基于热管技术的非能动安全壳热量导出系统的数值研究

乔 珂,陶汉中,李艳南 ,薛慧霖

(1.南京工业大学能源科学与工程学院,江苏 南京 211816) (2.南京工业大学城市建设学院,江苏 南京 211816)

华龙一号(HPR1000)作为我国自主研发的第三代压水堆核电站,在设计上结合了主动冷却与被动冷却概念[1],非能动安全壳热量导出系统(passive containment heat removal system,PCS)是HPR1000中非能动冷却系统的重要组成部分,可以保证核电站在事故发生后72 h内安全排热。该系统分为3个独立系列,每个系列均由安全壳内的换热器组、冷却水箱、连接管道、阀门、汽水分离器部件等组成[2]。PCS的原理是利用循环回路中冷热流体的密度差,驱动系统中流体的自然循环,将安全壳内的热量释放到冷却水箱中,再通过冷却水箱中水分的蒸发将热量排放到环境中。当系统使用超过72 h,必须定期给水箱补水,否则会由于冷却水的损失导致系统无法持续散热。因此为了保障核电厂长期的安全,必须实现安全壳的长期非能动冷却。分离式热管又称回路热管,是一种通过内部相变进行传热的高效无源元件,蒸发段和冷凝段分开布置,通过上升管和下降管连接形成循环回路。分离式热管具有传热能力强、传热距离远、设计灵活等优点,已广泛应用于航天器、热控系统等领域[3]。然而分离式热管在PCS冷却池中应用的研究较少,可以参考其在乏燃料池中应用的研究。文献[4]设计了基于分离式热管的乏燃料池被动冷却系统,在发生事故后通过环境空气的自然对流去除池中的衰变热。文献[5]设计了大量的实验来研究分离式热管的性能,并证明应用分离式热管来实现乏燃料池的被动冷却是可行的。文献[6]～[8]对应用分离式热管的乏燃料水池进行了数值研究,分别获得池内的温度场与流场、最佳传热模型以及冷凝段最佳的布置方式。目前很少有文献将分离式热管应用于PCS冷却池以实现事故工况下长期安全运行。

本文提出了一套基于分离式热管的PCS被动冷却系统,讨论了不同进口流量、管束布置和进口距离对水箱内流动和传热的影响,为安全壳被动冷却系统中热管技术的应用提供参考。

1 方案设计

基于分离式热管的PCS被动冷却系统采用模块化设计,每个序列设置50个模块,每个模块包括1个循环水箱和1组分离式热管换热器。分离式热管的蒸发段由30根光管并联组成,浸没在水箱中,冷凝段由149根翅片管并联组成,布置在空冷塔内。如图1所示,核电反应堆正常运行时,该系统处于待机状态,当事故发生时,随着安全壳内的温度和压力的升高,该系统会被激活,壳内的换热器和外部水箱会在流体密度差异的驱动下形成自然循环。热流体从上升管进入冷却水箱,此时分离式热管的蒸发段内部工质吸热汽化,并将热量传递给冷凝段。在室外环境热阱下,冷凝段内的工作流体放热液化,然后通过下降管返回蒸发段,将池中的热量释放到环境空气中。冷却水箱内的流体经过热管换热器换热后温度降低,并在密度差的驱动下再次流回安全壳内的换热器中,从而实现整个无源系统的自然循环。本文中冷却水箱是密封的,自然循环中时存在气液两相流,因此冷却水箱结构设计为圆柱结构,以满足承压要求。

图1 设计方案示意图

2 几何模型与数值方法

2.1 几何模型

为了计算方便,本文对几何模型进行了简化。简化的3D几何模型如图2所示,热水进口位于水箱上部,冷却水出口位于水箱下部。分离式热管的几何模型简化为只有蒸发段的平行管束,冷凝段对散热的影响简化为具有恒定温度的蒸发管顶部截面。由于对水箱内的所有管束进行分析较为复杂,因此选取了水箱内具有代表性的4个蒸发管进行分析,管束的两种布置方案及叉排方案下管编号如图3所示。

图2 几何模型

图3 两种布置方案以及叉排方案下管编号

2.2 假设及边界条件

自然对流本质上是由流体温差引起的密度差所驱动的流体运动,因此选择与温度T相关的拟合函数来体现流体物性随温度的变化,流体物性见表1。

模拟假设如下:

1) 忽略水的蒸发,只考虑单相流。

2) 将热管蒸发段假设为导热固体,所有蒸发管的导热系数相同。

3) 水箱进口为恒定质量流量。

4) 将分离式热管的冷凝段简化为具有恒定温度的圆形截面。

通过分离式热管的热阻网络模型计算得到当前设计中分离式热管的当量导热系数λ=17×105W/(m·K),按照保守假设原则,分离式热管的启动温度及水箱中的初始水温均设置为60 ℃。水箱进口边界条件为质量流量进口,参考现有PCS设计中循环流量,每个模块的质量流量设置为3.3～10.0 kg/s,出口边界条件为压力出口,水箱外壳为无滑移绝热边界。

