熱管式輻射器熱工水力優化分析

尹 皓，郭春秋，劉興民，岳芷廷，張 焱，鄒佳訊

(中國原子能科學研究院 反應堆工程技術研究部，北京 102413)

針對超高空或太空環境下飛行器排放廢熱的問題，由于空氣稀薄或處于真空狀態，通常采用輻射換熱的方式將熱量排出。常用方式有管道肋片式和熱管式輻射器[1-2]。其中，管道肋片式輻射器由于輻射肋片效率問題，會限制輻射器的散熱能力，而熱管式輻射器以較高的熱效率、無需依賴重力和較高的安全性等優點廣泛應用于空間飛行器和動力裝置[3]。在空間核系統中，前蘇聯科研生產聯合體“紅星”和物理動力研究院研制的TOPAZ-Ⅱ核動力裝置[4-9]采用了熱管式輻射器，前蘇聯機械制造中央設計局等多家研究機構研制的“葉尼塞”空間熱離子動力裝置[10]也采用了類似結構的熱管式輻射器。而美國研制的SPACE-R熱離子空間核系統和SNAP-10A反應堆則采用了熱管與高熱導率輻射片[11-14]。

本文以TOPAZ-Ⅱ核動力裝置所采用的輻射器為原型，進行優化設計與分析。為增加輻射面積，增加集流環的數量與熱管數量。在分析時，主要考慮冷卻劑流量與換熱量的匹配問題，盡可能使4根集流環溫度均勻以減小管道熱應力。通過熱工水力計算給出對結構優化的可行性建議。

1 熱管式輻射器結構與原理

通常熱管式輻射器主要承擔著排出反應堆多余熱量的作用，同時與支撐單元一起支撐著整個反應堆。TOPAZ-Ⅱ的整個輻射器系統包括冷卻劑回路管道、集流環和熱管等，如圖1所示。其中，冷卻劑回路管道又包含了堆芯出口管段、堆芯入口管段及各特征管道等。整個系統采用液態鈉鉀合金作為冷卻劑。

對TOPAZ-Ⅱ的輻射器現有結構進行改進設計，將原有的2段熱管增加至4段熱管，從而將輻射換熱面積增加了近1倍，將整個熱排放系統的排熱能力增加了近1倍。TOPAZ-Ⅱ原有1根集流環，上下兩段熱管均插入其中。現將集流環增加至4根，每段熱管單獨插入1根集流環中，如圖2所示。冷卻劑從堆芯流出后依次流入4根集流環，經過集流環后在下部的腔室匯合，然后向上流經電磁泵后再分為3支流入堆芯。輻射器的傳熱單元是熱管，冷卻劑流經集流環時與插入其中熱管的蒸發段進行換熱。熱管外部1/3圓周包有銅包殼，包殼外緣有翅片，2/3未包包殼。輻射器最終通過集流環表面、熱管外包殼和翅片共同向周圍環境輻射換熱將熱量排出。

圖1 TOPAZ-Ⅱ核動力裝置示意圖Fig.1 Schematic of TOPAZ-Ⅱ nuclear power unit

圖2 TOPAZ-Ⅱ熱管式輻射器改進示意圖Fig.2 Schematic of TOPAZ-Ⅱ heat pipe radiator after improvement design

輻射器排放的總熱量包括冷卻劑與熱管的換熱量、冷卻劑與集流環的換熱量。冷卻劑與熱管的換熱量包括翅片外表面和內表面的輻射換熱量、銅包殼的輻射換熱量、未包包殼熱管的輻射換熱量；冷卻劑與集流環的換熱量包括集流環內表面和外表面的輻射換熱量。

2 熱工水力計算方法

整個熱管式輻射器涉及管道結構復雜，同時集流環中插有熱管，集流環內部還有隔板等結構。整個輻射器涉及的換熱也多種多樣，既有輻射換熱又有對流換熱。采用自主開發程序的方式能靈活高效地計算熱工水力問題，但對于結構非常復雜的管道可能無法真實模擬其流動特性。采用商用CFD軟件(FLUENT)能較好地模擬流動，但若將全部模型進行三維模擬計算量巨大，效率降低。因此，采用FLUENT軟件與自主開發程序相結合的方法來對熱管式輻射器進行熱工水力計算。先利用FLUENT軟件模擬輻射器回路管道和集流環上的流量分配，再將該結果代入自主開發的RATHAL程序中計算冷卻劑溫度及換熱量。FLUENT軟件作為成熟的商用熱工水力分析軟件，現在越來越廣泛地應用于設計中，在此不做贅述。

RATHAL程序通過能量守恒和質量守恒方程聯立求解得到冷卻劑溫度分布。考慮了熱管的等溫性模型、集流環的對稱性模型、翅片的一維傳熱模型、單根熱管的熱量傳遞過程、冷卻劑與熱管蒸發段的對流換熱、熱管蒸發段到冷凝段的傳熱、冷凝段和包殼的傳熱、包殼輻射散熱、未包包殼冷凝段的輻射散熱、翅片的熱傳導、集流環的熱傳導、冷卻劑與集流管壁面的對流換熱、集流管外表面的輻射散熱、冷卻劑在集流管的壓降以及輻射器角系數的求解。該程序可計算整個熱管式輻射器的熱工流體力學性能，得到冷卻劑壓力和溫度的分布。其包含1個主程序和23個子程序，子程序均采用模塊化設計，可針對不同回路形式的熱管式輻射器進行計算，具有較好的通用性。其流程圖如圖3所示。

