核電安全殼內(nèi)分離式熱管蒸發(fā)段管束流體流動(dòng)傳熱模擬

核電安全殼內(nèi)分離式熱管蒸發(fā)段管束流體流動(dòng)傳熱模擬孫海彤;虞斌;涂善東;李亞雄【期刊名稱】《《石油化工設(shè)備》》【年(卷)，期】2019(048)002【總頁(yè)數(shù)】7頁(yè)(P27-33)【關(guān)鍵詞】安全殼;分離式熱管;蒸發(fā)段;換熱管;傳熱;數(shù)值模擬【作者】孫'海彤;虞斌;涂善東;李亞雄【作者單位】南京工業(yè)大學(xué)機(jī)械與動(dòng)力工程學(xué)院江蘇南京210009;華東理工大學(xué)機(jī)械與動(dòng)力工程學(xué)院上海200237【正文語(yǔ)種】中文【中圖分類】TQ051;TK124安全殼非能動(dòng)冷卻系統(tǒng)是核電非能動(dòng)安全系統(tǒng)的重要組成部分，在事故發(fā)生時(shí)為機(jī)組提供最終熱阱，保障安全殼的完整性。在正常工況下，安全殼內(nèi)的溫度低于50°C,壓力接近大氣壓。當(dāng)事故發(fā)生后，反應(yīng)堆回路中高溫、高壓水泄漏進(jìn)入安全殼中，在低壓環(huán)境中迅速蒸發(fā)產(chǎn)生大量水蒸氣，促使安全殼中壓力、溫度迅速增高，嚴(yán)重威脅安全殼的安全性和完整性［1-2］。文中研究的安全殼非能動(dòng)冷卻系統(tǒng)(圖1),通過(guò)大型分離式熱管導(dǎo)出安全殼中因事故產(chǎn)生的熱量。分離式熱管的蒸發(fā)段布置在安全殼上部空間，冷凝段布置在安全殼外的大型水池中，蒸發(fā)段與冷凝段采用上升管和下降管連接。分離式熱管具有無(wú)需電力驅(qū)動(dòng)、換熱效率高的優(yōu)點(diǎn)，可以有效地導(dǎo)出安全殼中的多余熱量。圖1基于分離式熱管的非能動(dòng)冷卻系統(tǒng)示圖許多學(xué)者對(duì)傳統(tǒng)分離式熱管蒸發(fā)段進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)及模擬研究［3-5］。而大尺寸分離式熱管的流體動(dòng)力學(xué)性能和熱性能與傳統(tǒng)熱管有很大區(qū)別，不一定適用傳統(tǒng)熱管實(shí)驗(yàn)得到的經(jīng)驗(yàn)公式。為此，文中采用計(jì)算流體力學(xué)(CFD)方法模擬大型分離式熱管蒸發(fā)段管束的基礎(chǔ)流動(dòng)特性，為核電安全殼分離式熱管非能動(dòng)冷卻系統(tǒng)的開發(fā)提供參考。1分離式熱管物理模型與數(shù)值計(jì)算方法1.1物理模型及假設(shè)分離式熱管蒸發(fā)段二維簡(jiǎn)化模型見圖2，管束通過(guò)上、下管箱相互連接在一起。圖2中下管箱、上管箱直徑分別為D1、D2，每根換熱管長(zhǎng)度為L(zhǎng)，換熱管內(nèi)徑為d，換熱管之間的管間距為t。蒸發(fā)段換熱管呈傾斜或垂直布置。冷凝段產(chǎn)生的冷凝水從下管箱的入口進(jìn)入蒸發(fā)段，通過(guò)壁面加熱變成蒸汽從蒸發(fā)段的頂部流出到上升管中，最后回到冷凝段，并且一直循環(huán)下去。圖2分離式熱管蒸發(fā)段二維簡(jiǎn)化模型設(shè)進(jìn)口為速度進(jìn)口，出口為壓力出口。利用FIUENT軟件對(duì)模型內(nèi)沸騰傳熱傳質(zhì)流動(dòng)過(guò)程進(jìn)行數(shù)值模擬研究，基于以下假設(shè)：①冷凝水進(jìn)口質(zhì)量流量恒定，出口壓力為定值。②假設(shè)流場(chǎng)為湍流，采用可實(shí)現(xiàn)k-s湍流模型。③蒸發(fā)段壁溫恒定，換熱方式為對(duì)流換熱，不考慮輻射換熱及導(dǎo)熱。④管束中每個(gè)換熱管的外部傳熱系數(shù)相同。⑤換熱管內(nèi)氣體為理想氣體。1.2數(shù)值方程及計(jì)算方法對(duì)管壁采用第三類邊界條件，設(shè)定管外壁與外部流體的對(duì)流傳熱系數(shù)與周圍流體溫度。