射流裝置啟泵過(guò)程的瞬態(tài)特性

陳 暉 曾文杰 張棟南 于 濤

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射流裝置啟泵過(guò)程的瞬態(tài)特性

陳 暉 曾文杰 張棟南 于 濤

（南華大學(xué)核科學(xué)技術(shù)學(xué)院 衡陽(yáng) 421001）

射流裝置由射流泵和主泵組成，引入MRX (Marine Reactor X)壓水堆一回路系統(tǒng)中，有助于提升反應(yīng)堆的固有安全性。反應(yīng)堆啟泵過(guò)程中，流量急劇上升導(dǎo)致堆芯溫度變化，影響堆芯運(yùn)行安全。通過(guò)計(jì)算流體力學(xué)(Computational Fluid Dynamics, CFD)方法對(duì)引入射流裝置MRX一回路10%滿功率(Full Power, FP)、17.5% FP和25% FP堆芯功率下啟泵進(jìn)行三維瞬態(tài)模擬，分析MRX一回路中射流裝置流場(chǎng)瞬態(tài)特性。結(jié)果表明，射流裝置的加入可以改善一回路自然循環(huán)能力，提高啟泵工況下冷卻劑初始變化流量，減緩變化趨勢(shì)，改善過(guò)渡安全性；啟泵過(guò)程中一回路溫度存在波動(dòng)現(xiàn)象，且堆芯功率越大，波動(dòng)幅度越大，時(shí)間越長(zhǎng)；啟泵完成后射流泵噴嘴處流速較大。驗(yàn)證了壓水堆中引入射流裝置提升反應(yīng)堆固有安全性的可行性，同時(shí)為進(jìn)一步優(yōu)化設(shè)計(jì)方案提供方向參考。

射流裝置，啟泵，計(jì)算流體力學(xué)，三維流場(chǎng)

射流泵是一種利用高速流體作為工作動(dòng)力的混合反應(yīng)設(shè)備，具有結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單、可靠性高等優(yōu)點(diǎn)，適合水下、放射性、易燃易爆等環(huán)境使用。射流泵主要包括吸入室、噴嘴、喉管和擴(kuò)散管等，如圖1所示[1]。壓水堆為了簡(jiǎn)化反應(yīng)堆設(shè)計(jì)，提高反應(yīng)堆安全性，參考沸水堆[2]在壓力容器與堆芯吊籃間布置20臺(tái)射流泵與主泵組成射流裝置。射流裝置在壓水堆(Pressurized Water Reactor, PWR)中工作流程如圖2所示。一部分換熱完成的冷卻劑經(jīng)主泵增壓后在射流泵噴嘴內(nèi)形成高速射流，剩余部分冷卻劑則在噴嘴高速射流的紊動(dòng)擴(kuò)散作用下，經(jīng)射流泵吸入室進(jìn)入射流泵內(nèi)，兩股流體在射流泵內(nèi)進(jìn)行混合，最后由射流泵擴(kuò)散管排出，再次進(jìn)入堆芯循環(huán)[3]。

