王澤隆，李亞洲，熊珍琴,*，顧漢洋

(1.上海交通大學(xué) 機(jī)械與動(dòng)力工程學(xué)院，上海 200240；2.上海發(fā)電設(shè)備成套設(shè)計(jì)研究院有限責(zé)任公司，上海 200240)

汽水分離組件是壓水堆蒸汽發(fā)生器為汽輪機(jī)高品質(zhì)蒸汽的關(guān)鍵設(shè)備，其中旋葉分離器承擔(dān)絕大部分水的分離。旋葉分離器依靠氣液旋流離心力的差異和重力實(shí)現(xiàn)氣液分離，分離器內(nèi)存在復(fù)雜的液滴、液膜和氣相共存現(xiàn)象。在三代核電機(jī)組等先進(jìn)核能系統(tǒng)中，為提高經(jīng)濟(jì)性，旋葉分離器工作范圍更寬、蒸汽的品質(zhì)和運(yùn)行穩(wěn)定性要求更高[1-3]。為優(yōu)化旋葉分離器性能，國(guó)內(nèi)外開(kāi)展了熱態(tài)試驗(yàn)、冷態(tài)試驗(yàn)和模擬分析[4-6]。熱態(tài)性能試驗(yàn)具有成本高和難度大的特點(diǎn)，主要用于考核驗(yàn)證。為開(kāi)發(fā)具有我國(guó)自主知識(shí)產(chǎn)權(quán)的三代核電機(jī)組，李勇等[7-8]試驗(yàn)分析了“華龍一號(hào)”中旋葉分離器和新型雙級(jí)旋轉(zhuǎn)葉片汽水分離器的總分離性能和壓降；徐德輝等[9]開(kāi)展了錐形旋葉分離器熱態(tài)性能試驗(yàn)；丁訓(xùn)慎等[10]開(kāi)展了旋葉汽水分離器內(nèi)空氣-水的分離性能試驗(yàn)研究，分析優(yōu)化葉片數(shù)目、升角、上升筒高度等結(jié)構(gòu)參數(shù)；Zhang等[11-12]針對(duì)AP1000分離器進(jìn)行了大量熱態(tài)數(shù)值模擬研究，并總結(jié)了利用數(shù)值模擬方法研究分離器性能的現(xiàn)狀；Liu等[13]建立了分離器冷熱態(tài)性能?；P(guān)系式，并分析了液滴粒徑、流體速度等對(duì)分離性能的影響。

上述研究主要關(guān)注分離器的總體分離效率和流動(dòng)阻力，鮮有關(guān)注旋葉區(qū)、下降通道、切向口等各區(qū)域?qū)λ蛛x性能的影響。牛茂芝等[14]利用數(shù)值模擬方法研究分析了旋葉式分離器葉片區(qū)的液滴動(dòng)力學(xué)行為，分析了液滴未通過(guò)葉片區(qū)、筒壁處、中心柱等各處的比例，以及葉片傾角對(duì)液滴撞擊葉片的份額、筒壁份額的影響，但未分析對(duì)分離性能產(chǎn)生的影響。本課題組[15]曾開(kāi)展了下降通道和切向口對(duì)分離性能的貢獻(xiàn)，但并未考慮旋葉上游回流對(duì)分離性能的影響。為此，本文建立旋葉分離器冷態(tài)可視化試驗(yàn)，分析入口回流、下降通道、切向口3處的疏水性能，以及旋葉區(qū)未通過(guò)水比例對(duì)分離性能和壓降的影響規(guī)律。

