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(hào)(HPR1000)作為我國(guó)自主研發(fā)的第三代壓水堆核電站,在設(shè)計(jì)上結(jié)合了主動(dòng)冷卻與被動(dòng)冷卻概念[1],非能動(dòng)安全殼熱量導(dǎo)出系統(tǒng)(passive containment heat removal system,PCS)是HPR1000中非能動(dòng)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(gè)獨(dú)立系列,每個(gè)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(dòng)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(bǔ)水,否則會(huì)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(zhǎng)期的安全,必須實(shí)現(xiàn)安全殼的長(zhǎng)期非能動(dòng)冷卻。分離式熱管又稱回路熱管,是一種通過內(nèi)部相變進(jìn)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(qiáng)、傳熱距離遠(yuǎn)、設(shè)計(jì)靈活等優(yōu)點(diǎn),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(xiàn)[4]設(shè)計(jì)了基于分離式熱管的乏燃料池被動(dòng)冷卻系統(tǒng),在發(fā)生事故后通過環(huán)境空氣的自然對(duì)流去除池中的衰變熱。文獻(xiàn)[5]設(shè)計(jì)了大量的實(shí)驗(yàn)來研究分離式熱管的性能,并證明應(yīng)用分離式熱管來實(shí)現(xiàn)乏燃料池的被動(dòng)冷卻是可行的。文獻(xiàn)[6]～[8]對(duì)應(yīng)用分離式熱管的乏燃料水池進(jìn)行了數(shù)值研究,分別獲得池內(nèi)的溫度場(chǎng)與流場(chǎng)、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(xiàn)將分離式熱管應(yīng)用于PCS冷卻池以實(shí)現(xiàn)事故工況下長(zhǎng)期安全運(yùn)行。

本文提出了一套基于分離式熱管的PCS被動(dòng)冷卻系統(tǒng),討論了不同進(jìn)口流量、管束布置和進(jìn)口距離對(duì)水箱內(nèi)流動(dòng)和傳熱的影響,為安全殼被動(dòng)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(jì)

基于分離式熱管的PCS被動(dòng)冷卻系統(tǒng)采用模塊化設(shè)計(jì),每個(gè)序列設(shè)置50個(gè)模塊,每個(gè)模塊包括1個(gè)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(yùn)行時(shí),該系統(tǒng)處于待機(jī)狀態(tài),當(dāng)事故發(fā)生時(shí),隨著安全殼內(nèi)的溫度和壓力的升高,該系統(tǒng)會(huì)被激活,殼內(nèi)的換熱器和外部水箱會(huì)在流體密度差異的驅(qū)動(dòng)下形成自然循環(huán)。熱流體從上升管進(jìn)入冷卻水箱,此時(shí)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(dòng)下再次流回安全殼內(nèi)的換熱器中,從而實(shí)現(xiàn)整個(gè)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(shí)存在氣液兩相流,因此冷卻水箱結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)為圓柱結(jié)構(gòu),以滿足承壓要求。

圖1 設(shè)計(jì)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(jì)算方便,本文對(duì)幾何模型進(jìn)行了簡(jiǎn)化。簡(jiǎn)化的3D幾何模型如圖2所示,熱水進(jìn)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(jiǎn)化為只有蒸發(fā)段的平行管束,冷凝段對(duì)散熱的影響簡(jiǎn)化為具有恒定溫度的蒸發(fā)管頂部截面。由于對(duì)水箱內(nèi)的所有管束進(jìn)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(gè)蒸發(fā)管進(jìn)行分析,管束的兩種布置方案及叉排方案下管編號(hào)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(hào)

2.2 假設(shè)及邊界條件

自然對(duì)流本質(zhì)上是由流體溫差引起的密度差所驅(qū)動(dòng)的流體運(yùn)動(dòng),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(jìn)口為恒定質(zhì)量流量。

4) 將分離式熱管的冷凝段簡(jiǎn)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(jì)算得到當(dāng)前設(shè)計(jì)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(dòng)溫度及水箱中的初始水溫均設(shè)置為60 ℃。水箱進(jìn)口邊界條件為質(zhì)量流量進(jìn)口,參考現(xiàn)有PCS設(shè)計(jì)中循環(huán)流量,每個(gè)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(jì)算流體力學(xué)(computational fluid dynamics,CFD)軟件對(duì)水箱內(nèi)傳熱特性進(jìn)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(dòng)量與能量方程采用二階迎風(fēng)離散,選用RNGk-ε湍流模型計(jì)算湍流效應(yīng),近壁面效應(yīng)選用增強(qiáng)壁面熱效應(yīng)函數(shù)來處理,進(jìn)口邊界條件下的湍流強(qiáng)度設(shè)置為5%。對(duì)于殘差的收斂標(biāo)準(zhǔn),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(yàn)證

