雙鉤波形板汽水分離器疏水鉤優化研究

朱雁凌，王嘯宇，游爾勝，黃 笛，趙富龍,*，譚思超，田瑞峰

(1.哈爾濱工程大學 黑龍江省核動力裝置性能與設備重點實驗室，黑龍江 哈爾濱 150001； 2.哈爾濱工程大學 核安全與先進核能技術工信部重點實驗室，黑龍江 哈爾濱 150001； 3.中國核動力研究設計院，四川 成都 610213)

波形板汽水分離器作為蒸汽發生器的次級汽水分離器，決定著出口蒸汽的品質。正常運行工況下，蒸汽發生器出口的蒸汽濕度應小于0.1%[1]，否則會降低汽輪機組的安全性及經濟性。除了要保證較高的分離效率，波形板汽水分離器還需具備較低的壓力損失。目前廣泛采用帶鉤波形板作為蒸汽發生器的次級汽水分離器，它是在無鉤波形板的板壁加裝疏水鉤組成，如西屋公司的單鉤與雙鉤波形板[2]。

目前，為提高波形板汽水分離器的性能，國內外學者對其進行了大量研究。王進卿等[3]通過冷態實驗分析了不同入口速度下雙鉤波形板的單級分離效率。田瑞峰等[4]對波形板內的兩相流動進行數值模擬，分析結構參數對分離效率和壓降的影響。Narimani等[5]用數值模擬方法對無鉤波形板進行研究，并基于響應壁面法尋找獲得最大分離效率的最優條件。Zamora等[6]通過Fluent軟件研究了具有相似幾何形狀的4種無鉤波形板汽水分離器的分離特性。梁奇等[7]建立了分離性能關于單鉤波形板汽水分離器結構參數的回歸預測模型，在此基礎上對單鉤的參數進行優化。Xu等[8]提出一種帶有多孔泡沫層的新型汽水分離器，并研究了泡沫層厚度等參數對分離性能的影響。綜合分析可知，波形板汽水分離器內部流場復雜，影響其性能的因素有很多，文獻[4，9-14]總結了幾何參數對波形板汽水分離器性能的影響。目前對無鉤和單鉤波形板的研究較多，而關于疏水鉤對雙鉤波形板汽水分離器性能影響的研究較少，影響機理尚不清楚。

本文基于常見的雙鉤波形板，對疏水鉤結構進行改進。采用Fluent軟件進行數值模擬，對比疏水鉤結構對波形板流場和液滴運動軌跡的影響，并對壓降和液滴的運動分離行為進行分析。最后綜合分離效率和壓力損失來評價不同板型的分離性能。

1 模型建立與驗證

1.1 物理描述

本文以雙鉤波形板汽水分離器的單通道為研究對象，3類波形板的幾何結構如圖1所示。其中：2H型的疏水鉤類型較常見，它的兩個疏水鉤高度相等；OH型和SH型是在2H型基礎上進行改進的，它們的彎鉤要高于直鉤，且SH型外彎鉤較長。相關的幾何參數[3]如下：板間距S為16 mm，節距λ為46 mm，曲折角度α為60°，疏水鉤高度H1、H2和H3均為7.8 mm，疏水鉤高度差δ為2 mm。在數值模擬中為使出口流動得到充分發展，將出口適當延長[15]。

圖1 波形板的幾何結構Fig.1 Geometry of corrugated plate

波形板中的流動物質采用AP1000汽水分離器的運行壓力(即5.76 MPa)[1]下的飽和蒸汽和飽和水，蒸汽密度ρg為29.51 kg/m3，液滴密度ρd為762.43 kg/m3，蒸汽動力黏度μg為1.84×10-5Pa·s，液滴動力黏度μd為9.63×10-5Pa·s，進口流速uin選為0.276、0.511、0.922、1.463和1.863 m/s[16]。

進口液滴直徑為2～70 μm[17]，將其分為若干個尺寸組，則第i個尺寸組的數量份額φi[18]可表示為：

(1)

