粒徑對旋葉分離器結構敏感性的影響

吳航宇，路銘超，熊珍琴，祖洪彪，顧漢洋，謝永誠

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粒徑對旋葉分離器結構敏感性的影響

吳航宇1，路銘超2，熊珍琴1，祖洪彪2，顧漢洋1，謝永誠2

（1.上海交通大學核科學與工程學院，上海 200240；2.上海核工程研究設計院有限公司，上海 200233）

在不同液滴粒徑工況下，對等比例旋葉分離器的旋葉傾角和上升通道高度進行結構敏感性分析。建立基于歐拉法和Realizable K-Epsilon湍流模型的空氣-液滴兩相流動的數學模型，通過計算流體力學軟件對冷態(tài)工況下5種不同結構的旋葉分離器流場進行數值模擬，得到了不同液滴粒徑下的分離效率變化曲線和液滴質量流量徑向分布曲線，同時還通過冷態(tài)試驗驗證數值計算模型。結果表明：當液滴粒徑等于5 μm或大于100 μm時，旋葉分離器效率對旋葉傾角和上升通道高度結構不敏感；當液滴粒徑在5~100 μm時，18°旋葉的旋葉分離器分離效率大于30°旋葉，上升通道高度等于其一倍直徑時旋葉分離器分離效率最優(yōu)；其中當液滴粒徑等于30 μm時，旋葉分離器分離效率差值最大，結構敏感性最為顯著。

旋葉分離器；旋葉傾角；上升通道高度；結構敏感性；液滴粒徑；數值模擬

在核電站中，汽水分離器決定了主蒸汽管道入口的蒸汽濕度[1]，即決定了進入下游汽輪機和干燥器的蒸汽品質[2]；同時，汽水分離器也是核電站中高故障率的設備之一[3]：因此，汽水分離器關系到核電機組整體運行的安全性和經濟性。目前國內核電機組大多采用由旋葉分離器（一級分離器）和波形板分離器（二級分離器）組成的汽水分離器[4]。氣液混合物通過旋葉分離器中的旋葉組件后，從直線上升變?yōu)樾D上升。由于氣液兩相密度不同，旋轉產生的離心力使得氣液分離。旋葉分離器中的旋葉傾角關系到液滴旋轉強度和上升傾角[5]，旋葉之后上升通道的高度關系到液滴旋轉上升的路徑長度，二者直接影響氣液混合物的分離過程，可見旋葉分離器的結構設計十分重要。

在核電站汽水分離器的實際工況中，流場中液態(tài)水并非為單一粒徑液滴，而是以多種粒徑存在。李亞洲等[6]通過對比試驗和數值計算確定液滴粒徑。楊雪龍、牛茂芝和趙富龍等[7-9]對旋葉分離器進行數值模擬研究，結果表明液滴粒徑對分離性能影響顯著。氣液分離過程十分復雜，受測量技術條件所限，試驗中很難測得液滴粒徑。所以，在寬范圍液滴粒徑的工況下研究旋葉分離器各項結構參數對分離性能的影響很有必要。

以往國內同行大多以汽水分離器縮比模型為研究對象進行試驗和數值模擬[10-14]，這種方法會產生一定誤差。本文以國內某核電機組汽水分離器的等比例結構為基準，采用數值模擬的方法，分析7種液滴粒徑下旋葉傾角和上升筒高度對分離性能的影響，以獲得液滴粒徑對旋葉分離器結構敏感性的影響規(guī)律；同時，還搭建了大型水力試驗回路，以空氣-水為介質進行冷態(tài)試驗，驗證計算流體力學（CFD）計算模型的適用性和準確性。

1 數值模擬

1.1 計算結構

汽水分離器基準結構如圖1所示，由旋葉分離器、波形板分離器和重力分離區(qū)組成。汽水分離器總高度為2 829 mm，外筒內徑為360 mm，內筒內徑為310 mm。內筒頂部設有環(huán)形疏水孔，上方設有切向口和擋水環(huán)。

由于本文主要研究對象為旋葉分離器，對圖1中帶有波形板的汽水分離器進行的數值計算，只用于對比試驗結果。為了優(yōu)化計算，后續(xù)計算取消波形板，改變旋葉傾角和上升通道高度。改變旋葉傾角，得到旋葉傾角為18°和30°等2種結構；上下移動18°傾角的旋葉，得到上升通道高度為0.5、1和1.5等3種結構，其中為內筒內徑。最終獲得的5種分離器的結構參數見表1。