圖1 射流泵結(jié)構(gòu) 1) 吸入室，2) 噴嘴，3) 喉管入口，4) 喉管，5) 擴(kuò)散管

圖2 壓水堆工作流程圖

何培杰等[1]利用混合有限分析法對(duì)沸水堆中單個(gè)射流泵展開(kāi)二維數(shù)值計(jì)算并進(jìn)行流動(dòng)分析，趙雪岑等[3]選取面積比、喉嘴距、喉管長(zhǎng)徑比作為關(guān)鍵參數(shù)，以提高效率為優(yōu)化目標(biāo)，對(duì)壓水堆中單個(gè)射流泵的水力特性開(kāi)展數(shù)值優(yōu)化計(jì)算；龍新平等[4]使用FLUENT軟件對(duì)核電站中單個(gè)射流泵內(nèi)部流動(dòng)進(jìn)行數(shù)值模擬，優(yōu)化射流泵擴(kuò)散角。Mangialardo 等[5]將射流泵引入鉛冷快堆并對(duì)射流泵進(jìn)行計(jì)算流體力學(xué)(Computational Fluid Dynamics, CFD)三維建模分析，分析了鉛冷快堆中射流泵方案的可行性；李忠朋等[6]將射流裝置引入到自然循環(huán)系統(tǒng)中，針對(duì)系統(tǒng)自然循環(huán)過(guò)渡特性開(kāi)展實(shí)驗(yàn)研究，結(jié)果表明引入射流裝置能夠改善過(guò)渡特性。主泵啟動(dòng)過(guò)程中，冷卻劑流量的急劇上升使得堆芯冷卻劑溫度周期變化且幅度較大[7?8]；選擇合適的流量變化速度，可以減緩反應(yīng)堆溫度變化幅度，有助于提高反應(yīng)堆安全；同時(shí)，合適的堆芯初始反應(yīng)堆功率也能改善過(guò)渡特性。壓水堆引入射流裝置有望提升系統(tǒng)自然循環(huán)能力改善過(guò)渡特性，目前國(guó)內(nèi)外針對(duì)射流裝置的研究多數(shù)集中于單個(gè)射流泵結(jié)構(gòu)優(yōu)化、射流裝置的實(shí)驗(yàn)研究，對(duì)壓水堆中引入射流裝置的研究甚少。因此，驗(yàn)證壓水堆中射流裝置方案的可行性，并提供進(jìn)一步的優(yōu)化方向?qū)μ岣邏核压逃邪踩跃哂兄匾囊饬x。

以MRX (Marine Reactor X)壓水堆為研究對(duì)象，參照沸水堆中射流泵的布置方式，采用CFD方法，開(kāi)展帶射流裝置壓水堆一回路系統(tǒng)三維建模，模擬10%滿功率(Full Power, FP)、17.5% FP和25% FP三種功率水平下，主泵啟動(dòng)過(guò)程中一回路射流泵流場(chǎng)和回路瞬態(tài)特性，分析射流泵方案的可行性。

1 數(shù)學(xué)模型

壓水堆一回路由堆芯、蒸汽發(fā)生器、主泵和穩(wěn)壓器組成，采用CFD直接對(duì)一回路系統(tǒng)進(jìn)行三維模擬。采用多孔介質(zhì)與均勻熱源對(duì)堆芯[9]與蒸汽發(fā)生器進(jìn)行簡(jiǎn)化處理，主泵使用增壓邊界，利用啟泵函數(shù)模擬啟泵過(guò)程中增壓變化。

1.1 堆芯

MRX堆芯由19個(gè)燃料組件、265根燃料棒組成，直接進(jìn)行CFD模擬相當(dāng)復(fù)雜，需要進(jìn)行簡(jiǎn)化處理。忽略堆芯的實(shí)質(zhì)幾何結(jié)構(gòu)，對(duì)堆芯進(jìn)行等體積圓柱處理，堆芯功率按均勻熱源處理。堆芯中由于固體物質(zhì)的存在減少了流體流動(dòng)的有效空間，同時(shí)對(duì)流體的動(dòng)量和能量的傳遞和轉(zhuǎn)換造成影響，采用多孔介質(zhì)模型，對(duì)標(biāo)準(zhǔn)的流體控制方程組的動(dòng)量方程中增加額外的源項(xiàng)表示固體部分對(duì)流場(chǎng)的影響。該源項(xiàng)由粘性損失項(xiàng)和慣性損失項(xiàng)組成：

式中：i為粘性壓力損失系數(shù)，m?2；i為慣性壓力損失系數(shù)，m?1；為流體粘度，kg·m?1·s?1；為流體密度，kg·m?3；i為流體速度，m·s?1。

