張 倩，高 暢，付元鋼，王 永，劉克為，魏 立，楊雪龍，王 偉

(1.核動力運(yùn)行研究所，湖北 武漢 430223；2.哈爾濱汽輪機(jī)廠，黑龍江 哈爾濱 150006；3.華東建筑設(shè)計(jì)研究總院，上海 200002)

汽水分離再熱器(MSR)是壓水堆核電機(jī)組常規(guī)島不同于火電機(jī)組的特有大型設(shè)備。壓水堆核電機(jī)組的高壓缸進(jìn)汽為飽和蒸汽，膨脹后的排汽濕度達(dá)11%～15%。若不采取任何措施，其繼續(xù)進(jìn)入低壓缸中膨脹后濕度可達(dá)20%以上[1]。然而設(shè)計(jì)者希望濕蒸汽在汽輪機(jī)低壓缸的膨脹過程能接近于常規(guī)火電機(jī)組中低壓缸的蒸汽膨脹過程，排汽濕度低，可有效防止水蝕損壞和安全事故；另一方面已經(jīng)成熟的火電機(jī)組低壓缸的設(shè)計(jì)、制造和運(yùn)行經(jīng)驗(yàn)也可直接應(yīng)用到核電機(jī)組的低壓缸上[2]。于是，在高壓缸與低壓缸之間增加了大型設(shè)備MSR，該設(shè)備包括了降低高壓缸排汽濕度的分離器和進(jìn)一步提高效率的再熱器。利用汽水分離器將高壓缸排汽中攜帶的水去除，然后經(jīng)過再熱器將除濕后的蒸汽加熱到80 ℃左右的過熱度，低壓缸的排汽濕度可減少到與火電機(jī)組相當(dāng)?shù)乃?，?.5 MPa下約為11%左右。

客觀上MSR的再熱器加熱濕蒸汽到過熱是防止低壓缸水蝕的屏障，但通過設(shè)置再熱器進(jìn)一步提高汽輪機(jī)相對內(nèi)效率才是設(shè)計(jì)者重點(diǎn)考慮的內(nèi)容。資料表明，再熱器的一級可提高循環(huán)效率1.5%～2%，二級可提高1.8%～2.5%，而效率提高的程度與工作蒸汽離開汽水分離器后的剩余濕度、壓損等有關(guān)[3]。因而分離性能和壓損是MSR分離器設(shè)計(jì)的關(guān)鍵指標(biāo)。

Issaku等[4-6]和美國西屋公司[7-9]進(jìn)行了大型高效MSR的開發(fā)研究，國內(nèi)武君等[10]用CFD進(jìn)行了MSR內(nèi)部流場模擬。MSR分離器主要由波形板分離元件、氣流分配孔板、疏水結(jié)構(gòu)組成。國外廠家采用固化的波形板結(jié)構(gòu)來作為分離元件，采用空氣動力學(xué)試驗(yàn)來設(shè)計(jì)氣流分配孔板[11]，通過監(jiān)測控制疏水系統(tǒng)水位來保證疏水通暢。國內(nèi)暫沒有MSR自主設(shè)計(jì)產(chǎn)品，也較缺乏基礎(chǔ)性研究。

本文采用CFD研究MSR氣流分配，并調(diào)整孔隙率，使內(nèi)部流場更均勻，防止汽水混合物濕分不均勻?qū)е碌姆蛛x效果差和殘余濕度高[12]，以期為將來的MSR孔板空氣動力學(xué)試驗(yàn)，甚至取代試驗(yàn)進(jìn)行產(chǎn)品孔板設(shè)計(jì)打下基礎(chǔ)。

1 MSR結(jié)構(gòu)

國內(nèi)核電站已投用的MSR多為臥式結(jié)構(gòu)，如圖1所示。該結(jié)構(gòu)為MSR第3代產(chǎn)品，其容量大，每臺汽輪機(jī)匹配2臺使用。MSR是一種具有汽水分離功能的管殼式換熱器，主要由進(jìn)口接管、殼體、汽水分離裝置、兩級再熱管束、出口接管等組成[13]。從高壓缸排汽口出來的濕蒸汽通過左右各4根管道進(jìn)入左右2個MSR的底部進(jìn)口，濕蒸汽沿MSR長度方向分布然后通過V字型對稱布置的流量分配孔板后均勻地穿過波形板組件去除98%的水分，之后蒸汽在中間匯合后連續(xù)穿過第一、二級再熱器使蒸汽溫度達(dá)到80 ℃左右的過熱度，最后從MSR上方的兩個出口接管流出到汽輪機(jī)低壓缸。

