反應(yīng)堆一回路冷卻劑流動阻力分析及驗(yàn)證

姚彥貴，張 偉，祖洪彪，張 明，梁星筠，謝永誠

(上海核工程研究設(shè)計(jì)院有限公司，上海200233)

在反應(yīng)堆一回路系統(tǒng)設(shè)計(jì)中，獲得準(zhǔn)確的一回路系統(tǒng)流動阻力值對確定一回路冷卻劑系統(tǒng)流量、主泵揚(yáng)程等參數(shù)非常重要。一回路系統(tǒng)總阻力主要由反應(yīng)堆本體、蒸汽發(fā)生器和主管道組成，而反應(yīng)堆與蒸汽發(fā)生器的阻力占一回路系統(tǒng)的95%以上，因此，研究反應(yīng)堆本體和蒸汽發(fā)生器一次側(cè)的流動阻力計(jì)算方法，以及獲得其準(zhǔn)確的流阻對獲得準(zhǔn)確的一回路系統(tǒng)總流動阻力非常重要。以往的工程設(shè)計(jì)中，一回路設(shè)備流阻主要靠經(jīng)驗(yàn)公式計(jì)算獲得，準(zhǔn)確度不高，裕量過大，對一回路系統(tǒng)設(shè)計(jì)帶來了不確定性。

因此為了獲得準(zhǔn)確的一回路設(shè)備的流動阻力，開展了相關(guān)分析和試驗(yàn)研究，如蒸汽發(fā)生器一次側(cè)流阻試驗(yàn)，對傳熱管沿程摩擦系數(shù)關(guān)系式進(jìn)行了驗(yàn)證，獲得了蒸汽發(fā)生器進(jìn)出口管嘴局部阻力計(jì)算的CFD(Computational Fluid Dynamics)準(zhǔn)確模型，通過反應(yīng)堆水力模型試驗(yàn)，驗(yàn)證了反應(yīng)堆本體CFD分析計(jì)算模型，最終形成了一套可靠的一回路設(shè)備流動阻力分析計(jì)算方法，并通過三門熱態(tài)調(diào)試測量數(shù)據(jù)對一回路流阻計(jì)算方法進(jìn)行了驗(yàn)證。驗(yàn)證結(jié)果表明計(jì)算分析的偏差在3%范圍以內(nèi)，此偏差在工程可接受范圍以內(nèi)。

1 反應(yīng)堆一回路設(shè)備流動阻力分析

1.1 蒸汽發(fā)生器一次側(cè)流阻計(jì)算

蒸汽發(fā)生器一次側(cè)壓降由蒸汽發(fā)生器傳熱管沿程摩阻、傳熱管進(jìn)出口形阻和進(jìn)出口管嘴形阻組成。蒸汽發(fā)生器傳熱管沿程摩擦阻力系數(shù)采用經(jīng)試驗(yàn)驗(yàn)證過的經(jīng)典關(guān)系式，傳熱管進(jìn)出口阻力系數(shù)采用經(jīng)典“突縮”和“突擴(kuò)”結(jié)構(gòu)局部形阻計(jì)算關(guān)系式。進(jìn)口管嘴采用經(jīng)試驗(yàn)驗(yàn)證過的CFD三維模型計(jì)算。通過開展蒸汽發(fā)生器傳熱管阻力試驗(yàn)驗(yàn)證了傳熱管沿程阻力系數(shù)計(jì)算關(guān)系式的準(zhǔn)確性，通過開展蒸汽發(fā)生器進(jìn)出口管嘴流阻試驗(yàn)，選擇了合適的計(jì)算進(jìn)出口管嘴阻力的CFD計(jì)算中的湍流模型

1.1.1 傳熱管沿程壓降計(jì)算

(1)

di——傳熱管內(nèi)徑，m；

G1——一次側(cè)冷卻劑質(zhì)量流量，kg/s；

A——一次側(cè)流通面積，m2；

f——一次側(cè)摩擦阻力系數(shù)。

1.1.2 傳熱管進(jìn)出口壓降計(jì)算

(1)傳熱管進(jìn)口壓降

(2)

式中：Kin——傳熱管進(jìn)口“突縮”段阻力系數(shù)[1]，

其中：A1——入口大端截面積；

A2——出口小端截面積；

Vin1——進(jìn)口管嘴接管內(nèi)流體速度；

ρ——密度。

(2)傳熱管出口壓降

(3)

