余熱排出泵小破口失水事故空化特性數(shù)值分析

洪鋒，袁建平，張金鳳，盧加興，張云蕾

（江蘇大學(xué)流體機(jī)體機(jī)械工程技術(shù)研究中心，江蘇鎮(zhèn)江212013）

余熱排出泵小破口失水事故空化特性數(shù)值分析

洪鋒，袁建平，張金鳳，盧加興，張云蕾

（江蘇大學(xué)流體機(jī)體機(jī)械工程技術(shù)研究中心，江蘇鎮(zhèn)江212013）

為研究小破口失水事故工況下余熱排出泵內(nèi)部空化流動特性，基于Rayleigh-Plesset方程的混合物均相流空化模型和剪切應(yīng)力運(yùn)輸SST湍流模型，對余熱排出泵高溫高壓環(huán)境下葉輪內(nèi)空化流動進(jìn)行全流道數(shù)值計算。根據(jù)計算結(jié)果獲得了余熱排出泵小破口嚴(yán)重事故工況下?lián)P程和效率的衰減曲線及空化發(fā)生的初始壓力，捕捉到泵內(nèi)空化的發(fā)生、發(fā)展過程。研究結(jié)果表明：當(dāng)環(huán)境壓力降低至大約1.15 MPa時，葉片吸力面進(jìn)水邊靠近前蓋板處開始出現(xiàn)空泡，隨著環(huán)境壓力的降低，空泡分布區(qū)域及空泡體積分?jǐn)?shù)不斷擴(kuò)大；當(dāng)壓力降低至1.143 MPa時，葉輪內(nèi)部最大空泡體積分?jǐn)?shù)達(dá)到50.17%，嚴(yán)重空化時，葉片工作面會有空泡聚集并造成葉輪流道嚴(yán)重堵塞致使泵揚(yáng)程急劇下降。通過分析空化發(fā)生的狀況得出空化發(fā)生的初始壓力，為余熱排出泵的設(shè)計提供一定的參考。

余熱排出泵；小破口失水事故；空化；葉輪；數(shù)值分析；壓力；空泡

余熱排出泵是余熱排出系統(tǒng)的主要組成部分，是除核主泵之外唯一布置在核島之內(nèi)的二級泵，是關(guān)系到核島能否安全停堆的核心裝備［1］。在一些事故工況下［2］，可能會對余熱排出泵造成危害。常見的一種是核反應(yīng)堆發(fā)生小破口失水事故［3］，環(huán)境壓力會急劇降低，當(dāng)壓力降低至飽和蒸汽壓附近，余熱排出泵葉輪內(nèi)可能會發(fā)生空化，空化會導(dǎo)致液體的能量交換受到干擾和破壞，引起泵運(yùn)行特性的改變、振動和噪聲等一系列問題［4?6］。開展對余熱排出泵葉輪內(nèi)空化流動的研究，揭示空化發(fā)生的位置和程度并提出失水事故下臨界空化壓力，可為提高余熱排出泵空化性能以及安全、穩(wěn)定運(yùn)行提供可靠的參考依據(jù)。

目前，關(guān)于核電泵空化方面的研究主要有王秀禮等［7］通過CFX對隱性汽蝕過渡過程核主泵葉輪內(nèi)瞬變流動特性進(jìn)行了研究；Chan A.M.C等［8］在高溫高壓下模擬了核主泵的全尺寸模型在產(chǎn)生氣液兩相流情況下的性能實驗，得到關(guān)于泵吸入口處局部空隙份額與質(zhì)量流量之間關(guān)系的兩相流泵性能實驗數(shù)據(jù)；Poullik?kas A.［9］通過高速視頻來監(jiān)測氣泡進(jìn)入反應(yīng)堆冷卻泵葉輪的流動過程。國內(nèi)外研究中并沒有涉及余熱排出泵失水工況下空化特性研究。因此，本文首先對模型泵在非空化和空化條件下的性能進(jìn)行研究，驗證所采用湍流模型及空化模型的適用性及可靠性，然后對余熱排出泵在核島內(nèi)失壓事故工況下的全流道空化流場進(jìn)行數(shù)值計算，預(yù)測事故工況下余熱排出泵的揚(yáng)程及效率特性，得到泵內(nèi)空泡的分布規(guī)律及小破口嚴(yán)重事故下的初始空化壓力。