1 旋葉分離器冷態(tài)試驗(yàn)裝置

旋葉分離器冷態(tài)試驗(yàn)裝置如圖1所示。旋葉分離器由旋葉入口段、旋葉組件、上升筒、阻擋器、節(jié)流環(huán)、切向口、下降通道組成。入口段和上升筒的直徑為140 mm。旋葉組件由中心柱和4片18°傾角的旋葉組成。中心柱直徑為筒體直徑的43%。旋葉以上上升筒高度為內(nèi)筒直徑的2.1倍。分離器下降通道直徑為內(nèi)筒直徑的1.3倍。在下降通道壁面上開(kāi)設(shè)有1對(duì)相對(duì)布置成180°的切向口，以利于阻擋器外側(cè)所形成水環(huán)的排出，如圖2所示。氣水混合物經(jīng)過(guò)該裝置后受到離心力和重力作用實(shí)現(xiàn)部分氣水分離。氣體均從頂部排出，液相水部分未分離并與氣體一起從頂部排出。部分液相水在進(jìn)入旋葉前已分離形成壁面水膜回流，如圖3所示。經(jīng)過(guò)旋葉后液相水與氣體分離，分別從下降通道和切向口排出。

圖1 旋葉分離器試驗(yàn)裝置Fig.1 Schematic of swirl vane separator

圖2 切向口處橫剖面圖Fig.2 Cross section of tangential opening

圖3 入口回流液膜Fig.3 Liquid film on wall of inlet

為獲得旋葉分離器各區(qū)域?qū)馑蛛x性能的貢獻(xiàn)，針對(duì)該裝置開(kāi)展了冷態(tài)性能測(cè)試。分離器入口段底部與噴嘴連接。一部分空氣從空氣入口1進(jìn)入噴嘴，與從水入口進(jìn)入的水混合霧化后進(jìn)入旋葉入口段。經(jīng)噴嘴進(jìn)入的空氣量較小，為提高空氣流量，在入口段略高于噴嘴的管壁上布置有均勻小孔，且外罩環(huán)形通道，與空氣入口2連接，補(bǔ)充空氣從該入口進(jìn)入到旋葉入口段。試驗(yàn)所用的空氣回路和水回路與文獻(xiàn)[9]相同。試驗(yàn)測(cè)試工況涵蓋的空氣流量在300～700 m3/h之間，水流量在70～1 200 kg/h之間。流量計(jì)量采用電磁流量計(jì)，測(cè)量精度為±0.5%?？諝饬髁坎捎?組渦輪流量計(jì)，測(cè)量精度為±0.5%。噴嘴選用Springer噴嘴，在試驗(yàn)工況范圍內(nèi)霧化液滴索特平均粒徑為42～51 μm。霧化粒徑采用LS-2000分體式激光噴霧粒度分析儀測(cè)量，測(cè)量精度為±10%。

旋葉各區(qū)域分離的水通過(guò)稱重計(jì)量的方法獲得。入口段底部略低于噴嘴出口，在最低點(diǎn)設(shè)置排水口，通過(guò)該排水口收集入口回流分離水。下降通道的底部設(shè)置排水口，通過(guò)該排水口收集下降通道分離水。為收集切向口排水，筒體外加外筒，外筒上部敞口，底部封閉并設(shè)置排水口，通過(guò)該排水口收集切向口分離水。測(cè)試時(shí)，待入口流量達(dá)到穩(wěn)定后開(kāi)始收集水，并持續(xù)約600 s，然后稱重計(jì)量各處收集水量，進(jìn)而計(jì)算各處平均排水流量和分離水比例。收集水量的測(cè)量采用AWH(SAH3)稱重儀，量程范圍為30 kg，測(cè)量精度為±2 g。

各處分離水流量利用式(1)計(jì)算，各處分離水比例利用式(2)計(jì)算，分離器總分離效率利用式(3)計(jì)算。

mi=Mi/Δt

(1)

ηi=mi/Qwρw

(2)

η0=(m1+m2+m3)/Qwρw

(3)

式中：Mi為收集水量；Δt為收集水時(shí)間；mi為排水平均質(zhì)量流量；ηi為各處分離水質(zhì)量流量與入口水質(zhì)量流量之比；Qw為入口水體積流量；ρw為入口水密度；η0為3處分離水質(zhì)量流量之和與入口水質(zhì)量流量之比，即分離器總分離效率；下標(biāo)i=1表示入口回流處，i=2表示下降通道排水，i=3表示收集切向口水比例。

