SP-100空间堆气液分离器前导流区结构设计数值模拟研究

王佳伟，苏德皓，赵爱虎，林纾任，李来冬，倪文涛

(1.中国原子能科学研究院反应堆工程技术研究所，北京 102413；2.东北电力大学能源与动力工程学院，吉林 吉林 132000)

空间核反应堆电源具有寿命长、高比功率、高可靠性和不依赖于太阳光等优点，是深空探测的理想选择[1].液态金属锂密度小、沸点高，而且具有高热容、高热导率等优点，可以降低空间堆质量、减少循环功耗，是冷却空间核反应堆堆芯的良好工质.锂回路空间堆可提供电功率达上百千瓦甚至兆瓦，它既可作空间核电源供航天器系统使用，也可作星表核电站为星球基地供能，是重要的大功率(电功率>50 kW)空间堆堆型，具有广阔的应用前景.国外一些知名的空间堆都采用了这种堆型，如SP-100(美国，电功率100 kW)、SNAP-50(美国，电功率350 kW)、RAPID-L(日本，电功率200 kW)、ERATO(法国，电功率200 kW)等.

然而，锂冷空间堆运行时，堆内中子与锂持续发生反应生成氦气.随着运行时间加长，产生的气体逐渐增多，过饱和度会逐渐增大，易形成气泡.气泡的形成、聚集会对空间堆的运行十分不利，主要有：(1)气体覆盖在燃料棒表面，使其传热性能恶化，形成局部热点，甚至损坏燃料棒；(2)气体滞留于换热器中，使其换热效率变差，影响系统发电性能；(3)气体使锂导电性能变差，降低电磁泵性能，减小锂流量[2].为了保障锂冷空间堆可靠运行，国内外在气液分离方面做了很多研究，科罗廖夫能源火箭航天集团设计了用于锂冷空间堆的气液分离器，并开展了相关的锂回路(回路温度700 ℃～800 ℃)试验研究[3]，Rockwell设计了适于锂冷空间堆除氦的分离器[4].美国德州农工大学设计了可用于锂冷空间堆除氦的气液分离器，已开展相关的水回路试验研究、微重力试验研究[5][6].美国SP-100项目确定了锂冷快堆方案并设计了导叶筛网式气液分离器，然后以水和空气作为处理物料代替锂和氦气，在有重力的情况下对研制的样机进行了试验研究[7].本文通过对国内外空间堆气液分离技术的调研发现，气液分离器具有不受重力影响、非能动、可储存分离后气体等优点，研制气液分离器是解决锂冷空间堆产气问题的趋势.

本文以典型的SP-100导叶筛网式气液分离器为研究对象,如图1所示.该气液分离器分为前导流区、分离区和后导流区三部分，如图2所示.前导流区的结构有两层，外层是锥形的前壳体，内层是锥形的前导流板，前壳体与前导流板之间是6个前导叶(预旋叶片).前导叶是周向均布的，每个前导叶都是内侧与前导流板连接固定，外侧与前壳体连接固定，将流道分为6个独立弯曲的通道，如图3、图4所示.偏转角是当导叶通过的轴向距离等于前导流板高度时导叶偏转过的角度，可用来表示导叶偏转程度，如图5所示(忽略了前导叶厚度).

图1 SP-100导叶筛网式分离器示意图[8]

流体在离心惯性力的作用下发生偏转，之后进入主旋流部分，前锥角部分起到产生预旋、初步分离的作用.相关SP-100文献中对前导流区部分的结构只进行了少量描述，无法确定前导流板、前壳体和前导叶的具体参数.因此，本文初步构建了SP-100导叶筛网式气液分离器前导流区几何模型，并在后续将开展两相分离实验.但是液态锂物性活跃难以开展实验验证数值模拟结果.而且由于298K的水的表面张力系数为0.072 N/m，1 300 K的锂的表面张力系数为0.265 N/m，是水的4倍左右，若是表面张力系数更小的水能够阻挡气体通过，顺利完成气液分离实验，那么在实际工况中的液态锂也能达到良好的气液分离效果，因此本文将用水和空气代替锂和氦进行数值模拟.在模拟中，通过分析其速度分布和压力分布，发现前导流区存在影响气液分离性能的流动分离现象，本文为解决这一问题，研究了不同参量的变化对导流特性的影响，提出了可行的优化方向.

1 CFD计算

1.1 计算模型

模拟计算中选用的材料是水，常压大气环境条件下，水的密度为998.2 kg/m3，动力粘度ν为0.001 003 Pa·s，流体沿轴向方向进入分离器内部分离空间.连续相流场计算考虑重力的影响，设置参考压力为大气压.