圖3 RATHAL程序流程圖Fig.3 Flow chart of RATHAL code

3 現有結構熱工水力計算

首先，利用FLUENT軟件對整個熱管式輻射器進行流量分配計算。建立幾何模型如圖4所示。

圖4 幾何模型Fig.4 Geometry model

進行網格劃分，在圓管段盡量采用結構化網格，在不規則的位置采用非結構化網格，以盡可能減小網格數量的同時又能保證網格質量。經統計，網格單元數為2 263 174，網格節點數為2 002 539。局部網格如圖5所示。

圖5 局部網格Fig.5 Partial mesh

劃分網格后，進行邊界條件的設置。由于主要目的是得到流量分配結果，因此僅模擬流體流動，不需打開energy模塊。入口設置為質量流量入口(1.8 kg/s)，出口設置為壓力出口(0 Pa)。運行工況為1個大氣壓。

冷卻劑壓力分布云圖和速度矢量圖如圖6所示。經計算得到集流環的流量列于表1。

圖6 壓力云圖和速度矢量圖Fig.6 Pressure contour and velocity vector

表1 流量分配結果Table 1 Flow distribution result

將該流量結果代入RATHAL程序中進行傳熱計算，得到集流環溫差(表2)。

表2 集流環溫差Table 2 Temperature difference of collector ring

由表2可見，4根集流環的進出口溫差相差較大，最高103.2 ℃，最低76.3 ℃，相差超過25 ℃。

4 設計優化

熱排放系統設計優化的目標是使每根集流環的流量與其輻射面積相匹配，使集流環間的溫差一致，以減小管道熱應力。根據RATHAL程序，計算4根集流環的輻射面積比例和散熱量分布列于表3。流量分配的理想情況是將總流量按輻射器面積比例分配到4根集流環上，具體列于表4。

表3 輻射面積與散熱量比例Table 3 Ratio of radiation area and heat emission

表4 理想情況流量分配Table 4 Ideal flow distribution

針對4根集流環上現在的流量分配與理想狀況的差距，考慮在第1根集流環的進口段處通過調節阻力系數的方式來改變4根集流環上的流量分配情況。在第1根集流環的進口段上取很短的一段，設為多孔介質，調節其中的慣性阻力系數項直至流量分配接近理想狀況。根據不斷試算，最終當慣性阻力系數為60 m-1時，計算結果與理想結果最為接近，其流量分配列于表5。

在實際工程中，考慮用突縮、突擴結構，即在第1根集流環入口段插入一段直徑較小的細管段，來實現上述計算中的流量分配計算結果。根據突縮、突擴計算公式[15]來反推細管段大小。

表5 優化后的流量分配結果Table 5 Flow distribution after optimization

突縮結構阻力系數：

k1=0.5(1-A2/A1)0.75

(1)

突擴結構阻力系數：

k2=(1-A2/A1)2

(2)

其中：A1為原進口管的橫截面積；A2為細管段的橫截面積。

總的形阻系數：

k=k1+k2

(3)

突縮突擴結構帶來的壓力變化：

(4)

其中：ρ為流體密度；v為流體速度。

根據優化后FLUENT模擬結果，壓力變化Δp為320 Pa，計算得阻力系數k=0.29，A2/A1=0.71。原管段的直徑為23 mm，初步估計細管段的直徑為19 mm即可滿足流量分配要求。

將改進后的流量分配結果分別代入RATHAL程序中進行熱計算，得到集流環的溫差列于表6。

表6 優化后集流環溫差Table 6 Temperature difference of collector ring after optimization

對比表6和表2的結果可看出，目前結構中流量分配會導致集流環之間的溫差較大，優化后則可很好解決溫差大的問題，4根集流環進出口溫差相差不超過2 ℃。

5 結論

熱管式輻射器的結構復雜，傳熱方式多樣。本文中采用CFD軟件與自主開發程序RATHAL相結合的方式對熱管式輻射器進行了熱工流體耦合計算并對設計進行了優化。

先對原結構進行流量分配計算，得到壓力云圖、速度矢量圖和流量分配結果，并采用RATHAL程序計算輻射器各集流環的溫差。由結果可見，原輻射器結構會導致4根集流環上的流量分配與理想情況差距較大，并且4根集流環進出口溫差相差較大，超過25 ℃。

然后，在第1根集流環入口處取一小段設為多孔介質，通過調節其阻力系數的方式使流量分配結果接近理想情況。最終當慣性阻力系數為60 m-1時，計算結果與理想結果最為接近。再將得到的阻力系數化為具體的突縮、突擴結構的值。通過計算，在第1根集流環入口采用19 mm的細管段即可達到較為理想的情況。將優化后的流量分配結果代入RATHAL程序，可看出優化后結果明顯好于優化前的，4根集流環進出口溫差相差不超過2 ℃。