分離器冷態(tài)試驗(yàn)還測(cè)試了分離器壓降和分離器旋葉區(qū)域壓降。取壓點(diǎn)位置如圖1所示。其中節(jié)流環(huán)取壓點(diǎn)位于距離節(jié)流環(huán)出口1 cm處，上升筒取壓點(diǎn)位于距離上升筒出口1 cm處，入口段取壓點(diǎn)位于旋葉上游，距離旋葉入口1倍內(nèi)筒直徑處。節(jié)流環(huán)取壓點(diǎn)和入口段取壓點(diǎn)間壓差為分離器壓降，上升筒取壓點(diǎn)和入口段取壓點(diǎn)間壓差為旋葉區(qū)域壓降。兩處均采用差壓傳感器測(cè)量，測(cè)量精度為±0.1%。

2 結(jié)果分析與討論

旋葉分離器冷態(tài)試驗(yàn)采用空氣和霧化的液滴作為工質(zhì)。本文研究范圍內(nèi)液滴的索特平均粒徑變化較小，主要在42～51 μm之間，隨水流量的增加小幅增加?？諝饬髁繉?duì)粒徑的影響可忽略。測(cè)試獲得了入口氣相表觀速度Jg為5.7、7.5、9.0、11.2、12.4 m/s時(shí)，入口液相表觀速度Jl在0.001～0.020 m/s之間的分離器分離效率、各區(qū)域分離效率和壓降的變化規(guī)律，如圖4～7所示。

圖4 分離器分離效率Fig.4 Separation efficiency of separator

圖5 入口回流水分離比例Fig.5 Fraction of water separated at inlet

圖6 下降通道分離水比例Fig.6 Fraction of water separated from downcomer

2.1 分離性能分析

如圖4所示，分離效率受到氣相表觀速度和液相表觀速度的影響較大。分離性能的變化規(guī)律按照氣相表觀速度可分為3個(gè)區(qū)域，分別為高氣相表觀速度(12.4 m/s和11.2 m/s)、中等氣相表觀速度(9.0 m/s和7.5 m/s)和低氣相表觀速度(5.7 m/s)。如圖5所示，回流水未能穿過(guò)旋葉組件進(jìn)入上升筒，在旋葉區(qū)域或旋葉前的壁面上形成回流，在底部收集獲得。

