摘 要 對應(yīng)用于核電安全殼非能動冷卻系統(tǒng)的分離式熱管上升管進行結(jié)構(gòu)優(yōu)化，探討同時改變上升管夾角和管徑比（分支管與主管管徑之比）或單獨改變管徑比兩種方案對管內(nèi)流動阻力損失的影響。結(jié)果表明：上升管夾角越小，管內(nèi)阻力損失越少，夾角為20°時管內(nèi)阻力損失降低了7.48%；兩種優(yōu)化方案中管徑比分別為1∶1.55和1∶1.95的上升管阻力損失比改進前的小，管徑比的不同對減少阻力損失的影響較大，最大降低了89.09%。

關(guān)鍵詞 分離式熱管換熱器 核電非能動安全殼 上升管 結(jié)構(gòu)優(yōu)化 管內(nèi)流動損失

中圖分類號 TQ051.5? ?文獻標(biāo)識碼 A? ?文章編號 0254?6094（2023）02?0232?12

分離式熱管換熱器因具有不需要外界動力就可以運行的特點而廣泛應(yīng)用于核電安全殼非能動冷卻系統(tǒng)中［1～5］。分離式熱管蒸發(fā)段的一排管束對應(yīng)著冷卻水箱中冷凝段的一排管束，兩者用絕熱管道連接，有多少組這樣的管束就有多少根外接管道，外接管道的數(shù)量決定了核電安全殼上的開孔數(shù)量，而開孔數(shù)量越多，越容易削弱核電安全殼的強度，增加安全殼內(nèi)放射性物質(zhì)泄漏的風(fēng)險。

為更好地發(fā)揮分離式熱管換熱器在核電安全殼發(fā)生事故后的導(dǎo)熱能力，保證核電安全殼的安全性［6～8］，筆者以分離式熱管為研究對象，對其蒸發(fā)段與冷凝段的連接管道進行結(jié)構(gòu)上的優(yōu)化改造，從而達到整合分離式熱管的外接管路、減少開孔數(shù)量提高核電安全殼的可靠性和降低管內(nèi)阻力損失的目的。

1 計算模型

筆者提出了兩種改進方案以減少管道數(shù)量，上升管結(jié)構(gòu)優(yōu)化示意圖如圖1所示。

方案一。直接將3根分支管與1根主管相連，形成斜四通管，在交匯處形成局部阻力，蒸汽通過上升主管流至冷凝段。

方案二。先將蒸發(fā)器3個獨立的上升管與1根匯總管相連，此處由于管道突然擴大產(chǎn)生了局部阻力；蒸汽匯集后再流入1根上升主管（此處存在類似于三通接頭的局部阻力），上升主管再穿至安全殼外到達冷凝段。

在達到減少阻力損失目標(biāo)的同時，兩種改進方案有以下幾個優(yōu)點：減少安全殼上開孔數(shù)量，提高其強度和密封性，進而強化安全殼安全性；現(xiàn)場管道布置清晰明了，節(jié)省管材，從根本上節(jié)約設(shè)備的制造成本；減少焊接工作量。

1.1 幾何模型

以改進后的上升管為研究對象，兩種優(yōu)化方案的幾何模型如圖2所示。方案一模型由3根分支管和1根上升主管組成，蒸汽從分支管進入，在3根分支管交界處匯合后流入主管；方案二模型由3根上升分支管、匯總管和上升主管組成。蒸汽從分支管進入，在匯總管匯集后從主管流出，為排除流體的不穩(wěn)定性對計算結(jié)果的影響，將分支管長度取5D1，上升主管長度取10D2，分支管規(guī)格為?140 mm×5 mm。直管均為無縫鋼管，絕對粗糙度在0.01～0.05 mm范圍內(nèi)，本次模擬絕對粗糙度取0.03 mm。

1.2 數(shù)學(xué)模型

研究對象為飽和蒸汽在管內(nèi)上升過程中的流動，考慮上升管為絕熱管，管內(nèi)流體流動不涉及傳熱過程，只通過連續(xù)性方程和動量方程來描述流體流動。為方便對改進后上升管流動情況進行模擬分析，模擬過程中對模型進行簡化和假設(shè)［9］：計算過程中忽略浮力和重力的影響；默認(rèn)入口處為飽和蒸汽；忽略管壁壁厚。

1.3 網(wǎng)格劃分

利用Meshing分別對兩種改進后的上升管三維模型進行非結(jié)構(gòu)四面體網(wǎng)格劃分，對管壁進行網(wǎng)格局部加密以提高計算精度，網(wǎng)格劃分如圖3所示。