圖1 汽水分離器結構和邊界條件

表1 分離器結構參數

Tab.1 Structural parameters of the separator

1.2 計算模型

本文使用Starccm+軟件進行數值計算，選取歐拉多相流物理模型，分別將空氣和液滴設為連續(xù)相和離散相，忽略液滴聚合分裂以及相間質量熱量傳遞。在分離器模型中，設氣液兩相流動過程為穩(wěn)態(tài)，控制方程為

假設底部入口壓力為0，針對旋葉分離器，動量方程為

式中，下標為分相，為速度，為密度，為重力加速度，為體積份額，?為修正壓力，為剪切力，t為湍流剪切應力，M為相間作用力。

M包括相間拖曳力d、升力L、虛擬質量力VM，即

相間拖曳力d為：

式中：為相間曳力系數；下標1、2表示分相；為離散相顆粒直徑；D為曳力系數，采用Schiller-Naumann模型計算

升力L為

式中，L為升力系數，取0.5。

虛擬質量力VM為

式中，VM為虛擬質量力系數，取0.5。

邊界條件如圖1所示，入口為速度入口（氣液兩相速度相同，空氣和水流量分別為2 600 m3/h和30 m3/h），出口為自由流出口，下部排水口、波形板下部排水口和中部排水口均為脫氣邊界（允許液相通過，對于氣相為壁面），所有壁面均為無滑移壁面。液滴粒徑分別為5、10、30、50、70、100、130 μm。對5種旋葉分離器的流域，使用Starccm+軟件構建高質量的非結構化六面體網格。通過網格敏感性分析，確定網格數量為380~420萬。

2 試驗方法

2.1 試驗回路

試驗回路由水支路和空氣支路組成，支路分為空氣霧化支路和空氣主支路，回路結構示意如圖2所示。水支路的水與空氣霧化支路的空氣在霧化器中進行第1次混合，霧化的液滴與主支路的空氣在均流器中進行第2次混合，最后進入試驗本體。

其中，水支路流量1采用渦輪流量計測量，設計流量為0~150 m3/h，儀表精度為0.5%；空氣主支路流量2和霧化支路流量3采用渦街流量計測量，設計流量分別為4 000、2 000 m3/h（0.1 MPa，20 ℃），儀表精度均為1%；下部排水口水量4采用渦輪流量計測量，儀表精度為0.5%；波形板下部排水口水量5、中部排水口水量6和出口水量7均采用稱重法測量，儀表精度為±2 g；試驗件入口壓力采用壓力傳感器測量，儀表精度為0.1%。

圖2 試驗回路

2.2 試驗對象

試驗對象結構如圖1所示。氣液混合物進入試驗對象后，經由旋葉旋轉加速。加速后的液滴有 4種運動軌跡：1）被疏水孔和切向口分離到外筒，然后從下部排水口排出；2）通過中間通道進入波形板分離器，在結構作用下從波形板下部排水口排出；3）部分液滴經過排氣孔和波形板進入重力分離器，從中部排水口排出；4）剩余液滴從出口排出，被除霧器吸收。

試驗分別設置了旋葉和擋水環(huán)壓降測點（圖1）。壓降采用壓差傳感器進行測量，儀表精度為0.1%。

3 結果與分析

3.1 試驗與計算對比

在入口空氣流量為2 600 m3/h、水流量為 30 m3/h、液滴粒徑為100 μm工況下，對1號結構分離器分別進行試驗和數值計算，結果對比見表2。當進出口水量質量守恒并且各水量保持不變時，試驗穩(wěn)定運行30 min則認為達到穩(wěn)態(tài)；計算穩(wěn)定迭代 10 000步則認為計算收斂。