1 數(shù)值計算

1.1 幾何模型及網(wǎng)格劃分

所研究的余熱排出泵的設(shè)計參數(shù)分別為設(shè)計流量Qd＝910 m3／h，揚(yáng)程H＝77 m，轉(zhuǎn)速n＝1 490 r／min，環(huán)境壓力p∞＝2.8 MPa，比轉(zhuǎn)速ns＝105，NPSH3＝4.6 m。泵的主要結(jié)構(gòu)參數(shù)分別為葉輪進(jìn)口直徑D1＝275 mm，導(dǎo)葉出口直徑D4＝718 mm，葉輪葉片數(shù)Z＝5，導(dǎo)葉葉片數(shù)Zd＝7。計算域由吸入段、口環(huán)間隙、前腔、導(dǎo)葉、蝸殼及后腔組成，如圖1所示。通過ICEM CFD軟件對計算域各部分進(jìn)行六面體結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分，近壁面處均進(jìn)行網(wǎng)格加密處理，口環(huán)間隙取0.5 mm，其間劃分了15層網(wǎng)格，如圖2所示。

圖1 計算模型Fig.1 Computational domain

為了驗證網(wǎng)格數(shù)對數(shù)值計算的影響，本文對各種網(wǎng)格單元數(shù)下的泵揚(yáng)程變化進(jìn)行對比。圖3為網(wǎng)格數(shù)分別為3 118 669、3 437 229、3 769 162、4 901 803、5 368 558、5 863 214下泵計算揚(yáng)程H，從圖中可以看出，當(dāng)網(wǎng)格數(shù)大于5 368 556時，揚(yáng)程變化小于1%，表明繼續(xù)增大網(wǎng)格數(shù)量對數(shù)值計算的影響不大。因此，本文的計算域網(wǎng)格總數(shù)為5 368 556。

圖2 計算網(wǎng)格Fig.2 Computational mesh

圖3 網(wǎng)格無關(guān)性分析Fig.3 Analysis of mesh independence

1.2 控制方程及邊界條件

在旋轉(zhuǎn)坐標(biāo)系下，對三維不可壓縮湍流流動建立相應(yīng)的控制方程。湍流模型選取SST（shear stress trans?port）模型［10］，空化計算采用基于Rayleigh?Plesset方程的空化模型。采用有限體積法離散控制方程，基于SIM?PLEC算法實現(xiàn)速度和壓力之間的耦合求解。先不激活空化模型進(jìn)行單相流計算，取其結(jié)果作為空化流動計算的初始值，以提高計算的收斂速度和穩(wěn)定性。計算收斂殘差設(shè)為10-5，對揚(yáng)程收斂情況進(jìn)行監(jiān)控，當(dāng)揚(yáng)程趨于穩(wěn)定且變化量小于0.5%時認(rèn)為結(jié)果是可靠的。

邊界條件分別設(shè)置為總壓進(jìn)口，液相體積分?jǐn)?shù)為1，汽相體積分?jǐn)?shù)為0；出口為質(zhì)量流量出口；葉輪的葉片設(shè)置為相對靜止無滑移壁面，其余各壁面均為絕對靜止無滑移壁面，壁面采用標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)，壁面粗糙度設(shè)為10 μm。核電站發(fā)生小破口事故時潛熱對空化起始階段的影響較小，因此本文忽略溫度的影響，計算中的物理參數(shù)水溫為T＝180℃，該溫度下水的飽和蒸汽壓力pv＝1.002 7 MPa。