圖1 MSR結(jié)構(gòu)示意圖Fig.1 Structure scheme of MSR

2 計(jì)算模型

2.1 計(jì)算域及網(wǎng)格

MSR的實(shí)際過程是一個三維、非定常、有熱交換、有分離的三相流動，對這一復(fù)雜的物理過程很難進(jìn)行精確的數(shù)學(xué)描述。為研究主要問題，對流動過程作以下假設(shè)[4]：介質(zhì)為單相飽和蒸汽；氣流為不可壓縮流體；流動為三維、絕熱、穩(wěn)態(tài)；忽略重力影響；計(jì)算域不考慮疏水槽，計(jì)算過程不考慮分離片的分離性能。MSR內(nèi)部構(gòu)件多，計(jì)算域選定對流場有較大影響的關(guān)鍵部件來簡化模型，其中包括殼體、進(jìn)口管、出口管、多孔板、分離片組件、管束，另外加入了可能對流場產(chǎn)生影響的內(nèi)件——支撐隔板、防沖板、擋板。MSR結(jié)構(gòu)的邊界形狀和內(nèi)部流動均為圓周對稱和橫向?qū)ΨQ，因此選取1/4結(jié)構(gòu)三維建模計(jì)算域并進(jìn)行網(wǎng)格劃分，如圖2所示。

圖2 1/4 MSR計(jì)算域和網(wǎng)格Fig.2 Calculation zone and mesh of 1/4 MSR

采用ICEM軟件對MSR結(jié)構(gòu)進(jìn)行網(wǎng)格劃分，各部件均采用六面體網(wǎng)格。對重點(diǎn)關(guān)注的孔板和波形板區(qū)域進(jìn)行局部加密，以保證計(jì)算精度。壁面網(wǎng)格的y+值在30～300之間以保證近壁區(qū)的求解準(zhǔn)確性。為保證氣相流場計(jì)算的網(wǎng)格無關(guān)性，節(jié)點(diǎn)數(shù)從3 000 000增加至6 840 000并對比求解結(jié)果，最終采用網(wǎng)格數(shù)為6 840 000的網(wǎng)格進(jìn)行計(jì)算。

2.2 計(jì)算內(nèi)容

三維數(shù)值計(jì)算模型進(jìn)口條件為：流動介質(zhì)為飽和蒸汽，飽和蒸汽壓力為1 MPa，蒸汽密度為5.6 kg/m3，波形板入口平均流速為3 m/s。

圖3 兩種不同的孔板開孔方式Fig.3 Two different opening ways of corrugated plate

從高壓缸排汽口出來的濕蒸汽進(jìn)入MSR后，首要問題是保證蒸汽在MSR內(nèi)長度方向上均勻地通過汽水分離器。對比研究了平均開孔率相同但開孔布置不同的兩種孔板(圖3)下循環(huán)蒸汽在MSR內(nèi)部的流場，其中case1為均勻開孔，case2為非均勻開孔，￡為開孔率。

3 計(jì)算方法

3.1 湍流模型

Navier-Stokes方程用雷諾平均模擬法(RANS)進(jìn)行平均，引入湍流模型進(jìn)行求解。標(biāo)準(zhǔn)k-ε模型是在工業(yè)應(yīng)用中被普遍使用的湍流模型，其計(jì)算收斂性和精確性較為符合工程計(jì)算的要求，因此湍流模型選用標(biāo)準(zhǔn)k-ε模型。近壁面的邊界層采用標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)法。

3.2 多孔介質(zhì)模型

由于孔板、波形板及管束結(jié)構(gòu)復(fù)雜，本文參考文獻(xiàn)[4]中提到的建模方式，將多孔板、分離器和再熱器管束計(jì)算域設(shè)置為多孔介質(zhì)模型。同時防沖板亦為多孔結(jié)構(gòu)，該防沖板厚度小簡化為面區(qū)域，使用多孔躍升模型。多孔躍升模型是對多孔介質(zhì)模型的一維簡化，應(yīng)用在無厚度的內(nèi)部面上，可增強(qiáng)計(jì)算的穩(wěn)定性和收斂性。

多孔介質(zhì)模型是基于表觀速度和孔隙率來較好模擬多孔介質(zhì)內(nèi)部的壓力損失，但該模型存在一問題，就是多孔介質(zhì)區(qū)域與非多孔介質(zhì)區(qū)域的交界面處的表觀速度是相同的，不能反映界面處速度變化引起的動量變化。多孔介質(zhì)模型通過在動量方程中增加動量源項(xiàng)來模擬計(jì)算域中多孔性材料對流體的流動阻力。該源項(xiàng)由兩部分組成，即Darcy黏性阻力項(xiàng)和慣性損失項(xiàng)，對于簡單的均勻多孔介質(zhì)，用下式表達(dá)：

i=x,y,z

(1)

