非能動(dòng)冷卻系統(tǒng)分離式熱管傳熱性能研究

（南京工業(yè)大學(xué) 機(jī)械與動(dòng)力工程學(xué)院，江蘇 南京 211816)

核能是一種新能源，具有清潔和高效的優(yōu)點(diǎn)，發(fā)電是核能利用的重要途徑之一［1］。核電設(shè)備運(yùn)行過程中，安全殼堆芯失冷會引發(fā)大量高溫蒸汽泄漏和殼體內(nèi)部的超溫、超壓以及安全殼破裂等嚴(yán)重后果。利用分離式熱管進(jìn)行安全殼散熱，可避免在安全殼上大量開孔產(chǎn)生強(qiáng)度減弱及輻射泄漏，還可降低制造難度［2］。為了優(yōu)化分離式熱管的使用性能，許多學(xué)者進(jìn)行了試驗(yàn)及模擬研究［3-6］。莊正寧等［7］對傾斜布置的分離式熱管蒸發(fā)段進(jìn)行了試驗(yàn)研究，其工質(zhì)流動(dòng)呈現(xiàn)明顯的不對稱性。楊海濱［8］通過數(shù)值模擬分析，得出管外溫度對管內(nèi)沸騰傳熱起著決定性作用，管外對流傳熱系數(shù)對傳熱的影響明顯。賈凝晰等［9］分析了分離式熱管應(yīng)用于核電站散熱的可行性，認(rèn)為具有較好的應(yīng)用前景。Kuang 等［10］使用 VOF（Volume of Fluid）模型對分離式熱管蒸發(fā)段沸騰傳熱過程進(jìn)行了模擬研究，證實(shí)該模型能有效模擬管內(nèi)流型演變過程，認(rèn)為事故發(fā)生之后，安全殼中混合氣體的溫度升高，并達(dá)到熱管內(nèi)工質(zhì)沸騰溫度，熱管工質(zhì)便會蒸發(fā)帶走安全殼中的熱量，并通過上升管到達(dá)冷凝段冷凝，再經(jīng)下降管流回蒸發(fā)段，如此循環(huán)，不斷地帶走安全殼內(nèi)因事故釋放的大量熱量。文中考察了安裝傾角、質(zhì)量流量、對流傳熱系數(shù)、外部流體溫度變化對分離式熱管流動(dòng)換熱性能的影響。

1 分離式熱管傳熱性能研究方法

以核電站安全殼的非能動(dòng)冷卻系統(tǒng)（PCCS）為對象,以表征對流傳熱的特征數(shù)Nu（流體層流底層的導(dǎo)熱阻力與對流傳熱阻力的比，其值越大，表示的換熱性能越好)作為評價(jià)指標(biāo)，采用計(jì)算流體力學(xué)方法和正交試驗(yàn)方法，研究不同組合工況下分離式熱管蒸發(fā)段的傳熱特性和流動(dòng)特性。

2 分離式熱管蒸發(fā)段傳熱過程數(shù)值模擬

2.1 對象模型

圖1 分離式熱管蒸發(fā)段二維簡化模型

2.2 邊界條件

應(yīng)用FLUENT軟件進(jìn)行數(shù)值模擬。初始條件和邊界條件設(shè)定如下，冷凝水入口為速度入口，蒸汽出口為壓力出口，管外壁為第三類邊界條件，求解器為二維瞬態(tài)類型。管內(nèi)工質(zhì)流動(dòng)為VOF多相流模型，工質(zhì)相變模型為蒸發(fā)冷凝，開啟能量方程，重力加速度為9.8 m/s2。

2.3 變量和假設(shè)

影響因素變量設(shè)定如下，安裝傾角選項(xiàng)為45°、60°、75°、90°，質(zhì)量流量選項(xiàng)為 90、110、130、150 kg/h，對流傳熱系數(shù)選項(xiàng)為 500、600、700、800 W/(m2·K)，外部流體溫度選項(xiàng)為 380、385、390、395 K［11-15］。流動(dòng)傳熱數(shù)學(xué)模型假設(shè)如下，①流體不可壓縮、物理性質(zhì)穩(wěn)定。②換熱壁面無滑移。③流場溫度分布均勻，換熱方式為對流換熱。④假設(shè)熱管管壁恒溫。

