秦山核電站二期反應堆堆芯流量分配數值分析

張曙明,李華奇,趙民富,陳玉宙,楊 夷,衛光仁

(1.中國原子能科學研究院,北京 102413;2.中國核動力研究設計院,四川 成都 610041)

壓水堆熱工水力性能的改善迫切需要獲得可靠的堆芯入口流量分配數據[1-8]。20世紀80年代后期,西屋公司四環路壓水堆多次出現堆芯出口溫度增加以及堆芯流量降低等異常工況。西屋公司認為下腔室內漩渦的形成與耗散是產生這些異常現象的主要原因[9]。下腔室內工質的流動狀況對堆芯入口處流量分配的影響較大：工質自環形下降段進入下腔室形成的射流導致流動分離,出現漩渦脫落現象,在堆芯邊緣處下方產生低壓區,進而導致堆芯入口處流量分配不均勻。Yeh曾嘗試應用理論分析方法計算下腔室的速度分布,將勢場分為若干區求得三維情況下的勢場解[10]。因反應堆內幾何結構所致,堆內工質的流動呈現出極其復雜的流動特征,精確解析解很難獲得。從國內外已公開的研究成果來看,研究工作多集中于不同比例的小尺度模型實驗[1-9],成本非常昂貴且耗時耗力。

近年來,在反應堆內流場CFD數值計算領域,國內外研究人員相繼開展工作并取得一定的進展[8,11-19]。然而,研究工作并非基于全部壓力殼區域展開。計算區域往往局限于環形下降段、下腔室與部分堆芯燃料組件區域;由于缺乏對壓力殼內工質流動特性的足夠了解,對模型進行了不適當的簡化。本文工作以秦山核電站二期反應堆整體水力模擬實驗模型為研究對象,通過對反應堆內流場進行計算分析,探索對反應堆整體幾何結構模擬與合理簡化等關鍵問題的數值研究策略和方法。

1 計算模型

1.1 600 MW電站堆整體水力實驗模型

600MW電站堆整體水力模型在國內首次采用了棒束開式柵格設計。該實驗模型建于中國核動力研究設計院,其結構示意圖如圖1所示,模型尺寸為電站堆原型的1/4。同時,在對流場影響不大的情況下對原型結構進行了必要簡化[5-7]。

圖1 整體水力實驗模型Fig.1 Integralhydraulic testmodel

1.2 幾何建模及網格劃分

計算模型結構復雜,給網格劃分和計算求解工作帶來較大困難。主要體現在以下方面：

(1)結構件眾多：在工質的沿程流動方向上,整個計算區域包括2個入口管、環形下降段、下腔室及內部組合支撐架、下支撐板、堆芯下板、模擬燃料組件、堆芯上板和2個出口管,以及眾多測量、機械裝配體等附加幾何結構件。這些部件幾何形狀各異,建模難度相應大為增加。

(2)各部件幾何尺度差異明顯：整體水力模型幾何尺度較大,高度為2 264 mm,外徑為960mm,然而模型內又存在數量相當多的窄間隙。以121組2×2模擬燃料組件形成的子通道為例,元件棒間間隙僅為6mm,下腔室內部結構也存在許多類似情況,如何較真實地還原再現流動現象是面臨的計算難點之一。

(3)無整體對稱性：整體模型中,僅堆芯區域具有幾何對稱性。下腔室內組合支撐架(圖1b)、環形下降段內的熱屏蔽等結構使得幾何對稱性無法滿足。借助對稱性以便簡化計算域的技術手段無法采用,整體模擬在所難免。因此,必須在計算精度與網格數量規模這二者之間取得較好的平衡。

考慮計算機現有硬件能力,建模過程作以下簡化：

(1)水力模型內部的一些裝配固定機械零件,如螺栓、十字肋板等部件對整體流場的影響很小,建模時對此類結構件不予考慮。

(2)模擬燃料組件由121組排列為2×2的棒束及上下管板組成,內部包括數量眾多的渦輪流量計與測量引線。

在現有硬件水平范圍內模擬此類結構,引入多孔介質模型處理。

在簡化模型時還運用了一些技術策略,包括：

(1)分區生成網格：鑒于下腔室存在大量復雜結構件,全部使用結構化網格劃分所有計算區域既不現實也無必要。因此,計算采用結構化和非結構化混合網格技術。將整個計算區域分割為如圖2所示的4個區域,在CFD求解器中采用交接面銜接各自區域。某種程度上,交接面的存在降低了計算速度與精度。但通過對各區域分別選擇不同的網格類型進行網格劃分,極大地降低了網格劃分的難度。4個區域分別是：環形下降段、下腔室、堆芯和上腔室。除下腔室之外,其余均采用結構化網格劃分。

