曾　暢，趙　禹，段永強(qiáng)，于德勇

（中國核動力研究設(shè)計院核反應(yīng)堆系統(tǒng)設(shè)計技術(shù)國家重點實驗室，四川　成都　610041）

大亞灣核電站氫冷器冷卻水流量分析及改進(jìn)

曾暢，趙禹，段永強(qiáng)，于德勇

（中國核動力研究設(shè)計院核反應(yīng)堆系統(tǒng)設(shè)計技術(shù)國家重點實驗室，四川成都610041）

大亞灣核電站發(fā)電機(jī)4臺氫冷卻器在啟機(jī)階段及滿功率期間冷卻水流量分配不均，導(dǎo)致氫冷器氫溫差偏大，影響機(jī)組穩(wěn)定運行。文章采用CFX及Flowmaster對氫冷器冷卻水系統(tǒng)及阻力影響因素進(jìn)行了分析，提出了改進(jìn)處理方案。結(jié)果表明，仿真模型能較好地模擬系統(tǒng)的實際運行工況，提出的處理方案有效地解決了氫冷器冷卻水分配不均的問題。

氫冷器；冷卻水系統(tǒng)；大亞灣核電站

發(fā)電機(jī)氫氣冷卻系統(tǒng)（GRH）的功能是利用常規(guī)島閉路冷卻水系統(tǒng)的水冷卻發(fā)電機(jī)內(nèi)循環(huán)的氫氣，以及勵磁機(jī)內(nèi)循環(huán)的空氣來冷卻。大亞灣核電站發(fā)電機(jī)4臺氫冷卻器在啟機(jī)階段及滿功率期間冷卻水流量分配不均，導(dǎo)致氫冷器冷氫溫差偏大，影響機(jī)組穩(wěn)定運行。

文章對系統(tǒng)管路中影響流量分配的部件進(jìn)行了CFD分析，利用流體仿真軟件Flowmaster對氫冷器冷卻水系統(tǒng)進(jìn)行了仿真計算，并根據(jù)仿真結(jié)果提出了解決方案。

1　系統(tǒng)簡介

發(fā)電機(jī)內(nèi)氫氣冷卻依賴裝在發(fā)電機(jī)兩端的4臺容量各為25%的冷卻器完成，冷卻器為管式熱交換器。常規(guī)島閉路冷卻水系統(tǒng)提供冷卻水，由GRH021VD調(diào)節(jié)設(shè)冷水總流量以便控制氫氣出口的溫度。常規(guī)島閉路冷卻水經(jīng)入口母管分配到4條支路，每條支路上1臺氫冷器，氫冷器的熱側(cè)為氫氣，冷側(cè)為冷卻水，冷卻水帶走氫冷器的熱量后匯總至出口母管，最后回流至常規(guī)島閉路冷卻水系統(tǒng)，發(fā)電機(jī)氫氣冷卻系統(tǒng)如圖1所示。

根據(jù)核電廠運行數(shù)據(jù)，機(jī)組正常運行期間，氫冷器GRH401RF出口的氫氣溫度比其余3臺氫冷器GRH101RF～GRH301RF出口的氫氣溫度高3～5 ℃。初步判斷GRH401RF所在的支路阻力偏大引起流量偏低?？赡軐?dǎo)致流量分配不均的影響因素有支管長度、母管結(jié)構(gòu)以及管道上設(shè)備阻力偏差等。

圖1　GRH系統(tǒng)流程示意圖Fig.1　Sketch of GRH system flow

2　控制方程

發(fā)電機(jī)氫氣冷卻系統(tǒng)為不可壓縮流體系統(tǒng)，在不考慮系統(tǒng)與環(huán)境傳熱的情況下，針對管路上單個設(shè)備建立的三維仿真計算模型，其流動狀態(tài)滿足連續(xù)性方程和動量守恒方程［1］。

（1）連續(xù)性方程：

（2）動量守恒方程：

式中：ρ為流體密度，kg/m3；u為速度，m/s；p為平均壓力，Pa；t為時間，s；x為空間坐標(biāo)；μ為動力黏度，Pa· s；S為源項；i、j為坐標(biāo)軸方向分量。

