熱管式輻射器熱工水力優(yōu)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(xué)研究院 反應(yīng)堆工程技術(shù)研究部，北京 102413)

針對超高空或太空環(huán)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(tài)，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(yōu)點廣泛應(yīng)用于空間飛行器和動力裝置[3]。在空間核系統(tǒng)中，前蘇聯(lián)科研生產(chǎn)聯(lián)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(lián)機械制造中央設(shè)計局等多家研究機構(gòu)研制的“葉尼塞”空間熱離子動力裝置[10]也采用了類似結(jié)構(gòu)的熱管式輻射器。而美國研制的SPACE-R熱離子空間核系統(tǒng)和SNAP-10A反應(yīng)堆則采用了熱管與高熱導(dǎo)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(yōu)化設(shè)計與分析。為增加輻射面積，增加集流環(huán)的數(shù)量與熱管數(shù)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(huán)溫度均勻以減小管道熱應(yīng)力。通過熱工水力計算給出對結(jié)構(gòu)優(yōu)化的可行性建議。

1 熱管式輻射器結(jié)構(gòu)與原理

通常熱管式輻射器主要承擔(dān)著排出反應(yīng)堆多余熱量的作用，同時與支撐單元一起支撐著整個反應(yīng)堆。TOPAZ-Ⅱ的整個輻射器系統(tǒng)包括冷卻劑回路管道、集流環(huán)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(tǒng)采用液態(tài)鈉鉀合金作為冷卻劑。

對TOPAZ-Ⅱ的輻射器現(xiàn)有結(jié)構(gòu)進行改進設(shè)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(tǒng)的排熱能力增加了近1倍。TOPAZ-Ⅱ原有1根集流環(huán)，上下兩段熱管均插入其中?，F(xiàn)將集流環(huán)增加至4根，每段熱管單獨插入1根集流環(huán)中，如圖2所示。冷卻劑從堆芯流出后依次流入4根集流環(huán)，經(jīng)過集流環(huán)后在下部的腔室匯合，然后向上流經(jīng)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(jīng)集流環(huán)時與插入其中熱管的蒸發(fā)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(huán)表面、熱管外包殼和翅片共同向周圍環(huán)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(huán)的換熱量。冷卻劑與熱管的換熱量包括翅片外表面和內(nèi)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(huán)的換熱量包括集流環(huán)內(nèi)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(jié)構(gòu)復(fù)雜，同時集流環(huán)中插有熱管，集流環(huán)內(nèi)部還有隔板等結(jié)構(gòu)。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(fā)程序的方式能靈活高效地計算熱工水力問題，但對于結(jié)構(gòu)非常復(fù)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(fā)程序相結(jié)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(huán)上的流量分配，再將該結(jié)果代入自主開發(fā)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(xiàn)在越來越廣泛地應(yīng)用于設(shè)計中，在此不做贅述。

RATHAL程序通過能量守恒和質(zhì)量守恒方程聯(lián)立求解得到冷卻劑溫度分布?？紤]了熱管的等溫性模型、集流環(huán)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(fā)段的對流換熱、熱管蒸發(fā)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(dǎo)、集流環(huán)的熱傳導(dǎo)、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(shù)的求解。該程序可計算整個熱管式輻射器的熱工流體力學(xué)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(shè)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(xiàn)有結(jié)構(gòu)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(wǎng)格劃分，在圓管段盡量采用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，在不規(guī)則的位置采用非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，以盡可能減小網(wǎng)格數(shù)量的同時又能保證網(wǎng)格質(zhì)量。經(jīng)統(tǒng)計，網(wǎng)格單元數(shù)為2 263 174，網(wǎng)格節(jié)點數(shù)為2 002 539。局部網(wǎng)格如圖5所示。

圖5 局部網(wǎng)格Fig.5 Partial mesh

劃分網(wǎng)格后，進行邊界條件的設(shè)置。由于主要目的是得到流量分配結(jié)果，因此僅模擬流體流動，不需打開energy模塊。入口設(shè)置為質(zhì)量流量入口(1.8 kg/s)，出口設(shè)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(jīng)計算得到集流環(huán)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(jié)果Table 1 Flow distribution result

將該流量結(jié)果代入RATHAL程序中進行傳熱計算，得到集流環(huán)溫差(表2)。

表2 集流環(huán)溫差Table 2 Temperature difference of collector ring

由表2可見，4根集流環(huán)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(shè)計優(yōu)化

熱排放系統(tǒng)設(shè)計優(yōu)化的目標(biāo)是使每根集流環(huán)的流量與其輻射面積相匹配，使集流環(huán)間的溫差一致，以減小管道熱應(yīng)力。根據(jù)RATHAL程序，計算4根集流環(huán)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(huán)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(huán)上現(xiàn)在的流量分配與理想狀況的差距，考慮在第1根集流環(huán)的進口段處通過調(diào)節(jié)阻力系數(shù)的方式來改變4根集流環(huán)上的流量分配情況。在第1根集流環(huán)的進口段上取很短的一段，設(shè)為多孔介質(zhì)，調(diào)節(jié)其中的慣性阻力系數(shù)項直至流量分配接近理想狀況。根據(jù)不斷試算，最終當(dāng)慣性阻力系數(shù)為60 m-1時，計算結(jié)果與理想結(jié)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(jié)構(gòu)，即在第1根集流環(huán)入口段插入一段直徑較小的細(xì)管段，來實現(xiàn)上述計算中的流量分配計算結(jié)果。根據(jù)突縮、突擴計算公式[15]來反推細(xì)管段大小。

表5 優(yōu)化后的流量分配結(jié)果Table 5 Flow distribution after optimization

突縮結(jié)構(gòu)阻力系數(shù)：

k1=0.5(1-A2/A1)0.75

(1)

突擴結(jié)構(gòu)阻力系數(shù)：

k2=(1-A2/A1)2

(2)

其中：A1為原進口管的橫截面積；A2為細(xì)管段的橫截面積。

總的形阻系數(shù)：

k=k1+k2

(3)

突縮突擴結(jié)構(gòu)帶來的壓力變化：

(4)

其中：ρ為流體密度；v為流體速度。

根據(jù)優(yōu)化后FLUENT模擬結(jié)果，壓力變化Δp為320 Pa，計算得阻力系數(shù)k=0.29，A2/A1=0.71。原管段的直徑為23 mm，初步估計細(xì)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(jié)果分別代入RATHAL程序中進行熱計算，得到集流環(huán)的溫差列于表6。

表6 優(yōu)化后集流環(huán)溫差Table 6 Temperature difference of collector ring after optimization

對比表6和表2的結(jié)果可看出，目前結(jié)構(gòu)中流量分配會導(dǎo)致集流環(huán)之間的溫差較大，優(yōu)化后則可很好解決溫差大的問題，4根集流環(huán)進出口溫差相差不超過2 ℃。

5 結(jié)論

熱管式輻射器的結(jié)構(gòu)復(fù)雜，傳熱方式多樣。本文中采用CFD軟件與自主開發(fā)程序RATHAL相結(jié)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(shè)計進行了優(yōu)化。

先對原結(jié)構(gòu)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(jié)果，并采用RATHAL程序計算輻射器各集流環(huán)的溫差。由結(jié)果可見，原輻射器結(jié)構(gòu)會導(dǎo)致4根集流環(huán)上的流量分配與理想情況差距較大，并且4根集流環(huán)進出口溫差相差較大，超過25 ℃。

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