為簡化模型，提出以下假設：1) 數值計算是在穩態下進行的；2) 由于波形板的高度遠大于長度和寬度，假定流動是二維的，不考慮重力及浮升力；3) 將液滴看作理想的球狀慣性顆粒，并忽略液滴間的相互作用；4) 認為液滴一旦與壁面碰撞就被排出，不會反彈到氣流中，且忽略了液膜破裂和液滴破裂等造成二次攜帶的因素。

1.2 數值模型

由雷諾數可知波形板的流場呈湍流狀態，湍流模型選用Realizablek-ε模型[19]，其在強流線彎曲、漩渦等方面表現出良好的適用性。由于壁面對湍流的影響很大，近壁面模型采用增強壁面處理[2]。波形板汽水分離器壁面設為無滑移邊界，入口及出口分別設置為速度入口邊界和壓力出口邊界。由于在波形板的折彎處以及疏水鉤處會出現壓力急劇變化的現象，采用PRESTO!壓力插值格式。為提高計算精度，動量、湍流動能、湍流耗散率均采用二階迎風格式，控制方程的殘差設置為3×10-5。

忽略液滴對連續相流場的影響，在得到波形板的氣相流場后，通過離散顆粒模型(DPM)對液滴的運動分離行為進行數值模擬。液滴的運動方程[15]在拉格朗日參照系中可描述為：

(2)

連續相的計算提供了時均速度，湍流擴散效應對液滴運動的影響通過脈動速度來表現。在隨機游走(DRW)模型中，對于k-ε及其衍生模型，脈動速度u′[2]為：

(3)

式中：ξ為服從正態分布的隨機數；k為湍流動能。

假定液滴的入口速度等于蒸汽的入口速度，進出口與壁面的離散相邊界條件分別設置為逃逸和捕獲。采用DRW模型模擬湍流擴散效應對液滴運動的影響，并對每顆液滴進行50次隨機跟蹤，設置時間尺度CL為0.15。

1.3 網格劃分與無關性驗證

采用ANSYS Meshing對波形板二維模型進行網格劃分。由于波形板帶有疏水鉤，采用四邊形-三角形混合型網格。分離效率對網格密度較敏感，需施加足夠低的網格尺度因子來獲得理想的結果。為了分辨出黏性子層，本文利用Fluent軟件的自適應功能，通過調整y+≈1[6]細化近壁面處的網格。

進口速度為0.276 m/s時，2H型波形板的壓降和50 μm液滴的分離效率與網格數目(自適應前)的關系如圖2所示。當網格數量大于9萬時，壓降和分離效率隨網格數量增加的變化量都在1%以內，為了留有一定的裕度，選取網格數量約為9.5萬。

圖2 網格無關性驗證Fig.2 Grid-independent verification

1.4 模型驗證

本文采用Galletti[17]測得的單鉤波形板實驗數據驗證模型的可靠性。給定粒徑液滴的分離效率ηi可通過下式計算：

(4)

式中：Ntrap為撞擊到壁面被分離的液滴數；Ntrack為追蹤的總液滴數。

進口速度為3 m/s時，單鉤波形板分離效率的數值模擬結果與實驗結果如圖3所示。不考慮湍流擴散效應會使小粒徑液滴的分離效率被低估，而考慮湍流擴散效應所得到的結果與文獻[17]中的實驗數據較符合，經計算最大相對誤差為6.61%，說明所建立的模型是可靠的。

圖3 數值模擬結果與實驗結果對比Fig.3 Comparison between numerical result and experimental data

2 結果與分析

2.1 流場速度和壓降

圖4顯示當進口速度為0.922 m/s時3類波形板內的速度云圖。在3類波形板向外凸的折角和疏水鉤下游貼近壁面處均出現存在漩渦的低速區，這些區域減小了主流的有效流通面積。此外，在2H型和OH型疏水鉤內的漩渦也很明顯，而氣流并不容易進入SH型的疏水鉤形成漩渦。