壓力差值采用bodyforceweight格式，采用二維非穩(wěn)態(tài)求解器，控制方程的離散采用有限單元體積法，采用SIMPLE速度-壓力耦合，動(dòng)量、能量方程采用二階迎風(fēng)算法，湍動(dòng)能分量、耗散率采用一階迎風(fēng)算法，采用流體體積函數(shù)(VOF)模型模擬熱管蒸發(fā)段管束流動(dòng)沸騰現(xiàn)像［6-7］，采用連續(xù)表面力模型(CSF)，工質(zhì)相變選用蒸發(fā)冷凝模型。熱管中的流動(dòng)沸騰只有氣液兩相參與，VOF模型的控制方程如下。連續(xù)性方程：(1)(2)動(dòng)量方程：⑶能量方程：⑷其中⑸(6)式(1)~式(6沖，SM為質(zhì)量源項(xiàng)，kg/m3;SF為動(dòng)量源項(xiàng)，N/m3;SE為能量源項(xiàng)，W/m3;ui、uj分別為xi、xj軸上的速度分量，m/s;Sij為克羅內(nèi)克函數(shù)；p為流體的密度，pi為密度分量，kg/m3;E為流體微團(tuán)的總能，J/kg；Tij為黏性應(yīng)力分量，Pa;qj為j方向的導(dǎo)熱熱流密度，J/(m2?s);口為動(dòng)力黏度，Pa?s;dk為各項(xiàng)的體積分?jǐn)?shù)。下標(biāo)l代表液相，下標(biāo)v代表氣相。采用BrackbillCSF模型計(jì)算表面張力［8］。在CSF模型中，表面張力被視為通過(guò)界面的壓力跳躍，并且可以表示為動(dòng)量方程中的1個(gè)源項(xiàng)：⑺其中(8)式(7)~式(8)中，F(xiàn)vol為動(dòng)量方程中的1個(gè)源項(xiàng)，N/m3；。為氣液相間的表面張力，N/m;k^界面曲率；以為體積分?jǐn)?shù)。在FLUENT中，通過(guò)在連續(xù)性方程和能量方程中加入源項(xiàng)來(lái)模擬相變。在蒸發(fā)和冷凝過(guò)程中，用Lee［9-10］提出的方程計(jì)算源項(xiàng)。當(dāng)T>Tsat時(shí)，蒸發(fā)過(guò)程的質(zhì)量源項(xiàng)和能量源項(xiàng)分別為：⑼(10)(11)當(dāng)T>Tsat時(shí)，冷凝過(guò)程的質(zhì)量源項(xiàng)和能量源項(xiàng)分別為：(12)(13)(14)式(9)~式(14沖，T為溫度，Tsat為飽和溫度，K"H為蒸發(fā)焓，J/kg。1.3網(wǎng)格獨(dú)立性驗(yàn)證為了檢查數(shù)值計(jì)算的準(zhǔn)確性，在質(zhì)量流量90kg/h、對(duì)流傳熱系數(shù)600W/(m2K)、飽和溫度373K、夕卜部流體溫度395K的工況下，選取4組不同的網(wǎng)格數(shù)對(duì)模型進(jìn)行模擬，計(jì)算不同網(wǎng)格數(shù)下?lián)Q熱管的努塞爾數(shù)Nu,結(jié)果見表1。表1不同網(wǎng)格數(shù)下?lián)Q熱管努塞爾數(shù)變化網(wǎng)格數(shù)Nu誤差/%145200397.6438092394.79-0.7216940407.822.569075393.72-0.99從表1可以看出，4組網(wǎng)格數(shù)下模擬得到的換熱管努塞爾數(shù)的相對(duì)偏差范圍在±3%以內(nèi)。因此，上述數(shù)值模型可以模擬單根換熱管中流動(dòng)沸騰過(guò)程的一些基本機(jī)制。綜合考慮模型的可靠性和計(jì)算速度，文中采用16940個(gè)網(wǎng)格進(jìn)行模擬研究。1.4模型驗(yàn)證根據(jù)以往研究[11-13],分離式熱管蒸發(fā)段換熱管中的飽和沸騰主要受核態(tài)沸騰影響。Rohsenow根據(jù)實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)整理了核態(tài)沸騰的量綱一關(guān)系式[14-16]:(15)式中，cp為比定壓熱容，J/(kgK);AT為壁面過(guò)熱度，K;r為汽化潛熱，J/kg;Pr為普朗特?cái)?shù)；s為經(jīng)驗(yàn)指數(shù)，對(duì)于水s=1;Cwl為取決于加熱表面和液體的經(jīng)驗(yàn)常數(shù)；q為熱流密度，J/(m2?s);g為重力加速度，m/s2;下標(biāo)l表示飽和液體，下標(biāo)v表示飽和蒸汽。