2.4 無關(guān)性驗(yàn)證

對分離式熱管模型進(jìn)行網(wǎng)格劃分，選取網(wǎng)格數(shù) 6 741、12 987、29 840、116 961 進(jìn)行無關(guān)性驗(yàn)證優(yōu)化。在不改變運(yùn)行參數(shù)條件下，分別進(jìn)行這4種網(wǎng)格數(shù)量熱管的模擬計(jì)算，結(jié)果見表1。表1顯示，4種網(wǎng)格數(shù)量對應(yīng)的Nu相對偏差均小于2%，綜合考慮計(jì)算機(jī)性能和計(jì)算準(zhǔn)確性，最終選取網(wǎng)格數(shù)量為12 987的網(wǎng)格進(jìn)行計(jì)算。

表1 不同網(wǎng)格數(shù)量下努塞爾數(shù)的變化

2.5 模型驗(yàn)證

管內(nèi)為氣-液兩相流動(dòng)沸騰換熱過程。由于沸騰換熱過程復(fù)雜，各類沸騰換熱準(zhǔn)則式與實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)偏差最大，應(yīng)用下式［16］對熱管模型進(jìn)行計(jì)算驗(yàn)證。

此式為羅諾斯（Rohsenow）根據(jù)實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)整理。式中，cpl為飽和液體比熱容，kJ/(kg·℃)；Δt為壁面過熱度，℃；r為汽化潛熱,kJ/kg1；Pr1為飽和液體普朗特?cái)?shù)；s為經(jīng)驗(yàn)指數(shù)，工質(zhì)為水時(shí)取s=1；Cw1為經(jīng)驗(yàn)常數(shù)，對于加熱表面和液體為不銹鋼-水的組合，取 Cw1=0.013；q為熱流密度，W/m2；η1為飽和液體動(dòng)力黏度，kg/(m·s)；σ為表面張力，N/m；g 為重力加速度，m/s2；ρ1為飽和液體密度，ρv為飽和蒸汽密度，kg/m3。計(jì)算結(jié)果表明，數(shù)值模擬結(jié)果與關(guān)系式計(jì)算結(jié)果擬合偏差小于20%，小于33%的允許誤差，證明建模選用的計(jì)算模型和計(jì)算方法是可靠的［17］。

3 分離式熱管傳熱正交試驗(yàn)結(jié)果及分析

采用正交試驗(yàn)研究各影響因素組合工況下熱管的傳熱性能，每個(gè)因素選取4個(gè)水平，試驗(yàn)方案見表2。表2中空列僅用于記錄具有代表性的組合模擬結(jié)果，不會對試驗(yàn)結(jié)果造成影響。

表2 因素-水平正交試驗(yàn)方案

3.1 極差分析

3.1.1 瞬時(shí)Nu

按照表1方案進(jìn)行4組共16次模擬試驗(yàn)，得到的工況1～工況16下分離式熱管蒸發(fā)段瞬時(shí)Nu見圖2～圖5。

加強(qiáng)養(yǎng)老服務(wù)隊(duì)伍建設(shè)：2020年末，全省培訓(xùn)在崗養(yǎng)老護(hù)理員1萬名，省級培訓(xùn)養(yǎng)老機(jī)構(gòu)負(fù)責(zé)人和師資人員2000人。養(yǎng)老機(jī)構(gòu)護(hù)理員持證上崗率達(dá)到100%。

圖2 工況1～工況4下分離式熱管蒸發(fā)段瞬時(shí)Nu

圖3 工況5～工況8下分離式熱管蒸發(fā)段瞬時(shí)Nu

圖4 工況9～工況12下分離式熱管蒸發(fā)段瞬時(shí)Nu

圖5 工況13～工況16下分離式熱管蒸發(fā)段瞬時(shí)Nu

3.1.2 平均Nu

根據(jù)圖2～圖5，獲得的工況1～工況16下分離式熱管蒸發(fā)段平均Nu見表3。表3中，A、B、C、D分別表示表2中的安裝傾角、質(zhì)量流量、對流傳熱系數(shù)和外部流體溫度。

表3 工況1～工況16下分離式熱管蒸發(fā)段平均Nu

3.1.3 極差分析

對表3中工況1～工況16下分離式熱管蒸發(fā)段平均Nu進(jìn)行極差分析，得到的結(jié)果見表4。表 4中，影響因素A對應(yīng)的K1為表3中工況1～工況4對應(yīng)的4個(gè)Nu相加所得，即K1=106.64+122.91+182.59+265.01=677.15，類似地K2=159.19+177.12+104.17+142.27=582.75,K3=223.32+195.67+110.12+86.08=614.19，K4=298.43+194.76+394.66+290.13=1 177.98,影響因素 A 對應(yīng)的 k1=K1/4、k2=K2/4、k3=K3/4、k4=K4/4。對影響因素B、C、D，采用相同的程序計(jì)算各自對應(yīng)的 K1～K4及 k1～k4。極差 R 為 k1、k2、k3、k4中最大值與最小值之差，極差越大，則該因素對Nu的影響越大。

