基于熱管技術(shù)的非能動安全殼熱量導(dǎo)出系統(tǒng)的數(shù)值研究

喬 珂,陶漢中,李艷南 ,薛慧霖

(1.南京工業(yè)大學(xué)能源科學(xué)與工程學(xué)院,江蘇 南京 211816) (2.南京工業(yè)大學(xué)城市建設(shè)學(xué)院,江蘇 南京 211816)

華龍一號(HPR1000)作為我國自主研發(fā)的第三代壓水堆核電站,在設(shè)計上結(jié)合了主動冷卻與被動冷卻概念[1],非能動安全殼熱量導(dǎo)出系統(tǒng)(passive containment heat removal system,PCS)是HPR1000中非能動冷卻系統(tǒng)的重要組成部分,可以保證核電站在事故發(fā)生后72 h內(nèi)安全排熱。該系統(tǒng)分為3個獨立系列,每個系列均由安全殼內(nèi)的換熱器組、冷卻水箱、連接管道、閥門、汽水分離器部件等組成[2]。PCS的原理是利用循環(huán)回路中冷熱流體的密度差,驅(qū)動系統(tǒng)中流體的自然循環(huán),將安全殼內(nèi)的熱量釋放到冷卻水箱中,再通過冷卻水箱中水分的蒸發(fā)將熱量排放到環(huán)境中。當(dāng)系統(tǒng)使用超過72 h,必須定期給水箱補水,否則會由于冷卻水的損失導(dǎo)致系統(tǒng)無法持續(xù)散熱。因此為了保障核電廠長期的安全,必須實現(xiàn)安全殼的長期非能動冷卻。分離式熱管又稱回路熱管,是一種通過內(nèi)部相變進行傳熱的高效無源元件,蒸發(fā)段和冷凝段分開布置,通過上升管和下降管連接形成循環(huán)回路。分離式熱管具有傳熱能力強、傳熱距離遠、設(shè)計靈活等優(yōu)點,已廣泛應(yīng)用于航天器、熱控系統(tǒng)等領(lǐng)域[3]。然而分離式熱管在PCS冷卻池中應(yīng)用的研究較少,可以參考其在乏燃料池中應(yīng)用的研究。文獻[4]設(shè)計了基于分離式熱管的乏燃料池被動冷卻系統(tǒng),在發(fā)生事故后通過環(huán)境空氣的自然對流去除池中的衰變熱。文獻[5]設(shè)計了大量的實驗來研究分離式熱管的性能,并證明應(yīng)用分離式熱管來實現(xiàn)乏燃料池的被動冷卻是可行的。文獻[6]～[8]對應(yīng)用分離式熱管的乏燃料水池進行了數(shù)值研究,分別獲得池內(nèi)的溫度場與流場、最佳傳熱模型以及冷凝段最佳的布置方式。目前很少有文獻將分離式熱管應(yīng)用于PCS冷卻池以實現(xiàn)事故工況下長期安全運行。

本文提出了一套基于分離式熱管的PCS被動冷卻系統(tǒng),討論了不同進口流量、管束布置和進口距離對水箱內(nèi)流動和傳熱的影響,為安全殼被動冷卻系統(tǒng)中熱管技術(shù)的應(yīng)用提供參考。

1 方案設(shè)計

基于分離式熱管的PCS被動冷卻系統(tǒng)采用模塊化設(shè)計,每個序列設(shè)置50個模塊,每個模塊包括1個循環(huán)水箱和1組分離式熱管換熱器。分離式熱管的蒸發(fā)段由30根光管并聯(lián)組成,浸沒在水箱中,冷凝段由149根翅片管并聯(lián)組成,布置在空冷塔內(nèi)。如圖1所示,核電反應(yīng)堆正常運行時,該系統(tǒng)處于待機狀態(tài),當(dāng)事故發(fā)生時,隨著安全殼內(nèi)的溫度和壓力的升高,該系統(tǒng)會被激活,殼內(nèi)的換熱器和外部水箱會在流體密度差異的驅(qū)動下形成自然循環(huán)。熱流體從上升管進入冷卻水箱,此時分離式熱管的蒸發(fā)段內(nèi)部工質(zhì)吸熱汽化,并將熱量傳遞給冷凝段。在室外環(huán)境熱阱下,冷凝段內(nèi)的工作流體放熱液化,然后通過下降管返回蒸發(fā)段,將池中的熱量釋放到環(huán)境空氣中。冷卻水箱內(nèi)的流體經(jīng)過熱管換熱器換熱后溫度降低,并在密度差的驅(qū)動下再次流回安全殼內(nèi)的換熱器中,從而實現(xiàn)整個無源系統(tǒng)的自然循環(huán)。本文中冷卻水箱是密封的,自然循環(huán)中時存在氣液兩相流,因此冷卻水箱結(jié)構(gòu)設(shè)計為圓柱結(jié)構(gòu),以滿足承壓要求。