圖7 切向口分離水比例Fig.7 Fraction of water separated from slot

高氣相表觀速度下，分離效率隨液相表觀速度的增加呈先增加后減小的趨勢(shì)。分離水比例在低液相表觀速度時(shí)入口回流比例貢獻(xiàn)最大，中等液相表觀速度時(shí)逐漸過(guò)渡到下降通道分離水比例貢獻(xiàn)最大，在高液相表觀速度下最后是切向口分離水比例最大。當(dāng)氣相表觀速度達(dá)12.4 m/s時(shí)，分離效率隨液相表觀速度的增大呈先增加后減小的趨勢(shì)。當(dāng)液相表觀速度為0.001 3 m/s時(shí)，分離效率僅為91.6%，各區(qū)域分離水比例貢獻(xiàn)中入口回流比例最高。此時(shí)61%的液體從入口回流分離出，25.3%的液體分離后從下降通道排出，另有5.2%從切向口分離出。當(dāng)液相表觀速度增加到2.9×10-3m/s時(shí)，分離效率顯著增加到95.9%，同時(shí)入口回流分離水比例隨液相表觀速度的增加而有所增加。該工況下，入口回流分離水比例達(dá)到最高，同時(shí)值得注意的是下降通道的分離水比例變化最顯著，提高到28.7%。繼續(xù)增加液相表觀速度至4.6×10-3m/s，總分離效率仍呈現(xiàn)較大的增幅，達(dá)到98.1%。此時(shí)入口回流水分離比例開(kāi)始出現(xiàn)隨液相表觀速度的增加而逐漸下降的趨勢(shì)，但仍貢獻(xiàn)最大比例(58.3%)的分離水，而下降通道的分離水比例提高到33.3%。增大液相表觀速度至8.6×10-3m/s，總分離效率繼續(xù)增加至99.1%，增幅變小。入口回流水比例下降至42.7%，下降通道分離水比例增加至42.3%，兩處分離水比例貢獻(xiàn)相當(dāng)。切向口分離水比例保持增加的趨勢(shì)，增加到14.1%。繼續(xù)增大液相表觀速度至1.1×10-2m/s，總分離效率略增加至99.4%，入口回流水比例小幅下降至36.6%，下降通道分離水比例出現(xiàn)下降趨勢(shì)，降至40.1%，盡管下降，但是該工況貢獻(xiàn)最大的區(qū)域。而切向口分離水比例顯著增加至22.7%。繼續(xù)增大液相表觀速度至1.4×10-2m/s，分離器分離效率略增加至99.8%，達(dá)到最高值。入口回流水比例小幅增加至39.3%，這是由于水量增加，入口中間區(qū)域氣相對(duì)液相的攜帶能力減小，造成液相在重力作用下回流比例略有增加。切向口分離水比例顯著增加至25.7%。下降通道分離水比例則下降至34.8%，這是由于下降通道疏水能力受到流道面積的限制，隨著來(lái)流液相流量的增加，下降通道的輸水阻力增大，相比之下，從切向口排出的阻力更小，因而下降通道分離水比例下降，而切向口分離水比例增大。繼續(xù)增大水流量，分離水效率出現(xiàn)緩慢下降的趨勢(shì)?；亓魉蛛x比例和下降通道分離水比例均顯著下降，盡管更多的液相從切向口分離。前面兩者的下降較后者增加顯著，因而總分離效率下降。氣相表觀速度下降至11.2 m/s時(shí)，分離效率和各區(qū)域分離水比例的變化規(guī)律與12.4 m/s時(shí)幾乎一致。低液相表觀速度時(shí)，氣相表觀速度為11.2 m/s工況的分離效率高于12.4 m/s工況，主要是由于入口回流分離水比例隨氣相表觀速度的下降呈上升的趨勢(shì)。

中等氣相表觀速度下，分離水比例在低液相表觀速度時(shí)入口回流比例貢獻(xiàn)最大，中高等液相表觀速度時(shí)過(guò)渡到下降通道分離水比例貢獻(xiàn)最大，切向口分離水比例保持較低值。氣相表觀速度為9.0 m/s時(shí)，分離器分離效率隨液相表觀速度的增大呈先增加后減小的趨勢(shì)。該氣相表觀速度下，液相表觀速度在1.0×10-2m/s以上區(qū)域，隨著液相表觀速度的增大下降通道分離水比例呈逐漸上升的趨勢(shì)，與氣相表觀速度11.2 m/s和12.4 m/s時(shí)呈現(xiàn)不同的規(guī)律。切向口分離水比例也顯著低于11.2 m/s和12.4 m/s工況。造成這一現(xiàn)象的原因是，氣相表觀速度下降，從切向口攜帶水排出的能力下降，因而切向分離水比例貢獻(xiàn)降低。上述規(guī)律的改變?cè)跉庀啾碛^速度為7.5 m/s時(shí)同樣顯著。

