppMpa113项给出0.3138151蒸发过热段压降ppMpaps+pc1.0738152阻力比kpp/pe0.614153查图出在稳定区4.7 校验静态水动力特性154饱和水密度Kg/m3102项给出484.17155饱和蒸汽密度”Kg/m3114项给出168.02156系数CcKg/m3p14Mpa3157汽化潜热KJ/kg141项给出651.756158阻力系数l157.34159节流圈阻力系数jl108160系数AaKJ/kg（1+jl/z）7.46/C(/”-1)1262.96161欠焓ighKJ/kgighA876.64.8 受热面螺旋管束结构参数层数螺旋直径D（m）轴向距离Sl（m）轴向管排数n头数10.5660.031047200320.6320.034667197330.6980.038288178340.7640.031431217450.8300.034146200460.8960.036862150470.9620.031661216581.0280.033834202591.0940.0360061905101.1600.0318152156111.2260.0336252036121.2920.0354351936131.3580.0319242147141.4240.0334762047151.4900.0350281957161.5560.0320072138171.6220.0333652058181.6880.0347221978191.7540.0320712139201.8200.0332782059211.8860.031036 22010220.19520.03212221310232.0180.03320820610242.0840.03429419910252.1500.03538119310262.2160.03315120611272.2820.03413920011282.3480.03512619411管子总数 ：200根 轴向平均管排数n ：203管束高度 ：6.826m 单跟管子平均长度：130.436m上升角 ：3 0 4.9 传热系数U计算表项目 内容过冷段蒸发段过热段管外工质氦气氦气氦气管内工质水沸水蒸汽管外放热系数2588.262588.262588.26管内放热系数2435414900012428管子材料Cr18 Ni10 TiCr18 Ni10 TiCr18 Ni10 Ti管子导热系数18.462022.1总传热系数W/m2oC1602.41744.951532.83根据以上结构设计方法，建立热工水力计算模型（图4-1），通过查阅文献26-29所提供的各种计算参数，按照上述推荐公式，得出以下计算结果。现将主要设计参数及计算结果列于下表。 水侧 氦气侧 190bar 530 70bar 700 107.86MW 203bar 367.032 70bar 538 58.18MW206bar 368.26 70bar 441 93.14MW 70bar 253210bar 180 图4-1热工水力计算模型结论多头螺旋管蒸汽发生器是高温气冷反应堆动力装置中的主要设备之一，它的结构设计、材料选择、制造工艺、运行操作和维护检修等都十分重要。笔者通过阅读大量的参考文献，采用上述所提出的计算方法，经过反复试算，对260MW高温堆螺旋管式蒸汽发生器进行了设计计算。通过本课题的研究工作，得出以下结论：1 提出了多头螺旋管束受热面结构的设计方法，推荐采用保持传热管的螺旋上升角和径向相对节距一定，通过调整螺旋盘管中螺旋管的头数和轴向相对节距（既有不均匀的轴向相对节距）的方法来设计多头螺旋管束受热面结构。2 推荐了螺旋管内单相流体和汽水两相流体换热系数和压降的设计计算关系式，以及螺旋管外气体横向冲刷换热系数和压降的设计计算关系式。3 采用所提出的多头螺旋管束受热面结构的设计方法以及螺旋管内外传热与压降的关系式，对260MW蒸汽发生器进行了设计计算。笔者将本次设计的结果与文献30，31相比较设计结果合理，以上表明所提出的计算方法是合理和正确的。由于螺旋管具有占地面积小、传热系数大、结构紧凑、易于清洗、污垢热阻小等优点，不仅在核反应堆，而且在直流锅炉、急冷锅炉、各种石油化工设备中的换热器，热交换器都有相当广泛的应用。因此本文得到的结果不仅适用于高温气冷反应堆的蒸汽发生器，而且适用于各种工业设备中的螺旋管式换热器和螺旋管式热交换器。由于水平有限及时间上的限制，本文的工作只能到此为止，还有很多工作需要完善。目前，换热器已采用计算机辅助设计来进行结构方面的优化，对多头螺旋管式换热器进行软件技术开发将是笔者今后努力的方向。致谢致谢首先，我要衷心感谢我的导师张玲老师。本文是在张玲老师的严格要求和精心指导下完成的，文中的点滴都包含了张玲老师的心血。导师高尚的人格、渊博的学识和严谨的治学态度使学生受益匪浅。导师在百忙中一丝不苟地指导本文的完成，并认真审阅了全文，提出了很多中肯意见，对于论文质量的提高起了重要的作用。导师在求学深造之路上对学生的帮助，学生也是十分的感激，在此谨向导师张玲老师表示诚挚的谢意！参考文献1 OECD(The organition for Economic Co-operation and Development) Paris，Nuclear Energy in perspective，1989，12-192 .斯科洛夫等著,李耀鑫等译.反应堆材料学.北京:原子能出版社,19893 庄耀民译,新能源开发方案.北京:水利电力出版社,19894 Shepherd，L.R. The Future oj The High-Temperature Reactor，J.Br.Nuclear Engergy Society，Vol.16，No.2，April，1997.5 France，G.，et al，Desigh Features oj the Dragon Reactor Experiment.The Journal oj the British Nuclear Energy Society，Vol.5，No.3，PP，24
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