小型NaK熱真空電磁泵熱控措施影響分析

陳 碩，劉 豐，畢可明，王建軍，劉天才,*

(1.中國原子能科學研究院 反應堆工程技術研究部，北京 102413；2.哈爾濱工程大學 核科學與技術學院，黑龍江 哈爾濱 150001)

熱真空電磁泵是針對熱真空環境條件設計的一類特殊電磁泵，其工作介質通常為液態堿金屬。與大氣環境中工作的電磁泵具有多種散熱途徑不同，熱真空電磁泵的唯一散熱途經是通過外壁向背景輻射換熱，其結果使得設備整體溫度很高[1]。高溫對熱真空電磁泵性能的影響是巨大且負面的，主要體現在工作效率、推重比、結構強度、耐壓等級、壽命等多方面，其中高溫對電氣絕緣材料性能的影響是工程上尤其關注的，它直接決定著熱真空電磁泵的使用壽命。因此，在技術可行的前提下，采取適當熱控手段，盡可能降低電氣絕緣部件溫度，尤其是勵磁線圈處的溫度十分必要。

國內外對電磁泵在熱真空環境下的溫度分布研究資料較少。宋德寬等[2]對圓柱形感應式鈉電磁泵自然對流下的三維溫度場進行了研究，認為在大氣環境下影響鈉電磁泵勵磁線圈及定子硅鋼溫度場分布的主要因素是泵溝內高溫鈉向其傳導的熱量，線圈自身產熱相對影響較小。董哲明[3]對電磁泵自身發熱進行了研究，得到線圈中導線電阻與溫度的關系。

本文針對中國原子能科學研究院研制的小型NaK熱真空電磁泵使用ANSYS CFX 16.2軟件進行三維建模，考慮主要熱源為泵溝內工質傳熱和線圈自發熱，忽略渦感加熱效應，以熱真空為環境條件，對電磁泵目前設計采取的熱控手段進行單項效應計算。

1 模擬對象

小型NaK熱真空電磁泵結構如圖1所示，包括泵溝、勵磁線圈、定子硅鋼和氣密外殼4個總成，氣密外殼內部充滿惰性氣體氦。電磁泵主要結構材料為奧氏體不銹鋼、陶瓷，功能材料主要為電工硅鋼、高溫電磁線、陶瓷纖維[4]。電磁泵工作時，熱量來源包括工質通過泵溝壁面向定子方向的熱量傳導、勵磁線圈的自產熱及金屬材料渦感產熱。為降低來自工質的熱流，泵溝的外壁面設置了高反射真空隔熱屏；為降低勵磁線圈的自產熱，導體載流被嚴格限制；為增強向背景環境的輻射換熱，氣密外殼壁面噴涂了黑體涂層；定子硅鋼軛部與氣密外殼在設計上有直接接觸，由于金屬接觸傳熱優于氣體，一定程度上提高了發射表面溫度。

a——流道；b——魚雷體；c——定子硅鋼；d——勵磁線圈；e——氣密外殼圖1 小型NaK熱真空電磁泵結構Fig.1 Structure of small NaK thermal vacuum electromagnetic pump

2 計算模型

2.1 幾何模型

幾何建模過程中的合理簡化可有效節約計算資源[5]，縮短計算時間。對電磁泵進行傳熱計算時，固體計算域主要包括泵溝、陶瓷內環、線圈、線圈陶瓷纖維側板、硅鋼、硅鋼壓條、硅鋼固定件、端側安裝板、端側定位法蘭、外殼、側端蓋等區域；流體計算域為固體結構內部填充的氣體空間與外部環境域。根據對傳熱過程的分析，主要簡化包括：勵磁線圈由金屬導體和電工絕緣物兩種固體材料組成，金屬導體與絕緣物之間接觸緊密且存在多層結構，對線圈直接建模會使模型變得極其復雜，網格數量激增，故將線圈等效為均質均勻體；定子硅鋼由多片厚度很薄的電工硅鋼片堆疊后壓緊而成，將其簡化視為一整體。簡化后的模型如圖2所示。

圖2 簡化模型Fig.2 Simplified model

在電磁泵中，硅鋼與外殼內壁面有一定接觸。考慮到實際運行過程中接觸形式的可能變化，以及對此區域進行幾何建模和網格劃分的便利性，將其接觸方式簡化為面接觸，并對硅鋼與外殼內壁面采用不同的接觸面積簡化方式。計算時采用的不同接觸面積示意圖如圖3所示。

a——100%接觸；b——60%接觸；c——30%接觸圖3 硅鋼與外殼內壁面的接觸情況Fig.3 Contact condition between silicon steel and inner wall of shell

為阻擋泵溝內高溫工質向定子及線圈方向的傳熱，泵溝中設計真空隔熱屏，如圖4所示，真空隔熱層厚0.3 mm、真空熱屏結構管厚0.5 mm。

圖4 泵溝橫截面Fig.4 Cross section of pump pipe

2.2 數學模型

電磁泵的溫度場與流場數值模擬屬于共軛換熱問題，可采用1組控制方程進行描述。流體穩定流動的控制方程[6]如下。

連續性方程：

(1)