在低氣相表觀速度下，分離器分離效率隨著液相表觀速度的增大呈先增加后較快降低的趨勢(shì)。在氣相表觀速度為5.7 m/s時(shí)，分離效率先隨液相表觀速度的增加而增加，液相表觀速度增加至4.6×10-3m/s時(shí)達(dá)到最高值98.6%，此后呈現(xiàn)下降趨勢(shì)。這一變化與入口和旋葉區(qū)域出現(xiàn)流型的變化相關(guān)。隨著液相表觀速度的增大，入口和旋葉區(qū)域的筒體中心區(qū)域逐漸從霧狀流轉(zhuǎn)變?yōu)閿嚢枇骰蛴喝?。攪拌流和雍塞流?dǎo)致入口回流比例增大，如圖5所示，在氣相表觀速度為5.7 m/s時(shí)，液相表觀速度在9.6×10-3～1.3×10-2m/s之間即為該情況，入口回流分離水比例從30.3%增加到54.0%，相應(yīng)地也造成下降通道的分離水比例下降，從61.5%下降至35.0%。攪拌流和雍塞流極易導(dǎo)致流動(dòng)不穩(wěn)定，氣體夾帶液體的現(xiàn)象增強(qiáng)，導(dǎo)致上出口攜帶水比例上升，因而分離器分離效率下降。該現(xiàn)象在氣相表觀速度為7.5 m/s、液相表觀速度為1.1×10-2～1.5×10-2m/s時(shí)也能觀察到。

2.2 壓降分析

氣液混合物流過(guò)旋葉分離器壓降較大，特別是在旋葉區(qū)域。為維持蒸汽發(fā)生器內(nèi)流體流動(dòng)的穩(wěn)定性和提高系統(tǒng)的經(jīng)濟(jì)型，需降低旋葉分離器的壓降。氣相流速為5.7～12.4 m/s、液相流速為1.3×10-3～2.2×10-2m/s時(shí)的分離器壓降和旋葉區(qū)域壓降如圖8所示。旋葉分離器壓降中58%～88%的壓降產(chǎn)生于旋葉區(qū)域。分離器壓降和旋葉區(qū)域壓降受氣相速度的影響較為顯著。相同液相表觀速度時(shí)，隨著氣相表觀速度的提高壓降顯著上升。液相表觀速度的影響相對(duì)氣相較小，但液相表觀速度為7.5 m/s和9.0 m/s時(shí)，隨著液相流速的增大，壓降顯著上升。造成這一現(xiàn)象的原因是隨著流速的增大，旋葉區(qū)域從壁面液膜中心霧狀流型過(guò)渡到中心間歇攪拌流。此時(shí)盡管分離效率仍維持較高值，但壓降有較大的增加，不利于蒸汽發(fā)生器二次側(cè)流動(dòng)的穩(wěn)定。

圖8 旋葉分離器壓降和旋葉區(qū)域壓降Fig.8 Pressure drop of separator and pressure drop at swirl-vane region

3 結(jié)論

本文建立了旋葉分離器空氣-水冷態(tài)性能試驗(yàn)裝置，測(cè)試獲得了直徑140 mm、旋葉傾角30°的旋葉分離器在旋葉前區(qū)域、下降通道、切向口區(qū)域?qū)Ψ蛛x水的貢獻(xiàn)，同時(shí)獲得了旋葉區(qū)域壓降和分離器壓降的變化規(guī)律。

1) 旋葉分離器分離效率隨液相表觀速度的增大呈先快速增大而后在較寬工況范圍內(nèi)維持較高效率，但液相表觀速度較大時(shí)出現(xiàn)攪拌流后分離性能逐漸下降?；亓魉壤S液相表觀速度的增大而逐漸降低，但在低氣相表觀速度下，觀察到高液相表觀速度會(huì)導(dǎo)致回流水比例上升，此時(shí)總分離性能出現(xiàn)顯著下降，不利于氣液分離。切向口的分離水比例在高氣相速度和高液相表觀速度時(shí)較高。下降通道分離水比例在液相表觀速度處于中高值時(shí)，承擔(dān)較高分離水比例，尤其是氣相表觀速度處于中等形成間歇攪拌流區(qū)域。

2) 旋葉分離器壓降中58%～88%產(chǎn)生于旋葉區(qū)域，主要受到氣相表觀速度的影響。但值得注意的是，液相表觀速度增大到較高值時(shí)，旋葉區(qū)域從壁面液膜中心霧狀流型過(guò)渡到中心間歇攪拌流，壓降顯著增大，不利于蒸汽發(fā)生器二次流的穩(wěn)定。