袁萬朋，盧 川，盧佳鑫，周 杰

(1.中國人民解放軍海軍裝備部駐沈陽地區(qū)軍事代表局駐哈爾濱地區(qū)第二軍事代表室，哈爾濱150001；2.中國核動力研究設(shè)計院 核反應(yīng)堆系統(tǒng)設(shè)計技術(shù)國家重點實驗室，成都 610213；3.哈爾濱工程大學(xué) 核安全與仿真技術(shù)國防重點學(xué)科實驗室，哈爾濱 150001)

自熱管問世以來，以其諸多的突出優(yōu)點，被廣泛應(yīng)用.隨著應(yīng)用的進一步深入和換熱器大型化的發(fā)展，如：在化工、電廠、煉鐵、電站等部門，需從每小時數(shù)十萬甚至數(shù)百萬標(biāo)準(zhǔn)立方米的煙氣中回收熱量，兩種流體之間絕對不允許相互滲漏[1].以往的換熱器在總體布置和輔助循環(huán)設(shè)備等方面都受限于宇航、化工、冶金等多個領(lǐng)域.同樣，人們已熟悉的整體式熱管換熱器也存在著需要很大空間及難以避免的相互滲漏等問題，而分離式熱管恰恰能夠解決以上問題.在核工程中，非能動意味著很高的可靠性，非能動設(shè)備往往無需人的參與就能正常工作.分離式熱管具有非能動、傳熱能力強、冷熱流體可完全隔離，極適合用于核動力工程中.蒸發(fā)段和冷凝段是分開的，這是分離式熱管區(qū)別于普通單管式熱管的最鮮明的特征，通過蒸汽上升管和液體下降管連通起來，形成一個自然循環(huán)回路[2-5].

1 非能動換熱器總體設(shè)計

1.1 總體布局設(shè)計

換熱器冷熱源均采用水浴、熱源溫度不高于100 ℃，為分離式熱管用于反應(yīng)堆的余熱排出、低溫余熱回收等作出探索性研究.設(shè)計換熱功率在2 000 W左右.制作好的熱交換器將有兩個水箱，分別為冷水箱和熱水箱，冷水箱的位置將高于熱水箱，冷、熱兩個水箱內(nèi)的水分別作為分離式熱管的冷源和熱源[6].實驗時，熱水箱充入一定量的水，使用電熱管加熱，熱水箱的水溫根據(jù)電熱管的通斷來控制，通過觀察冷水箱水溫的升高程度和速度來檢測熱交換器的性能.如圖1所示.

圖1 分離式熱管結(jié)構(gòu)示意圖

非能動熱交換器的設(shè)計任務(wù)主要有：選定工作介質(zhì)；選定傳熱管材料以及尺寸；計算蒸發(fā)段管外對流換熱系數(shù)；計算蒸發(fā)段管內(nèi)沸騰換熱系數(shù)；計算冷凝段管內(nèi)凝結(jié)換熱系數(shù)；計算冷凝段管外對流換熱系數(shù)；校核分離式熱管的傳熱極限；校核分離式熱管的強度[7]；根據(jù)設(shè)計溫度及功率計算循環(huán)回路總阻力，由此確定最佳工作狀態(tài)下分離式熱管的最小高度差.

1.2 分離式熱管管殼材質(zhì)的確定

與工作介質(zhì)水相容的材料有銅和經(jīng)化學(xué)處理的碳鋼兩種.從導(dǎo)熱性看，銅的導(dǎo)熱系數(shù)最高，但是價格昂貴，且與碳鋼相比，結(jié)構(gòu)強度不高，與水箱的連接問題不易解決；考慮到不銹鋼的耐腐蝕性特點突出，不僅傳熱管內(nèi)壁與純水相容性較好，管外壁長期裸露于濕空氣中也不易生銹，雖然其導(dǎo)熱系數(shù)較低，但本熱交換器的熱流密度不大，管壁熱阻對傳熱效果影響不大；另一方面，不銹鋼管與氨、有機工作介質(zhì)等均相容，不銹鋼管的使用為將來用水以外的工作介質(zhì)做實驗提供可能.因此，本換熱器中熱管選用不銹鋼作為殼體材料.考慮到傳熱面積以及導(dǎo)管的連接問題，最終選定外徑32 mm、壁厚2 mm的不銹鋼管.

2 非能動熱交換器的傳熱計算

2.1 熱交換器熱量傳遞

在設(shè)計時，以余熱排出為目的，首先假設(shè)一個傳熱功率以及熱源溫度，根據(jù)熱量的傳遞路徑依次計算各傳熱環(huán)節(jié)的熱阻，根據(jù)熱阻及功率可算出各環(huán)節(jié)所需溫度勢，最終可以定出在保證功率前提下冷匯水的溫度上限.計算過程中有必要使用多次迭代.設(shè)計過程中以保證實際功率不低于設(shè)計功率為原則.熱交換器的傳熱計算以溫度為線索，按照熱量的傳遞路徑依次計算各環(huán)節(jié)熱阻或者換熱系數(shù)，最后得到所需冷源的最高水溫.

