王明路，熊珍琴，顧漢洋，葉 成，程 旭

(上海交通大學 核科學與工程學院，上海 200240)

分離式熱管換熱器適用于大型換熱裝置，在電力、石化、冶金工業(yè)的余熱回收中得到愈來愈多的應用[1-7]。為此，國內(nèi)外針對分離式熱管的研究較多，如Roger等[3]對應用于航天任務的小型熱管啟動特性及工況變動特性進行了詳細研究。朱玉琴[7]研究了φ25 mm×2 mm，長1.44 m分離式熱管的管內(nèi)傳熱關系式。此類研究主要針對尺度較小的熱管。在核電領域，Sugawara等[8]考慮了具有固有安全性的壓水堆設計，采用了分離式熱管散熱方案；Lin等[9]和Mochizuki等[10]也設計了壓水堆安全殼分離式熱管散熱系統(tǒng)；Ye等[11]提出采用分離式熱管進行乏燃料水池的完全非能動冷卻；與此同時Areva和西屋公司各自提出了基于熱管冷卻乏燃料水池的方案[12]。雖然基于分離式熱管的非能動安全系統(tǒng)設計不斷涌現(xiàn)，但對于此類設計的核心部件——大尺度分離式熱管的換熱特性實驗研究國內(nèi)外卻鮮有報道。

本文設計并搭建分離式熱管換熱性能實驗平臺，開展多種工況下的大尺度分離式熱管換熱實驗，獲得大尺度分離式熱管整體換熱特性實驗數(shù)據(jù)，為分離式熱管應用于核電站的非能動余熱排出設計提供熱管性能的設計輸入?yún)?shù)。

1 實驗系統(tǒng)及實驗方法

本實驗的目的是研究多種參數(shù)條件下大尺度熱管的換熱特性，為此設計如圖1所示的定水溫實驗系統(tǒng)。系統(tǒng)能測量特定入口水溫、入口水流速和空氣速度條件下分離式熱管的換熱性能。

實驗系統(tǒng)主要由水套管加熱系統(tǒng)、熱管回路、空氣通道和測控系統(tǒng)組成。熱管蒸發(fā)段被外部水套管中的熱水加熱，水套管外徑為219 mm，特定溫度的熱水從其上部入口流入，向下流經(jīng)熱管蒸發(fā)段后，由其下部出口流出。加熱水的進、出口溫度和流量由熱電偶和電磁流量計監(jiān)測。

圖1 分離式熱管實驗系統(tǒng)原理圖

分離式熱管本體材料為304不銹鋼，包括蒸發(fā)段、上升管、冷凝段、下降管和絕熱段。熱管的蒸發(fā)段長為7.6 m，外徑為76 mm，壁厚為5.5 mm，沿蒸發(fā)段高度方向均勻布置7只T型熱電偶測量蒸發(fā)段內(nèi)不同高度工質的溫度，如圖2所示，其中第1根熱電偶測量位置距離加熱段底部0.6 m，其余6根熱電偶的間距均為1 m。蒸發(fā)段的進、出口溫度和壓力同時被采集，平均壓力為熱管的工作壓力。

冷凝段由帶翅片的不銹鋼管傾斜15°蛇形繞成，長為20 m，內(nèi)徑為65 mm。變頻風機產(chǎn)生的風在風道中冷卻分離式熱管的冷凝段，進、出口風溫和風速由熱電偶和風速計采集。下降管內(nèi)徑為15 mm，水平絕熱段的直徑與下降管的相同。

圖2 熱管蒸發(fā)段測點布置

加熱水套管、熱管上升段、熱管下降管和水平絕熱段均進行了有效的保溫處理。選取R134a為分離式熱管工質。熱電偶、壓力和流量的不確定度分別在0.5 ℃、0.1%和1%以內(nèi)。

實驗前，使用真空泵建立實驗回路的真空度，保證回路內(nèi)絕對壓力在10 Pa以內(nèi)，然后注入R134a，使得回路中R134a的體積占回路總體積的21%。

熱管換熱能力采用換熱量Q評價，計算式為：

(1)

熱管工質循環(huán)流量m計算式為：

m=Q/(hout-hin)

(2)

式中，hin、hout分別為分離式熱管蒸發(fā)段進出口焓，kJ/kg。

熱管蒸發(fā)段平均換熱系數(shù)計算式為：

(3)

2 實驗結果及討論

2.1 熱管整體換熱性能

熱管的驅動不需要外部電源，其內(nèi)部工質流動的驅動力是冷熱源溫差，即熱水溫度和空氣溫度差。本文測量了226組不同冷熱源溫差下熱管的換熱量，如圖3所示。圖3中橫坐標為熱水進出口平均溫度與空氣進出口平均溫度之差，縱坐標為換熱量。從圖中可看出，隨溫差的增大，換熱量呈增加的趨勢。在溫差為51 ℃時，換熱量最高達21 kW，能為乏燃料池的冷卻提供較好的冷卻效果。