1.2 蒸汽發(fā)生器

蒸汽發(fā)生器結(jié)構(gòu)復(fù)雜，其固體物質(zhì)對(duì)流場(chǎng)的影響采用同堆芯相同的處理策略，采用多孔介質(zhì)模型。換熱效應(yīng)采用換熱模型，換熱模型中使用面積等效進(jìn)行簡(jiǎn)化，使用用戶自定義函數(shù)(User-Defined Functions, UDF)實(shí)現(xiàn)其換熱反饋功能，換熱模型中假定二回路熱阻、傳熱管壁熱阻和污垢熱阻為恒定值，蒸汽發(fā)生器中由一次側(cè)傳遞至二次側(cè)的熱量為：

式中：為平均傳熱系數(shù)，W·m?2·K?1；為總傳熱面積，m2；Dt為二次側(cè)回路流體間的平均溫差，K。

平均傳熱系數(shù)方程：

其中：

式中：1為一次側(cè)對(duì)流傳熱系數(shù)，W·m?2·K?1；2為二次側(cè)對(duì)流傳熱系數(shù)，W·m?2·K?1；W為傳熱管壁熱阻，m2·K·W?1；F為污垢熱阻，m2·K·W?1；i為換熱管內(nèi)徑，m；0為換熱管外徑，m；ca為傳熱管外徑，m；為介質(zhì)的平均導(dǎo)熱系數(shù)，W·m?1·K?1；為介質(zhì)平均粘度，Pa·s；為介質(zhì)平均流速，m·s?1；為蒸汽發(fā)生器特征半徑，m；為介質(zhì)平均密度，kg·m?3；為雷諾數(shù)；為普朗特?cái)?shù)；=/0為縱向相對(duì)間距。

1.3 主泵

不考慮主泵的實(shí)際結(jié)構(gòu)，僅考慮其增壓效應(yīng)，啟泵時(shí)泵壓頭隨時(shí)間變化關(guān)系[10]為：

2 一回路滿功率強(qiáng)迫循環(huán)工況驗(yàn)證

依據(jù)MRX壓水堆一回路結(jié)構(gòu)尺寸[11]及沸水堆中射流泵的布置方式，結(jié)合射流泵的結(jié)構(gòu)尺寸，對(duì)一回路進(jìn)行幾何建模，如圖3(a)所示?？紤]計(jì)算的經(jīng)濟(jì)性，選取模型的1/10進(jìn)行計(jì)算，如圖3(b)所示。采用四面體網(wǎng)格劃分技術(shù)對(duì)一回路進(jìn)行網(wǎng)格劃分。由于啟泵過(guò)程中射流泵內(nèi)流場(chǎng)較為復(fù)雜，需對(duì)網(wǎng)格加密。比較強(qiáng)迫循環(huán)工況下網(wǎng)格數(shù)分別為372萬(wàn)、408萬(wàn)、432萬(wàn)、453萬(wàn)的模擬結(jié)果進(jìn)行網(wǎng)格敏感性分析，最終確定網(wǎng)格數(shù)為432萬(wàn)的網(wǎng)格作為后續(xù)計(jì)算用網(wǎng)格，其中射流泵網(wǎng)格總數(shù)為80萬(wàn)左右，網(wǎng)格質(zhì)量為0.35以上，符合FLUENT的計(jì)算要求。

圖3 反應(yīng)堆一回路三維模型

滿功率強(qiáng)迫循環(huán)工況下，堆芯采用均勻熱源和多孔介質(zhì)邊界條件，蒸汽發(fā)生器使用均勻冷源和多孔介質(zhì)邊界條件，主泵采用增壓邊界條件，在FLUENT 14.0中采用湍流模型并開(kāi)啟強(qiáng)化壁面處理（壁面網(wǎng)格較密同時(shí)非射流泵區(qū)域近壁面雷諾數(shù)較低）和浮力效應(yīng)，導(dǎo)入水物性，操作壓力設(shè)定為12 MPa，平均殘差收斂量級(jí)設(shè)定為10?5。引入射流裝置后滿功率強(qiáng)迫循環(huán)工況下模擬值與MRX堆設(shè)計(jì)值對(duì)比如表1所示。各特征量誤差在16.2%以?xún)?nèi)，誤差可接受，可以利用CFD的方法進(jìn)行之后的研究。