式中：Kout——傳熱管出口“突擴(kuò)”段阻力系數(shù)，

其中:A1——入口小端截面積；

A2——出口大端截面積；

Vout1——出口管嘴接管內(nèi)流體速度。

1.1.3 進(jìn)出口管嘴壓降

蒸汽發(fā)生器一次側(cè)進(jìn)出口管嘴附近的流動是高雷諾數(shù)的湍流流動，對于這類流動一般采用湍流模型進(jìn)行模擬。目前，k-ε模型是應(yīng)用最廣泛的湍流模型[2]，已經(jīng)被成功用于多種不同類型流場的計(jì)算。k-ε模型主要有以下三種：Standardk-ε模型、RNGk-ε模型和Realizablek-ε模型。早期的很多湍流模擬工作都采用Standardk-ε模型[3]，并得到了滿足工程要求的結(jié)果。Yakhot等[4，5]先后在Standardk-ε模型的基礎(chǔ)上進(jìn)行了改進(jìn)，并分別提出了RNGk-ε模型和Realizablek-ε模型。所以，施楊等[6]對上述三種k-ε模型進(jìn)行比較，同時通過開展蒸汽發(fā)生器進(jìn)出口管嘴流阻驗(yàn)證試驗(yàn)，從中選出針對蒸汽發(fā)生器一次側(cè)進(jìn)出口管嘴流阻計(jì)算的最適合的Realizablek-ε湍流模型。

考慮到幾何與流動的對稱性，計(jì)算時取真實(shí)模型的二分之一。為了消除邊界條件的影響，適當(dāng)加長了進(jìn)口段和出口段的筒體長度(見圖1)，模型網(wǎng)格如圖2和圖3所示。選擇Realizablek-ε湍流模型，以及二階離散格式。對進(jìn)口管嘴阻力系數(shù)和出口管嘴阻力系數(shù)分別進(jìn)行計(jì)算：計(jì)算進(jìn)口管嘴阻力系數(shù)時，進(jìn)口管嘴截面為速度入口邊界條件，筒體截面為壓力出口邊界條件；計(jì)算出口管嘴阻力系數(shù)時，筒體截面為速度入口邊界條件，出口管嘴截面為壓力出口邊界條件。

圖1 幾何模型Fig.1 Model of geometry

圖2 進(jìn)口段網(wǎng)格Fig.2 Mesh of inlet nozzle

圖3 出口段網(wǎng)格Fig.3 Mesh of outlet nozzle

通過CFD分析獲得蒸汽發(fā)生器進(jìn)出口管嘴附件流場如圖4和圖5所示。進(jìn)出管嘴阻力系數(shù)列于表1中。

圖4 進(jìn)口管嘴附近的速度場，m/sFig.4 Velocity field of inlet nozzle,m/s

圖5 出口管嘴附近的速度云圖，m/sFig.5 Velocity field of outlet nozzle,m/s

表1 計(jì)算結(jié)果匯總表

1.2 反應(yīng)堆流阻計(jì)算

1.2.1 模型網(wǎng)格

反應(yīng)堆流阻主要由以下幾部分組成，壓力容器進(jìn)、出口管嘴、下降環(huán)腔、下腔室、堆芯支承下板、堆芯上板、上腔室等。反應(yīng)堆總流阻為各部分流阻之和[7]。反應(yīng)堆流阻計(jì)算采用CFD三維模型分析，分析中下腔室采用四分之一模型，分析區(qū)域從反應(yīng)堆入口管嘴至堆芯區(qū)(見圖6)，上腔室分析采用二分之一模型，分析區(qū)域從堆芯出口至反應(yīng)堆出口管嘴(見圖7)。

圖6 下腔室模型Fig.6 Lower chamber model

圖7 上腔室模型Fig.7 Upper chamber model

由于反應(yīng)堆上、下腔室的計(jì)算模型非常復(fù)雜，計(jì)算中采用四面體和六面體網(wǎng)格相結(jié)合的網(wǎng)格劃分策略。針對上腔室模型，全部采用四面體網(wǎng)格進(jìn)行劃分，同時在曲率變化較大以及面積較小的區(qū)域進(jìn)行局部網(wǎng)格加密，針對下腔室模型，根據(jù)不同的位置將其剖分成入口和下降環(huán)腔段、徑向支承鍵段、下腔室段、堆芯支承下板段以及堆芯段五個子模塊，在子模塊中，堆芯支承下板段和堆芯段采用六面體網(wǎng)格，其余三部分采用四面體網(wǎng)格。網(wǎng)格模型圖如圖8至圖11所示。