采用標(biāo)準(zhǔn)k-ε湍流模型，引入關(guān)于湍動能（k）和湍動耗散率（ε）的通用輸運方程，與方程（1）和方程（2）構(gòu)成封閉方程組，其控制方程形式見參考文獻(xiàn)［2］。

3　問題分析

采用超聲波流量計對各支管流量進(jìn)行了測量，并使用Flowmaster軟件，建立了氫冷卻器冷卻水系統(tǒng)管網(wǎng)仿真模型。計算結(jié)果表明，GRH401RF所在支管實測流量最低，與該氫冷卻出口氫氣溫度偏高的現(xiàn)象相對應(yīng)。

為比較各支管的阻力系數(shù)，采用流體力學(xué)經(jīng)典公式計算。計算結(jié)果表明，4根支管的阻力系數(shù)基本一致，GRH401RF的出口流量計算值與實測值相差較大，達(dá)到22.4%。分析認(rèn)為，其主要原因是仿真模型中對母管的模擬采用4個三通串聯(lián)進(jìn)行近似計算，但母管尺寸較大，支管間隔太短（母管直徑355.6 mm，支管直徑219.1 mm，支管間距500 mm，入口離支管700 mm），所以導(dǎo)致計算結(jié)果存在較大的不確定度。

為獲取母管的流量分配特性，使用CFX軟件建立入口母管三維仿真模型。入口邊界采用平均速度入口條件；出口邊界認(rèn)為水流已充分發(fā)展，給定靜壓，并假設(shè)各支管出口靜壓相同；壁面邊界采用無滑移條件和標(biāo)準(zhǔn)壁面參數(shù)，采用標(biāo)準(zhǔn)k-ε不可壓縮模型，不考慮壁面與環(huán)境的傳熱，計算邊界條件如表1所示。

表1　母管邊界條件Table 1　Boundary condition of inlet main pipe

計算得到母管流速及靜壓分布圖如圖2、圖3所示。在假定各支管出口靜壓一致的情況下，各支管的流動狀態(tài)存在著較大的區(qū)別。由于母管入口端離各支管較近，母管中水流在母管中未得到充分發(fā)展就進(jìn)入各支管，造成各支管流動不穩(wěn)定，離入口越近，流動越不穩(wěn)定。離入口較遠(yuǎn)的支管3、支管4入口處靜壓較高，流速偏高，且支管流動較穩(wěn)定；離入口較近的支管1、支管2入口處靜壓較低，且流動不穩(wěn)定，特別是支管1，由于離母管入口端過近，入口處部分流量對支管1進(jìn)行了直接沖擊，造成支管1內(nèi)流動呈現(xiàn)螺旋上升。分析認(rèn)為，母管入口處離各支管過近造成流動不穩(wěn)定，從而引起了支管流量的不均勻。

圖2　入口母管流速分布圖Fig.2　Velocity distribution map of inlet pipe

圖3　入口母管靜壓分布圖Fig.3　Static pressure distribution map of inlet pipe

4　系統(tǒng)改進(jìn)措施

4.1模型修正

由于入口母管結(jié)構(gòu)較為復(fù)雜，通過CFD方法無法得到管網(wǎng)仿真模型所需的輸入?yún)?shù)，根據(jù)以上分析結(jié)果，考慮對模型進(jìn)行適當(dāng)修正，使用實測流量186.845 m3/h作為計算輸入，并適當(dāng)增加GRH401RF所在管路的阻力件，使支管計算值趨近實測值。

根據(jù)業(yè)主的要求，GRH101RF、GRH201RF、GRH301RF增加115.3 mm的孔板，使用Flowmaster自帶孔板模型，結(jié)合修正后的仿真模型，利用Flowmaster流量配平計算模塊進(jìn)行流量配平計算，GRH401RF所在支管上增加的孔板孔徑初步確定為122 mm。

4.2孔板校驗

采用CFX對孔板進(jìn)行仿真分析，孔板模型按孔板前5倍管道內(nèi)徑，下游10倍管道內(nèi)徑進(jìn)行建模，以保證孔板下游流體壓力能得以恢復(fù)。模擬采用的邊界條件設(shè)置如表2所示。