表1 滿功率強(qiáng)迫循環(huán)工況下CFD模擬值與設(shè)計(jì)值對(duì)比

3 射流裝置啟泵瞬態(tài)特性分析

堆芯使用均勻定熱源和多孔介質(zhì)邊界條件，蒸汽發(fā)生器使用換熱模型和多孔介質(zhì)邊界條件，主泵采用增壓邊界條件，主泵啟動(dòng)后增壓按啟泵函數(shù)變化，分別對(duì)10% FP、17.5% FP和25% FP工況下展開(kāi)啟泵瞬態(tài)模擬研究。

3.1 自然循環(huán)流量隨堆芯功率變化趨勢(shì)

自然循環(huán)流量直接影響射流泵方案的可行性，利用一維流動(dòng)守恒方程，對(duì)動(dòng)量和能量守恒方程沿環(huán)路積分，得自然循環(huán)流量：

式中：t為堆芯熱功率，kW；v為冷卻劑的體膨脹系數(shù)；p為冷卻劑在一回路冷卻劑溫度范圍內(nèi)的比定壓熱容，kJ?kg?1·K?1；為計(jì)算阻力因數(shù)時(shí)的比例常數(shù)；0為參考溫度下冷卻劑的密度，kg?m?3；為重力加速度，m?s?2；?為蒸汽發(fā)生器與堆芯中心高度差，m；的數(shù)值取決于流型，對(duì)于充分湍流，=0.2，層流時(shí)，=1。與FLUENT模擬值比較如圖4所示，射流裝置的引入可以實(shí)現(xiàn)一回路自然循環(huán)，自然循環(huán)流量隨堆芯功率而增加，由于自然循環(huán)狀態(tài)下一回路除射流泵外其他部分流速較緩慢，湍流不充分，模擬值更接近層流理論值。

3.2 啟泵過(guò)程中一回路溫度瞬態(tài)特性

啟泵過(guò)程中冷卻劑流量急劇上升，導(dǎo)致堆芯冷卻劑溫度發(fā)生周期變化，影響反應(yīng)堆運(yùn)行安全。不同堆芯功率下堆芯冷卻劑瞬態(tài)溫度如圖5所示。主泵啟動(dòng)后堆芯冷卻劑平均溫度呈現(xiàn)周期振蕩，振蕩周期為37 s；10% FP、17.5% FP、25% FP工況下堆芯冷卻劑平均溫度最大溫差分別為12.67 K、19.10K、24.67 K；不同堆芯功率下啟泵，一回路冷卻劑溫度達(dá)到穩(wěn)定所需時(shí)間也存在差異，功率越大穩(wěn)定所需時(shí)間越長(zhǎng)，25% FP工況下一回路冷卻劑溫度在三個(gè)振蕩周期后基本達(dá)到穩(wěn)定狀態(tài)，而10% FP工況下則是2.5個(gè)振蕩周期。

在ICP-AES中干擾效應(yīng)可以分為兩大類(lèi)，即光譜干擾和非光譜干擾。減免光譜干擾的措施通常是選擇無(wú)譜線重疊干擾或譜線干擾量可以忽略不計(jì)且S的標(biāo)準(zhǔn)溶液一起配制；As標(biāo)準(zhǔn)溶液獨(dú)立配制。

25% FP堆芯功率下，一回路溫度隨時(shí)間變化云圖如圖6所示，啟泵前期(6 s)一回路處于自然循環(huán)穩(wěn)態(tài)工況，回路溫度呈現(xiàn)由堆芯到蒸汽發(fā)生器的高溫到低溫的分層現(xiàn)象；啟泵后主泵壓力迅速增加并穩(wěn)定，但是換熱及對(duì)流相對(duì)緩慢，導(dǎo)致在堆芯上方形成一個(gè)溫度極高區(qū)域，第9 s溫度云圖所示；隨著時(shí)間的繼續(xù)，第20 s時(shí)蒸汽發(fā)生器冷卻劑溫度大于堆芯冷卻劑溫度；射流泵的管徑相對(duì)較小，射流泵內(nèi)冷卻劑流速相對(duì)較高，導(dǎo)致射流泵周?chē)牧鲌?chǎng)相對(duì)較復(fù)雜，致使35 s時(shí)射流泵周?chē)臏囟葓?chǎng)分布較復(fù)雜；經(jīng)過(guò)一段時(shí)間的對(duì)流與換熱，一回路冷卻劑溫度分布再次趨向于穩(wěn)定分層，如第120 s回路溫度云圖所示。