2 試驗驗證與計算結(jié)果分析

2.1 模型泵空化試驗

由于目前試驗條件和設(shè)備有限，暫時無法完成余熱排出泵在高溫高壓環(huán)境下的空化試驗。但為了驗證本次模擬所采用湍流模型及空化模型的適用性與可靠性，故對其模型泵在常溫常壓下的外特性及空化性能進(jìn)行數(shù)值計算并與試驗數(shù)據(jù)進(jìn)行對比分析。模型泵性能試驗參照GB／T3216.2005《回轉(zhuǎn)動力泵水力性能驗收試驗1級和2級》［11］的規(guī)定。試驗裝置簡圖如圖4所示。

為了便于處理數(shù)值計算和試驗數(shù)據(jù)，定義流量系數(shù)Φ、揚(yáng)程系數(shù)Ψ及空化數(shù)σ分別如下

式中：D2為葉輪出口直徑，m；b2為葉輪出口寬度，m；u2為葉輪出口圓周速度，m／s；H為揚(yáng)程，m；pin為泵進(jìn)口靜壓，Pa。

圖5（a）為模型泵Φ?Ψ曲線，從圖中可以看出，模型泵在設(shè)計工況附近揚(yáng)程系數(shù)計算值與試驗值吻合程度較好，相對誤差僅為1.3%，非設(shè)計工況時，揚(yáng)程系數(shù)計算值與試驗值出現(xiàn)了±4.8%的偏差，這在工程誤差允許范圍之內(nèi)。圖5（b）為模型泵σ?Ψ曲線，從圖中可以看出，模擬值比試驗值略微偏高。定義揚(yáng)程系數(shù)下降3%時對應(yīng)的空化數(shù)為臨界空化數(shù)，臨界空化數(shù)的計算值與試驗值偏差為3.2%。綜上分析可得，模型泵空化計算所采用的湍流模型及空化模型具有良好的可靠性及適用性。因此，以模型泵空化計算作為參照，小破口失水事故下余熱排出泵的空化性能計算繼續(xù)采用相同的湍流模型與空化模型。

圖4 試驗裝置簡圖Fig.4 Schematic of the test system

圖5 模型泵性能對比Fig.5 Performance comparisons of the model pump

2.2 正常運(yùn)行工況下余熱排出泵空化分析

當(dāng)余熱排出泵在設(shè)計流量點(diǎn)運(yùn)行時，其葉片壓力面、吸力面靜壓及空泡體積分布分別如圖6、7所示，從圖中可以看出：葉片表面靜壓值從進(jìn)水邊向出水邊逐漸升高，在進(jìn)水邊靠近輪轂處存在低壓區(qū)；葉片吸力面最低靜壓為2.547 MPa，遠(yuǎn)遠(yuǎn)高于此時的飽和蒸汽壓；葉片吸力面最大空泡體積分?jǐn)?shù)僅為1.192×10-7，故余熱排出泵在正常工況下不會出現(xiàn)空化。

圖6 葉片壓力面靜壓及空泡分布Fig.6 Pressure and vapor volume fraction distribu?tions on pressure surface

圖7 葉片吸力面靜壓及空泡體積分布Fig.7 Pressure and vapor volume fraction distribu?tions on suction surface

2.3 變環(huán)境壓力下空化分析

以余熱排出泵正常運(yùn)行時環(huán)境壓力（p∞＝2.8 MPa）為計算起始壓力，通過減小環(huán)境壓力值，計算得到不同環(huán)境壓力下余熱排出泵的葉輪內(nèi)最大空泡體積分?jǐn)?shù)、揚(yáng)程及效率變化曲線，計算結(jié)果表明當(dāng)環(huán)境壓力高于1.15 MPa時泵內(nèi)最大空泡體積分?jǐn)?shù)近似為0，表明泵葉輪內(nèi)不會發(fā)生空化。本文從p∞＝1.16 MPa開始分析。

2.3.1 葉輪內(nèi)最大空泡體積分?jǐn)?shù)變化特性

從圖8中可以看出，當(dāng)環(huán)境壓力p∞在1.15 MPa～2.8 MPa時，余熱排出泵葉輪內(nèi)最大空泡體積分?jǐn)?shù)近似為0，表明葉輪內(nèi)沒有出現(xiàn)空泡；當(dāng)環(huán)境壓力p∞低于1.15 MPa，葉輪內(nèi)的最大空泡體積分?jǐn)?shù)迅速上升，當(dāng)壓力值降低到1.143 MPa時，葉輪內(nèi)最大空泡體積分?jǐn)?shù)達(dá)到50.17%，即小破口事故下余熱排出泵發(fā)生空化的初始壓力為1.143 MPa左右。當(dāng)p∞＝1.12 MPa時，最大空泡體積分?jǐn)?shù)開始達(dá)到100%。