圖4 網(wǎng)格獨(dú)立性檢驗(yàn)

圖5 模型驗(yàn)證結(jié)果

4 數(shù)據(jù)處理

流體物性是在定性溫度下計(jì)算,定性溫度Tf計(jì)算公式如下:

(1)

定性溫度下用水的物性計(jì)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?cái)?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(zhǎng)度。根據(jù)浮力和慣性力的相對(duì)大小來判斷對(duì)流換熱形式是強(qiáng)制對(duì)流還是自然對(duì)流,本文中Ri≥ 10,則可以認(rèn)為是純自然對(duì)流,忽略強(qiáng)制對(duì)流的影響。

單個(gè)蒸發(fā)管的局部努塞爾數(shù)Nux計(jì)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(zhǎng)度。

5 結(jié)果與討論

5.1 瞬態(tài)啟動(dòng)特性

以方案1為研究對(duì)象分析水箱的啟動(dòng)特性,圖6顯示了水箱內(nèi)的溫度隨時(shí)間的變化(進(jìn)口流量q=10.0 kg/s),可以看出溫躍層的厚度隨著時(shí)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(dá)600 s后水箱的出口溫度基本達(dá)到穩(wěn)定狀態(tài)。熱流體在進(jìn)口處具有較高的動(dòng)能,進(jìn)入水箱后擴(kuò)散并導(dǎo)致頂層的混合流動(dòng),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(shí)間的變化

圖7 蒸發(fā)管的隨時(shí)間的變化

5.2 進(jìn)口流量的影響

圖8 進(jìn)口流量對(duì)總傳熱功率與壓降的影響

圖9 水箱的出口溫度隨時(shí)間的變化

圖10 RaL與的關(guān)系

5.3 管束布置方式的影響

進(jìn)口流量q=10.0 kg/s,對(duì)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(jìn)出口壓降分別為342.48 Pa(叉排)、340.79 Pa(順排)。在溫度場(chǎng)與流場(chǎng)的對(duì)比中發(fā)現(xiàn),兩種方案的差異性主要體現(xiàn)在進(jìn)口附近。如圖11所示,順排布置時(shí)正對(duì)進(jìn)口的一排蒸發(fā)管附近的流動(dòng)明顯高于其他區(qū)域,叉排布置時(shí)通過將進(jìn)口流體進(jìn)行分配,增強(qiáng)了水箱左右兩側(cè)蒸發(fā)管附近的流動(dòng)。相比于順排布置,叉排時(shí)水箱兩側(cè)流動(dòng)較弱區(qū)域有所減小,a區(qū)域小于b區(qū)域?？梢姴媾艜r(shí)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(jìn)口效應(yīng)對(duì)蒸發(fā)管傳熱的影響。研究發(fā)現(xiàn),在設(shè)計(jì)的流量范圍內(nèi),管束布置對(duì)水箱內(nèi)傳熱與流動(dòng)的影響很小。

圖11 兩種布置方式下進(jìn)口處截面速度云圖

5.4 進(jìn)口距離的影響

圖12所示為進(jìn)口距離對(duì)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(jìn)口距離h=0.15 m時(shí),水箱內(nèi)的進(jìn)出口壓降最高,相比其他進(jìn)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(jìn)口距離h=0.50 m時(shí),水箱內(nèi)蒸發(fā)管的總傳熱量最大,相比其他進(jìn)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(jìn)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(jìn)口位置時(shí)需要同時(shí)考慮蒸發(fā)管總傳熱量與壓降的影響,綜合兩種因素,進(jìn)口位置到水池頂部距離h應(yīng)當(dāng)選擇0.5 m。

圖12 進(jìn)口距離對(duì)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(jìn)口流量對(duì)水箱內(nèi)的傳熱與流動(dòng)的影響較大。當(dāng)進(jìn)口流量由3.3 kg/s增加到10.0 kg/s時(shí),每個(gè)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(jìn)口效應(yīng)對(duì)正對(duì)進(jìn)口位置及中間位置的管束影響較大。

3)進(jìn)口流量小于10.0 kg/s時(shí),管束布置方式對(duì)于水箱內(nèi)傳熱與流動(dòng)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(jìn)口位置到水池頂部距離h應(yīng)當(dāng)選擇0.5 m。