圖4 自然循環(huán)流量模擬值與理論值對(duì)比

Fig.4 Comparison between simulation value and theoretical value of natural circulation flow.

圖5 不同堆芯功率下堆芯冷卻劑瞬態(tài)溫度

圖6 一回路溫度隨時(shí)間的變化

綜上所述，啟泵前堆芯功率越大，堆芯功率振蕩幅度越大，振蕩時(shí)間越長(zhǎng)，越不利于過(guò)渡安全性；射流泵內(nèi)部和周邊溫度場(chǎng)分布較復(fù)雜，容易造成設(shè)備疲勞。

3.3 射流泵流場(chǎng)瞬態(tài)特性

引入射流裝置，一回路冷卻劑增加了吸入室循環(huán)通道，使得回路啟泵過(guò)程中一回路流量變化趨勢(shì)發(fā)生改變。圖7為引入射流裝置與非射流裝置下，相同主泵增壓時(shí)間系數(shù)、25% FP功率下啟泵回路流量變化趨勢(shì)。射流裝置的引入使得回路冷卻劑流量變化的起點(diǎn)提高趨勢(shì)變緩，有利于改善過(guò)渡安全性。射流泵噴嘴和吸入口瞬態(tài)流量如圖8所示，啟泵前期，噴嘴入口面處于關(guān)閉狀態(tài)，噴嘴流量為零，在回路冷卻劑密度差壓頭的驅(qū)動(dòng)下，冷卻劑通過(guò)吸入口進(jìn)行循環(huán)；啟泵初期，主泵的驅(qū)動(dòng)下噴嘴流量迅速增加，吸入口流量在噴嘴主泵增壓的干擾下出現(xiàn)短暫的下降，隨后在噴嘴紊流作用下流量隨噴嘴流量而增加，并在7.5 s后基本達(dá)到穩(wěn)定，吸入口與噴嘴流量比為1.36。

射流泵入口及噴嘴處速度矢量圖如圖9所示，第6 s時(shí)主泵處于停止?fàn)顟B(tài)，噴嘴處冷卻劑流速為零，吸入室入口成為冷卻劑循環(huán)的唯一入口，在冷卻劑密度差的驅(qū)動(dòng)下，吸入口平均流速為2.1 m?s?1；第6.1 s時(shí)，射流泵噴嘴入口及吸入口流速處在同等水平狀態(tài)；隨著主泵繼續(xù)增壓，第7 s時(shí)主泵增壓已經(jīng)達(dá)到相對(duì)穩(wěn)定的狀態(tài)并遠(yuǎn)大于冷卻劑密度差驅(qū)動(dòng)壓頭，此時(shí)射流泵噴嘴處入口冷卻劑流速70.50m?s?1、吸入口流速55.79 m?s?1，由于噴嘴出口處收縮角的加速作用噴嘴出口流速為133.87 m?s?1。

圖7 帶射流裝置與非射流裝置回路啟泵流量變化

圖8 射流泵噴嘴入口和吸入口瞬態(tài)流量

圖9 射流泵入口(a)和噴嘴處(b)速度矢量圖

4 結(jié)語(yǔ)

采用CFD方法，對(duì)引入射流裝置壓水堆10% FP、17.5% FP、25% FP堆芯功率下啟泵瞬態(tài)工況進(jìn)行三維模擬，分析射流裝置和回路流場(chǎng)特性表明：

