蔡報煒 王建軍 孫立成 張娜娜 閻昌琪

（哈爾濱工程大學 核安全與仿真技術國防重點學科實驗室 哈爾濱 150001）

熔鹽堆以熔融態(tài)氟化物作為燃料，在運行過程中會產生的氙和氪微溶于燃料鹽中并隨之在反應堆中循環(huán)。由于氙和氪是反應堆運行中最重要的中子毒物，會對反應堆運行過程中反應性的變化產生重要影響。所以，熔鹽堆必須能夠對產生的裂變氣體進行在線去除，以保證熱中子的利用率和反應堆反應性的相對穩(wěn)定[1]。

美國橡樹嶺國家實驗室(Oak Ridge National Laboratory, ORNL)在其設計的熔鹽堆實驗裝置(Molten Salt Reactor Experiment, MSRE)運行經驗基礎上，為其后來的熔鹽快堆(Molten Salt Breeder Reactor, MSBR)概念設計設置了專門的一套除氣系統。系統中的氣泡分離器便采用了旋葉式結構設計，特別之處在于其在分離器進出口處分別設置了旋轉葉片和恢復葉片。通過水-空氣回路的模擬測試，驗證了這種設計的優(yōu)越性。ORNL設計的氣泡分離器實物及在水回路中的工作狀態(tài)如圖1所示。由圖1，在分離器中心有一條穩(wěn)定的氣芯，并且由于旋轉葉片和恢復葉片的輪轂為中空設計，分別連接到了兩個出氣接口上。因此，氣芯中的氣體就可以連續(xù)地被排除，從而實現對于液體中氣體的連續(xù)分離。

傳統的旋風分離器[2?3]流動阻力較大，不適用于分離粘度較高的熔鹽。而ORNL提出的分離器設計具有結構簡單、分離效率高等諸多優(yōu)點，但對其工作原理和內部流場結構的分析沒有公開資料發(fā)表。因此，本文研究目的是在前期實驗研究基礎上，利用數值解析方法，對于旋葉式氣泡分離器內部的流場結構與壓力分布進行研究，分析分離器內的流動特性和氣芯形成原理，為我國熔鹽堆研究提供基礎數據和設計參考。

圖1 旋葉式氣泡分離器(ORNL)[4]Fig.1 Vane-type bubble separator (ORNL)[4].

1 幾何模型與邊界條件

為了與實驗結果進行對比，本文按照實驗中旋葉式氣泡分離器的結構，用三維建模軟件UG建立其幾何模型(圖2)。攪渾葉片與恢復葉片固定于靜止的輪轂上，葉片自身并不旋轉，而是依靠其扭曲的壁面對流體產生導流作用。水進入實驗段后，首先流經攪渾葉片產生旋流，在旋流和徑向壓差作用下小氣泡向中心聚集，并從出口(2)和出口(3)流出實驗體，其余水則在流出實驗體之前，先流經恢復葉片，以消除大部分的旋流，恢復部分靜壓，達到減少壓力損失的效果。

實驗體外部為直徑50 mm的圓形通道，輪轂直徑20 mm，攪渾葉片長55 mm，入口與軸向平行，出口與軸向夾35°；恢復葉片長40 mm，入口與軸向夾 35°，出口與軸向平行。由于實驗中所使用的葉片厚度很小，葉片厚度對流場的影響也不大，為了保證網格質量，建模時不考慮葉片厚度，將其作為無厚度的面處理。

圖2 旋葉式氣泡分離器幾何模型Fig.2 Geometry the of vane-type bubble separator.

分離器的進出口邊界設置為速度入口和壓力出口邊界條件，入口流速參照實驗工況介于0.5?3.5m·s?1，出口(2)與出口(3)的壓力為大氣壓，而出口(1)的壓力略高于大氣壓以防止另兩個出口發(fā)生回流現象。

2 網格劃分與無關性驗證

本文利用ICEM CFD對計算域進行網格劃分，劃分的網格全部為六面體網格(圖3)，其中網格的主要質量指標如表1所示。網格劃分的密度對數值計算結果的影響很大，一般情況下，只有當網格密度增加到一定程度后，使得計算結果隨網格數的增加變化很小時，數值模擬計算的結果才有意義[5?6]。

圖3 旋葉式氣泡分離器網格劃分圖(a) 葉輪區(qū)網格，(b) 截面網格Fig.3 Mesh of the vane-type bubble separator.(a) Grids within the impeller zone,(b) Mesh on the cross section

表1 網格質量分布Table 1 Distribution of the mesh quality.