2.3.2 揚(yáng)程及效率變化特性

從圖9中可以看出，小破口失水事故下當(dāng)環(huán)境壓力p∞在1.12 MPa～1.15 MPa時，泵的揚(yáng)程維持在79.1 m左右，水力效率維持在73%左右，表明泵內(nèi)即使發(fā)生輕微空化但未影響到余熱排出泵的外特性；當(dāng)p∞低于1.12 MPa時，隨著p∞的降低，揚(yáng)程開始出現(xiàn)衰減；p∞＝1.10 MPa時，揚(yáng)程開始急劇下降，表明空化對余熱排出泵性能影響加?。划?dāng)p∞＝1.04 MPa時，揚(yáng)程降低至74.2 m，比未發(fā)生空化時下降6.19%，此時泵葉輪內(nèi)空化已十分嚴(yán)重；同時，當(dāng)p∞低于1.12 MPa時，水力效率急劇下降，泵內(nèi)發(fā)生明顯空化并嚴(yán)重影響泵的性能；當(dāng)p∞＝1.04 MPa時，泵的水力效率僅為67.47%。

圖8 葉輪內(nèi)最大空泡體積分?jǐn)?shù)Fig.8 The maximum vapor volume fraction in impeller

圖9 揚(yáng)程、效率變化曲線Fig.9 Head?drop and efficiency?drop curves of pump

2.3.3 葉輪葉片空化分析

圖10為事故工況下葉輪葉片壓力面的空泡體積分布，從圖中可以看出：由于壓力從進(jìn)水邊向出水邊逐漸升高，壓力面上出現(xiàn)空泡要比吸力面遲；當(dāng)p∞＝1.143 MPa時，壓力面只有微量空泡，呈星點(diǎn)狀分布；隨著環(huán)境壓力的降低，進(jìn)水邊空泡帶面積增大；當(dāng)p∞＝1.08 MPa時，葉片2壓力面進(jìn)水邊靠近輪轂處開始出現(xiàn)空泡；當(dāng)p∞＝1.04 MPa時，每個葉片壓力面均出現(xiàn)了不同程度的空泡。

圖11為事故工況下葉輪葉片吸力面的空泡體積分布。從圖中可以看出：當(dāng)p∞＝1.143 MPa時，葉片3吸力面進(jìn)口邊靠近前蓋板處開始出現(xiàn)空泡；隨著環(huán)境壓力降低，吸力面空化區(qū)向葉輪出口方向延伸，靠近輪轂處的空泡體積分?jǐn)?shù)最大；當(dāng)p∞＝1.08 MPa時，葉片3吸力面從進(jìn)水邊至出水邊前1／3區(qū)域為空化區(qū)；當(dāng)p∞＝1.04 MPa時，葉片3吸力面從進(jìn)水邊至出水邊前3／4都為空化區(qū)。

圖10 葉片壓力面空泡體積分?jǐn)?shù)Fig.10 Distribution of vapor volume fractions on pres?sure surface

圖11 葉片吸力面空泡體積分?jǐn)?shù)Fig.11 Distribution of vapor volume fractions on suction surface

圖12 為事故工況下葉輪流道內(nèi)空泡體積分?jǐn)?shù)為10%的等值面。從圖中可以看出：空泡主要集中在葉片吸力面和流道內(nèi)；當(dāng)p∞＝1.143 MPa，在葉片吸力面進(jìn)水邊靠近前蓋板存在局部空化，隨著葉片對流體做功使得葉輪從進(jìn)口至出口壓力逐漸上升空泡最終潰滅消失，該空化區(qū)域不能對葉輪流道流場造成較大影響，并沒有影響到余熱排出泵的揚(yáng)程效率特性；當(dāng)p∞＝1.10 MPa時，空泡占據(jù)葉輪進(jìn)口面積比例增大并逐漸向葉輪出口方向發(fā)展，對余熱排出泵揚(yáng)程效率特性有一定的影響；當(dāng)p∞＝1.04 MPa時，葉輪內(nèi)的空泡區(qū)域繼續(xù)增大，嚴(yán)重堵塞了葉輪流道內(nèi)流體的正常流動，造成了余熱排出泵揚(yáng)程效率的急劇下降。