1) 引入射流裝置可以改善壓水堆的自然循環(huán)能力，自然循環(huán)流量隨堆芯功率而增加，10% FP、17.5% FP、25% FP堆芯功率下，流量分別為34.2kg?s?1、47.8 kg?s?1、56.8 kg?s?1。

2) 啟泵過(guò)程中一回路冷卻劑溫度存在振蕩現(xiàn)象，周期為37 s，堆芯功率越大，振幅越大，過(guò)渡所需時(shí)間越長(zhǎng)，10% FP、17.5% FP、25% FP堆芯功率下堆芯冷卻劑最大振幅分別為12.67 K、19.10K、24.67 K，達(dá)到穩(wěn)定所需時(shí)間分別為102 s、126 s、144 s。

4) 壓水堆中引入射流裝置具有提升反應(yīng)堆固有安全性、改善過(guò)渡特性的可行性，考慮到目前射流泵內(nèi)流速較大，射流裝置的結(jié)構(gòu)尺寸需要進(jìn)行進(jìn)一步的優(yōu)化設(shè)計(jì)。

1 何培杰, 呂俊賢, 龍新平, 等. 噴射泵內(nèi)部流動(dòng)數(shù)值分析[J]. 核動(dòng)力工程, 2005, 26(2): 135?139.DOI: 10.3969/ j.issn.0258-0926.2005.02.009.HE Peijie, LYU Junxian, LONG Xinping,. Numerical analysis on flows in jet pumps[J]. Nuclear Power Engineering, 2005, 26(2): 135?139. DOI: 10.3969/j.issn. 0258-0926.2005.02.009.

2 Ortiz J. BWR online monitoring system based on noise analysis[J]. Nuclear Engineering & Design, 2006, 236(22): 2394?2404. DOI: 10.1016/j.nucengdes.2006.02.009.

3 趙雪岑, 王金濤, 劉松亞, 等. 射流泵水力特性?xún)?yōu)化設(shè)計(jì)研究[J]. 核動(dòng)力工程, 2014, 35(4): 129?132. DOI: 10.13832/j.jnpe.2014.04.0129. ZHAO Xuecen, WANG Jintao, LIU Songya,. Research of optimization design of jet pump’s hydraulic characteristics[J]. Nuclear Power Engineering, 2014, 35(4): 129?132. DOI: 10.13832/j.jnpe.2014.04.0129.

4 龍新平, 王豐景, 俞志君. 噴射泵內(nèi)部流動(dòng)模擬與其擴(kuò)散角優(yōu)化[J]. 核動(dòng)力工程, 2011, 32(1): 53?57. LONG Xinping, WANG Fengjing, YU Zhijun. Optimization of divergence angle of jet pump based on numerical simulation of interior flow field[J]. Nuclear Power Engineering, 2011, 32(1): 53?57.

5 Mangialardo A, Borreani W, Lomonaco G,. Numerical investigation on a jet pump evolving liquid lead for GEN-IV reactors[J]. Nuclear Engineering & Design, 2014, 28(9): 608?618. DOI: 10.1016/j.nucengdes. 2014.09.028.

6 李忠朋, 史重淼. 帶噴射泵系統(tǒng)中自然循環(huán)過(guò)渡特性實(shí)驗(yàn)研究[J]. 核動(dòng)力工程, 1995, 16(4): 322?325. LI Zhongpeng, SHI Chongmiao. An experiment investigation of natural circulation transient behaviours in a loop with jet pump[J]. Nuclear Power Engineering, 1995, 16(4): 322?325.

7 郝亞雷, 于雷, 蔡章生, 等. 核動(dòng)力裝置強(qiáng)迫循環(huán)與自然循環(huán)過(guò)渡過(guò)程特性研究[J]. 核科學(xué)與工程, 2007, 27(1): 20?26. DOI: 10.3321/j.issn:0258-0918.2007.01. 005. HAO Yalei, YU Lei, CAI Zhangsheng,. Study on operation characteristics of natural circulation and forced circulation in nuclear power plant[J]. Nuclear Science and Engineering, 2007, 27(1): 20?26.DOI: 10.3321/j.issn: 0258-0918.2007.01.005.