為了保證算法的正確性，將Rohsenow根據(jù)實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)整理的核態(tài)沸騰的量綱一關(guān)系式計(jì)算結(jié)果與數(shù)值模擬結(jié)果進(jìn)行了對(duì)比，結(jié)果見圖3。從圖3可以看出，使用本算法計(jì)算的結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果有較高的一致性。圖3核態(tài)沸騰量綱一實(shí)驗(yàn)關(guān)系式與本文模擬結(jié)果比較2換熱管束流動(dòng)傳熱數(shù)值模擬結(jié)果分析2.1管內(nèi)兩相流流型選取L=2m、D1=80mm、D2=130mm、d=80mm、t=160mm、進(jìn)口管徑80mm、出口管徑130mm的管束模型進(jìn)行模擬。在入口質(zhì)量流量90kg/h、對(duì)流傳熱系數(shù)600W/(m2K)、飽和溫度373K、夕卜部流體溫度395KH況下，采用垂直布置時(shí)分離式熱管蒸發(fā)段管束內(nèi)氣液兩相的分布情況見圖4。由圖4可以看出，初始狀態(tài)下管內(nèi)液態(tài)體積分?jǐn)?shù)為1,在前2s,液態(tài)工質(zhì)通過(guò)壁面加熱發(fā)生相變產(chǎn)生氣泡，氣泡通過(guò)受熱膨脹與其它氣泡合并，并且不斷長(zhǎng)大，2s后氣泡基本達(dá)到穩(wěn)定大小。在穩(wěn)定情況下，從入口到出口，流型依次經(jīng)歷了泡狀流、彈狀流以及混攪流。蒸發(fā)段內(nèi)的工質(zhì)除了在進(jìn)口處存在少量的泡狀流外，主要以混攪流的形式存在。換熱管中的兩相流動(dòng)行為與文獻(xiàn)［17］中管內(nèi)氣液兩相流動(dòng)沸騰傳熱的過(guò)程一致，文中數(shù)值模型可以有效模擬管內(nèi)流體的流動(dòng)方式和傳熱性能。圖4垂直布置時(shí)分離式熱管蒸發(fā)段管束內(nèi)氣液兩相分布情況在入口質(zhì)量流量90kg/h、對(duì)流傳熱系數(shù)600W/(m2K)、飽和溫度373K、夕卜部流體溫度395K工況下，采用90。、70。以及50°傾角布置時(shí)分離式熱管蒸發(fā)段管束中氣液兩相在同一時(shí)刻的分布情況見圖5。從圖5可以看出，管束中的流型在入口處為泡狀流，隨后發(fā)展為彈狀流和混攪流，且泡狀流和彈狀流的存在范圍較小，混攪流存在范圍較大。在垂直管束中，下管箱中工質(zhì)流型以泡狀流為主，上管箱中工質(zhì)流型以混攪流為主。隨著傾斜角度的減小，管束內(nèi)兩相流的流動(dòng)不對(duì)稱性變得明顯，且在上管壁處出現(xiàn)間歇性的局部干涸。特別是當(dāng)傾斜角度減小到50°時(shí)，在管束上方工質(zhì)流型呈現(xiàn)為霧狀流，出現(xiàn)較大范圍的干涸。圖5不同傾角布置時(shí)分離式熱管蒸發(fā)段管束內(nèi)氣液兩相在同一時(shí)刻的分布情況改變管束管間距，選取L=2m,D1=80mm,D2=130mm,d=80mm，進(jìn)口管徑80mm，出口管徑130mm，管間距分別為140mm、160mm、180mm的管束模型進(jìn)行模擬。在質(zhì)量流量90kg/h、對(duì)流傳熱系數(shù)600W/(m2-K)、飽和溫度373K、夕卜部流體溫度395K工況下，不同管間距管束中氣液兩相的分布情況見圖6。從圖6中可以看出，對(duì)于不同管間距的管束，管內(nèi)流型都是以混攪流為主。圖6不同管束管間距下垂直布置時(shí)分離式熱管蒸發(fā)段管束內(nèi)氣液兩相分布情況2.2管內(nèi)流場(chǎng)傾角分別為90。、70。、50。布置的管束模型速度分布云圖見圖7，管間距分別為140mm、160mm、180mm管束模型的速度分布云圖見圖8。從圖7和圖8的模擬結(jié)果得出，90。、70。以及50°傾角布置時(shí)管束中工質(zhì)的平均速度分別為1.46m/s、1.52m/s、1.28m/s，管間距分別為140mm、160mm、180mm的管束模型平均速度分別為1.89m/s、1.46m/s、1.35m/s。