表2 數值模擬和試驗結果對比

Tab.2 The simulation and experimental results

下部排水口水量4即旋葉分離器分離水量，因此旋葉分離器效率1計算公式為

計算值與試驗值相對偏差計算公式為

由表2可見，計算值和試驗值的相對偏差絕對值均小于10%，同時各測點壓降變化趨勢一致。這表明數值計算結果與試驗結果一致性較好，從而驗證了CFD計算模型的適用性。

3.2 旋葉傾角的影響

圖3為入口空氣流量2 600 m3/h、水流量30 m3/h工況，不同旋葉傾角分離性能與液滴粒徑的模擬計算曲線。由圖4可見：旋葉傾角為18°（18°旋葉）的旋葉分離器效率大于旋葉傾角為30°（30°旋葉）的，30°旋葉從中間通道進入波形板分離器的液滴流量大于18°旋葉，這說明18°旋葉分離性能比30°旋葉更好；隨著液滴粒徑增大，18°旋葉和30°旋葉的旋葉分離器效率均逐漸增大，中間通道液滴流量均逐漸減小，兩者差值先增大后減小。

由圖3還可以看出：當粒徑為5 μm時，氣液較難分離，2種旋葉的分離效率基本相同（約0.15%），對旋葉傾角不敏感；當粒徑在5~100 μm時，分離效率對旋葉傾角的結構敏感性凸顯并先增大后減小，18°旋葉的分離效率大于30°旋葉，當粒徑為30 μm時分離效率差值最大；當粒徑大于100 μm時，氣液容易分離，分離效率對旋葉傾角不敏感；當粒徑為130 μm時2種傾角旋葉的分離效率分別為99.59%和99.62%，差異較小。

圖3 分離性能與液滴粒徑的關系

圖4 液滴質量流量徑向分布

液滴在旋葉分離器中旋轉上升的起點和終點分別為旋葉出口和中間通道。圖4為通過CFD計算獲得的2個截面上液滴質量流量的徑向分布。

由圖4a)可見：當液滴粒徑在5~100 μm時，隨著粒徑增大，18°旋葉和30°旋葉的液滴質量流量徑向分布曲線逐漸向壁面（半徑為0.155 m）移動，且18°旋葉比30°旋葉曲線更靠近壁面；當粒徑大于100 μm時，2種旋葉的液滴質量流量徑向分布曲線無法繼續(xù)向壁面移動，同時兩者基本重合。

中間通道處，部分液滴已經被疏水孔和切向口分離到外筒。由圖4b)可見：當粒徑在5~100 μm時，隨著液滴粒徑增大，18°旋葉和30°旋葉的液滴質量流量徑向分布曲線逐漸向縱坐標為0的直線移動，前者比后者更靠近；當粒徑大于100 μm時，粒徑繼續(xù)增大，2種旋葉的液滴質量流量徑向分布曲線均與0重合，無法繼續(xù)向下移動。

3.3 上升通道高度的影響

圖5為入口空氣流量2 600 m3/h、水流量30 m3/h工況，不同上升通道高度分離性能與液滴粒徑的模擬計算曲線。由圖5可見：旋葉分離器效率大小順序為1＞0.5＞1.5，中間通道液滴流量大小順序為1.5＞0.5＞1，這說明1的分離性能比0.5和1.5更好；隨著液滴粒徑增大，3種上升通道的分離效率均逐漸增大，1與0.5、1.5的差值先增大后減小；中間通道液滴流量均逐漸減小，1.5與0.5、1的差值先增大后減小；當粒徑為5 μm時，氣液較難分離，3種上升通道的分離效率基本重合（約0.15%），對上升通道高度結構不敏感；當粒徑在5~100 μm時，分離效率對上升通道高度的結構敏感性凸顯并且先增大后減小，當粒徑為30 μm時最顯著；當粒徑大于100 μm時，氣液容易分離，分離效率對上升通道高度不敏感，當粒徑為130 μm時，3種上升通道的分離效率重合，約99.95%。

圖5 分離性能與粒徑的關系

圖6 液滴質量流量徑向分布

圖6為旋葉出口處和中間通道處液滴質量流量的徑向分布曲線。由圖6a)可見，當粒徑在5~100 μm時，隨著粒徑增大，3種上升通道的液滴質量流量曲線逐漸向壁面移動，距離壁面由近到遠依次為1.5、1、0.5。由于內筒高度為定值，上升通道高度增大，旋葉則向下移動靠近入口；當上升通道高度為1.5時，旋葉最靠近入口，液滴速度損失最小，以最大速度進入旋葉，因此其對應曲線最靠近壁面。當粒徑大于100 μm時，3種上升通道液滴質量流量曲線重合，無法繼續(xù)向壁面移動。