由圖4可知，在通道的某些區域，由于有效流通面積變小和流向轉變，流速迅速上升形成局部高速區，且這些區域的位置受疏水鉤結構影響。所選截面沿y軸方向的速度和湍流動能分布如圖5所示，其中A-A截面與B-B截面沿x軸方向與進口分別距離35 mm和88 mm。

圖4 波形板內的速度云圖Fig.4 Velocity contour in corrugated plate

由圖5a可看出，在第1個折角后的A-A截面，蒸汽主流速度最高的是2H型。其原因主要是2H型的直鉤與彎鉤等高而OH型和SH型的直鉤略低于彎鉤，再加上漩渦的存在，2H型折角下游的有效流通面積明顯比上游小，而OH型和SH型變化不大。在A-A截面后，2H型流速增大的區域仍是折角下游，而OH型和SH型主要出現在彎鉤頂端附近，這是彎鉤使得流通面積突然減小以及部分蒸汽流向迅速轉變所造成的。B-B截面所在通道的流場已經達到自相似狀態，由圖5b可知在B-B截面主流速度最高的也是2H型，這表明OH型和SH型疏水鉤結構能降低主流速度。

壓降是評價波形板性能的一個重要指標。

a——A-A截面；b——B-B截面圖5 所選截面沿y軸方向的速度和湍流動能分布Fig.5 Velocity and turbulence kinetic energy distributions along y direction on chosen plane

除了速度大小，波形板的壓降還與漩渦區密切相關。結合圖4、5可知，漩渦與主流過渡區的速度梯度很大，且出現1個湍流動能峰值。主流與漩渦間的流體質點存在著劇烈的碰撞與摩擦，在動量交換中產生較大的能量損失。用歐拉數Eu來評價幾何結構對壓力損失的影響，Eu可表示為：

(5)

式中：Δp為壓降；uin為進口速度。Eu隨雷諾數Re變化趨勢如圖6所示。當Re大于20 000時，OH型和SH型的Eu基本保持不變，而2H型的Eu在Re為45 000時仍處于上升狀態，其能量損失要遠大于另外兩種板型。

圖6 Eu隨Re的變化Fig.6 Change of Euler number with Reynolds number

2.2 液滴運動分離行為

波形板汽水分離器的主要分離機理是慣性分離。液滴的運動特性可用慣性力FI與拖曳力FD的比值來反映[20]：

(6)

式中：rd為液滴運動軌跡的曲率半徑；μg為蒸汽動力黏度。

進口流速為0.922 m/s時，不同直徑液滴在3類波形板前4級中的運動軌跡如圖7所示。由圖7可見，由于慣性力作用，疏水鉤附近的高流速區會導致大量液滴在疏水鉤后的迎風面沉積。大粒徑液滴主要受慣性力控制，容易脫離主流被分離。微小粒徑液滴的慣性力可忽略，主要受拖曳力的影響，其運動軌跡與主流相近。

圖7 波形板通道內的液滴運動軌跡Fig.7 Trajectory of droplet in corrugated plate

圖8給出進口流速為0.922 m/s時湍流擴散效應與液滴分離行為的關系。當不考慮湍流擴散效應時，直徑為10 μm的液滴全部在前兩級被分離。當考慮湍流擴散效應時，液滴的運動與氣相脈動速度相關，特別是在漩渦附近。這是由于漩渦附近湍流強度大，由式(3)可知其氣相脈動速度也大，導致微小液滴容易在運動中改變方向。

液滴直徑：a——10 μm；b——50 μm圖8 各級通道內液滴的分離情況Fig.8 Droplet separation performance of each bend

從圖7可看出，微小粒徑液滴的運動軌跡呈發散無規則狀態，再加上其對蒸汽的隨流性較強，因而10 μm液滴在各級通道中均會與壁面碰撞被捕獲，湍流擴散效應增大了細小液滴與波形板壁面碰撞的概率。由圖8b可知，湍流擴散效應也會對大粒徑液滴的運動分離行為造成影響，不過影響程度相對較小。