圖2 計算區域Fig.2 Com putational domain

(2)平衡網格數量與質量：環形下降段和上腔室中,對流動變化劇烈的區域宜布置更細密的小尺寸結構化網格,其余位置則兼顧網格的數量,布置了較大尺寸的結構化網格;對幾何結構復雜的下腔室區域,原則上宜布置數量較多的非結構化網格以便真實描述其幾何形狀。通常非結構化網格所消耗的計算機資源是相同結點數結構化網格的2倍,因而非結構化網格數量不可過多。但若網格布置數量過少,將會造成對下腔室幾何結構描述失真,引起網格質量下降,影響計算結果的可靠程度。因此,在確保各流道截面至少布置6個網格的前提下,進行多次劃分方能最終生成數量與質量均理想的網格。

1.3 下腔室結構敏感性研究

對各部分計算域劃分網格,下腔室區域的網格數目所占比例較大,網格總數難以控制在合理范圍內。經分析,初步判斷下腔室內3塊格架板對計算結果的影響有限,而且其復雜結構直接導致網格總數劇增直至超出現有常規計算機硬件要求,計算將難以進行。因此,對下腔室區域單獨采取幾何結構敏感性計算分析。根據計算結果驗證格架板對工質流動的影響,進一步對下腔室結構進行合理簡化。為此,分別按下腔室單格架板、雙格架板以及3格架板建立計算區域模型(圖3)。為圖中示意清楚起見,下腔室結構與原型不同,其球形下封頭在圖中略去(下同)。

網格盡可能布置較密以便更真實反映下腔室幾何外形,從而提高計算精度。其中,單格架板網格數目約為254萬,雙格架板網格數目約為232萬,3格架板網格數目約為229萬。篇幅所限,僅列出3格架板網格分布情況(圖3d)。流動工質為水,溫度40℃,壓力 0.5M Pa,視為單相、不可壓縮流體的等溫穩態流動。如圖3a所示選定出、入口,其邊界條件設為：速度入口2.2m/s,壓力出口0.5MPa。模型內工質流動雷諾數Re量級約為106,選用標準k-ε兩方程湍流模型及壁面函數法進行求解。

圖3 反應堆下腔室示意圖Fig.3 Schematic of lower plenum

1.3.1 計算結果比較

針對3種不同下腔室結構,對部分堆芯入口歸一化流量進行了量化比較。歸一化流量qi定義為：

式中：Qi——i組件入口流量;

n——模擬組件數。

堆芯區域共121組模擬組件,限于篇幅,本文選取自堆芯中部至堆芯邊緣(1-1至1-8,2-1至2-8,3-1至3-5,如圖4a所示)21組模擬組件的堆芯入口歸一化流量進行比較。計算結果表明,具有代表意義的21組組件內的流量分布受格架板結構影響較小(圖4b)。因此,對下腔室結構最終僅保留單格架板建立模型進行計算。

圖4 21組模擬組件的堆芯入口歸一化流量分布比較Fig.4 Comparison o f flow distribution factors at the core in let with different support plate

2 CFD計算結果

2.1 計算條件設定

計算區域最終生成網格如圖5所示,總計187萬網格。其中下降段網格數為34萬,下腔室網格數為145萬。相應邊界條件如下：

(1)入口取在冷管段入口管嘴處,設定為法向速度入口邊界條件。根據不同環路流量工況,冷管段入口來流法向速度分別設為5.81 m/s、10.21 m/s 、10.44 m/s。

(2)出口取在上腔室出口管嘴處,設為0.5 MPa。

(3)固體壁面設為無滑移邊界條件。

2.2 多孔介質模型

對于堆芯區域,引入多孔介質模型,即將堆芯內部視為多孔介質進行處理,不需要對復雜的內部結構進行細致描述[20]。對于堆芯流道,不考慮滲透率的阻力影響,將全部的壓降歸結為形阻和摩阻。通過已知的堆芯壓降實驗測量值,將阻力系數轉換為當地阻力系數。橫向阻力大小受主流慣性力與堆芯元件幾何結構的影響很大,其數據多通過實驗獲得[21-22]。不失一般性,本研究中橫向阻力系數采用沿程方向阻力系數的倍數關系,其數值取為10。

圖5 計算區域網格Fig.5 Com puter grid generation

3 計算結果與分析

計算收斂性的判斷參照以下依據：

(1)算例中各參數殘差均小于10-5。

(2)計算區域出、入口滿足質量守恒要求。

(3)選取計算區域中不同位置進行監測直至壓力基本保持不變。

采用CFX軟件進行單機計算,PC機CPU主頻2.8G,內存4 G,約需12 h可達到收斂。下面結合壓力殼內速度矢量分布、流線分布和堆芯入口流量分配等計算結果分別加以分析。