圖3 分離式熱管整體換熱性能

圖3數(shù)據(jù)覆蓋了較為寬廣的工況范圍，空氣溫度為25～39 ℃，空氣流速為0.5～2.5 m/s，熱水入口溫度為50～90 ℃，熱水流速為0.008～0.02 m/s。工況覆蓋了乏燃料池處于比較惡劣的夏季工況范圍，根據(jù)此數(shù)據(jù)擬合得到換熱量和冷熱源溫差的關系式(式(4))。該關系式能用于快速預測熱管的換熱性能，在工程應用中具有指導意義。

Q=0.369 8(twa-taa)-2.547

(4)

2.2 熱管蒸發(fā)段流體溫度分布

應用于乏燃料池的熱管蒸發(fā)段具有尺度大的特點，不僅豎直高度較高，而且熱負荷大導致采用的圓管內(nèi)徑大。蒸發(fā)段內(nèi)兩相區(qū)增長能有效促進換熱，為研究內(nèi)徑較大時蒸發(fā)段內(nèi)是否形成較長的兩相區(qū)，本文測量了蒸發(fā)段內(nèi)工質R134a的溫度。在加熱水入口水溫為70 ℃、加熱水在輔助套管內(nèi)水流速為0.02 m/s、空氣流速為2.0 m/s時，熱管蒸發(fā)段內(nèi)工質R134a溫度分布如圖4所示。

圖4 分離式熱管蒸發(fā)段內(nèi)R134a溫度分布

在蒸發(fā)段入口處，管內(nèi)工質R134a處于過冷狀態(tài)，壓力為1.289 MPa，溫度為48.9 ℃。隨高度的增加，R134a吸收熱量，溫度逐漸升高，當高度達到距蒸發(fā)段入口0.6 m處時，R134a達49.4 ℃。此后R134a處于飽和狀態(tài)。由于沿著蒸發(fā)段上升過程中產(chǎn)生壓力損失，當?shù)貕毫χ饾u降低，因而此后處于飽和狀態(tài)的R134a的溫度沿著高度增加逐漸下降。當高度從0.6 m增大到6.6 m時，R134a溫度從49.4 ℃下降到48.3 ℃。高度從6.6 m升到蒸發(fā)段出口7.6 m時，R134a溫度出現(xiàn)突然升高，這是由于R134a達到了過熱狀態(tài)，該區(qū)域處于單相過熱蒸汽，因而R134a溫度升高顯著，從48.3 ℃升至51.6 ℃。熱管蒸發(fā)段主要為兩相區(qū)，管內(nèi)側換熱效果較好。

2.3 熱源入口水溫的影響

熱源加熱水溫度影響熱管的驅動力，為研究熱源溫度的影響，本文測量了空氣流速為1.5 m/s、熱源入口水流速為0.02 m/s、空氣入口溫度為28.5 ℃時，熱源入口水溫在50～90 ℃變化過程中，熱管的工作溫度、換熱量、管內(nèi)工質循環(huán)流量和蒸發(fā)段平均換熱系數(shù)的變化規(guī)律。

各參數(shù)隨熱源入口水溫的變化如圖5所示。從圖5a可看出，熱管工作溫度隨著熱源入口水溫線性升高。熱源入口水溫為50 ℃時，熱管工作溫度為38.5 ℃；熱源入口水溫為90 ℃時，熱管工作溫度為61.3 ℃。從圖5b可看出，熱管在乏燃料池溫度區(qū)域(50～90 ℃)具有較好的換熱能力，能有效冷卻乏燃料池。熱源入口水溫為50 ℃時，熱管蒸發(fā)段換熱量為5.3 kW，在外熱源溫度并不高的情況下，以R134a為工質的大尺度分離式熱管換熱量已十分可觀；當熱源入口水溫升至90 ℃時，熱管蒸發(fā)段換熱量更是線性增加至19.6 kW，為入口水溫50 ℃時換熱量的3.7倍。這是因為熱源入口水溫度的升高不僅能增大熱管換熱溫差，且熱源入口水溫度的增加使蒸發(fā)段內(nèi)平均密度降低，即熱管的冷熱段之間的密度差增大，因而熱管循環(huán)系統(tǒng)的驅動力增強，R134a循環(huán)流量相應增大，同樣促進熱管蒸發(fā)段和冷凝段管內(nèi)側換熱，因而整體換熱量出現(xiàn)顯著增加。

