小破口失水工況下屏蔽泵軸系動(dòng)力學(xué)分析

王碩， 趙晶， 孫丹， 夏海明

（1.沈陽工業(yè)大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院，沈陽110870；2.大連環(huán)友屏蔽泵有限公司，遼寧 大連116050）

0 引 言

核主泵是核反應(yīng)堆冷卻劑循環(huán)泵的簡稱，主要用于推動(dòng)冷卻劑在反應(yīng)堆冷卻劑系統(tǒng)中循環(huán)運(yùn)動(dòng)，將核反應(yīng)堆產(chǎn)生的熱量帶到蒸汽發(fā)生器中產(chǎn)生蒸汽推動(dòng)汽輪機(jī)旋轉(zhuǎn)發(fā)電[1-4]。失水事故（LOCA）是由回路壓力邊界出現(xiàn)破口導(dǎo)致的。失水事故會(huì)導(dǎo)致冷卻劑泄漏、堆芯無法及時(shí)冷卻、放射性物質(zhì)進(jìn)入核電站外部世界[5]。因此，研究核主泵在小破口失水工況下的工作狀態(tài)有利于采取相應(yīng)安全措施防止發(fā)生核事故。

國內(nèi)對失水工況下核主泵工作狀態(tài)已有一些研究，于健[6]研究了核主泵在小破口失水事故中的振動(dòng)工況、惰轉(zhuǎn)工況及氣液兩相工況；王學(xué)吉[7]通過數(shù)值模擬和試驗(yàn)驗(yàn)證研究了CAP1400核主泵在發(fā)生下破口失水事故下核主泵的性能和含氣率的關(guān)系；王海彬[8]通過試驗(yàn)研究和數(shù)值模擬的方法對CAP1400核主泵進(jìn)口段發(fā)生失水事故時(shí)的泵內(nèi)流場的壓力脈動(dòng)特性進(jìn)行了研究。對于小破口工況下核主泵軸系響應(yīng)尚未有相關(guān)報(bào)道。

本文以屏蔽式核主泵為研究對象，對其進(jìn)行有限元建模、流固耦合數(shù)值分析，計(jì)算其在小破口失水工況下的軸系諧響應(yīng)，為小破口失水工況下核主泵軸系動(dòng)力學(xué)響應(yīng)特征提供數(shù)據(jù)基礎(chǔ)。

1 數(shù)值計(jì)算

1.1 模型簡化

圖1 屏蔽式核主泵的結(jié)構(gòu)圖

表1 屏蔽式核主泵的主要設(shè)計(jì)參數(shù)

表2 屏蔽式核主泵的質(zhì)量不平衡量

以屏蔽式核主泵為研究對象，其設(shè)計(jì)參數(shù)如表1[9]所示。屏蔽式核主泵的結(jié)構(gòu)如圖1 所示，其主要部件包括泵殼，葉輪，上、下飛輪，上、下徑向軸承，雙向推力軸承，定子外殼，定子鐵芯，轉(zhuǎn)子鐵芯。屏蔽式核主泵的結(jié)構(gòu)比較復(fù)雜，對其進(jìn)行適當(dāng)簡化再建模。簡化內(nèi)容包括去除與計(jì)算無關(guān)的部件及尺寸小、影響小的結(jié)構(gòu)，如冷卻循環(huán)系統(tǒng)、屏蔽電動(dòng)機(jī)及屏蔽套，將上、下飛輪等效為圓盤等[10]。且葉輪、下飛輪、上飛輪有各自對應(yīng)的質(zhì)量不平衡量，如表2所示。屏蔽式核主泵的簡化三維模型圖如圖2所示。

圖2 屏蔽式核主泵的三維模型

1.2 邊界條件

在所有需要進(jìn)行模擬計(jì)算區(qū)域的外表面上，均需設(shè)置邊界條件。流體介質(zhì)的材料選擇液態(tài)水。入口處采用質(zhì)量流量邊界條件；出口處采用壓力邊界條件。葉輪處采用移動(dòng)壁面，邊界條件為無滑移壁面；泵殼壁面采用靜止壁面，邊界條件為無滑移壁面。邊界條件參數(shù)如表3所示。

1.3 數(shù)值分析方法

表3 邊界條件參數(shù)

選用Workbench 中的CFX模塊進(jìn)行流體數(shù)值分析。將葉輪流體計(jì)算域設(shè)置為旋轉(zhuǎn)域，旋轉(zhuǎn)軸為Z軸，設(shè)置旋轉(zhuǎn)速度為1800 r/min；其他流體計(jì)算域設(shè)置為靜止域。湍流模型選為k-Epsilon，k-Epsilon是湍流模式理論中的一種，簡稱k-ε模型。因?yàn)闃?biāo)準(zhǔn)k-ε模型可用于復(fù)雜幾何外部流動(dòng)問題，又可用于可壓縮和不可壓縮流體，且精度合理，所以選用標(biāo)準(zhǔn)k-ε湍流模型。數(shù)值分析的流程圖如圖3所示。