入口边界条件为速度入口(Velocity-Inlet)边界，以美国SP-100气液分离器入口锂的实际流速为基准，采用相似性准则确定替代工质水的入口流速.惯性力和表面张力是气液两相分离中决定力学现象本质的主要作用力，因此通过保证空气-水和氦-锂两个流动的韦伯数相等来推得水的流速，最终确定水的入口速度1 m/s为典型工况.

出口边界条件为压力出口(Pressure-Outlet)边界，压力设置为0 Pa.壁面边界条件全部采用ANSYS Fluent中默认的Wall类型，即认为无渗透、无滑移速度壁面.求解器选用PISO算法作为压力和速度耦合的方法.压力插值格式设置为“PRESTO!”；对于动量、湍流动能、湍流耗散率的插值格式，选用“二阶迎风”.

抽取进口区和前导流区计算域如图6所示，具体尺寸如表1所示.

表1 SP-100气液分离器结构参数

网格划分使用ICEM软件，前锥角部分采用非结构化网格，如图7所示.在划分网格的过程中，将进口区和前导流区两部分分别进行网格划分，然后装配在一起.进口区整体采用O-Block进行切分，前导流区选择先切割后旋转的方案划分网格，并且前导流区与进口区交界面处采用Y-Block以提升网格质量.

1.2 网格无关性验证

在保证计算精度的同时，要合理控制网格数量.图8为不同网格数时，流体域压降的变化图.压降ΔP可由公式(1)计算为

图8 前导流区计算域网格无关性验证

ΔP=Pin-Pout，

(1)

公式中：Pin为前导流区进口截面平均压力(Pa)；Pout为出口截面平均压力(Pa).

从图中可以看出，当网格数量达到400万之后，计算结果偏差不大，所以为节省计算资源，本算例的网格数为400万，其中入口段网格数为160万，旋流板部分网格数240万.

1.3 流动特性分析

在前锥角部分导流叶片区，分离器的流道被6个叶片分割成了6个独立弯曲的通道，如图9所示.

图9 旋流板导叶区流体域

通过分析相邻叶片组成的流道中的流体的压力、速度等参数分布，可以研究旋流部分流动特性并揭示气泡被分离的机理，得到整个前锥角部分的流动特性.

“国无德不兴，人无德不立。”“爱国是核心理念和永恒主题，敬业是立身之基，诚信是处世之本，友善是行事之道。”

1.3.1 压力场结果分析

截面上静压的数值差值反映了压降的大小，其变化与速度变化有关.导叶区流体域不同截面的静压分布云图，如图10所示.由50%叶高位置截面压力分布云图可以看出，在靠近叶片前缘(导流叶片凹侧)的位置处存在高压区.在叶片前缘指向叶片后缘的方向上，压力整体上呈现出减小的趋势，这是因为导流叶片的存在使流体发生预旋，并且有离心方向的运动.由叶片产生的离心力方向为叶片前缘指向叶片后缘，所以在这个方向上压力有逐渐减小的趋势.

图10 进口速度1 m/s时导叶区流体域不同截面压力分布云图

以进口端截面为原点，垂直进口区壁面方向为Y轴，选取Y=0截面得到其压力分布云图，可以看出，在旋流板进口处，静压由正压变为负压，存在较大的压力梯度，并且此处的静压最低.由伯努利方程可知，流体的能量是守恒的，当流体的动能增大，流体的压力势能就会减小，即等高流动时，流体的速度增大，压力变小.在整个导流叶片区，压力梯度整体上呈现出逆压梯度，即从旋流板入口到出口，静压整体上逐渐增大.

1.3.2 速度场结果分析

入口速度为1 m/s工况下，50%叶高位置截面以及Y=0截面的速度矢量图如图11所示.由图可知，在导流锥角、导流叶片的作用下，现有的模型结构下，旋流部分的主要流动形式为沿着流道的旋转运动.与此同时，也存在着涡流等次级流动.

图11 入口速度为1 m/s时速度矢量图

由50%叶高位置截面速度矢量图可以看出，流体会在靠近叶片后缘的位置产生一定程度的涡流.由横截面的速度矢量图可以看出，在叶片区前端会产生一定程度的旋涡.

1.3.3 流动分离现象

根据前面对压力场的分析并综合速度场可知，在整个导流叶片区，流体处于增压减速的状态，并且在导流叶片区存在漩涡，究其原因是在导流叶片区存在流动分离的现象，流体流经物体时，不再沿着物体表面流动，形成由大尺度的漩涡填充的分离区.