式中：u為速度矢量；ρ為流體密度。

動量方程：

ρβ(T0-T)g

(2)

式中：p為壓力；ηeff為有效黏性系數，ηeff=ηf+η，ηf為湍流黏性系數，η為分子擴散造成的動力黏度；β為熱膨脹系數；T0為參考點溫度；T為總溫度；g為重力加速度。

能量方程：

(3)

式中：Sc為源項；Pr為普朗特數；Prk為湍流普朗特數。

固體域控制方程可表示為：

(4)

式中，λ為導熱系數。

在考慮輻射換熱時，本文采用離散坐標輻射模型[7]：

(5)

式中：r為位置向量；s為方向向量；s′為散射方向矢量；s為路徑長度；Kα為介質吸收率；KS為介質散射系數；I為輻射強度；T為局部溫度；Φ為相位函數；Ω′為立體角。

選用k-ε湍流模型模擬設備內部氦氣的自然對流，在近壁面則采用壁面函數法進行處理，其中主要參數均采用二階迎風格式離散。為保證穩定性情況下加速收斂，采用耦合隱式求解器進行求解。在計算過程中，針對不同工況通過調整時間步長以保證計算收斂。

2.3 網格敏感性分析

為保證計算速度和精度，固體域使用結構化網格，不規則部分及氣體域使用非結構化網格。網格質量會影響求解的準確性，固體域的網格劃分質量在0.6～1之間，氣體域的在0.3～1之間，整體網格質量較好。主要區域網絡劃分如圖5所示。

a——中間氣體域；b——定子硅鋼；c——泵溝圖5 主要區域網格劃分Fig.5 Mesh generation of main area

網格質量對數值傳熱求解結果有很大影響[8]，本文對關鍵區域的網格數進行了調整，對比分析了網格劃分數量對求解結果的影響。勵磁線圈及內部氣體區域的網格敏感性分析列于表1。

表1 網格參數設置Table 1 Mesh parameter setup

由表1可知，當固體域最小單元尺寸為1.5 mm且氣體域最小單元尺寸小于1 mm時，繼續增加網格數量，線圈溫度和氣體域溫度已無明顯變化，說明此時網格數量對計算結果的影響已十分有限。

3 邊界條件

除銅和硅鋼外，數值計算中使用的材料還包括不銹鋼、陶瓷、陶瓷纖維、填充惰性氣體，這些材料在常溫、常壓下的導熱系數列于表2。

表2 材料的導熱系數Table 2 Thermal conductivity coefficient of material

其他邊界條件設置還包括：1) 泵溝內工質入口溫度為500 ℃，輻射背景溫度為定溫70 ℃；2) 線圈與陶瓷纖維板之間、陶瓷纖維板與定子硅鋼之間接觸充分，忽略接觸熱阻，以單純熱傳導計算；3) 線圈自產熱設定為恒功率，額定功率每個線圈取32 W；4) 陶瓷、陶瓷纖維表面發射率均取0.85，硅鋼發射率取0.9，泵溝外壁和真空隔熱屏內壁發射率取0.1；5) 氣體域壓強取100 kPa，吸收及散射系數取0；6) 不銹鋼結構件之間接觸熱阻取1×10-5m2·K/W，不銹鋼與陶瓷構件之間接觸熱阻取1×10-4m2·K/W[9]。

4 結果分析

4.1 結構影響

1) 真空隔熱屏影響

為減少工質通過泵溝壁面向定子方向的熱量傳導，在泵溝的外壁設置了厚度為0.8 mm的真空隔熱屏。對有無真空隔熱屏兩種情況進行了計算，結果如圖6所示。由圖6可見，當存在真空隔熱屏時，設備內構件溫度下降明顯。

a——有真空隔熱層，剖面A；b——有真空隔熱層，剖面B；c——無真空隔熱層，剖面A；d——無真空隔熱層，剖面B圖6 真空隔熱屏效果對比Fig.6 Effect comparison of vacuum insulation layer

發射率對隔熱效果的影響如圖7所示。圖7中，εin、εout分別為真空隔熱層內外壁面的表面發射率。由圖7可見：隔熱效果與發射率呈反比，應盡可能降低這兩個壁面的表面發射率。當真空隔熱屏內部雙側壁面發射率分別為0.1、0.3、0.5時，勵磁線圈平均溫度下降幅度分別約為150、120和100 ℃，真空隔熱屏隔熱作用效果明顯。

2) 增加導熱面積影響

分別對定子硅鋼軛部與氣密腔室殼體接觸面積在100%、60%、30%的條件時進行了計算，結果如圖8所示。由圖8可見，當接觸面積為100%時，殼體平均溫度較接觸面積為30%時升高約8 ℃，但引起的設備內構件的溫度降幅在工程上則幾乎可忽略不計。這是由于輻射換熱和氦氣對流換熱的作用效果遠超硅鋼與殼體導熱接觸面積增加而起到的作用。