1.4 邊界條件設(shè)置

管內(nèi)流動介質(zhì)為蒸汽，管內(nèi)不涉及傳熱過程，故不需要打開能量方程，管內(nèi)流體在截面突變區(qū)域流動較為復(fù)雜，湍流模型選擇標(biāo)準(zhǔn)k?ε湍流模型，設(shè)置速度進口、壓力出口，無滑移絕熱壁面，壁面粗糙度設(shè)置為0.03 mm，其他設(shè)置保持默認(rèn)值，不存在傳熱過程，采用湍流強度和水力直徑來描述湍流狀態(tài)。求解方法選用SIMPLE算法，壓力項選用PRESTO！格式。

1.5 網(wǎng)格無關(guān)性驗證

對改進后兩種方案的上升管三維模型采取四面體非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分，計算4組不同網(wǎng)格數(shù)量下兩種改進方案中上升管路的壓降以驗證計算的準(zhǔn)確性，壓降隨不同網(wǎng)格數(shù)量的變化情況如圖4所示，當(dāng)網(wǎng)格數(shù)量越多時，壓降變化幅度越小，在不影響計算結(jié)果準(zhǔn)確性的前提下，按方案一改進的上升管選取網(wǎng)格數(shù)量為319 533的模型進行計算，按方案二改進的上升管選取網(wǎng)格數(shù)量為339 646的模型進行計算。

2 改進方案一數(shù)值模擬分析

對按照方案一改進的上升管模型進行數(shù)值模擬，分析不同夾角和管徑比（分支管與主管管徑之比）對四通管內(nèi)流動特性和阻力損失的影響。取管徑比1∶1.55的四通管進行管內(nèi)流動模擬分析，入口流速15 m/s，分支管與主管夾角為20°，截取四通管中心截面速度云圖、速度矢量圖、壓力云圖和湍動能圖進行分析。圖5a為四通管中心截面速度云圖，圖中流體在分支管內(nèi)流動穩(wěn)定，各個分支管內(nèi)流體向主管匯聚，且沿著主管入口方向速度逐漸增大，分支管與主管夾角較小，各分支管內(nèi)流體進入主管過程中無明顯摻混現(xiàn)象，流速分布比較均勻，主管內(nèi)流體流速趨于穩(wěn)定。圖5b為四通管中心截面流體速度矢量圖，從圖中可以清晰地觀察到流體流動軌跡和速度的變化，各個分支管內(nèi)流體在經(jīng)過分岔口時經(jīng)過相互摻混形成了主管內(nèi)的流體，兩側(cè)分支管內(nèi)的流體在匯入主管時，由于管道方向的改變，流體在沖撞壁面后流動方向與中間分支管流體流動方向形成一定夾角，故在分岔口處由于不同來流方向流體的撞擊，流體相互碰撞，加劇能量的傳遞與消耗，在交匯處和主管管壁處的湍動強度較大。從圖5c可以看出，管內(nèi)壓力隨著流體流動方向線性下降，分支管流道發(fā)生改變后，管內(nèi)流體碰撞管壁壓力增大；流體在分岔口匯合后，流體流通截面變大，壓力隨之減小，上升管內(nèi)壓力最小處出現(xiàn)在上升管主管入口近壁面處，進入主管后管內(nèi)壓力趨于穩(wěn)定。從圖5d可以看出，分支管與主管夾角較小，管內(nèi)流體流動狀態(tài)穩(wěn)定，各分支管內(nèi)流體流至分岔口時流體之間發(fā)生輕微擾動，無劇烈撞擊，在各分支管內(nèi)流體相互交匯處產(chǎn)生了湍動能；流體匯集后流入主管，流通截面突然縮小，流體間相互撞擊，湍動能在主管入口管壁處最大。

2.1 夾角對上升管阻力損失的影響

在管徑比、流速均相同的情況下，分析不同夾角對管內(nèi)流體流動特性和流動阻力的影響。圖6為管徑比為1∶1.2、流速為15 m/s時，25、30、35、40°這4種夾角下上升管內(nèi)流體流動速度云圖，從圖6中可以看出，夾角的變化對主管內(nèi)流體流速無明顯的影響，管內(nèi)速度變化較??；流體流經(jīng)分岔口處，各分支管流體匯集，速度增大，隨著夾角的增大，分岔口處流體流動狀態(tài)越不穩(wěn)定，流體流至主管處碰撞越激烈，因此加劇了能量的傳遞與消耗，故管內(nèi)的阻力損失隨著夾角的增大而變大；且流體與管壁產(chǎn)生的分離區(qū)域隨著夾角的增大而變大，即斜支管內(nèi)壁處速度為零的區(qū)域變大，主管入口處近壁面處的速度也因為產(chǎn)生了垂直于流動方向的速度梯度而明顯小于遠(yuǎn)離壁面處流體的流速。