計算域中不同位置處的流場結構不同，對計算結果的影響程度也不同。根據初步計算結果可知，在總壓降中局部壓降占主要部分。其中，葉片對流體有導流作用，使其流動方向連續(xù)改變；輪轂迎流端對流體有阻擋和截流作用；輪轂背流端使流體形成繞流。以上局部壓降較大的位置對計算結果的影響很大，計算結果對于這些位置處的網格密度也更敏感，因而作網格無關性驗證時，這些位置的網格加密幅度也較其他位置處更大。

圖4 不同密度網格所得壓力(a)及流速(b)分布對比Fig.4 Comparison of the pressure (a) and velocity (b) distribution from different grid densities.

根據網格敏感性分析所得結果加密劃分的網格，得到三套不同尺度的網格<1>、<2>、<3>，網格數分別為 297129、709538、1508272。計算得到的壓力與速度沿分離器軸向的分布如圖4所示?？梢钥闯觯?1>網格所得的計算結果與<2>的結果相差較大，壓力與速度的平均相對偏差分別為 6.14%和5.45%。而<2>與<3>的計算結果相差較小，壓力與速度的相對偏差僅為0.92%和0.69%。<2>與<3>的計算結果相差已小于1%，在<2>的基礎上繼續(xù)加密網格對計算結果的影響不大。因此，使用<2>網格可將網格密度帶來的誤差控制在合理的范圍內。

3 模擬假設與湍流模型

為探究旋葉式分離器的工作原理，且考慮到直接利用熔鹽作為工質進行實驗的困難，實驗以水為工質采用可視化設計以得到氣泡在分離器中聚合形成氣芯的過程。為了與實驗結果具有可比性，本文在數值模擬時也以水為工質進行計算。另外，實際熔鹽堆中在運行時產生的裂變氣體很少，平均體積含氣率小于0.3%，且氣泡直徑小于0.5 mm，氣相不會對整個流場有明顯影響，氣泡的運動方向基本取決于其周圍流體的流動情況，因此數值模擬時按單相液體計算，通過得到分離器內的流場分布分析氣泡的受力及運動情況，為兩相及熔鹽的模擬做鋪墊。由于分離段內渦旋的存在，計算域中瞬態(tài)效應明顯，因而數值模擬采用瞬態(tài)計算，時間步長設為0.5 ms，計算中各離散項均采用二階離散格式。

初步計算表明，旋葉式氣泡分離器內流場中存在漩渦和繞流。Fluent軟件提供的湍流模型中，適合計算強流線彎曲和旋轉等復雜流動的模型有Realizablek-ε、RNGk-ε、k-ωSST 和 Reynolds Stress Model。RNGk-ε模型是標準k-ε模型的修正，主要修正了ε方程，以提高強應變流動的模擬精度，能模擬二次流和旋轉流等復雜流動，在流線彎曲和旋轉流動模擬方面比標準k-ε湍流模型有更好的表現；Reynolds Stress Model放棄了等方性邊界速度假設，在三維流動中加入了7個方程，比k-ε和k-ω方程模型更加嚴格地考慮了流線型彎曲、漩渦、旋轉和張力快速變化，適合模擬離心式分離器中的強旋流運動。

本文分別采用以上各模型對分離器內流場進行了計算。流體經過攪渾葉片后，采用以上幾種模型計算得出的截面上流速和壓力的徑向分布如圖5所示。由圖5，兩方程模型的計算結果大致相同，但與雷諾應力模型的計算結果差別很大。其中，兩方程模型模擬出的速度值，沿徑向均勻升高，且其速度梯度基本不變；而雷諾應力模型模擬出的速度則沿徑向先升高后下降，且中心區(qū)域附近的梯度值最大；各模型模擬出的壓力值均沿徑向升高，和速度梯度變化規(guī)律相似，兩方程模型得到的壓力梯度沿徑向基本不變，而雷諾應力模型計算出的梯度值在靠近中心的部分明顯高于邊緣區(qū)域。雷諾應力模型得到的截面流場分布沿徑向明顯分為兩個區(qū)域，符合蘭肯渦模型且更接近實際的平面渦流分布[7]，本文采用雷諾應力模型對旋葉式分離器內流場作進一步分析。

