张 倩，高 畅，付元钢，王 永，刘克为，魏 立，杨雪龙，王 伟

(1.核动力运行研究所，湖北 武汉 430223；2.哈尔滨汽轮机厂，黑龙江 哈尔滨 150006；3.华东建筑设计研究总院，上海 200002)

汽水分离再热器(MSR)是压水堆核电机组常规岛不同于火电机组的特有大型设备。压水堆核电机组的高压缸进汽为饱和蒸汽，膨胀后的排汽湿度达11%～15%。若不采取任何措施，其继续进入低压缸中膨胀后湿度可达20%以上[1]。然而设计者希望湿蒸汽在汽轮机低压缸的膨胀过程能接近于常规火电机组中低压缸的蒸汽膨胀过程，排汽湿度低，可有效防止水蚀损坏和安全事故；另一方面已经成熟的火电机组低压缸的设计、制造和运行经验也可直接应用到核电机组的低压缸上[2]。于是，在高压缸与低压缸之间增加了大型设备MSR，该设备包括了降低高压缸排汽湿度的分离器和进一步提高效率的再热器。利用汽水分离器将高压缸排汽中携带的水去除，然后经过再热器将除湿后的蒸汽加热到80 ℃左右的过热度，低压缸的排汽湿度可减少到与火电机组相当的水平，即0.5 MPa下约为11%左右。

客观上MSR的再热器加热湿蒸汽到过热是防止低压缸水蚀的屏障，但通过设置再热器进一步提高汽轮机相对内效率才是设计者重点考虑的内容。资料表明，再热器的一级可提高循环效率1.5%～2%，二级可提高1.8%～2.5%，而效率提高的程度与工作蒸汽离开汽水分离器后的剩余湿度、压损等有关[3]。因而分离性能和压损是MSR分离器设计的关键指标。

Issaku等[4-6]和美国西屋公司[7-9]进行了大型高效MSR的开发研究，国内武君等[10]用CFD进行了MSR内部流场模拟。MSR分离器主要由波形板分离元件、气流分配孔板、疏水结构组成。国外厂家采用固化的波形板结构来作为分离元件，采用空气动力学试验来设计气流分配孔板[11]，通过监测控制疏水系统水位来保证疏水通畅。国内暂没有MSR自主设计产品，也较缺乏基础性研究。

本文采用CFD研究MSR气流分配，并调整孔隙率，使内部流场更均匀，防止汽水混合物湿分不均匀导致的分离效果差和残余湿度高[12]，以期为将来的MSR孔板空气动力学试验，甚至取代试验进行产品孔板设计打下基础。

1 MSR结构

国内核电站已投用的MSR多为卧式结构，如图1所示。该结构为MSR第3代产品，其容量大，每台汽轮机匹配2台使用。MSR是一种具有汽水分离功能的管壳式换热器，主要由进口接管、壳体、汽水分离装置、两级再热管束、出口接管等组成[13]。从高压缸排汽口出来的湿蒸汽通过左右各4根管道进入左右2个MSR的底部进口，湿蒸汽沿MSR长度方向分布然后通过V字型对称布置的流量分配孔板后均匀地穿过波形板组件去除98%的水分，之后蒸汽在中间汇合后连续穿过第一、二级再热器使蒸汽温度达到80 ℃左右的过热度，最后从MSR上方的两个出口接管流出到汽轮机低压缸。

图1 MSR结构示意图Fig.1 Structure scheme of MSR

2 计算模型

2.1 计算域及网格

MSR的实际过程是一个三维、非定常、有热交换、有分离的三相流动，对这一复杂的物理过程很难进行精确的数学描述。为研究主要问题，对流动过程作以下假设[4]：介质为单相饱和蒸汽；气流为不可压缩流体；流动为三维、绝热、稳态；忽略重力影响；计算域不考虑疏水槽，计算过程不考虑分离片的分离性能。MSR内部构件多，计算域选定对流场有较大影响的关键部件来简化模型，其中包括壳体、进口管、出口管、多孔板、分离片组件、管束，另外加入了可能对流场产生影响的内件——支撑隔板、防冲板、挡板。MSR结构的边界形状和内部流动均为圆周对称和横向对称，因此选取1/4结构三维建模计算域并进行网格划分，如图2所示。

图2 1/4 MSR计算域和网格Fig.2 Calculation zone and mesh of 1/4 MSR

采用ICEM软件对MSR结构进行网格划分，各部件均采用六面体网格。对重点关注的孔板和波形板区域进行局部加密，以保证计算精度。壁面网格的y+值在30～300之间以保证近壁区的求解准确性。为保证气相流场计算的网格无关性，节点数从3 000 000增加至6 840 000并对比求解结果，最终采用网格数为6 840 000的网格进行计算。