2.2 蒸發(fā)管段換熱計算

2.2.1 蒸發(fā)管段對流換熱計算

為了使設(shè)計簡化，在此選擇自然對流換熱形式，這對分離式熱管的研究沒有影響，且更為接近反應(yīng)堆余熱排出的實際情況.大空間自然對流換熱用以下特征數(shù)關(guān)聯(lián)式計算[4]：

Nu=C(GrPr)n=Cran

(1)

其中：u、Pr、Gr和Ra分別為努塞爾數(shù)、普朗特數(shù)、格拉曉夫數(shù)和瑞利數(shù).格拉曉夫數(shù)表示作用在流體上的浮升力，即自然對流條件下的驅(qū)動力和黏性力的相對大??；由于分離式熱管內(nèi)工作介質(zhì)為飽和狀態(tài)，所以其壁溫可認(rèn)為恒定，在選擇適用條件時用恒壁溫情況.非能動熱交換器熱量流程見圖2.

圖2 非能動熱交換器熱量流程圖

2.2.2 蒸發(fā)管段沸騰傳熱計算

由于分離式熱管內(nèi)流體的流動是靠自然驅(qū)動壓頭流動，其流量較小，流速較低，因此返回到蒸發(fā)段的液體是過冷或者飽和的，但它的存在很短暫，故可以不考慮它們對流動及傳熱的影響[8].因為用水浴加熱且導(dǎo)管尺寸與本設(shè)計相近的研究成果尚無.故在計算過程中選擇由羅森諾于1952年根據(jù)對流類比模型提出來的公式計算.

(2)

其中:qw為壁面處的熱流密度，W·m-2；ηl為飽和液體的動力黏度，Pa·s；γ為液體在飽和蒸汽界面上的表面張力，N·m-1；Cwl按照加熱面材質(zhì)與液體種類的組合選取的經(jīng)驗常數(shù)，對于水—不銹鋼組合，Cwl=0.013 0，n=1.0.

2.3 冷凝段管內(nèi)凝結(jié)計算

來自蒸發(fā)段的蒸汽在冷凝段自上而下流動，與管壁發(fā)生凝結(jié)換熱，冷凝成液體經(jīng)液體下降管回到蒸發(fā)段[9].假定不存在不凝性氣體，可以認(rèn)為這是—種豎直管內(nèi)的液-汽并流的凝結(jié)換熱過程，可以按照Nusselt膜狀層流凝結(jié)理論計算.

(3)

其中:hL為管內(nèi)平均凝結(jié)換熱系數(shù)，W.(m2·℃)-1;L為冷凝段有效高度，m；ηl為液體動力黏度，Pa·s;r為汽化潛熱，kJ·kg-1；考慮到流下來的液膜具有少量過冷液，而且因為存在一定的對流傳熱，膜內(nèi)溫度并非嚴(yán)格線性，因而應(yīng)對上式略作修正，羅森諾提議把汽化潛熱改為r′=r+0.68cp(tsat-tw)，cpl表示液體定壓比熱容.

3 分離式熱管循環(huán)回路阻力計算

分離式熱管循環(huán)回路總阻力包括摩擦阻力和局部阻力，具體是蒸發(fā)段摩擦阻力、蒸汽上升管和冷凝液下降管的摩擦阻力和局部阻力、冷凝段摩擦阻力.對該熱交換器進行條件假設(shè)：

1) 當(dāng)工作狀態(tài)為最佳時，熱端出口處蒸汽干度為1，冷端段出口處干度為0；

2) 蒸發(fā)段和冷凝段均是均勻受熱，沿傳熱管軸線方向熱流密度不變；

3) 冷凝回流液在蒸發(fā)段入口處為飽和狀態(tài).

4) 忽略各傳熱管傳熱能力的差別.

3.1 蒸發(fā)段兩相摩擦阻力計算

對于蒸發(fā)兩相摩擦阻力計算

(4)

其中：Xvt為兩相流參數(shù)；Rev為汽相雷諾數(shù)；x為質(zhì)量含氣率；ρv、ρl分別為汽相、液相密度，kg·m-3；μl、μv分別為液相、汽相動力黏度，Pa·s.

3.2 蒸汽上升管及冷凝液下降管阻力計算

在設(shè)計過程中，對蒸汽上升管及冷凝液下降管摩擦阻力計算以最佳工作狀態(tài)為標(biāo)準(zhǔn)，所以蒸汽上升管以及冷凝液下降管內(nèi)均為單相流動，摩擦阻力壓降用以下方法計算：

(5)

其中：ΔP為阻力壓降，Pa；l為沿程管長度，m；v為工作介質(zhì)流速，m·s-1.

在對蒸汽上升管及冷凝液下降管局部阻力計算時采用以下局部阻力的計算式.

(6)

其中：ζ為局部阻力系數(shù).