為進一步驗證使用雷諾應力模型對旋葉式氣泡分離器進行模擬的準確性，本文分別計算了不同雷諾數工況下實驗段的壓降，并與文獻[8]中實驗研究所得的實驗數據進行了對比，結果如圖6所示。計算結果表明，實驗段壓降的計算值趨勢與實驗值符合良好，其數值略低于實驗值，平均相對誤差16.9%，且各計算工況條件下的相對誤差變化不大，其原因主要可能來自扭曲葉片的加工誤差、葉片厚度等。

圖5 基于不同湍流模型的截面速度(a)和壓力(b)分布對比Fig.5 Comparison of the cross-sectional velocity (a) and pressure (b) distribution between different turbulent models.

圖6 CFD計算結果與實驗數據對比Fig.6 Comparison between the CFD results and the experimental data.

4 模擬結果分析

圖7(a)、(b)為流體在經過攪渾葉片區(qū)域不同位置時橫截面上流場的分布。流體在進入攪渾葉片后，葉片的迎流側對流體有導流作用，對流體產生切向作用力，使其改變原來的運動方向，產生切向分速度，從而流體在沿軸向向前流動的同時，隨葉片順時針轉動。由于流體進入攪渾葉片時，因沖擊葉片而受到較大的反作用力，因此在每個葉片的迎流側附近會形成一個高壓區(qū)域，而在每個葉片背流側附近，由于繞流作用會形成低壓區(qū)。速度場則是在每個葉片迎流側附近為低速區(qū)，在葉片背流側為高速區(qū)，這一點也符合流體力學中的伯努利定律。圖7(c)為攪渾葉片出口處橫截面上的流場分布，由于攪渾葉片外側的彎曲幅度比內側大，因而在攪渾葉片區(qū)域中，產生的高壓區(qū)逐漸向外側移動，高流速區(qū)則逐漸向內側輪轂移動。在流出攪渾葉片區(qū)域后形成圖7(d)所示的流場，在原輪轂外側對應的環(huán)形區(qū)域延續(xù)了在攪渾葉片中形成的高流速區(qū)，而在中心區(qū)域流速很低，壓力分布也延續(xù)了在攪渾葉片中形成的中心低周邊高的分布，且越靠近中心區(qū)域壓力梯度越大。

圖8為流場沿軸向的分布，流體流過輪轂節(jié)流區(qū)后，在出口(2)處形成繞流，使得中心區(qū)域的流速和壓力極低，這也強化了之前在攪渾葉片中形成的內側低壓低速的流場分布，使得分離段內存在很高的徑向壓力梯度，且流體在如圖8(b)所示的旋轉作用下，流場在整個分離段內延續(xù)這一分布。

圖7 旋葉式氣泡分離器截面流場分布Fig.7 Cross-sectional distribution of the flow field in the vane-type bubble separator.

圖8 旋葉式氣泡分離器軸向流場分布Fig.8 Flow field distribution along the axis of the vane-type bubble separator.

5 結語

本文利用Fluent軟件，對熔鹽堆脫氣系統旋葉式分離器內流場進行了數值分析，得出以下結論：

(1) 流體流過旋葉式氣泡分離器受到的沿程阻力很小，流動阻力主要來自葉輪區(qū)的局部阻力；

(2) 雷諾應力模型比兩方程模型更適合模擬旋葉式分離器內的速度場和壓力場分布；

(3) 流體流過攪渾葉片后形成的徑向壓力分布沿指向圓心方向不斷降低，且越靠近中心壓力梯度越大。正是由于分離器中心附近較大的壓力梯度，導致向分離器中心迅速移動并聚合，形成穩(wěn)定連續(xù)較細的氣芯。

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8 Zhang N N, Yan C Q, Sun L C. Experimental study of a gas separator for MSR gas removal system[C].International Conference on Nuclear Engineering, 2013