計算得到額定工況下孔板速度流線圖及孔板附近壓力、速度分布曲線如圖4、圖5所示。仿真分析得到的結(jié)果如表3所示。

從表3可以看出，采用Flowmaster計算出來的孔板壓降最小，因此，采用Flowmaster計算的孔板孔徑將最保守，保證了后續(xù)優(yōu)化調(diào)整的適當(dāng)裕量。綜合以上分析，確定在GRH401RF所在管路上增加孔徑為122 mm的孔板。

表2　孔板邊界條件Table 2　Boundary condition of orifice

圖4　孔板速度分布圖Fig.4　Velocity distribution map of orifice

圖5　孔板壓降（軸向）分布曲線Fig.5　Pressure reduction distribtution map（axial）

表3　孔板計算壓降對比Table 3　Comparison of calculated pressure reduction of orifice

4.3改進(jìn)效果

機(jī)組大修期間，在GRH101RF～GRH301RF出口管路上安裝孔徑為1 1 5.3 m m孔板，GRH401RF出口管路安裝孔徑為122 mm的孔板后，實測結(jié)果表明，建立的仿真模型能較好地對系統(tǒng)管路進(jìn)行模擬仿真，計算流量與實測流量誤差較小，改進(jìn)措施有效地解決了冷卻水分配不均的問題。

5　結(jié)束語

通過對大亞灣發(fā)電機(jī)氫氣冷卻系統(tǒng)流量分配不均的問題進(jìn)行計算分析，得到結(jié)論如下：

1）管路流量的不均勻主要因母管入口端離各支管較近，水流在母管中未得到充分發(fā)展，造成各支管流動不穩(wěn)定，離入口距離越近，支管流動越不穩(wěn)定。

2）建立的仿真模型能較好地對系統(tǒng)管路進(jìn)行模擬仿真，通過在各支路安裝合適孔徑的孔板，實現(xiàn)了各支路流量的平衡。

［1］ 孔繁余，張洪利，高翠蘭，等. 基于流場數(shù)值模擬的磁力驅(qū)動冷凝泵入口流動分析［J］. 核動力工程，2010，31（2）：37-41.（KONG Fan-yu， ZHANG Hong-li， GAO Cui-lan， et. al. Inlet Flow Analysis for the Magnetic Driven Condenser Pump Based on Flow Field Numerical Simulation［J］. Nuclear Power Engineering， 2010， 31（2）：37-41.）

［2］ 何寧，趙振興. 某水電站2號孔板泄洪洞水流三維數(shù)值模擬［J］. 水電站設(shè)計，2010，26（3）：36-38.（HE Ning， ZHAO Zhen-xing. 3D Nmerical Smulation of Water Flow at the Flood Release Orifice of 2# Orifice Plate of Certain Hydropower Plant ［J］. Design of Hydropower Plant， 2010， 26（3）：36-38.）

Analysis and Improvement of Cooling Water System for Hydrogen Cooler of Daya Bay NPP

ZENG Chang，ZHAO Yu，DUAN Yong-qiang，YU De-yong
（National Key Laboratory for Reactor System Design Techniques，Nuclear Power Institute of China，Chengdu of Sichuan Prov. 610041，China）

Cooling water unbalanced distribution in the four hydrogen coolers of the electric generator of Daya Bay NPP results in big hydrogen temperature difference，so that the steady operation of NPP is influenced. CFX and flowmaster are adopted to analyze the hydrogen cooler cooling water system and resistance force influence factor， then an improved project has been proposed. As the analysis results show，the simulation model could precisely simulate the practical system operation condition，the improved project could effectively solve the problem of cooling water unbalanced distribution in hydrogen coolers.

hydrogen cooler； cooling water system； Daya Bay NPP

TM623Article character：AArticle ID：1674-1617（2015）02-0117-04

TM623

A

1674-1617（2015）02-0117-04

2015-01-02

曾 暢（1985—），男，工程師，碩士，從事核動力裝置及系統(tǒng)設(shè)計工作。