由圖6b)可見：粒徑為5 μm時，3種上升通道的液滴質量流量分布曲線重合；當粒徑在5~100 μm時，3種上升通道的液滴質量流量曲線逐漸向縱坐標為0的直線移動，距離0由近到遠依次為1、1.5、0.5。這是因為，液滴在旋葉前后運動分為豎直向上和旋轉上升2個階段。當上升通道高度最大為1.5時，從旋葉出口到中間通道，液滴需要旋轉上升較長距離，此時液滴速度損失較大，離心力較小，不利于液滴分離到外筒；當上升通道高度最小為0.5時，旋葉位置較高，液滴進入旋葉的初速低，同時旋葉到內筒出口距離較短，旋轉加速不充分，離心力較小，不利于液滴分離到外筒；上升通道高度為1時，液滴最容易被分離到外筒。當粒徑大于100 μm時，3種上升通道的液滴質量流量徑向分布曲線均與0重合，無法繼續(xù)向下移動。

4 結 論

1）當液滴粒徑極小時（5 μm），氣液混合物近似等于單相氣體，極易通過分離器，旋葉分離器效率對旋葉傾角和上升通道高度的變化均不敏感。

2）當液滴粒徑在5~100 μm時，氣液混合物開始分離，逐漸顯現兩相流特性，旋葉分離器效率對旋葉傾角和上升通道高度的結構敏感性開始凸顯并先增大后減小，當粒徑為30 μm時最為顯著。此時18°旋葉的旋葉分離器效率大于30°旋葉，上升通道高度等于其1倍直徑時旋葉分離器效率最優(yōu)。

3）當液滴粒徑極大（大于100 μm）時，氣相和液相近似完全分離，旋葉分離器效率對旋葉傾角和上升通道高度的變化均不敏感。

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Effect of droplet diameter on structural sensitivity of swirl-vane separator

WU Hangyu1, LU Mingchao2, XIONG Zhenqin1, ZU Hongbiao2, GU Hanyang1, XIE Yongcheng2

(1. School of Nuclear Science and Engineering, Shanghai 200240, China; 2. Shanghai Nuclear Engineering Research & Design Institute Co., Ltd., Shanghai 200233, China)

Under conditions with different droplet diameters, structural sensitivity of the prototype swirl-vane separator was analyzed, including the swirl-vane angle and the height of the rising channel. On the basis of the Euler approach and Realizable K-Epsilon turbulence model, the mathematical model of the air-droplets two-phase flow was established. Moreover, the CFD software was employed to simulate the flow field of five types of swirl-vane separator under cold working condition. The change curves of the separation efficiency and the radial distribution of droplets mass flow were obtained, with different droplet diameters. At the same time, a cold test was carried out to verify the numerical model. The results show that, when the droplet diameter equaled 5 μm or was greater than 100 μm, the separation efficiency of the swirl-vane separator was not sensitive to the swirl-vane angle or the height of the rising channel. When the droplet diameter was within the range of 5~100 μm, the separation efficiency of the 18° swirl-vane separator was higher than that of the 30° swirl-vane separator, and the separation efficiency reached the maximum when the height of the rising channel equaled one time of its own diameter. When the droplet diameter equaled 30 μm, the difference between the separation efficiency of the swirl-vane separators was the largest, and the structural sensitivity was most significant.

swirl-vane separator, swirl-vane angle, height of rising channel, structural sensitivity, droplet diameter, numerical simulation

TK264.1

A

10.19666/j.rlfd.201804105

吳航宇, 路銘超, 熊珍琴, 等. 粒徑對旋葉分離器結構敏感性的影響[J]. 熱力發(fā)電, 2019, 48(1): 55-60. WU Hangyu, LU Mingchao, XIONG Zhenqin, et al. Effect of droplet diameter on structural sensitivity of swirl-vane separator[J]. Thermal Power Generation, 2019, 48(1): 55-60.

2018-04-25

吳航宇(1998—)，男，碩士研究生，主要從事熱工水力技術，germanlightingwar@sjtu.edu.cn。

熊珍琴(1982—)，女，博士，副教授，主要研究方向為反應堆熱工水力、多相流等，zqxiong@sjtu.edu.cn。

（責任編輯 劉永強）