圖8 上腔室模型網(wǎng)格圖Fig.8 Mesh of upper chamber model

圖9 入口段模型網(wǎng)格圖Fig.9 Mesh of entrance section model

圖10 下腔室段模型網(wǎng)格圖Fig.10 Mesh of lower chamber model

圖11 堆芯支承下板段網(wǎng)格圖Fig.11 Mesh of the lower support plate

1.2.2 計(jì)算結(jié)果

下腔室速度、壓力分布云圖如圖12和圖13所示。上腔室流速、壓力分布如圖14和15所示。反應(yīng)堆堆內(nèi)構(gòu)件壓降計(jì)算結(jié)果如表2所示。

圖12 下腔室速度分布云圖Fig.12 Diagram of velocity distribution in lower chamber

圖13 下腔室總壓分布云圖Fig.13 Diagram of total pressure distribution in lower chamber

圖14 上腔室壓力分布云圖 Fig.14 Diagram of pressure distribution in upper chamber

圖15 上腔室速度分布云圖Fig.15 Diagram of velocity distribution in upper chamber

表2 反應(yīng)堆堆內(nèi)構(gòu)件阻力計(jì)算結(jié)果

2 反應(yīng)堆一回路設(shè)備流動阻力驗(yàn)證

為了驗(yàn)證反應(yīng)堆一回路設(shè)備流動阻力計(jì)算分析方法的準(zhǔn)確性，對三門熱態(tài)調(diào)試試驗(yàn)292 ℃平臺進(jìn)行了實(shí)堆參數(shù)下的反應(yīng)堆和蒸汽發(fā)生器流阻計(jì)算，并將計(jì)算結(jié)果與實(shí)測值進(jìn)行了比較，獲得了計(jì)算分析的偏差量，驗(yàn)證了計(jì)算預(yù)測值的準(zhǔn)確性。

首先根據(jù)主泵測量壓降折算主泵揚(yáng)程，再結(jié)合主泵滿轉(zhuǎn)速流量—揚(yáng)程曲線，反推出主泵平均流量為17 652 m3/h，以該流量為校算流量。

根據(jù)主泵流量和回路溫度，采用CFD分析方法計(jì)算實(shí)堆反應(yīng)堆和蒸汽發(fā)生器壓降，便于與實(shí)測值進(jìn)行比較，所有壓降結(jié)果轉(zhuǎn)為相對冷段入口的阻力系數(shù)，結(jié)果如表3所示。

表3 試驗(yàn)工況阻力系數(shù)計(jì)算值

三門一號機(jī)組熱態(tài)功能試驗(yàn)反應(yīng)堆和蒸汽發(fā)生器阻力系數(shù)(阻力換算值)實(shí)測值與計(jì)算結(jié)果比較如表4所示。

表4 計(jì)算值與實(shí)測值比較

從表4中可以看出，反應(yīng)堆流阻計(jì)算分析結(jié)果與實(shí)測結(jié)果的偏差為2.34%，蒸汽發(fā)生器流阻計(jì)算分析結(jié)果與實(shí)測結(jié)果的偏差為2.60%，計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果吻合良好，說明設(shè)計(jì)階段采用的流阻計(jì)算方法合理可靠。

3 結(jié)論

核電廠反應(yīng)堆一回路設(shè)備流動阻力值對于確定一回路系統(tǒng)參數(shù)設(shè)計(jì)至關(guān)重要，因此必須研究一套能夠準(zhǔn)確計(jì)算反應(yīng)堆一回路設(shè)備流動阻力的方法，通過蒸汽發(fā)生器一次側(cè)流阻驗(yàn)證試驗(yàn)和反應(yīng)堆本體水力模型試驗(yàn)，結(jié)合CFD計(jì)算模型分析研究，形成了一套經(jīng)驗(yàn)關(guān)系式加CFD三維分析相結(jié)合的設(shè)備流阻分析技術(shù)，并通過三門熱態(tài)調(diào)試數(shù)據(jù)對該分析方法進(jìn)行了驗(yàn)證，驗(yàn)證結(jié)果表明計(jì)算分析的偏差在3%范圍以內(nèi)，此偏差在工程可接受范圍以內(nèi)。