圖5 各參數(shù)隨熱源入口水溫的變化

從圖5c可看出，分離式熱管循環(huán)流量隨著熱源入口水溫升高線性增大。熱源入口水溫從50 ℃升至90 ℃的過程中，工質循環(huán)流量從0.031 kg/s升至0.13 kg/s，升高了319%。從圖5d可看出，蒸發(fā)段平均換熱系數(shù)同樣是隨熱源入口溫度線性增加。隨著熱源入口溫度從50 ℃升至90 ℃，蒸發(fā)段平均換熱系數(shù)從385.7 W/(m2·℃)升至686.7 W/(m2·℃)，增加了78%。熱源入口溫度的升高使蒸發(fā)段壁面過熱度加大，管壁汽化核數(shù)增加，同時由于工作溫度的升高，使氣泡的最小直徑和脫離直徑減小，循環(huán)流量的增加能提高管內(nèi)工質的擾動強度，因而換熱系數(shù)在熱源入口溫度升高時增大。

將分離式熱管作為余熱排出系統(tǒng)，熱管工作環(huán)境溫度升高，熱管的換熱能力、平均換熱系數(shù)隨之增強，給系統(tǒng)帶來有益的負反饋效應。

2.4 冷凝段外風速的影響

冷凝段外空氣速度影響熱管最終將熱量傳輸?shù)綗嶷蹇諝庵械哪芰?。為研究其對熱管整體性能的影響，在熱源入口水溫為70 ℃、熱源入口水流速為0.02 m/s、空氣入口溫度為29 ℃時，空氣流速從0.5 m/s逐漸增大到2.5 m/s，獲得熱管的工作溫度、換熱量、管內(nèi)工質循環(huán)流量和蒸發(fā)段平均換熱系數(shù)的變化規(guī)律。各參數(shù)隨風速的變化示于圖6。從圖6a可看出，冷凝段風速為0.5 m/s時，熱管工作溫度為54 ℃；當風速增大至2.5 m/s時，熱管工作溫度降至48.3 ℃。由此可見，雖然冷凝段外風速的增加能在一定程度上減小熱管工作溫度，但隨著風速增加到一定程度，風速對熱管工作溫度的影響越來越弱。從圖6b可看出，風速為0.5 m/s時，換熱量已達9.2 kW，隨風速的增加，換熱量呈二次曲線增加?？諝馑俣容^小時，換熱量增加幅度較大，換熱量從風速0.5 m/s時的9.2 kW增加到風速2.0 m/s時的13.2 kW，增加了43.5%。而空氣速度較大時，換熱量的增加幅度較小，如風速從2.0 m/s增加到2.5 m/s時，換熱量僅增加了1.6%。

從圖6c可看出，循環(huán)流量以二次曲線方式隨風速的增大而增大。風速為0.5 m/s時，循環(huán)流量為0.06 kg/s；風速為2.0 m/s時，循環(huán)流量為0.084 kg/s，繼續(xù)增大風速，循環(huán)流量基本不變，風速為2.5 m/s時，循環(huán)流量為0.085 kg/s。冷凝段風速的增加使回路中密度差增大，循環(huán)驅動壓頭的增加需要壓降的增加以達到平衡，故循環(huán)流量隨之增大。從圖6d可看出，風速從0.5 m/s增大到2.5 m/s的過程中，蒸發(fā)段平均換熱系數(shù)從538.4 W/(m2·℃)增大至597.6 W/(m2·℃)，增大了11%，增加幅度較小。

圖6 各參數(shù)隨風速的變化

3 結論

本文針對應用于核電站乏燃料水池的非能動余熱排出的大尺度熱管展開實驗研究，搭建了具有7.6 m高蒸發(fā)段的大尺度熱管實驗回路，以R134a為工質，測量了寬廣工況范圍下熱管的性能，獲得了大尺度分離式熱管整體換熱性與冷熱源溫差的關系式，有助于工程上快速預測熱管換熱性能。通過試驗數(shù)據(jù)研究了蒸發(fā)段內(nèi)的工質R134a溫度分布特性，分析了熱源溫度、冷凝段風速對熱管工作溫度、熱管換熱量、工質循環(huán)流量和蒸發(fā)段平均換熱系數(shù)的影響。熱管的換熱能力隨著熱源溫度線性增加，當熱源入口水溫為90 ℃、水流速為0.02 m/s、空氣入口溫度為28.5 ℃、空氣流速為1.5 m/s時，以R134a為工質的熱管達到最大換熱量21 kW，蒸發(fā)段平均換熱系數(shù)達686.7 W/(m2·℃)。當冷凝段風速較低時，增大風速能提高熱管換熱能力。但若持續(xù)提高風速，熱管的換熱能力并不會有明顯的增強。

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