圖1 設(shè)計方案示意圖

2 幾何模型與數(shù)值方法

2.1 幾何模型

為了計算方便,本文對幾何模型進行了簡化。簡化的3D幾何模型如圖2所示,熱水進口位于水箱上部,冷卻水出口位于水箱下部。分離式熱管的幾何模型簡化為只有蒸發(fā)段的平行管束,冷凝段對散熱的影響簡化為具有恒定溫度的蒸發(fā)管頂部截面。由于對水箱內(nèi)的所有管束進行分析較為復(fù)雜,因此選取了水箱內(nèi)具有代表性的4個蒸發(fā)管進行分析,管束的兩種布置方案及叉排方案下管編號如圖3所示。

圖2 幾何模型

圖3 兩種布置方案以及叉排方案下管編號

2.2 假設(shè)及邊界條件

自然對流本質(zhì)上是由流體溫差引起的密度差所驅(qū)動的流體運動,因此選擇與溫度T相關(guān)的擬合函數(shù)來體現(xiàn)流體物性隨溫度的變化,流體物性見表1。

模擬假設(shè)如下:

1) 忽略水的蒸發(fā),只考慮單相流。

2) 將熱管蒸發(fā)段假設(shè)為導(dǎo)熱固體,所有蒸發(fā)管的導(dǎo)熱系數(shù)相同。

3) 水箱進口為恒定質(zhì)量流量。

4) 將分離式熱管的冷凝段簡化為具有恒定溫度的圓形截面。

通過分離式熱管的熱阻網(wǎng)絡(luò)模型計算得到當(dāng)前設(shè)計中分離式熱管的當(dāng)量導(dǎo)熱系數(shù)λ=17×105W/(m·K),按照保守假設(shè)原則,分離式熱管的啟動溫度及水箱中的初始水溫均設(shè)置為60 ℃。水箱進口邊界條件為質(zhì)量流量進口,參考現(xiàn)有PCS設(shè)計中循環(huán)流量,每個模塊的質(zhì)量流量設(shè)置為3.3～10.0 kg/s,出口邊界條件為壓力出口,水箱外殼為無滑移絕熱邊界。

2.3 模擬方法

在仿真過程中通過計算流體力學(xué)(computational fluid dynamics,CFD)軟件對水箱內(nèi)傳熱特性進行瞬態(tài)仿真,采用壓力-速度耦合的SIMPLE算法,壓力選用體積力加權(quán)法,動量與能量方程采用二階迎風(fēng)離散,選用RNGk-ε湍流模型計算湍流效應(yīng),近壁面效應(yīng)選用增強壁面熱效應(yīng)函數(shù)來處理,進口邊界條件下的湍流強度設(shè)置為5%。對于殘差的收斂標準,能量守恒方程為10-6,其他方程為10-4。

3 數(shù)值模擬的可靠性驗證

圖4 網(wǎng)格獨立性檢驗

圖5 模型驗證結(jié)果

4 數(shù)據(jù)處理

流體物性是在定性溫度下計算,定性溫度Tf計算公式如下:

(1)

定性溫度下用水的物性計算雷諾數(shù)Red、格拉曉夫數(shù)GrL、瑞利數(shù)RaL、理查森數(shù)Ri,公式如下:

(2)

式中:u為流體速度,d為蒸發(fā)管直徑,Pr為普朗特數(shù),β為體積變化系數(shù),Thp為蒸發(fā)管壁溫度,Tw為蒸發(fā)管附近流體溫度,g為重力加速度,L為蒸發(fā)管總長度。根據(jù)浮力和慣性力的相對大小來判斷對流換熱形式是強制對流還是自然對流,本文中Ri≥ 10,則可以認為是純自然對流,忽略強制對流的影響。

單個蒸發(fā)管的局部努塞爾數(shù)Nux計算公式為:

(3)

(4)