8 姚青生, 王章立, 韓偉實(shí), 等. 自然循環(huán)向強(qiáng)迫循環(huán)過(guò)渡時(shí)的反應(yīng)性變化[J]. 核動(dòng)力工程, 2008, 29(3): 18?22. YAO Qingsheng, WANG Zhangli, HAN Weishi,. Transitional reactivity variation from natural to forced circulation[J]. Nuclear Power Engineering, 2008, 29(3): 18?22.

9 陳森, 劉余, 田茂林, 等. 基于多孔介質(zhì)模型的壓水堆堆芯溫場(chǎng)數(shù)值模擬[J]. 核技術(shù), 2015, 38(9): 090601. DOI: 10.11889/j.0253-3219.2015.hjs.38.090601. CHEN Sen, LIU Yu, TIAN Maolin,. PWR core transient temperature numerical simulation based on porous media model[J]. Nuclear Techniques, 2015, 38(9): 090601. DOI: 10.11889/j.0253-3219.2015.hjs.38.090601.

10 Gao H, Gao F, Zhao X C,. Analysis of reactor coolant pump transient performance in primary coolant system during start-up period[J]. Annals of Nuclear Energy, 2013, 54(54): 202?208.DOI: 10.1016/j.anucene. 2012.11.020.

11 汪勝?lài)?guó). 日本改進(jìn)型船用堆MRX概念設(shè)計(jì)綜述[J]. 核動(dòng)力工程, 1995, 16(3): 209?217. WANG Shengguo. Conceptul design report on advanced marine reactor MRX of Japan[J]. Nuclear Power Engineering, 1995, 16(3): 209?217.

Analysis of jet device transient featureduring start-up period of primary pump

CHEN Hui ZENG Wenjie ZHANG Dongnan YU Tao

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Background: The jet device composed of jet pump and primary pump has the advantages of simple structure and high reliability, and it is suitable for the special environment, such as radioactive, flammable and explosive.It is helpful to improve the inherent safety of the reactor by introducing the jet device as primary pump for Marine Reactor X(MRX).The sudden increase of the coolant flow rate of the reactor leads to the change of the core temperature during start-up period, which affects the safety of the core operation. Purpose: This study aims to obtain the jet device transient feature during start-up period of primary pump in the MRX which introducing the jet device as primary pump. Methods: The primary loop circuit system is modeled with a 3-dimensional (3D)Computational Fluid Dynamics (CFD) code FLUENT, and transient characteristics at 10% full power(FP), 17.5% FP and 25% FP core power conditions were analyzed during the stage of primary pump startup.Results: The analysis results show that the jet device can effectively improve the natural circulation ability of the primary loop circuit system, reform the initial flow rate and slow down the trend of coolant temperature change during start-up period of primary pump, so it can improve the safety of the transition.On the other hand, there are some unfavorable factors of reactor safety during start-up period of primary pump, such as the temperature of the primary circuit fluctuates (the greater the core power, the greater the fluctuation range) and the high flow rate of jet pump.Conclusion: The design of jet device is feasible to improve the safety of MRX, but the real use also needs some adjustment.

Jet device, Start-up period of primary pump, CFD, 3D flow field

TL333

10.11889/j.0253-3219.2017.hjs.40.050602

陳暉，男，1991年出生，2013年畢業(yè)于南華大學(xué)，現(xiàn)為碩士研究生，研究方向?yàn)榉磻?yīng)堆工程

于濤，E-mail: yutao29@sina.com

2017-01-09，

2017-02-21

Supported by Foundation of Laboratory of Nuclear Reactor System Design and Technology (No.2015SYS02)

核反應(yīng)堆系統(tǒng)設(shè)計(jì)技術(shù)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室(No.2015SYS02)資助

CHEN Hui, male, born in 1991, graduated from University of South China in 2013, master student, focusing on reactor engineering

YU Tao,E-mail: yutao29@sina.com

2017-01-09, accepted date: 2017-02-21