其中：α為黏性阻力的滲透率；C2為慣性阻力系數(shù)；μ為流體的黏性系數(shù)；v為流體速度；ρ為流體密度。

MSR內(nèi)運(yùn)行工況下，氣體流動速度較高，忽略滲透阻力項(xiàng)(即黏性阻力系數(shù)1/α為0)，只保留慣性損失項(xiàng)，慣性阻力系數(shù)C2用經(jīng)驗(yàn)公式估算的壓降來求解。在其他非主流的兩個方向上阻力遠(yuǎn)大于主流方向，將其C2設(shè)置為主流方向的1 000倍。另外通過將湍流黏度設(shè)為0的方式忽略湍流的影響。多孔板的開孔率依據(jù)上述關(guān)系表征到慣性阻力系數(shù)C2上，而整塊多孔板在橫向、高度方向的開孔率調(diào)整則通過UDF編譯慣性阻力系數(shù)的區(qū)間表達(dá)式并上載到慣性阻力系數(shù)選項(xiàng)中來完成。

3.3 邊界條件及求解設(shè)置

入口設(shè)置為速度入口邊界，出口設(shè)置為壓力出口邊界，對稱面設(shè)置為對稱邊界，防沖板使用多孔躍升邊界，其余壁面設(shè)置為無滑移邊界。

選擇的壓力-速度耦合方法為SIMPLE算法，選擇二階格式為壓力插值格式，對于動量、k、ε的插值格式選定為二階迎風(fēng)格式。

4 結(jié)果與分析

4.1 模擬與試驗(yàn)結(jié)果對比

針對TEI開展的國內(nèi)某電站MSR孔板分配冷態(tài)空氣試驗(yàn)，開展與之對應(yīng)的分析計(jì)算，結(jié)果如圖4所示。試驗(yàn)將孔板沿橫向等分為13份，每份沿高度等分為上、下兩部分，即共26份，在每份的中心位置設(shè)置風(fēng)速儀，得到截面上各點(diǎn)風(fēng)速。計(jì)算模型提取相應(yīng)點(diǎn)的風(fēng)速，對比計(jì)算不均勻度與試驗(yàn)不均勻度。不均勻度定義為各點(diǎn)的速度與整體平均速度的比值。由圖4可看出，試驗(yàn)與計(jì)算不均勻度在有些分區(qū)偏差很小甚至完全重合，其他分區(qū)該數(shù)值雖有明顯差別但增減幅度相近，且最大相對偏差不超過30%。偏差產(chǎn)生的主要原因是由于模擬采用的是產(chǎn)品原型結(jié)構(gòu)和實(shí)際熱態(tài)運(yùn)行參數(shù)(因缺失冷態(tài)試驗(yàn)參數(shù)相關(guān)資料)，而試驗(yàn)采用的是縮比模型和熱態(tài)工況?；刃У睦鋺B(tài)試驗(yàn)參數(shù)?？傮w上試驗(yàn)與計(jì)算結(jié)果數(shù)據(jù)絕對值較好符合或數(shù)據(jù)增減幅度較好符合，一定程度上驗(yàn)證了模擬計(jì)算在工程應(yīng)用上的參考性和指導(dǎo)性。

4.2 均勻性分析

圖5示出兩種開孔結(jié)構(gòu)下循環(huán)蒸汽在a-a截面(圖6)的速度分布不均勻度的計(jì)算結(jié)果。圖5中橫坐標(biāo)是將孔板沿長度方向等分成20份，每份分成上、下兩部分，共40個區(qū)域，縱坐標(biāo)的不均勻度為各區(qū)域的平均速度與整塊孔板的平均速度的比值。

圖4 模擬與試驗(yàn)的不均勻度對比Fig.4 Nonuniformity comparison of simulation and experiment

圖5 波形板進(jìn)口速度分布Fig.5 Inlet velocity distribution of wave-plate

由圖5可看出：采用case1波形板入口處蒸汽速度呈中間低兩邊高，即進(jìn)口接管所對應(yīng)的區(qū)域波形板入口速度較低，其余部分速度較高，總體不均勻度區(qū)間范圍為0.7～1.2；采用case2波形板入口處蒸汽速度呈中間在理想值上下均布，兩邊幾乎達(dá)到理想值，總體不均勻度區(qū)間范圍為0.9～1.1。圖7示出速度區(qū)間的區(qū)域占比。由圖7可看出：采用case1波形板入口處蒸汽速度大于5.3 m/s的區(qū)域占波形板入口截面總面積的0.06%，速度大于4.8 m/s且小于5.3 m/s的區(qū)域占比為0.40%，速度大于3.2 m/s且小于3.5 m/s的區(qū)域占比為15.41%；采用case2波形板入口處蒸汽速度均未超過5.3 m/s，速度大于4.8 m/s的區(qū)域占比僅為0.08%，速度大于3.2 m/s且小于3.5 m/s的區(qū)域占比高達(dá)24.35%。由圖5和圖7的對比分析可看出：采用case2波形板入口截面上總體的不均勻度區(qū)間范圍更小，更均布在理想值上下或接近理想值；采用case2的MSR有效降低了波形板入口截面的最高蒸汽速度，且高速區(qū)域占比顯著減小，平均速度附近區(qū)域(即運(yùn)行工況附件區(qū)域)占比顯著增大，使更多區(qū)域的速度接近該截面的平均速度。這是由于采用均勻開孔的case1時進(jìn)口接管所對應(yīng)的中間區(qū)域波形板入口速度較低，兩邊速度較高，case2的孔板將中間開孔率增大且中間上部開孔率大于中間下部，兩邊開孔率減小，這樣使兩邊高速區(qū)的氣流向中間低速區(qū)流動，中間下部氣流向上部流動，均勻了整個截面的氣流負(fù)荷。綜上，采用case2波形板前速度分布更均勻。