圖3 數(shù)值分析流程圖

2 計(jì)算結(jié)果及分析

采用CFD方法計(jì)算出失水事故工況下核反應(yīng)堆冷卻劑對核主泵葉輪的作用力，將這個(gè)作用力作為核主泵諧響應(yīng)分析的輸入載荷，研究失水事故工況對核主泵軸系振動(dòng)的影響。按破口所在位置可將破口失水事故分為進(jìn)口段破口失水事故和出口段破口失水事故；按破口面積可將失水事故分成小破口、中破口及大破口失水事故[11]。破口面積在0.046 m2以下的破口被稱為小破口。進(jìn)口段破口位置如圖4（a）所示，出口段破口位置如圖4（b）所示，本文研究方法適用所有破口面積，選擇臨界面積0.0457 m2進(jìn)行研究。

圖4 破口所在位置

2.1 正常工況下核主泵的諧響應(yīng)分析

圖5 正常工況下流體壓力分布圖

圖6 正常工況下葉輪變形與受力

2.2 進(jìn)口段破口工況下核主泵諧響應(yīng)分析

圖8為進(jìn)口段破口工況下流體壓力分布圖，壓力最大值為2.435 15 MPa，比正常工況下壓力減小了76.277%。圖9（a）為進(jìn)口段破口工況下葉輪變形圖。從圖中可以看出，葉輪外緣變形最大，為0.013 671 mm，比正常工況下葉輪變形減小了83.284%。圖9（b）為進(jìn)口段破口工況下葉輪受力，受力最 大 值 為10.051 MPa，比正常工況下葉輪最大受力減小了82.501%。

圖7 正常工況下諧響應(yīng)頻譜圖

圖8 進(jìn)口段小破口工況下流體壓力分布圖

從圖10可以看出，在7 Hz時(shí)核主泵軸系的振幅達(dá)到最大值1.891 mm，比正常工況下核主泵軸系最大振幅下降了30.613%，隨后振幅一直減小，在30 Hz時(shí) 振 幅 為0.009 87 mm，比正常工況下振幅下降了28.478%。

圖9 進(jìn)口段小破口工況下葉輪變形與受力

2.3 出口段小破口工況下核主泵諧響應(yīng)分析

圖11為出口段破口工況下流體壓力分布圖，壓力最大值為10.4741 MPa，比正常工況下壓力增大了2.039%。圖12（a）為出口段破口工況下葉輪變形圖，葉輪外緣變形最大，變形值為0.08311 mm，比正常工況下葉輪變形增大1.62%。圖12（b）為出口段破口工況下葉輪受力圖，葉片受力最大，最大受力為60.977 MPa，比正常工況下葉輪受力增加了6.161% 。從圖13可以看出，在7 Hz時(shí)核主泵軸系的振幅達(dá)到最大值（2.7504 mm），比正常工況下核主泵振幅增加了0.921%，隨后振幅一直減小，在30 Hz時(shí)振幅為0.0138 mm，與正常工況下核主泵振幅一致。圖14為3種工況下核主泵軸系諧響應(yīng)圖，從圖中可以看出進(jìn)口段破口工況下核主泵軸系振幅最小，出口段破口工況下核主泵振幅略大于正常工況下核主泵振幅。

圖10 進(jìn)口段小破口工況下諧響應(yīng)頻譜圖

2.4 計(jì)算結(jié)果分析

1）進(jìn)口段破口工況下冷卻劑從破口流失無法到達(dá)葉輪處，導(dǎo)致葉輪最大受力比正常工況減小了82.501%，最大 變形減小了83.284%，最大振幅下降了28.478%。

圖11 出口段破口工況下流體壓力分布圖

圖12 出口段破口工況下葉輪變形與受力

2）出口段出現(xiàn)破口導(dǎo)致出口面積增大，冷卻劑流速在短時(shí)間內(nèi)增大，所以葉輪受力增大。與正常工況相比葉輪最大受 力 增 加 了6.161%，最大變形增大1.62%，軸系最大振幅增加了0.921%。

3）通過監(jiān)測7 Hz時(shí)核主泵軸系振幅變化可判斷核主泵工況。當(dāng)核主泵軸系在7 Hz下的振幅大幅下降時(shí)進(jìn)口段出現(xiàn)小破口；當(dāng)核主泵軸系在7 Hz下的振幅小幅增加時(shí)出口段出現(xiàn)破口。

圖13 出口段破口工況下諧響應(yīng)頻譜圖

圖14 3種工況下諧響應(yīng)頻譜圖

3 結(jié) 論

通過對核主泵在正常工況下和在小破口工況下的諧響應(yīng)分析后，得到了以下結(jié)論：1）與正常工況下核主泵工作狀態(tài)相比，進(jìn)口段小破口工況下葉輪受力、變形及振幅大幅減?。?）與正常工況下核主泵工作狀態(tài)相比，出口段小破口工況下，葉輪受力、變形略有增大，核主泵軸系振幅僅有小幅變化。