2.2 计算内容

三维数值计算模型进口条件为：流动介质为饱和蒸汽，饱和蒸汽压力为1 MPa，蒸汽密度为5.6 kg/m3，波形板入口平均流速为3 m/s。

图3 两种不同的孔板开孔方式Fig.3 Two different opening ways of corrugated plate

从高压缸排汽口出来的湿蒸汽进入MSR后，首要问题是保证蒸汽在MSR内长度方向上均匀地通过汽水分离器。对比研究了平均开孔率相同但开孔布置不同的两种孔板(图3)下循环蒸汽在MSR内部的流场，其中case1为均匀开孔，case2为非均匀开孔，￡为开孔率。

3 计算方法

3.1 湍流模型

Navier-Stokes方程用雷诺平均模拟法(RANS)进行平均，引入湍流模型进行求解。标准k-ε模型是在工业应用中被普遍使用的湍流模型，其计算收敛性和精确性较为符合工程计算的要求，因此湍流模型选用标准k-ε模型。近壁面的边界层采用标准壁面函数法。

3.2 多孔介质模型

由于孔板、波形板及管束结构复杂，本文参考文献[4]中提到的建模方式，将多孔板、分离器和再热器管束计算域设置为多孔介质模型。同时防冲板亦为多孔结构，该防冲板厚度小简化为面区域，使用多孔跃升模型。多孔跃升模型是对多孔介质模型的一维简化，应用在无厚度的内部面上，可增强计算的稳定性和收敛性。

多孔介质模型是基于表观速度和孔隙率来较好模拟多孔介质内部的压力损失，但该模型存在一问题，就是多孔介质区域与非多孔介质区域的交界面处的表观速度是相同的，不能反映界面处速度变化引起的动量变化。多孔介质模型通过在动量方程中增加动量源项来模拟计算域中多孔性材料对流体的流动阻力。该源项由两部分组成，即Darcy黏性阻力项和惯性损失项，对于简单的均匀多孔介质，用下式表达：

i=x,y,z

(1)

其中：α为黏性阻力的渗透率；C2为惯性阻力系数；μ为流体的黏性系数；v为流体速度；ρ为流体密度。

MSR内运行工况下，气体流动速度较高，忽略渗透阻力项(即黏性阻力系数1/α为0)，只保留惯性损失项，惯性阻力系数C2用经验公式估算的压降来求解。在其他非主流的两个方向上阻力远大于主流方向，将其C2设置为主流方向的1 000倍。另外通过将湍流黏度设为0的方式忽略湍流的影响。多孔板的开孔率依据上述关系表征到惯性阻力系数C2上，而整块多孔板在横向、高度方向的开孔率调整则通过UDF编译惯性阻力系数的区间表达式并上载到惯性阻力系数选项中来完成。

3.3 边界条件及求解设置

入口设置为速度入口边界，出口设置为压力出口边界，对称面设置为对称边界，防冲板使用多孔跃升边界，其余壁面设置为无滑移边界。

选择的压力-速度耦合方法为SIMPLE算法，选择二阶格式为压力插值格式，对于动量、k、ε的插值格式选定为二阶迎风格式。

4 结果与分析

4.1 模拟与试验结果对比

针对TEI开展的国内某电站MSR孔板分配冷态空气试验，开展与之对应的分析计算，结果如图4所示。试验将孔板沿横向等分为13份，每份沿高度等分为上、下两部分，即共26份，在每份的中心位置设置风速仪，得到截面上各点风速。计算模型提取相应点的风速，对比计算不均匀度与试验不均匀度。不均匀度定义为各点的速度与整体平均速度的比值。由图4可看出，试验与计算不均匀度在有些分区偏差很小甚至完全重合，其他分区该数值虽有明显差别但增减幅度相近，且最大相对偏差不超过30%。偏差产生的主要原因是由于模拟采用的是产品原型结构和实际热态运行参数(因缺失冷态试验参数相关资料)，而试验采用的是缩比模型和热态工况模化等效的冷态试验参数。总体上试验与计算结果数据绝对值较好符合或数据增减幅度较好符合，一定程度上验证了模拟计算在工程应用上的参考性和指导性。

4.2 均匀性分析

图5示出两种开孔结构下循环蒸汽在a-a截面(图6)的速度分布不均匀度的计算结果。图5中横坐标是将孔板沿长度方向等分成20份，每份分成上、下两部分，共40个区域，纵坐标的不均匀度为各区域的平均速度与整块孔板的平均速度的比值。