圖7為上升管內(nèi)流體流速矢量圖，從圖7中可以看出，夾角為25°和30°時的上升管，各分支管內(nèi)流體在分岔口交匯處無明顯摩擦與碰撞，流體流動方向沒有發(fā)生明顯改變，管內(nèi)流體流動較平穩(wěn)；夾角增大至35°和40°時，上升管分岔口處流體開始出現(xiàn)輕微碰撞的現(xiàn)象，流體之間相互碰撞摻混的同時消耗機械能。隨著夾角的增大，機械能消耗得越多，阻力損失隨之增大。

圖8為4種夾角下上升管內(nèi)流體壓力云圖，流體流經(jīng)分岔口處壓力變化較大，3根分支管內(nèi)流體流經(jīng)分岔口處摻混嚴(yán)重，流速發(fā)生劇烈變化，流型不穩(wěn)定，產(chǎn)生了較大的局部損失，根據(jù)能量守恒原則，流體在流至分岔口處壓強迅速減小。

隨著夾角的增大，流體在管道形狀發(fā)生變化后流體逐漸脫離壁面，在斜支管內(nèi)出現(xiàn)了分離現(xiàn)象，且隨著夾角增大，分離區(qū)域越來越大，在分岔口處流體之間碰撞較為明顯，攪混現(xiàn)象較為嚴(yán)重；流體從分支管流至主管時由于流動軌跡發(fā)生改變，夾角為25°時，上升管主管入口管壁處出現(xiàn)小區(qū)域的負(fù)壓現(xiàn)象，且隨著夾角的增大，主管入口管壁處負(fù)壓區(qū)域越來越大。結(jié)合圖9所示4種夾角下上升管內(nèi)流體的湍動能圖，夾角大的上升管在流向發(fā)生改變時較夾角小的上升管產(chǎn)生的湍動能大，當(dāng)流體從分支管進入，經(jīng)過分岔口時各個分支管內(nèi)的流體相互撞擊摻混形成了主管內(nèi)的流體，由于流體間的相互作用，在主管管壁處湍動能最大，隨著夾角的增大，流體在分岔口處的撞擊越激烈，對主管管壁處的湍動能影響就越大，阻力損失較夾角小的管道要多。相反，夾角小的管道流體在流經(jīng)分岔口處，流動方向相差不大，不會產(chǎn)生較明顯的碰撞，流速較為均勻，湍動能小，故阻力損失較小。

圖10為不同夾角下上升管內(nèi)阻力損失與改進前上升管阻力損失對比圖，由圖可以看出，速度不變時，管內(nèi)阻力損失隨著夾角的增大而略微增大，夾角的改變對管內(nèi)阻力損失的影響并不顯著，速度為15 m/s時，夾角為20°的上升管阻力損失為238.77 Pa，夾角為40°的上升管阻力損失為273.57 Pa，改進前上升管阻力損失為258.06 Pa；夾角為20°的上升管比夾角為40°的上升管阻力損失減少了12.7%，比改進前上升管阻力損失減少了7.48%；速度為25 m/s時，夾角為20°的上升管阻力損失為679.63 Pa，比速度為15 m/s時阻力損失增大了1.85倍；可以得出夾角相同時，速度越大，管內(nèi)阻力損失明顯增大。由阻力損失公式可以看出，管內(nèi)阻力損失與速度的平方成正比。對比改進前上升管的阻力損失可以看出，夾角為40°時管內(nèi)阻力損失大于改進前的阻力損失，其余3種夾角下的管內(nèi)阻力損失均小于改進前管內(nèi)的阻力損失，夾角越小，阻力損失越小，因此對于改進后的上升管應(yīng)盡量選取夾角小的上升管來減少阻力損失。