流体沿导流叶片区的通道运动时，在旋流板入口处的主流区附近会产生强烈的流动加速，通道内速度达到峰值，并在此处形成负压区，由压力分布云图可知，导叶区流动方向的压力梯度大于零，则其与阻滞流体质点运动的粘性力作用在同一方向，同时，导流叶片区由于流道的扩张增压特性，主流区的流速从旋流板的入口到出口逐渐减小.这表明主流区为逆压区(减速区)，在逆压区内，流体将受到粘性力和逆压力梯度的共同作用，结果使流体质点动能逐渐减小而处于减速状态.在逆压区内，若惯性力不能克服流体受到的粘性力和逆压力梯度共同阻滞作用，流体质点的速度就可能降为零，此时，再后面的流体由于受到逆压梯度的作用就会出现倒流，这些流体在来流的冲击下被带向下游而形成一些明显的尺度比较大的旋涡；同时流体被挤向离开壁面较远的地方，使边界层变厚.流动分离带来的危害很多，例如增大流动损失、产生振动影响系统性能等.因此为了得到合理可行的前导流区结构参数，必须进行优化设计来解决流动分离问题.

2 结构优化研究

导流叶片的主要结构参数有：叶片类型、重叠率、叶片进口角β0、叶片偏转角α等如图12所示.在前期的模拟结果中发现，如果前导流区导流叶片结构参数设计不合理，会在前导流区会发生流动分离的现象，产生旋涡并增加流动损失.

图12 导流叶片结构参数示意图

2.1 叶片进口角

如图13所示，叶片进口角为叶片进口切向与水平方向的夹角.

图13 前导流区速度矢量图

当叶片进口角过小或者过大，导致流体流动方向与叶片成很大角度，从而在流体接触叶片后，无法在第一时间与叶片完全接触，易在叶片前端发生流动分离如图13(a)所示，所以应尽量保证流体流动方向与叶片进口角一致.叶片的进口角为90°时，流体流动方向与叶片进口角一致，此时流体进入叶片流道时的局部压力损失可以降到最小.

2.2 导流锥角

导流锥角为前锥形导流板两条对称母线的夹角.在保证前壳体底部与前导流板底部所围成的环形流道的面积是入口流道面积的2倍的条件下，改变导流锥角的大小.在保证前锥角尾部环形面积不变的前提下，只有通过改变前锥角部分的长度来改变导流锥角的大小，不同的导流锥角，直接影响前锥角部分的流通面积，流通面积的大小进而会影响流体流经叶片时的速度大小和压降的大小，从而影响分离器内流体的流动.

因此，本文探究了前导流锥角对流动分离的影响.如表1所示，随着导流锥角的增大，前导流区进出口压降增大，在保证流动充分偏转、结构合理的情况下，导流锥角尽可能减小.但是，随着导流锥角的过小(锥角为80°)，前导流区的长度会增加，导致前导流区发生流动分离，由图14(a)可以看出.由表2中可以看出，锥角为90°时，综合效果较好.

表2 不同锥角度数下前导流区的压降

图14 前导流区速度矢量图

2.3 叶片偏转角

前导叶偏转角为从前导流板顶部到前导流板底部，前导叶在周向上所偏转过的角度.叶片偏转角对两相分离至关重要，在同样的轴向距离上，角度越大则叶片越长，流体流动的距离越长，这样既可以使得液体能更好的贴近壁面，也降低压力梯度，更有利于避免流动分离.但是，与增大导流锥角一样，偏转角过大也会增大压降[9].在保证前壳体底部与前导流板底部所围成的环形流道面积与进口流道面积成一定比例条件下，以及前导流板锥角为90°不变的情况下，改变前导叶偏转角的大小，计算得出的速度矢量如图15所示.

图15 不同偏转的前导流区速度矢量图

如图15(a)和图15(b)所示，前导叶偏转角为60°和90°时，前导流区会出现漩涡.如图15(c)和图15(d)所示，前导叶偏转角为120°和150°时，前导流区不会出现漩涡.但是如表3所示，前导叶偏转角为150°时，会使前导流区压降较大.所以，选择前导叶偏转角为120°综合效果较好.

表3 不同偏转角的前导流区压降

3 结 论

本文以水替代锂，空气代替氦气，通过数值模拟对美国SP-100导叶筛网式气液分离器前导流区进行了流动特性研究，分别分析了前锥角部分主旋流部分的速度场以及压力场，主要有以下结论：

(1)通过对前锥角部分的单相模拟可以看出，流体在前锥角部分的流道内做增压减速运动，现有结构下，容易出现流动分离现象，产生漩涡，并增大流动损失.

(2)从叶片进口角、导流锥角和叶片偏转角等方面分析了分离器结构参数对流动分离的影响.经过综合分析，初步确定，在叶片进口角为90°、前导流锥角为90°，叶片偏转角为120°时，可以避免出现流动分离现象，并且能够尽可能地较小压降，有利于提升气液分离器性能.