图4 模拟与试验的不均匀度对比Fig.4 Nonuniformity comparison of simulation and experiment

图5 波形板进口速度分布Fig.5 Inlet velocity distribution of wave-plate

由图5可看出：采用case1波形板入口处蒸汽速度呈中间低两边高，即进口接管所对应的区域波形板入口速度较低，其余部分速度较高，总体不均匀度区间范围为0.7～1.2；采用case2波形板入口处蒸汽速度呈中间在理想值上下均布，两边几乎达到理想值，总体不均匀度区间范围为0.9～1.1。图7示出速度区间的区域占比。由图7可看出：采用case1波形板入口处蒸汽速度大于5.3 m/s的区域占波形板入口截面总面积的0.06%，速度大于4.8 m/s且小于5.3 m/s的区域占比为0.40%，速度大于3.2 m/s且小于3.5 m/s的区域占比为15.41%；采用case2波形板入口处蒸汽速度均未超过5.3 m/s，速度大于4.8 m/s的区域占比仅为0.08%，速度大于3.2 m/s且小于3.5 m/s的区域占比高达24.35%。由图5和图7的对比分析可看出：采用case2波形板入口截面上总体的不均匀度区间范围更小，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，且高速区域占比显著减小，平均速度附近区域(即运行工况附件区域)占比显著增大，使更多区域的速度接近该截面的平均速度。这是由于采用均匀开孔的case1时进口接管所对应的中间区域波形板入口速度较低，两边速度较高，case2的孔板将中间开孔率增大且中间上部开孔率大于中间下部，两边开孔率减小，这样使两边高速区的气流向中间低速区流动，中间下部气流向上部流动，均匀了整个截面的气流负荷。综上，采用case2波形板前速度分布更均匀。

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

图7 速度区间的区域占比Fig.7 Area ratio of velocity interval

4.3 流场分析

采用循环蒸汽在a-a截面上速度分布较为均匀的case2的计算结果，对MSR内部流场细节进行分析。由于MSR内部构件较多，蒸汽在内部的流动较复杂，具体流动情况如图8所示。

图8 MSR内部蒸汽流线图Fig.8 Steam streamline of MSR

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

MSR在轴向长度方向上的速度差异是均匀性考虑的关键(图5)。图9示出沿波形板高度方向的每个等间距高度上的最大速度和最小速度。最大速度约为5 m/s，出现在波形板约1/3高度处。除波形板顶端和底端速度较低外，中间部分的速度大部分为3～4 m/s。循环蒸汽速度在波形板高度方向上的分布也较为均匀，局部的高速也在波形板临界允许速度范围内。

通过MSR长度方向上不同截面的速度分布可进一步看出蒸汽在长度方向上的速度差异，图10示出3个截面(长度方向的对称截面b，进口管道所在的中心截面c和靠近封头的壁面d)的速度矢量分布。由图10可知，分离器区域和再热器区域的蒸汽速度分布均匀，最大速度均出现在孔板前与壳体形成的环形通道内，这是因为气流经进气口流入壳体内时，环形通道狭窄，空间小，之后气流向远离进口处的更广阔的环形通道内扩散。在入口对应的环形通道内设置防冲板改善环形通道高速蒸汽对内部构件的冲击是很有必要的。

图11示出蒸汽流经进口管道、孔板、分离器、再热器管束及出口管的压降分布，以及c截面的压力分布云图。蒸汽通过孔板和分离器的总压降不大于14 kPa，满足了分离装置的压损设计要求，同时蒸汽的再热器管束的压降占整个流线压降的比例较大。

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

图11 MSR循环蒸汽压力Fig.11 Cycle steam pressure drop of MSR

5 结论

1) 采用CFD三维数值模拟研究MSR气流分配，用多孔介质模型简化结构复杂的孔板、波形板及管束，计算结果与试验数据绝对值或数据增减幅度较好符合，同时获得了MSR内部流场，对工程应用上的MSR设计有一定的参考性和指导性；

2) 两种孔板结构中，非均匀开孔的case2波形板入口截面上总体的不均匀度区间范围更小，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，且高速区域占比小，平均速度附近(即运行工况附近)区域占比大，采用case2波形板前速度分布更均匀；

3) 蒸汽通过孔板和分离器的总压降不大于14 kPa，满足分离装置的压损设计要求，其中蒸汽的再热器管束的压降占整个流线压降的比例较大。