4.2 邊界條件影響

1) 黑體涂層影響

前期計算表明，氣密腔室內部氦氣流速較慢、換熱系數偏低，熱部件表面自然對流換熱作用弱，輻射換熱占據主導地位。輻射換熱主要發生在氣密腔室殼體內壁與設備內構件之間、氣密腔室殼體外壁面與背景環境之間。通過在氣密外殼內外壁面噴射黑體涂層，可增加外殼壁面發射率，達到增強換熱的效果。假設光滑壁面發射率取0.2、黑體涂層壁面發射率取0.9，對氣密腔室殼體內外壁面不同發射率進行交叉計算，結果如圖9所示。

由圖9可見：殼體內外壁面發射率均取0.9時，設備內構件溫度下降最為明顯，勵磁線圈平均溫度下降幅度約為40 ℃；殼體外壁面發射率取0.9、內壁面發射率取0.2時，勵磁線圈平均溫度下降幅度約為20 ℃；殼體內壁面發射率取0.9、外壁面發射率取0.2時，設備內構件的溫度變化則與殼體未做黑體處理(內外壁面發射率均取0.2)時差異不大。

a——剖面A；b——剖面B圖7 真空隔熱層內外壁面表面發射率對溫度的影響Fig.7 Influence of surface emissivity of inner and outer wall for vacuum insulation layer on temperature

a——殼體；b——剖面A；c——剖面B圖8 接觸面積對設備殼體和內構件溫度的影響Fig.8 Influence of contact area on temperature of shell and component

a——剖面A；b——剖面B圖9 氣密腔室殼體內外壁面發射率對溫度的影響Fig.9 Influence of shell wall emissivity for air-tight cabin on temperature

氣密腔室殼體表面溫度分布如圖10所示。由圖10可見：殼體外壁面發射率取0.9、內壁面發射率取0.2時，殼體平均溫度最低；殼體外壁面發射率取0.2、內壁面發射率取0.9時，殼體平均溫度最高。這是由于殼體溫度低于內構件溫度，殼體內壁面會吸收來自內構件的熱輻射，內壁面發射率的增加使殼體溫度升高；而殼體外壁面向背景環境散熱，外壁面發射率的增加則使殼體溫度降低。

圖10 氣密腔室殼體表面溫度分布Fig.10 Temperature distribution of shell wall for air-tight cabin

2) 線圈發熱影響

勵磁線圈在工作時存在自發熱，過高的發熱功率會導致線圈徑向溫度高于工質溫度，發生溫度逆轉現象。高溫下的溫度逆轉很容易出現線圈絕緣物溫度超限，引起熱擊穿，使電磁泵喪失功能。勵磁線圈在不同功率下的截面溫度分布如圖11所示。由圖11可見：當每組線圈功率為32 W時，出現了一定程度的溫度逆轉，位于徑向距離0.04 m的線圈溫度超過工質溫度，此時存在定子向泵溝方向的熱流；當每組線圈功率為18 W時，工質溫度和線圈溫度基本相同，可認為此時線圈處于發生溫度逆轉的臨界狀態；當每組線圈功率低于18 W時，線圈溫度不會發生逆轉，總體傳熱方向是由泵溝指向定子和背景環境。需要強調的是，并非線圈徑向溫度發生逆轉一定引起熱擊穿，但一定要嚴格控制熱區溫度，尤其是熱點溫度低于限值。

圖11 不同功率時線圈截面溫度分布Fig.11 Temperature distribution of coil at different powers

5 結論

利用ANSYS CFX 16.2軟件模擬了小型NaK熱真空電磁泵在分別采取泵溝外壁設置真空隔熱層、氣密腔室內外壁面噴涂黑體涂層、增加硅鋼與氣密腔室殼體接觸面積3種熱控手段及線圈功率變化的單項效應，得出如下結論。

1) 在熱真空環境條件下，來自泵溝方向的傳導熱和勵磁線圈的產熱都是影響熱真空電磁泵內構件溫度分布的重要因素。

2) 3種熱控手段中，真空隔熱屏和黑體涂層均可有效降低電磁泵的內構件溫度，尤其是勵磁線圈溫度。增加接觸面積的熱控效果不理想。

3) 泵溝外壁真空隔熱屏熱控效果主要受泵溝外壁和熱屏內壁表面發射率影響，隔熱效果和發射率呈反比，應盡可能降低這兩個壁面的表面發射率。

4) 氣密腔室內外壁噴涂黑體涂層熱控效果主要取決于涂層黑度，熱控效果與黑度呈正比，且外壁面的黑度對熱控效果影響更為顯著。

5) 線圈功率對線圈溫度影響很大，超過一定功率時，會發生溫度逆轉現象，引發由定子向泵溝方向的傳熱。

本文研究未考慮復合效應。在展開泵溝外壁真空隔熱屏熱控效果計算時，未考慮隔熱屏自身渦流感應產熱，也未考慮無效氣隙的增加導致電磁泵效率降低而引發的其他工程問題。