圖12 葉輪內(nèi)空泡分布Fig.12 Vapor distribution in impeller

圖13 為事故工況下葉片間空泡體積分布，從圖中可以看出當(dāng)p∞＝1.143 MPa時，葉片間幾乎沒有空泡出現(xiàn)，隨著環(huán)境壓力的降低，葉片間開始出現(xiàn)空泡，當(dāng)p∞＝1.08 MPa時，葉片間開始出現(xiàn)大量空泡，葉片吸力面空化現(xiàn)象最為嚴(yán)重；當(dāng)p∞＝1.04 MPa時，葉片壓力面進(jìn)水邊逐漸出現(xiàn)空化甚至阻塞流道。不同的環(huán)境壓力下，葉片表面、葉輪流道內(nèi)的空泡區(qū)域大小不一，造成這種現(xiàn)象的主要原因是：

1）由于余熱排出泵泵體的不對稱，使葉片在不同相位時，葉片表面和葉輪流道液體受到的壓力分布不對稱；

2）前后蓋板處的曲率半徑差異導(dǎo)致靠近前、后蓋板處的空泡相大小不一樣；

3）受到葉輪與導(dǎo)葉耦合作用的影響。

圖13 葉片間空泡體積分?jǐn)?shù)Fig.13 Distributions of vapor volume inside blades

3 結(jié)論

1）葉輪內(nèi)低壓區(qū)域分布在葉片吸力面進(jìn)口邊附近處，低壓區(qū)域隨著環(huán)境壓力的減低沿葉片徑向逐漸變大。

2）正常運(yùn)行時，余熱排出泵不會發(fā)生空化，但當(dāng)發(fā)生小破口失水事故造成環(huán)境壓力急劇下降時，冷卻劑溫度若沒有降低，當(dāng)環(huán)境壓力降至一定值后，會發(fā)生空化?？栈跎挥谌~片吸力面進(jìn)口邊附近處，隨著環(huán)境壓力的降低，空泡的分布區(qū)域及空泡體積分?jǐn)?shù)不斷擴(kuò)大。當(dāng)空化現(xiàn)象嚴(yán)重時，葉片壓力面上會有空泡聚集，主要發(fā)生在進(jìn)口邊靠近前蓋板附近?？栈瘴g的發(fā)展最終導(dǎo)致余熱排出泵能量性能的下降。

3）余熱排出泵發(fā)生空化的初始壓力為1.143 MPa左右，且不同環(huán)境壓力下，葉片隨處在流場中的位置不同，空泡區(qū)域的大小及體積分?jǐn)?shù)各不相同。

［1］甄詠鵬.余熱排出泵水力設(shè)計研究［D］.大連：大連理工大學(xué)，2010：3.ZHEN Yongpeng.Study on hydraulic design of residual heat removal pump［D］.Dalian：Dalian University of Technology，2010：3.

［2］劉夏杰.斷電事故下核主泵流動及振動特性研究［D］.上海：上海交通大學(xué)，2008：15.LIU Xiajie.Flow and vibration characteristic research of nu?clear main pump under station blackout accident［D］.Shanghai：Shanghai Jiao Tong University，2008：15.

［3］博金海，王飛.小破口失水事故研究綜述［J］.核科學(xué)與工程，1998，18（2）：172?179.BO Jinhai，WANG Fei.Review on research of small break loss of coolant accident［J］.Chinese Journal of Nuclear Sci?ence and Engineering，1998，18（2）：172?179.

