热管式辐射器热工水力优化分析

尹 皓，郭春秋，刘兴民，岳芷廷，张 焱，邹佳讯

(中国原子能科学研究院 反应堆工程技术研究部，北京 102413)

针对超高空或太空环境下飞行器排放废热的问题，由于空气稀薄或处于真空状态，通常采用辐射换热的方式将热量排出。常用方式有管道肋片式和热管式辐射器[1-2]。其中，管道肋片式辐射器由于辐射肋片效率问题，会限制辐射器的散热能力，而热管式辐射器以较高的热效率、无需依赖重力和较高的安全性等优点广泛应用于空间飞行器和动力装置[3]。在空间核系统中，前苏联科研生产联合体“红星”和物理动力研究院研制的TOPAZ-Ⅱ核动力装置[4-9]采用了热管式辐射器，前苏联机械制造中央设计局等多家研究机构研制的“叶尼塞”空间热离子动力装置[10]也采用了类似结构的热管式辐射器。而美国研制的SPACE-R热离子空间核系统和SNAP-10A反应堆则采用了热管与高热导率辐射片[11-14]。

本文以TOPAZ-Ⅱ核动力装置所采用的辐射器为原型，进行优化设计与分析。为增加辐射面积，增加集流环的数量与热管数量。在分析时，主要考虑冷却剂流量与换热量的匹配问题，尽可能使4根集流环温度均匀以减小管道热应力。通过热工水力计算给出对结构优化的可行性建议。

1 热管式辐射器结构与原理

通常热管式辐射器主要承担着排出反应堆多余热量的作用，同时与支撑单元一起支撑着整个反应堆。TOPAZ-Ⅱ的整个辐射器系统包括冷却剂回路管道、集流环和热管等，如图1所示。其中，冷却剂回路管道又包含了堆芯出口管段、堆芯入口管段及各特征管道等。整个系统采用液态钠钾合金作为冷却剂。

对TOPAZ-Ⅱ的辐射器现有结构进行改进设计，将原有的2段热管增加至4段热管，从而将辐射换热面积增加了近1倍，将整个热排放系统的排热能力增加了近1倍。TOPAZ-Ⅱ原有1根集流环，上下两段热管均插入其中。现将集流环增加至4根，每段热管单独插入1根集流环中，如图2所示。冷却剂从堆芯流出后依次流入4根集流环，经过集流环后在下部的腔室汇合，然后向上流经电磁泵后再分为3支流入堆芯。辐射器的传热单元是热管，冷却剂流经集流环时与插入其中热管的蒸发段进行换热。热管外部1/3圆周包有铜包壳，包壳外缘有翅片，2/3未包包壳。辐射器最终通过集流环表面、热管外包壳和翅片共同向周围环境辐射换热将热量排出。

图1 TOPAZ-Ⅱ核动力装置示意图Fig.1 Schematic of TOPAZ-Ⅱ nuclear power unit

图2 TOPAZ-Ⅱ热管式辐射器改进示意图Fig.2 Schematic of TOPAZ-Ⅱ heat pipe radiator after improvement design

辐射器排放的总热量包括冷却剂与热管的换热量、冷却剂与集流环的换热量。冷却剂与热管的换热量包括翅片外表面和内表面的辐射换热量、铜包壳的辐射换热量、未包包壳热管的辐射换热量；冷却剂与集流环的换热量包括集流环内表面和外表面的辐射换热量。

2 热工水力计算方法

整个热管式辐射器涉及管道结构复杂，同时集流环中插有热管，集流环内部还有隔板等结构。整个辐射器涉及的换热也多种多样，既有辐射换热又有对流换热。采用自主开发程序的方式能灵活高效地计算热工水力问题，但对于结构非常复杂的管道可能无法真实模拟其流动特性。采用商用CFD软件(FLUENT)能较好地模拟流动，但若将全部模型进行三维模拟计算量巨大，效率降低。因此，采用FLUENT软件与自主开发程序相结合的方法来对热管式辐射器进行热工水力计算。先利用FLUENT软件模拟辐射器回路管道和集流环上的流量分配，再将该结果代入自主开发的RATHAL程序中计算冷却剂温度及换热量。FLUENT软件作为成熟的商用热工水力分析软件，现在越来越广泛地应用于设计中，在此不做赘述。

RATHAL程序通过能量守恒和质量守恒方程联立求解得到冷却剂温度分布。考虑了热管的等温性模型、集流环的对称性模型、翅片的一维传热模型、单根热管的热量传递过程、冷却剂与热管蒸发段的对流换热、热管蒸发段到冷凝段的传热、冷凝段和包壳的传热、包壳辐射散热、未包包壳冷凝段的辐射散热、翅片的热传导、集流环的热传导、冷却剂与集流管壁面的对流换热、集流管外表面的辐射散热、冷却剂在集流管的压降以及辐射器角系数的求解。该程序可计算整个热管式辐射器的热工流体力学性能，得到冷却剂压力和温度的分布。其包含1个主程序和23个子程序，子程序均采用模块化设计，可针对不同回路形式的热管式辐射器进行计算，具有较好的通用性。其流程图如图3所示。