2.2 管徑比對上升管阻力損失的影響

當(dāng)夾角與流速不變時，分析不同管徑比對管內(nèi)流動阻力損失的影響。圖11為不同管徑比上升管中心截面速度云圖，可以看出，出口處的速度隨著管徑比的增大而減小，管徑比越大，主管的流通面積越大，在總流量不變的情況下，主管內(nèi)流體流速隨著流通面積的增大而減小；兩側(cè)分支管形狀發(fā)生改變后，流體流動方向隨之發(fā)生改變，導(dǎo)致分支管靠近內(nèi)側(cè)的管壁流體流動出現(xiàn)分離區(qū)，同種現(xiàn)象也出現(xiàn)在主管入口處管壁兩側(cè)，且隨著管徑比的增大，主管管壁處分離現(xiàn)象越明顯，導(dǎo)致管子近壁面處流體的速度明顯小于遠(yuǎn)離壁面處流體的速度。圖12為不同管徑比上升管內(nèi)流體速度矢量圖，從圖中可以看出，不同管徑比下的上升管內(nèi)流體運動方向基本上是沿著上升管的軸向方向進行流動，分支管與主管之間有斜支管過渡，運動比較平穩(wěn)，各分支管內(nèi)流體運動無明顯的碰撞和回流的現(xiàn)象。管徑比為1∶1時，流體從分支管流入主管后，主管內(nèi)速度分布均勻，管徑比為1∶1.2時，分支管內(nèi)流體按原來的流動狀態(tài)進入主管，隨著主管管徑的增大，導(dǎo)致主管內(nèi)壁面速度小于管內(nèi)中心速度，管徑比為1∶1.55時，此種現(xiàn)象更加顯著，流體從管徑小的分支管流入管徑大的主管時，在分岔口處流體的碰撞產(chǎn)生了其他方向的分速度，造成了一定的流動損失；管內(nèi)總流量不變，主管內(nèi)速度隨著管徑比的增大而減??；由于流通幾何結(jié)構(gòu)變化和主管管徑的增大，在垂直于主管流體流動方向上產(chǎn)生了明顯的速度梯度，導(dǎo)致主管入口處近壁面流體速度相對較小。

圖13為不同管徑比上升管中心截面壓力云圖，圖14為不同管徑比上升管中心截面湍動能圖。從圖13壓力云圖中可以看出，在管徑比變大的過程中，上升管內(nèi)壓力分布處于均勻狀態(tài)，管徑比的變化對上升管進出口的壓力分布影響不大，在分支管與主管交叉處壓力有明顯的隨著管徑比的增大而降低的趨勢。管徑比為1∶1時的上升管管內(nèi)壓降為536.6 Pa，管徑比為1∶1.55的上升管管內(nèi)壓降為78.9 Pa，說明管徑比越大，管內(nèi)壓降越小，管內(nèi)阻力損失則越小。當(dāng)管徑比變大時，管內(nèi)流體總流量不變，主管內(nèi)流體流速減小，降低了流體對管壁的摩擦，使得壓降減小。從圖14湍動能圖中可以看出，管徑比越大，湍動能越小。當(dāng)管徑比為1∶1時，斜支管內(nèi)壁面與主管入口處內(nèi)壁面產(chǎn)生了較大的湍動能，產(chǎn)生的區(qū)域較小，管徑比為1∶1.55時，斜支管內(nèi)壁面與主管入口處內(nèi)壁面較大區(qū)域產(chǎn)生了湍動能，近壁面處的湍動能小于遠(yuǎn)壁面處的湍動能，與壓力云圖結(jié)果相符合，管徑比越大，阻力損失越小。

圖15為改進后不同管徑比上升管與改進前上升管阻力損失對比圖，從圖中可以看出，同等速度下，分支管與主管的管徑比越大，管內(nèi)阻力損失越小，速度為15 m/s時，管徑比為1∶1的上升管阻力損失為535.6 Pa，管徑比為1∶1.95的上升管阻力損失為48.15 Pa，阻力損失大幅降低；管徑比相同的情況下，流速越大，阻力損失越大，且隨著管徑比的增大，阻力損失增大趨勢隨著流速的增大改變不大。改進后上升管管徑比為1∶1和1∶1.2時，管內(nèi)阻力損失大于改進前阻力損失，改進后上升管管徑比為1∶1.55和1∶1.95時，管內(nèi)阻力損失小于改進前阻力損失；速度為15 m/s時，分支管與主管管徑比為1∶1.55 和1∶1.95時，阻力損失分別為78.87、28.16 Pa，與改進前上升管阻力損失相比分別減少了69.44%、89.09%，管內(nèi)阻力損失明顯小于改進前的上升管阻力損失，兩種管徑比下減少的阻力損失相差不大，因此根據(jù)現(xiàn)實情況選取合適的管徑比可以有效地減少上升管內(nèi)的阻力損失。

