非能動冷卻系統(tǒng)分離式熱管傳熱性能研究

（南京工業(yè)大學(xué) 機械與動力工程學(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，發(fā)電是核能利用的重要途徑之一［1］。核電設(shè)備運行過程中，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。利用分離式熱管進行安全殼散熱，可避免在安全殼上大量開孔產(chǎn)生強度減弱及輻射泄漏，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)者進行了試驗及模擬研究［3-6］。莊正寧等［7］對傾斜布置的分離式熱管蒸發(fā)段進行了試驗研究，其工質(zhì)流動呈現(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)段沸騰傳熱過程進行了模擬研究，證實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)作為評價指標(biāo)，采用計算流體力學(xué)方法和正交試驗方法，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，安裝傾角選項為45°、60°、75°、90°，質(zhì)量流量選項為 90、110、130、150 kg/h，對流傳熱系數(shù)選項為 500、600、700、800 W/(m2·K)，外部流體溫度選項為 380、385、390、395 K［11-15］。流動傳熱數(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)性驗證

對分離式熱管模型進行網(wǎng)格劃分，選取網(wǎng)格數(shù) 6 741、12 987、29 840、116 961 進行無關(guān)性驗證優(yōu)化。在不改變運行參數(shù)條件下，分別進行這4種網(wǎng)格數(shù)量熱管的模擬計算，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%，綜合考慮計算機性能和計算準(zhǔn)確性，最終選取網(wǎng)格數(shù)量為12 987的網(wǎng)格進行計算。

表1 不同網(wǎng)格數(shù)量下努塞爾數(shù)的變化

2.5 模型驗證

管內(nèi)為氣-液兩相流動沸騰換熱過程。由于沸騰換熱過程復(fù)雜，各類沸騰換熱準(zhǔn)則式與實驗數(shù)據(jù)偏差最大，應(yīng)用下式［16］對熱管模型進行計算驗證。

此式為羅諾斯（Rohsenow）根據(jù)實驗數(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為飽和液體普朗特數(shù)；s為經(jīng)驗指數(shù)，工質(zhì)為水時取s=1；Cw1為經(jīng)驗常數(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。計算結(jié)果表明，數(shù)值模擬結(jié)果與關(guān)系式計算結(jié)果擬合偏差小于20%，小于33%的允許誤差，證明建模選用的計算模型和計算方法是可靠的［17］。

3 分離式熱管傳熱正交試驗結(jié)果及分析

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

表2 因素-水平正交試驗方案

3.1 極差分析

3.1.1 瞬時Nu

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

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

圖2 工況1～工況4下分離式熱管蒸發(fā)段瞬時Nu

圖3 工況5～工況8下分離式熱管蒸發(fā)段瞬時Nu

圖4 工況9～工況12下分離式熱管蒸發(fā)段瞬時Nu

圖5 工況13～工況16下分離式熱管蒸發(fā)段瞬時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)段正交試驗平均Nu極差分析結(jié)果

由表4可知，各個設(shè)計參數(shù)對熱管Nu的影響排序為A>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時對應(yīng)的Nu最大,因素B在水平3時對應(yīng)的Nu最大,因素C在水平4時對應(yīng)的Nu最大,因素D在水平4時對應(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正交試驗所得Nu的方差進行分析，結(jié)果見表5。表中p代表檢驗水平，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)段流體流動的Nu有顯著影響。

表5 分離式熱管蒸發(fā)段正交試驗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為安裝傾角、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，改變安裝傾角進行分離式熱管蒸發(fā)段的數(shù)值模擬計算，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)計算，熱管垂直安裝時Nu比50°安裝時的提高了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軟件計算和正交試驗對影響分離式熱管單管傳熱性能的主要因素進行了極差分析、方差分析以及評價，得出在文中試驗條件下各因素對熱管流動Nu影響的排序為A>D>C>B，工況水平的最佳組合為A4B3C4D4，分離式熱管90°布置時管內(nèi)流體流動的均勻性和對稱性最佳，比50°布置時的流動Nu提高了8.7%。