图3 RATHAL程序流程图Fig.3 Flow chart of RATHAL code

3 现有结构热工水力计算

首先，利用FLUENT软件对整个热管式辐射器进行流量分配计算。建立几何模型如图4所示。

图4 几何模型Fig.4 Geometry model

进行网格划分，在圆管段尽量采用结构化网格，在不规则的位置采用非结构化网格，以尽可能减小网格数量的同时又能保证网格质量。经统计，网格单元数为2 263 174，网格节点数为2 002 539。局部网格如图5所示。

图5 局部网格Fig.5 Partial mesh

划分网格后，进行边界条件的设置。由于主要目的是得到流量分配结果，因此仅模拟流体流动，不需打开energy模块。入口设置为质量流量入口(1.8 kg/s)，出口设置为压力出口(0 Pa)。运行工况为1个大气压。

冷却剂压力分布云图和速度矢量图如图6所示。经计算得到集流环的流量列于表1。

图6 压力云图和速度矢量图Fig.6 Pressure contour and velocity vector

表1 流量分配结果Table 1 Flow distribution result

将该流量结果代入RATHAL程序中进行传热计算，得到集流环温差(表2)。

表2 集流环温差Table 2 Temperature difference of collector ring

由表2可见，4根集流环的进出口温差相差较大，最高103.2 ℃，最低76.3 ℃，相差超过25 ℃。

4 设计优化

热排放系统设计优化的目标是使每根集流环的流量与其辐射面积相匹配，使集流环间的温差一致，以减小管道热应力。根据RATHAL程序，计算4根集流环的辐射面积比例和散热量分布列于表3。流量分配的理想情况是将总流量按辐射器面积比例分配到4根集流环上，具体列于表4。

表3 辐射面积与散热量比例Table 3 Ratio of radiation area and heat emission

表4 理想情况流量分配Table 4 Ideal flow distribution

针对4根集流环上现在的流量分配与理想状况的差距，考虑在第1根集流环的进口段处通过调节阻力系数的方式来改变4根集流环上的流量分配情况。在第1根集流环的进口段上取很短的一段，设为多孔介质，调节其中的惯性阻力系数项直至流量分配接近理想状况。根据不断试算，最终当惯性阻力系数为60 m-1时，计算结果与理想结果最为接近，其流量分配列于表5。

在实际工程中，考虑用突缩、突扩结构，即在第1根集流环入口段插入一段直径较小的细管段，来实现上述计算中的流量分配计算结果。根据突缩、突扩计算公式[15]来反推细管段大小。

表5 优化后的流量分配结果Table 5 Flow distribution after optimization

突缩结构阻力系数：

k1=0.5(1-A2/A1)0.75

(1)

突扩结构阻力系数：

k2=(1-A2/A1)2

(2)

其中：A1为原进口管的横截面积；A2为细管段的横截面积。

总的形阻系数：

k=k1+k2

(3)

突缩突扩结构带来的压力变化：

(4)

其中：ρ为流体密度；v为流体速度。

根据优化后FLUENT模拟结果，压力变化Δp为320 Pa，计算得阻力系数k=0.29，A2/A1=0.71。原管段的直径为23 mm，初步估计细管段的直径为19 mm即可满足流量分配要求。

将改进后的流量分配结果分别代入RATHAL程序中进行热计算，得到集流环的温差列于表6。

表6 优化后集流环温差Table 6 Temperature difference of collector ring after optimization

对比表6和表2的结果可看出，目前结构中流量分配会导致集流环之间的温差较大，优化后则可很好解决温差大的问题，4根集流环进出口温差相差不超过2 ℃。

5 结论

热管式辐射器的结构复杂，传热方式多样。本文中采用CFD软件与自主开发程序RATHAL相结合的方式对热管式辐射器进行了热工流体耦合计算并对设计进行了优化。

先对原结构进行流量分配计算，得到压力云图、速度矢量图和流量分配结果，并采用RATHAL程序计算辐射器各集流环的温差。由结果可见，原辐射器结构会导致4根集流环上的流量分配与理想情况差距较大，并且4根集流环进出口温差相差较大，超过25 ℃。

然后，在第1根集流环入口处取一小段设为多孔介质，通过调节其阻力系数的方式使流量分配结果接近理想情况。最终当惯性阻力系数为60 m-1时，计算结果与理想结果最为接近。再将得到的阻力系数化为具体的突缩、突扩结构的值。通过计算，在第1根集流环入口采用19 mm的细管段即可达到较为理想的情况。将优化后的流量分配结果代入RATHAL程序，可看出优化后结果明显好于优化前的，4根集流环进出口温差相差不超过2 ℃。