3 改進方案二數(shù)值模擬分析

3.1 管徑比對流體流動情況的影響

對管徑比為1∶1.2、1∶1.55、1∶1.95的上升管進行數(shù)值模擬，分析管內(nèi)流體的流動特性和阻力損失。對上升管中心截面處的流體流動情況進行分析，圖16為不同管徑比上升管中心截面的速度分布云圖。從圖16上升管中心截面速度分布云圖中可以看出，流體在分支管內(nèi)流動穩(wěn)定，各個分支管內(nèi)流體在匯總管聚集，流通截面突然擴大，速度減小，匯總管兩端速度明顯低于流體主流速度，流體從匯總管進入主管，流通截面突然縮小，在主管入口處速度明顯增大，管內(nèi)速度最大區(qū)域出現(xiàn)在主管入口處，在主管入口兩側(cè)壁面流速明顯小于管內(nèi)中心處速度，流體在主管上升過程中流速趨于穩(wěn)定。隨著管徑比的增大，匯總管和主管內(nèi)速度均有所減小，管徑比為1∶1.95時，主管入口處速度與分支管內(nèi)速度無明顯增大現(xiàn)象。圖17為不同管徑比上升管中心截面速度矢量圖，從圖中可以清晰地觀察到管內(nèi)流體的流動軌跡。流體進入?yún)R總管由于速度較大，兩側(cè)上升管內(nèi)的流體沖擊匯總管上部，一部分流體流至匯總管端部形成漩渦區(qū)，故兩端速度較慢，另一部分流體與中間上升管內(nèi)流體匯集一起流入上升管主管，由于流速較大，兩側(cè)流體在進入主管時由于管道結(jié)構(gòu)的變化導(dǎo)致流體流動方向向中心傾斜，導(dǎo)致主管入口處近壁面處小于遠(yuǎn)離壁面處流體速度。兩側(cè)分支管內(nèi)流體撞擊匯總管上壁后流體方向發(fā)生改變，運動方向由豎直運動慢慢過渡到水平方向，與從中間分支管流出的流體在主管入口處相遇發(fā)生碰撞，故主管入口處的流體運動軌跡較為復(fù)雜，且隨著管徑比的增大，主管入口處的流體運動趨于平穩(wěn)。

3.2 管徑比對管內(nèi)壓力的影響

圖18為不同管徑比上升管內(nèi)中心截面壓力云圖，分支管和主管管內(nèi)壓力比較穩(wěn)定，連接分支管和主管的匯總管結(jié)構(gòu)發(fā)生明顯變化，流體在流至匯總管時，流通面積突然增大，管內(nèi)壓力逐漸降低，由于流體與管壁發(fā)生碰撞摩擦，在匯總管內(nèi)下壁面壓力較小，上壁面出現(xiàn)局部壓力增大現(xiàn)象，此處主要克服因幾何形狀變化而產(chǎn)生的局部阻力。在蒸汽從分支管流進主管后，在主管入口壁面處形成了低壓回流區(qū)，靠近壁面處管內(nèi)壓力明顯小于主管內(nèi)其他區(qū)域壓力，隨著管徑比的增大，上升管內(nèi)進出口壓力隨之減小，這主要是因幾何形狀發(fā)生改變而產(chǎn)生局部阻力損失，因此，管徑比越大，管內(nèi)產(chǎn)生的局部阻力損失越少。改進后上升管結(jié)構(gòu)參數(shù)的變化會影響蒸汽在管道內(nèi)的流動情況，流體流速也會影響管內(nèi)的局部阻力，流速增大會使管內(nèi)局部阻力增大，基于改進后的上升管，分析不同管徑比上升管內(nèi)阻力損失。

3.3 管徑比對湍動能的影響

從圖19不同管徑比上升管湍動能圖中可以看出，管徑比為1∶1.2時，各分支管的流體在匯總管內(nèi)交匯，流動出現(xiàn)輕微的碰撞，產(chǎn)生了較小的湍動能，流體匯集后進入主管，流通截面突然縮小，在主管入口近壁面處出現(xiàn)了回流區(qū)域，流動出現(xiàn)不穩(wěn)定情況，此處產(chǎn)生了較大的湍動能，最大約為194 m2/s2，管徑比為1∶1.55的上升管湍動能最大約82 194 m2/s2，管徑比為1∶1.95的上升管湍動能最大約為35 m2/s2，可以看出管內(nèi)湍動能隨著管徑比的增大而減小，管內(nèi)阻力損失也隨之減小。