2.3 模拟方法

在仿真过程中通过计算流体力学(computational fluid dynamics,CFD)软件对水箱内传热特性进行瞬态仿真,采用压力-速度耦合的SIMPLE算法,压力选用体积力加权法,动量与能量方程采用二阶迎风离散,选用RNGk-ε湍流模型计算湍流效应,近壁面效应选用增强壁面热效应函数来处理,进口边界条件下的湍流强度设置为5%。对于残差的收敛标准,能量守恒方程为10-6,其他方程为10-4。

3 数值模拟的可靠性验证

图4 网格独立性检验

图5 模型验证结果

4 数据处理

流体物性是在定性温度下计算,定性温度Tf计算公式如下:

(1)

定性温度下用水的物性计算雷诺数Red、格拉晓夫数GrL、瑞利数RaL、理查森数Ri,公式如下:

(2)

式中:u为流体速度,d为蒸发管直径,Pr为普朗特数,β为体积变化系数,Thp为蒸发管壁温度,Tw为蒸发管附近流体温度,g为重力加速度,L为蒸发管总长度。根据浮力和惯性力的相对大小来判断对流换热形式是强制对流还是自然对流,本文中Ri≥ 10,则可以认为是纯自然对流,忽略强制对流的影响。

单个蒸发管的局部努塞尔数Nux计算公式为:

(3)

(4)

式中:q*为壁面热流密度,x为蒸发管积分长度。

5 结果与讨论

5.1 瞬态启动特性

以方案1为研究对象分析水箱的启动特性,图6显示了水箱内的温度随时间的变化(进口流量q=10.0 kg/s),可以看出温跃层的厚度随着时间逐渐增大,热分层向着水箱出口方向发展迅速,水箱出口温度在第240 s后开始升高,在到达600 s后水箱的出口温度基本达到稳定状态。热流体在进口处具有较高的动能,进入水箱后扩散并导致顶层的混合流动,稳定后蒸发管的冷却作用能够使水箱内始终保持明显的热分层。

图6 水箱温度随时间的变化

图7 蒸发管的随时间的变化

5.2 进口流量的影响

图8 进口流量对总传热功率与压降的影响

图9 水箱的出口温度随时间的变化

图10 RaL与的关系

5.3 管束布置方式的影响

进口流量q=10.0 kg/s,对比两种方案,蒸发管的总传热量分别为0.532 MW(叉排)、0.528 MW(顺排),蒸发管间最大传热差距分别为8.5 kW(叉排)、8.2 kW(顺排),进出口压降分别为342.48 Pa(叉排)、340.79 Pa(顺排)。在温度场与流场的对比中发现,两种方案的差异性主要体现在进口附近。如图11所示,顺排布置时正对进口的一排蒸发管附近的流动明显高于其他区域,叉排布置时通过将进口流体进行分配,增强了水箱左右两侧蒸发管附近的流动。相比于顺排布置,叉排时水箱两侧流动较弱区域有所减小,a区域小于b区域。可见叉排时蒸发管的总传热量略高于顺排,但是增大了蒸发管间传热量的差距,这主要来自进口效应对蒸发管传热的影响。研究发现,在设计的流量范围内,管束布置对水箱内传热与流动的影响很小。

图11 两种布置方式下进口处截面速度云图

5.4 进口距离的影响

图12所示为进口距离对水箱内压降与蒸发管束总传热量的影响,可以发现当进口距离h=0.15 m时,水箱内的进出口压降最高,相比其他进口距离分别提高了5.4%(h=0.50 m)、6.8%(h=0.85 m)、9.0%(h=1.22 m)、9.2%(h=1.55 m)。当进口距离h=0.50 m时,水箱内蒸发管的总传热量最大,相比其他进口位置分别提高了0.75%(h=0.15 m)、0.94%(h=0.85 m)、2.1%(h=1.22 m)、2.7%(h=1.55 m)。由于水箱内的进口压降越大系统中的循环阻力越大,蒸发管的传热量越大水箱内的出口温度越低,因此在选择最佳进口位置时需要同时考虑蒸发管总传热量与压降的影响,综合两种因素,进口位置到水池顶部距离h应当选择0.5 m。

图12 进口距离对蒸发管总传热量与压降的影响

6 结论

本文开展基于分离式热管的PCS研究,论证了热管应用于 PCS的可行性,得到如下结论:

2)进口流量对水箱内的传热与流动的影响较大。当进口流量由3.3 kg/s增加到10.0 kg/s时,每个模块可以带走的传热量也由0.353 MW增加到0.532 MW,但是压降也由40.36 Pa增加到342.48 Pa。进口效应对正对进口位置及中间位置的管束影响较大。

3)进口流量小于10.0 kg/s时,管束布置方式对于水箱内传热与流动的影响在很小的范围内。综合蒸发管传热量与压降的影响,进口位置到水池顶部距离h应当选择0.5 m。