可以看出，在不同的傾斜角度以及不同的管間距下，管束中工質(zhì)流速相差不大。管內(nèi)流場(chǎng)的速度分布較為均勻，管子中心的流速要大于管壁附近的流速。在加熱管中，蒸汽帶動(dòng)液態(tài)水向上流動(dòng)，部分液態(tài)水回流并沖刷壁面。對(duì)比氣液相分布圖可以發(fā)現(xiàn)，上升的氣泡速度要大于液態(tài)水的流速。圖7不同傾角布置時(shí)分離式熱管蒸發(fā)段管束內(nèi)速度分布云圖圖8不同管間距下垂直布置時(shí)分離式熱管蒸發(fā)段管束內(nèi)速度分布云圖2.3管內(nèi)換熱特性事故發(fā)生時(shí)安全殼中溫度會(huì)瞬間超過(guò)100°C,需要通過(guò)分離式熱管散熱來(lái)保證安全殼中的溫度在設(shè)計(jì)值(148.89C)以下［1］。為考察蒸發(fā)段管束的換熱特性，采用努塞爾數(shù)Nu評(píng)估不同工作條件下的換熱強(qiáng)度。努塞爾數(shù)是表示對(duì)流換熱強(qiáng)烈程度的一個(gè)準(zhǔn)數(shù)，又表示流體層流底層的導(dǎo)熱阻力與對(duì)流傳熱阻力的比。不同傾角布置時(shí)分離式熱管蒸發(fā)段管束努塞爾數(shù)隨時(shí)間變化情況見圖9。在熱管啟動(dòng)后努塞爾數(shù)快速增加又短暫下降，0.5s后繼續(xù)增加，1s后基本達(dá)到穩(wěn)定值。取管束在1~3s的努塞爾數(shù)平均值，傾角為50°、70°、90°時(shí)對(duì)應(yīng)的努塞爾數(shù)分別為359.67、378.91、396.16。傾角為50°~90°時(shí)，管束努塞爾數(shù)整體上隨傾角的減小而減小。圖9不同傾角布置時(shí)分離式熱管蒸發(fā)段管束努塞爾數(shù)隨時(shí)間變化情況不同管間距下分離式熱管蒸發(fā)段管束努塞爾數(shù)隨時(shí)間變化情況見圖10。取管束在1~3s的努塞爾數(shù)的平均值，管間距為140mm、160mm、180mm時(shí)對(duì)應(yīng)的努塞爾數(shù)分別為383.61、396.16、411.01。可以看到，隨著管間距的增大，管束努塞爾數(shù)也隨之增大，但總體相差不大。圖10不同管間距下分離式熱管蒸發(fā)段管束努塞爾數(shù)隨時(shí)間變化情況3結(jié)語(yǔ)提出了一種基于VOF的安全殼中分離式熱管蒸發(fā)段管束沸騰流動(dòng)模型，該模型可以有效模擬流型的演化，獲得良好的流體動(dòng)力學(xué)和熱力學(xué)模擬結(jié)果。數(shù)值模擬結(jié)果:①大型分離式熱管蒸發(fā)段管束中的工質(zhì)流型經(jīng)歷了泡狀流、彈狀流以及混攪流。50°傾角布置的管束上端出現(xiàn)了霧狀流。②在換熱管中，蒸汽帶動(dòng)液態(tài)水向上流動(dòng)，部分液態(tài)水回流并沖刷壁面。管內(nèi)流場(chǎng)的速度分布較為均勻，換熱管中心的流速要大于管壁附近的流速。③在相同的換熱條件下，傾角為50。~90。時(shí)，隨著傾角的增大，努塞爾數(shù)整體上隨著傾角的增大而增大，傾角越大對(duì)應(yīng)的換熱效果越好。在管間距取1.75-2.25倍的管徑時(shí)，隨著管間距的增大，努塞爾數(shù)隨之增大，換熱效果也越好，但總體相差不大。參考文獻(xiàn)：【相關(guān)文獻(xiàn)】林誠(chéng)格.非能動(dòng)安全先進(jìn)壓水堆核電技術(shù)[M].北京：原子能出版社，2010.LINCG.Passivesafetyadvancedpressurizedwaterreactornuclearpowertechnology[M].Beijing:AtomicEnergyPress，2010.劉定平核電廠安全與管理[M].廣州：華南理工大學(xué)出版社，2013.LIUDP.Safetyandmanagementofnuclearpowerplants[M].Guangzhou:SouthChinaUniversityofTechnologyPress，2013.