式中:q*為壁面熱流密度,x為蒸發(fā)管積分長度。

5 結(jié)果與討論

5.1 瞬態(tài)啟動特性

以方案1為研究對象分析水箱的啟動特性,圖6顯示了水箱內(nèi)的溫度隨時間的變化(進口流量q=10.0 kg/s),可以看出溫躍層的厚度隨著時間逐漸增大,熱分層向著水箱出口方向發(fā)展迅速,水箱出口溫度在第240 s后開始升高,在到達600 s后水箱的出口溫度基本達到穩(wěn)定狀態(tài)。熱流體在進口處具有較高的動能,進入水箱后擴散并導(dǎo)致頂層的混合流動,穩(wěn)定后蒸發(fā)管的冷卻作用能夠使水箱內(nèi)始終保持明顯的熱分層。

圖6 水箱溫度隨時間的變化

圖7 蒸發(fā)管的隨時間的變化

5.2 進口流量的影響

圖8 進口流量對總傳熱功率與壓降的影響

圖9 水箱的出口溫度隨時間的變化

圖10 RaL與的關(guān)系

5.3 管束布置方式的影響

進口流量q=10.0 kg/s,對比兩種方案,蒸發(fā)管的總傳熱量分別為0.532 MW(叉排)、0.528 MW(順排),蒸發(fā)管間最大傳熱差距分別為8.5 kW(叉排)、8.2 kW(順排),進出口壓降分別為342.48 Pa(叉排)、340.79 Pa(順排)。在溫度場與流場的對比中發(fā)現(xiàn),兩種方案的差異性主要體現(xiàn)在進口附近。如圖11所示,順排布置時正對進口的一排蒸發(fā)管附近的流動明顯高于其他區(qū)域,叉排布置時通過將進口流體進行分配,增強了水箱左右兩側(cè)蒸發(fā)管附近的流動。相比于順排布置,叉排時水箱兩側(cè)流動較弱區(qū)域有所減小,a區(qū)域小于b區(qū)域?？梢姴媾艜r蒸發(fā)管的總傳熱量略高于順排,但是增大了蒸發(fā)管間傳熱量的差距,這主要來自進口效應(yīng)對蒸發(fā)管傳熱的影響。研究發(fā)現(xiàn),在設(shè)計的流量范圍內(nèi),管束布置對水箱內(nèi)傳熱與流動的影響很小。

圖11 兩種布置方式下進口處截面速度云圖

5.4 進口距離的影響

圖12所示為進口距離對水箱內(nèi)壓降與蒸發(fā)管束總傳熱量的影響,可以發(fā)現(xiàn)當(dāng)進口距離h=0.15 m時,水箱內(nèi)的進出口壓降最高,相比其他進口距離分別提高了5.4%(h=0.50 m)、6.8%(h=0.85 m)、9.0%(h=1.22 m)、9.2%(h=1.55 m)。當(dāng)進口距離h=0.50 m時,水箱內(nèi)蒸發(fā)管的總傳熱量最大,相比其他進口位置分別提高了0.75%(h=0.15 m)、0.94%(h=0.85 m)、2.1%(h=1.22 m)、2.7%(h=1.55 m)。由于水箱內(nèi)的進口壓降越大系統(tǒng)中的循環(huán)阻力越大,蒸發(fā)管的傳熱量越大水箱內(nèi)的出口溫度越低,因此在選擇最佳進口位置時需要同時考慮蒸發(fā)管總傳熱量與壓降的影響,綜合兩種因素,進口位置到水池頂部距離h應(yīng)當(dāng)選擇0.5 m。

圖12 進口距離對蒸發(fā)管總傳熱量與壓降的影響

6 結(jié)論

本文開展基于分離式熱管的PCS研究,論證了熱管應(yīng)用于 PCS的可行性,得到如下結(jié)論:

2)進口流量對水箱內(nèi)的傳熱與流動的影響較大。當(dāng)進口流量由3.3 kg/s增加到10.0 kg/s時,每個模塊可以帶走的傳熱量也由0.353 MW增加到0.532 MW,但是壓降也由40.36 Pa增加到342.48 Pa。進口效應(yīng)對正對進口位置及中間位置的管束影響較大。

3)進口流量小于10.0 kg/s時,管束布置方式對于水箱內(nèi)傳熱與流動的影響在很小的范圍內(nèi)。綜合蒸發(fā)管傳熱量與壓降的影響,進口位置到水池頂部距離h應(yīng)當(dāng)選擇0.5 m。