表4 分離式熱管蒸發(fā)段正交試驗(yàn)平均Nu極差分析結(jié)果

由表4可知，各個(gè)設(shè)計(jì)參數(shù)對熱管Nu的影響排序?yàn)锳>D>C>B,即傾角對Nu的影響最大，其次是外部流體溫度和對流傳熱系數(shù)，影響最小的是質(zhì)量流量。使得Nu最大的影響因素最優(yōu)組合為A4B3C4D4。

3.1.4 影響趨勢

各因素水平對Nu的影響趨勢見圖6～圖9。

圖6 因素A的水平-Nu趨勢圖

圖7 因素B的水平-Nu趨勢圖

圖8 因素C的水平-Nu趨勢圖

圖9 因素D的水平-Nu趨勢圖

由圖6～圖9可知，因素A在水平4時(shí)對應(yīng)的Nu最大,因素B在水平3時(shí)對應(yīng)的Nu最大,因素C在水平4時(shí)對應(yīng)的Nu最大,因素D在水平4時(shí)對應(yīng)的Nu最大。結(jié)合表4的極差分析結(jié)果綜合判斷，各因素水平對傳熱性能影響的最佳方案為A4B3C4D4。

3.2 方差分析

對影響因素A～D正交試驗(yàn)所得Nu的方差進(jìn)行分析，結(jié)果見表5。表中p代表檢驗(yàn)水平，當(dāng)F值大于F臨界值或p<0.05，說明有顯著性差異，F(xiàn)值越大。其對應(yīng)的因素對熱管換熱性能的影響越大。p<0.05，其對應(yīng)的因素對熱管蒸發(fā)段流體流動(dòng)的Nu有顯著影響。

表5 分離式熱管蒸發(fā)段正交試驗(yàn)Nu方差分析

由表5可知，各因素對熱管換熱性能影響的大小排序?yàn)榘惭b傾角、外部流體溫度、對流傳熱系數(shù)、質(zhì)量流量，安裝傾角、外部流體溫度對熱管蒸發(fā)段流體流動(dòng)的Nu有顯著影響。

4 安裝傾角對分離式熱管傳熱性能的影響

4.1 Nu總體規(guī)律

在保持質(zhì)量流量130 kg/h、外部對流傳熱系數(shù) 600 W/（m2·K）、外部流體溫度 395 K 不變的組合工況下，改變安裝傾角進(jìn)行分離式熱管蒸發(fā)段的數(shù)值模擬計(jì)算，結(jié)果見圖10。由圖10可知，Nu隨著熱管安裝傾角的增大呈整體上升趨勢。經(jīng)計(jì)算，熱管垂直安裝時(shí)Nu比50°安裝時(shí)的提高了8.7%，換熱效果明顯提高，說明分離式熱管蒸發(fā)段的安裝傾角越大，其換熱效果越好。

圖10 Nu隨熱管安裝傾角變化曲線

4.2 氣液分布

不同安裝傾角下分離式熱管局部氣液兩相分布情況見圖11。在50°傾角布置的熱管管內(nèi)，流體流動(dòng)呈現(xiàn)不均勻和不對稱特征，導(dǎo)致管壁溫度上下分布不均勻，上部管壁出現(xiàn)大范圍的干涸區(qū)，影響傳熱效果。在垂直布置的分離式熱管蒸發(fā)段管內(nèi)，氣液分布均勻，流型沿著管長度方向由泡狀流發(fā)展成彈狀流和攪混流，流動(dòng)區(qū)域穩(wěn)定。

圖11 50°、90°傾角分離式熱管局部氣液分布圖

5 結(jié)語

通過FLUENT軟件計(jì)算和正交試驗(yàn)對影響分離式熱管單管傳熱性能的主要因素進(jìn)行了極差分析、方差分析以及評價(jià)，得出在文中試驗(yàn)條件下各因素對熱管流動(dòng)Nu影響的排序?yàn)锳>D>C>B，工況水平的最佳組合為A4B3C4D4，分離式熱管90°布置時(shí)管內(nèi)流體流動(dòng)的均勻性和對稱性最佳，比50°布置時(shí)的流動(dòng)Nu提高了8.7%。