［4］CUDINA M，PREZEJI J.Detection of cavitation in situ opera?tion of kinetic pump：effect of cavitation on the characteristics discrete frequency component［J］.Applied Acoustics，2009，70：1175?1182.

［5］CUDINA M，PREZEJI J.Detection of cavitation in situ opera?tion of kinetic pump：use of discrete frequency tone in audi?ble spectra［J］.Applied Acoustics，2009，70：540?546.

［6］TAN C Z，LEONG M S.An experimental study of cavitation dictation in a centrifugal pump using envelope analysis［J］.Journal of System Design and Dynamics，2008，2（1）：274?285.

［7］王秀禮，袁壽其，朱榮生，等.隱性汽蝕過過渡過程主泵葉輪內(nèi)瞬變流動特性研究［J］.核動力工程，2013，34（3）：71?76.WANG Xiuli，YUAN Shouqi，ZHU Rongsheng，et al.Transi?ent flow characteristics of nuclear reactor coolant pump in re?cessive cavitation transition process［J］.Nuclear Power En?gineering，2013，34（3）：71?76.

［8］CHAN A M C，KAWAJI M，NAKAMURA H，et al.Experi?mental study of two?phase pump performance using a full size nuclear reactor pump［J］.Nuclear Engineering and Design，1999，193：159?172.

［9］POULLIKKAS A.Effects of two?phase liquid?gas flow on the performance of nuclear reactor cooling pumps［J］.Progress in Nuclear Energy，2003，42（1）：3?10.

［10］謝漢龍，趙新宇.ANSYS CFX流體分析及仿真［M］.北京：電子工業(yè)出版社，2012.

［11］HONG Feng，YUAN Jianping，HENG Yaguang，et al.Nu?merical optimal design of impeller back pump?out vanes on axial thrust in centrifugal pumps［C］／／ASME 2013 Fluids Engineering Division Summer Meeting.Nevada，USA，2013.

Numerical analysis of cavitating flow characteristics in residual heat removal pumps during the SBLOCA

HONG Feng，YUAN Jianping，ZHANG Jinfeng，LU Jiaxing，ZHANG Yunlei
（Research Center of Fluid Machinery Engineering and Technology，Jiangsu University，Zhenjiang 212013，China）

In order to investigate the internal cavitating flow characteristics of residual heat removal pumps during the small break loss of coolant accident（SBLOCA），the three?dimensional cavitating flow under high temperature and high pressure within the whole flow passages of a residual heat removal pump was simulated using the homoge?neous mixture cavitation model based on the Rayleigh?Plesset equations and the shear stress transport（SST）turbu?lence model.The attenuation curves of head and efficiency and critical cavitation environmental pressure during the SBLOCA were obtained from the simulation results.The cavitation inception and development were captured as well.The simulation results showed that the vapor appears first on the suction surface of blades near the front shroud when the environmental pressure decreases to 1.15 MPa or so.The cavitation area and water vapor volume fraction increase gradually with the decrease of environmental pressure.The maximum water vapor volume fraction increases to 50.17%as the environmental pressure drops to 1.143 MPa.Moreover，the vapors appear on the pressure surface of blades and the serious blockage due to cavity in the flow passages results in a sharp drop in the pump head and reliability under severe cavitation condition.The given results about the cavitation characteristics and the derived critical cavitation environmental pressure are useful for the design of residual heat removal pumps.

residual heat removal pump；SBLOCA；cavitation；impeller；numerical analysis；pressure；bubble

10.3969／j.issn.1006?7043.201311083

http：／／www.cnki.net／kcms／detail／23.1390.U.20150309.1505.004.html

S277.9；TH311

A

1006?7043（2015）03?0297?05

2013?11?24.網(wǎng)絡(luò)出版時間：2015?03?09.

國家科技支撐計劃資助項目（2011BAF14B04Z）；國家自然科學(xué)基金重點(diǎn)資助項目（51239005）；國家自然科學(xué)基金資助項目（51349004）.

洪鋒（1988?），男，博士研究生；

袁建平（1970?），男，研究員，博士生導(dǎo)師.

洪鋒，E?mail：zjjaihf＠163.com.