對比圖7、8可發現，疏水鉤的結構影響著不同直徑液滴在波形板內如何以及在何處被排出。一方面，疏水鉤通過流場影響液滴的運動分離行為，液滴在不同板型中的速度及受到湍流擴散效應的程度不同，此外許多小粒徑液滴會被2H型和OH型疏水鉤中的漩渦卷吸進入疏水鉤內。另一方面，疏水鉤的結構直接影響著液滴的運動軌跡，OH型和SH型的彎鉤高于直鉤直接迎著來流，會對經過的部分液滴進行直接攔截，尤其是大粒徑液滴。不過SH型彎鉤與直鉤的間隙很小，小粒徑液滴由于隨流性強不易進入SH型的疏水鉤。

2.3 分離效率

圖9給出進口速度為0.922 m/s時液滴在不同鉤型的波形板汽水分離器出口處的數量分布。出口數量份額fi為第i個尺寸組的液滴在出口處的數量與進口處液滴總數量的比值：fi=φi(1-ηi)。微小粒徑液滴在OH型中受到的湍流擴散效應較大，且受到的拖曳力相對較小，因而在OH型中更容易被分離。直徑較大的液滴雖然在OH型中受到的慣性力不是最大，但在OH型中的分離效率最高，這是由于OH型對這部分液滴的直接攔截起重要作用。

圖9 出口液滴的數量分布Fig.9 Droplet number distribution at outlet

表1列出在不同工況下(板型-進口流速)各級通道捕獲液滴的質量份額。由表1可知，無論哪種工況，各級通道捕獲液滴的質量份額都很不均勻，且都是第2級通道捕獲液滴的質量份額最大。通過對比可知，OH型的不均勻程度最高，而2H相對較低。這是由于2H型的流場速度最高，液滴比較容易被蒸汽攜帶到達后面幾級的通道。隨著進口流速的增大，這種不均勻程度也變高，當進口流速為1.863 m/s時，OH型前兩級捕獲液滴的質量份額高達94.96%。

表1 各級通道捕獲液滴的質量份額Table 1 Percentage of liquid trapped in each bend

2.4 分離性能對比

由文獻[6]可知，單位時間內蒸汽流過波形板所損失的能量W∝ugΔp。為了找出具有最佳分離性能(更高的分離效率和更低的壓力損失)的波形板，采用ugΔp和分離效率來綜合評價波形板的分離性能。不同類型波形板ugΔp與分離效率的關系如圖10所示。在達到同一分離效率時，能量損失最低的是OH型而最高的是2H型，且分離效率越高，這種差異越明顯，可見OH型波形板的分離性能最佳。

圖10 ugΔp與分離效率的關系Fig.10 Relationship between ugΔp and separation efficiency

3 結論

本文采用數值模擬方法研究了不同進口速度下疏水鉤結構對雙鉤波形板汽水分離器分離效率和壓降的影響規律，主要結論如下。

1) 小粒徑液滴對蒸汽的隨流性較強，容易逃逸出波形板，且由于湍流擴散效應其在波形板的各級通道中均會被分離。大粒徑液滴由于慣性力占主導作用，容易與壁面或疏水鉤碰撞在前兩級通道就被分離。總的來看，第2級通道分離出來的液滴數量最多，即使進口流速(0.276 m/s)較低，OH型波形板第2級通道捕獲液滴的質量份額也可高達39.59%。

2) 疏水鉤的結構對雙鉤波形板分離性能會產生較大的影響。疏水鉤的結構直接影響著流場的流速和湍流強度，進而影響能量損失和液滴的運動分離行為。此外，疏水鉤結構決定著攔截液滴作用的強弱，對分離效率會產生較大影響。

3) 可以采用ugΔp和分離效率來綜合評價波形板的分離性能，且OH型波形板的分離性能最佳，能達到優化效果。