朱玉琴.分離型熱管蒸發(fā)段流動(dòng)特性和傳熱特性的試驗(yàn)研究[J].化工機(jī)械，2001，28(1):9-11，8.ZHUYQ.Atestinvestigationontheflowandheattransfercharacteristicsoftheevaporationsectioninaseparatingtypeheatpipes[J].Chemicalengineering&machinery,2001,28(1):9-11,8.易杰，王經(jīng)，張紅，等.分離式熱管小螺旋管蒸發(fā)段換熱特性的實(shí)驗(yàn)研究[J].熱能動(dòng)力工程，2001,16(3):243-246.YIJ,WANGJ,ZHANGH,etal.Experimentalinvestigationofheattransfercharacteristicsofsmallspiral-tubeevaporatingsectioninasegregation-typeheatpipe[J].Journalofengineeringforthermalenergyandpower,2001,16(3):243-246.KUANGYW,WANGW,ZHUANR,etal.Simulationofboilingflowinevaporatorofseparatetypeheatpipewithlowheatflux[J].Annalsofnuclearenergy,2015,75:158167.SCHEPPERSCKD,HEYNDERICKXGJ,MARINGB.CFDmodelingofallgas-liquidandvapor-liquidflowregimespredictedbytheBakerchart[J].Chemicalengineeringjournal,2008,138(1):349-357.SCHEPPERSCKD,HEYNDERICKXGJ,MARINGB.Modelingtheevaporationofahydrocarbonfeedstockintheconvectionsectionofasteamcracker[J].Computers&chemicalengineering,2009(1):122-132.BRACKBILLJU,KOTHEDB,ZEMACHC.AContinuummethodformodelingsurfacetension[J].Journalofcomputationalphysics,1992,100(2):335-354.孫東亮，徐進(jìn)良，王麗.求解兩相蒸發(fā)和冷凝問(wèn)題的氣液相變模型[J].西安交通大學(xué)學(xué)報(bào)，2012(7):7-11.SUNDL,XUNJL,WANGL.Avapor-liquidphasechangemodelfortwo-phaseboilingandcondensation[J].JournalofXi’anjiaotonguniversity,2012(7):7-11.LEEWH.Apressureiterationschemefortwo-phaseflowmodeling[M].Washington:HemispherePublishing,1980.鄧林.分離式熱管蒸發(fā)段流動(dòng)和傳熱的研究[D].天津：天津大學(xué)，2007.DENGL.Studyonflowandheattransferinevaporationsectionofseparatedheatpipe[D].Tianjin:TianjinUniversity,2007.孫'立成，王建軍.氣液兩相流動(dòng)和沸騰傳熱[M].北京：國(guó)防工業(yè)出版社，2014.SUNLC,WANGJJ.Gas-liquidtwo-phaseflowandboilingheattransfer[M].Beijing:NationalDefenseIndustryPress，2014.周云龍，張超，李洪偉，等.3x3棒束通道內(nèi)低速流動(dòng)沸騰傳熱特性的實(shí)驗(yàn)研究[J].動(dòng)力工程學(xué)報(bào)，2016,36(6):493-497.ZHOUYL,ZHANGC,L