3.1 雙環路工況流場分布

3.1.1 雙環路工況下降段流場分布

雙環路運行工況下,流體從2個入口管嘴流入反應堆壓力容器后,受環形下降段結構形狀所限,分別呈輻射狀向吊籃壁面強烈沖擊(圖6)。之后流體呈外“八”字形狀分成2股向下腔室方向流動,并在約1/2下降段高度的出口管嘴下方處開始匯合。在該工況下,環形下降段流場基本呈對稱態勢分布。

3.1.2 雙環路工況下腔室流場分布

流線分布結果展示了流體進入反應堆壓力容器后的流動線路,自A、B入口管嘴分別流入的流體在下降段匯合,下腔室流體出現180°轉向并發生強烈混合作用這一過程得以更為清晰地反映(圖7)。同時,可清楚觀察到雙環路運行工況時,下腔室出現流動滯止區,存在2個較明顯的漩渦(2對)。

圖6 雙環路工況下降段流場分布Fig.6 Flow field in the dow ncomer under tw o-loop operation

圖7 雙環路工況流線分布Fig.7 Stream line distribution under tw o-loop operation

3.2 單環路工況流場分布

3.2.1 單環路工況下降段流場分布

如圖8所示,單環路運行工況下,流體從入口管嘴流入反應堆壓力容器后,與雙環路運行工況相類似呈輻射狀向吊籃壁面強烈沖擊。之后流體同樣分成2股向下腔室方向流動,并于對側入口下方開始匯合,這與雙環路運行工況下的流場分布相比明顯不同。

圖8 單環路工況下降段流場分布Fig.8 Flow field in the dow ncomer under sing le loop operation

3.2.2 單環路工況下腔室流場分布和流線分布

單環路運行工況時,下腔室僅有2個較明顯的漩渦生成,漩渦出現的位置與強度大小較雙環路運行工況均有很大差別(圖9)。

圖9 單環路工況流線分布Fig.9 Stream line distribution under single loop operation

3.3 堆芯入口流量分配結果

由表1可以看出121組模擬組件中,雙環路工況下大多數堆芯入口流量都分布在平均流量95%～105%的范圍內,約占組件總數90%左右。在秦山核電站二期工程反應堆熱工水力設計中,堆芯入口流量再分配因子取為5%[7,23],即假設熱組件進口流量比平均值低5%。與之相比,數值計算結果偏于保守。

此外,計算得到了單環路工況下堆芯入口流量分配情況,圖10列出了環路入口體積流量為900 m3/h時的計算結果。每組模擬組件位置處均標有堆芯入口流量歸一化結果,上、下行數據分別對應表示雙環路對稱運行與單環路運行工況。與雙環路工況下計算結果對比發現：堆芯入口流量分配與雙環路工況下明顯不同。如上所述,這是由于在2種不同的工況條件下,工質在堆內的流動情況發生了很大改變所致。

表1 121組組件堆芯入口流量分配(雙環路工況)Table1 Summary of flow distribution with a ll fuel elements

3.4 敏感性計算研究

針對雙環路對稱運行工況下不同入口流量(500 m3/h,880 m3/h,900 m3/h)以及多孔介質模型中橫向阻力的影響,分別進行了堆芯入口流量分配狀況敏感性計算。結果表明這些因素對堆芯入口流量分配的影響較小。其原因緣于在所研究的流量范圍工況下,流體始終維持較高雷諾數在堆內流動,主流慣性力占絕對主導地位,因而堆芯入口流量分配基本上與雷諾數大小無關,這與Flanigan等人的實驗研究結論相符[2]。

此外,為了考查CFD湍流模型對計算結果的影響程度,選取 RNGk-ε、標準k-ω、SST 3種應用比較廣泛的兩方程模型進行敏感性計算,相應計算得到了堆芯入口流量分布(環路入口體積流量為900 m3/h工況條件)。對比結果發現,以上湍流模型對計算結果無明顯影響(圖11)。

圖10 堆芯入口歸一化流量分布Fig.10 Comparison of flow distribution factors at core inlet under different loop operation

圖11 不同湍流模型的堆芯入口歸一化流量分布比較Fig.11 Com parison of flow distribution factors at the core in let bymeans o f different turbulencemodels

4 結論

通過計算分析比較可得出以下結論：

(1)應用CFD方法計算得到了600 MW反應堆堆芯入口流量分配結果。分析計算結果表明該方法可行有效。

(2)計算結果表明,雙環路對稱運行工況下,環路流量的變化對堆芯入口流量分配狀況的影響可以忽略。

(3)單環路運行工況下,堆芯入口流量分配與雙環路對稱運行工況下明顯不同,應引起足夠關注。

致謝

感謝法國CEA的Marion Chandesris先生給予本文第一作者的探討和建議。

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