3.4 管徑比對阻力損失的影響

為了分析上升管管徑比對整體上升管的流動阻力性能影響，在確保其他參數(shù)相同的情況下，對不同管徑比的上升管進行數(shù)值模擬分析，不同管徑比的上升管在不同入口流體速度下的阻力損失如圖20所示。從圖20中可以看出，管徑比為1∶1.2的上升管內(nèi)阻力損失比改進前原模型阻力損失大，當(dāng)速度為15 m/s時，管徑比為1∶1.2的上升管阻力損失為473.74 Pa，改進前的阻力損失為258.06 Pa，與改進前的上升管相比，阻力損失增加了83.58%，；速度增大后管徑比為1∶1.2的上升管阻力損失分別為647.55、842.90、1 060.77、1 315.27 Pa，因此上升管管內(nèi)阻力損失隨著速度的增大而增大。管徑比為1∶1.55和1∶1.95時，改進的上升管阻力損失比改進前的阻力損失小，速度為15 m/s時，管徑比為1∶1.55和1∶1.95的上升管內(nèi)阻力損失分別為160.08、59.94 Pa，比改進前上升管阻力損失減少了37.97%、76.77%，管內(nèi)阻力損失大幅降低，可以得出只要管徑比相對大，這種改進方法能夠有效地減少阻力損失。

方案一上升管夾角對管內(nèi)阻力損失影響較小，為了比較兩種方案，忽略夾角對阻力損失的影響，由圖15和圖20可以看出，速度為15 m/s，管徑比分別為1∶1.55和1∶1.95時，方案一上升管比方案二上升管阻力損失分別減少了50.73%、52.02%，且方案二上升管內(nèi)沖刷嚴(yán)重，因此按方案一改進的上升管比方案二上升管好。

4 結(jié)束語

通過模擬分析改進后的兩種上升管模型，分析其結(jié)構(gòu)變化對管內(nèi)流動特性及阻力損失的影響，與改進前后上升管的阻力損失進行對比，得出按方案一改進的上升管管徑比為1∶1.55時，上升管阻力損失比改進前的上升管阻力損失小；夾角小于等于30°時，管內(nèi)阻力損失小于改進前上升管阻力損失，由此證明選擇合適的管徑比和夾角，按照方案一改進后的上升管是可以減小阻力損失的。按方案二改進的上升管選取合適的管徑比也能達到相似的效果。改進后的上升管結(jié)構(gòu)可以替代原上升管，一方面減少了分離式熱管的連接管路數(shù)量，節(jié)省管材；另一方面安全殼上的開孔數(shù)量大量減少，有效提高安全殼的密封性和安全性，確保非能動冷卻系統(tǒng)的穩(wěn)定運行。

參 考 文 獻

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（收稿日期：2022-06-03，修回日期：2023-03-18）

Structural Optimization of Separated Heat Pipe Riser in Passive Containment Cooling System of Nuclear Power Plant

WU Qiong

（College of Mechanical and Power Engineering， Nanjing Tech University）

Abstract? ?In this paper， the structure of separated heat pipes riser pipe applied in the passive cooling system of the nuclear power containment was optimized. In addition， improving the riser pipes included angle and the diameter ratio （the ratio of branch pipe to main pipe diameter） or changing the diameter ratio of pipe was discussed to investigate their influence on in?pipe flow resistance loss. The result shows that， the smaller included angle can result in less in?pipe flow resistance loss. When the included angle is 20°， the in?pipe flow loss can be reduced by 7.48%. In the two optimal schemes， the flow resistance loss from the riser pipe with a diameter ratio of 1∶1.55 and 1∶1.95 respectively is smaller than that from the original riser pipe. The difference of diameter ratio has a great influence on reducing the flow resistance loss， with a maximum reduction of 89.09%.

Key words? ? separate heat pipe heat exchanger， nuclear power passive containment， riser pipe， structure optimization， in?pipe flow resistance loss

作者簡介：吳瓊（1998-），碩士研究生，從事?lián)Q熱器、熱管的研究，1913908572@qq.com。

引用本文：吳瓊.核電非能動安全殼冷卻系統(tǒng)分離式熱管上升管結(jié)構(gòu)優(yōu)化［J］.化工機械，2023，50（2）：232-243.