設(shè)計傳熱管的組合形式如圖3所示，按靠外的傳熱管計算.工作介質(zhì)循環(huán)一次，蒸汽和冷凝液都需要經(jīng)過4個90°彎頭、4個三通.每個90°彎頭局部阻力系數(shù)為0.5，每個三通的局部阻力系數(shù)為1.5.流速按照直管處的平均速度計算.

圖3 傳熱管組合結(jié)構(gòu)圖

3.3 冷凝段兩相摩擦阻力計算

冷凝段摩擦阻力的計算方法與蒸發(fā)段的相同.本設(shè)計中由于冷凝段管根數(shù)、結(jié)構(gòu)尺寸、流量、熱流密度等均與蒸發(fā)段相同，故冷凝段的局部阻力壓降可認(rèn)為與蒸發(fā)段相同.

4 最小高度差的確定

4.1 最小高度差的意義

最小高度差指的是在最佳工作狀態(tài)下，使循環(huán)驅(qū)動壓力等于循環(huán)回路阻力時所需要的冷熱段高度差.分離式熱管蒸發(fā)段與冷凝段的高度差即圖3中的H，H必須要大于最小高度差，否則工作介質(zhì)不能正常循環(huán)，影響換熱效果.雖然有最小高度差的限制，分離式熱管的高度差也不能太大，太大的將使循環(huán)驅(qū)動壓力過大，導(dǎo)致蒸發(fā)段出口處蒸汽帶水，因而可能減少干蒸汽流量，使傳熱效率降低.最佳高度差應(yīng)該通過實驗獲得，本次設(shè)計將使冷熱段高度差可調(diào)，以便研究高度差對分離式熱管的影響.

4.2 回路驅(qū)動壓頭

分離式熱管循環(huán)回路中循環(huán)動力是由密度差所提供的，即下降管系統(tǒng)與上升管系統(tǒng)中工作介質(zhì)密度差[8-12].

在本設(shè)計中，可認(rèn)為分離式熱管的蒸發(fā)段與冷凝段內(nèi)工作介質(zhì)蒸汽處于同一飽和溫度下，兩相的密度變化均甚微[13-14].通常認(rèn)為兩段的熱流密度和熱流量相同，因此在蒸發(fā)段與冷凝段內(nèi)質(zhì)量含氣率、截面含氣率的變化情況相同，循環(huán)驅(qū)動壓頭主要產(chǎn)生于冷凝段下面的冷凝液導(dǎo)管.循環(huán)驅(qū)動壓力計算公式為：

sqd=(ρl-ρg)gH

(7)

其中：sqd為循環(huán)驅(qū)動壓力，Pa；H為分離式熱管高度差，m；ρl、ρg分別為工作溫度對應(yīng)飽和狀態(tài)下的液體和蒸汽密度，kg·m-3.

本設(shè)計中冷、熱段傳熱管結(jié)構(gòu)尺寸相同，熱流密度相同，屬于特殊情況，通常情況下，熱端與冷端結(jié)構(gòu)不相同，導(dǎo)致了兩段的重位壓頭也不同，因此，有必要計算各自的重位壓頭.

假設(shè)不考慮循環(huán)回路的熱量損失，單純地認(rèn)為蒸發(fā)端出口處含氣率為ε0，冷凝端出口處截面含氣率為0，其循環(huán)驅(qū)動壓頭為[15]

(8)

其中：εi為蒸發(fā)段第i小段的截面含氣率；εj為冷凝段第j小段的截面含氣率.

5 結(jié) 論

本文對非能動熱交換器作了比較全面的設(shè)計.設(shè)計過程中先假定熱源溫度和熱源需要被帶走的功率，按照熱交換器的常規(guī)設(shè)計方法，根據(jù)熱量的傳遞路徑依次計算各傳熱途徑的熱阻，其中有管外自然對流換熱、管內(nèi)相變換熱、管壁導(dǎo)熱.分離式熱管內(nèi)工質(zhì)的流動屬于自然循環(huán)，因而有必要對循環(huán)回路阻力和循環(huán)驅(qū)動壓力進行計算，也就涉及到單相和兩相流動阻力的計算.針對計算結(jié)果得到以下結(jié)論：

1) 通過對分離式換熱器整體熱計算，在假設(shè)熱源水的溫度為90 ℃時，得到了該分離式換熱器熱功率為2 000 W，工作溫度為70 ℃.

2) 傳熱管的尺寸為0.4 m、外徑為32 mm、壁厚2 mm；蒸發(fā)段傳熱管根數(shù)為4根，冷凝段傳熱管束結(jié)構(gòu)尺寸與蒸發(fā)段相同.冷源溫度上限40 ℃.工作溫度70 ℃時聲速極限是24 128 W，最小高度差6 mm.

3) 通過計算該分離式換熱器熱參數(shù)為：蒸發(fā)段管外對流換熱系數(shù)852.75 W/(m2·℃) ,蒸發(fā)段管內(nèi)沸騰換熱系數(shù)2 314.29 W/(m2·℃),冷凝段管內(nèi)凝結(jié)換熱系數(shù)1 162.32 W/(m2·℃),冷凝段管外對流換熱系數(shù)734.65 W/(m2·℃).