圖6 波形板前截面示意圖Fig.6 Section scheme at the front of wave-plate

圖7 速度區(qū)間的區(qū)域占比Fig.7 Area ratio of velocity interval

4.3 流場分析

采用循環(huán)蒸汽在a-a截面上速度分布較為均勻的case2的計(jì)算結(jié)果，對MSR內(nèi)部流場細(xì)節(jié)進(jìn)行分析。由于MSR內(nèi)部構(gòu)件較多，蒸汽在內(nèi)部的流動較復(fù)雜，具體流動情況如圖8所示。

圖8 MSR內(nèi)部蒸汽流線圖Fig.8 Steam streamline of MSR

圖9 波形板前蒸汽速度沿高度的變化Fig.9 Steam velocity at the front of wave-plate along height

MSR在軸向長度方向上的速度差異是均勻性考慮的關(guān)鍵(圖5)。圖9示出沿波形板高度方向的每個等間距高度上的最大速度和最小速度。最大速度約為5 m/s，出現(xiàn)在波形板約1/3高度處。除波形板頂端和底端速度較低外，中間部分的速度大部分為3～4 m/s。循環(huán)蒸汽速度在波形板高度方向上的分布也較為均勻，局部的高速也在波形板臨界允許速度范圍內(nèi)。

通過MSR長度方向上不同截面的速度分布可進(jìn)一步看出蒸汽在長度方向上的速度差異，圖10示出3個截面(長度方向的對稱截面b，進(jìn)口管道所在的中心截面c和靠近封頭的壁面d)的速度矢量分布。由圖10可知，分離器區(qū)域和再熱器區(qū)域的蒸汽速度分布均勻，最大速度均出現(xiàn)在孔板前與殼體形成的環(huán)形通道內(nèi)，這是因?yàn)闅饬鹘?jīng)進(jìn)氣口流入殼體內(nèi)時，環(huán)形通道狹窄，空間小，之后氣流向遠(yuǎn)離進(jìn)口處的更廣闊的環(huán)形通道內(nèi)擴(kuò)散。在入口對應(yīng)的環(huán)形通道內(nèi)設(shè)置防沖板改善環(huán)形通道高速蒸汽對內(nèi)部構(gòu)件的沖擊是很有必要的。

圖11示出蒸汽流經(jīng)進(jìn)口管道、孔板、分離器、再熱器管束及出口管的壓降分布，以及c截面的壓力分布云圖。蒸汽通過孔板和分離器的總壓降不大于14 kPa，滿足了分離裝置的壓損設(shè)計(jì)要求，同時蒸汽的再熱器管束的壓降占整個流線壓降的比例較大。

圖10 MSR橫向各截面速度矢量分布Fig.10 Cross section velocity vector distribution of MSR

圖11 MSR循環(huán)蒸汽壓力Fig.11 Cycle steam pressure drop of MSR

5 結(jié)論

1) 采用CFD三維數(shù)值模擬研究MSR氣流分配，用多孔介質(zhì)模型簡化結(jié)構(gòu)復(fù)雜的孔板、波形板及管束，計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)數(shù)據(jù)絕對值或數(shù)據(jù)增減幅度較好符合，同時獲得了MSR內(nèi)部流場，對工程應(yīng)用上的MSR設(shè)計(jì)有一定的參考性和指導(dǎo)性；

2) 兩種孔板結(jié)構(gòu)中，非均勻開孔的case2波形板入口截面上總體的不均勻度區(qū)間范圍更小，更均布在理想值上下或接近理想值，有效降低了波形板入口截面的最高蒸汽速度，且高速區(qū)域占比小，平均速度附近(即運(yùn)行工況附近)區(qū)域占比大，采用case2波形板前速度分布更均勻；

3) 蒸汽通過孔板和分離器的總壓降不大于14 kPa，滿足分離裝置的壓損設(shè)計(jì)要求，其中蒸汽的再熱器管束的壓降占整個流線壓降的比例較大。