伺服活塞式控制棒水力驅動機構的三維流場數值計算

于明銳，韓偉實，王 戈

(1.哈爾濱工程大學 核安全與仿真技術國防重點學科實驗室，黑龍江 哈爾濱 150001；2.北京控制工程研究所，北京 100080)

控制棒驅動機構是反應堆的重要動作部件，也是直接影響反應堆正常運行和安全可靠的關鍵部件之一，按驅動機構的動力形式分類主要有電力、水力和氣動3種。目前壓水堆核電站的控制棒驅動機構主要采用外置式磁力提升式驅動機構，該機構最大的缺點是傳動線長，增加反應堆總體高度和存在彈棒隱患[1]。

伺服活塞式控制棒水力驅動機構(SHCM)是一種利用液力作為動力的新型內置式控制棒驅動機構，它利用節流管牽引器纏繞傳送帶帶動節流管運動，由此改變驅動活塞兩側壓差進而帶動控制棒運動。該驅動機構結構簡單且傳動線短，可降低反應堆高度；當循環泵斷電或失壓時，節流管牽引器還可保持控制棒位置不變。為預測和驗證驅動機構工作特性，采用計算流體力學程序對驅動機構內部流場進行數值模擬，揭示驅動機構穩態驅動力和流量變化規律，得出節流管有效工作區間，為進一步深入研究該機構的動態運動規律奠定基礎。

1 水力驅動機構工作原理

SHCM是利用伺服調控原理設計的一種可精確定位連續移動的流體動壓驅動系統，以反應堆冷卻劑為工質，工質流經驅動缸內環形流道，可變節流口和活塞頂部導流孔后產生壓降，當活塞兩側壓差力等于控制棒組件重力時，控制棒保持在一個確定位置；向上移動節流管，活塞兩側壓差力變大，控制棒向上移動，反之，控制棒向下移動。通過對節流管的升、降、停來控制活塞的運動，進而使控制棒在各工作狀態之間切換，其工作原理詳見文獻[2-3]，結構示意圖如圖1所示。

實驗系統主要由儲水箱、循環泵、調節閥、實驗段、電磁流量計、壓力表以及數據采集系統組成(圖2)。儲水箱中的水經循環泵抽出后，一部分由旁路流回，另一部分經過電磁流量計進入驅動機構后再次流回儲水箱，完成循環。實驗中固定活塞不動，取零點位置為可變節流口間隙δ=0，改變δ大小，記錄不同時刻系統狀態參數變化情況。在每個測量點，由大到小改變工作壓力，記錄相應流量變化數據。實驗中壓力最大測量相對誤差為0.4%，流量測量相對誤差為0.3%。

a——整體圖；b——局部圖

圖2 實驗裝置示意圖

設計參數：驅動機構負載50 kg，缸體內徑100 mm，活塞頭直徑99 mm，活塞桿直徑30 mm，導流孔直徑12 mm，介質溫度25 ℃。

2 數值計算前處理

2.1 湍流模型選擇

目前FLUENT提供了多種湍流模型，為選擇合適的模型，本文針對3種模型進行對比，結果如圖3所示。從圖3可看出，k-ε模型和RSM模型的精確度相對較高，但RSM模型計算時間更長，對計算機資源要求更高；本文針對驅動缸內流體流速、溫度以及模型復雜程度，選取湍流模型為k-ε模型。

圖3 不同湍流模型的計算結果對比

2.2 網格方案選擇

針對3種網格方案進行同一假設工況下的穩態計算并比較其結果，結果列于表1。

從表1可知，隨著網格密度增大，計算結果逐漸趨于穩定，且方案2和方案3之間的變化已很小，流量變化僅有0.6%，但方案3的網格數量大幅增加，計算物理時間較長，占用計算機資源很大，所以選擇網格方案2進行模擬計算已可滿足計算精度的要求，圖4為網格模型示意圖。

定義操作壓力為0.1 MPa，選擇流體為水，流場溫度為20 ℃，壓力入口邊界總壓分別為0.1 MPa和0.3 MPa，壓力出口邊界靜壓為0 MPa，收斂精度為1×10-5。

a——原始3D模型；b——簡化網格模型

控制方程的離散采用有限體積法的全隱格式，對流項的差分采用迎風格式，進出口均是壓力邊界條件，給定進出口的總壓差，壁面采用無滑移邊界條件，采用壁面函數來處理壁面邊界。

3 數值計算結果分析

3.1 節流管結構優化

驅動活塞的阻力系數ξ對活塞的動作性能有重要影響，而節流管處阻力系數起決定作用，其他部位影響較小。為合理選擇節流管結構參數，需對不同節流管直徑時的ξ進行計算。ξ計算公式為：

(1)

式中：Δp為活塞兩側壓差，MPa；Q為流量，m3/h；A為缸體流通面積，m2；ρ為水密度，kg/m3。

圖5 活塞阻力系數隨δ的變化

當伺服管外徑DN分別為30 mm和60 mm時，ξ隨δ的變化如圖5所示。可看出：DN不同時，ξ隨δ的變化規律相似，且ξ與δ是一一對應關系。δ小于1.0 mm時，ξ隨δ的減小快速增大，隨δ的逐漸增大，ξ減小的速率逐漸降低。可推斷，隨伺服管直徑的增大，ξ逐漸減??；但驅動缸內徑為100 mm，為保證驅動活塞具有足夠的結構強度，伺服管直徑不宜過大，因此在設計過程中，考慮到在執行事故保護功能時，驅動機構應能在給定時間內將活動系統加快到一定速度，盡量縮短事故動作時間，所以本設計最終將伺服管外徑確定為60 mm。

3.2 流量特性分析

不同δ及入口壓力分別為0.1 MPa和0.3 MPa時，驅動機構的工作流量仿真結果與實驗結果的對比如圖6a所示。可看出，δ<1.0 mm時，流量增加速率大，實驗結果與計算結果吻合度較好；隨δ的增加，流量增大的速率趨緩，且計算結果與實驗結果差值增大，隨入口壓力的增加，這種差別更明顯。原因是限于網格劃分難度以及網格數量過多對計算機資源要求過高，對仿真模型中驅動活塞的螺紋螺桿等進行了一定簡化，且計算中未考慮系統沿程管路損失。當δ較小時，節流管的節流作用更明顯，其他因素影響變小，結果吻合度升高。在δ<1.2 mm范圍內，流量差值并不大，仿真結果具有可信度，可通過數值計算研究機構的工作特性。

由圖6b可知，入口壓力為0.3 MPa時，隨工作介質溫度升至80 ℃，工作流量降低，但降低幅度較小。當在高溫高壓環境中，水的物理性質改變較大時，應注意溫度對驅動機構工作性能的影響。

圖6 驅動機構理論與實際工作流量的對比

3.3 壓力特性分析

不同δ時驅動缸內部流場壓力云圖如圖7所示。從圖7a可看出，活塞下部為高壓區，活塞上部為低壓區，高壓區與低壓區壓力分布比較均勻，整個流場內唯一壓力突變區域在可變節流口處。圖7b、d為可變節流口處流場橫截面圖，δ=0.2 mm時，活塞腔的高壓水經過可變節流口節流后壓力迅速降低，壓力分界線明顯，且活塞頂部6個導流孔之間壓力差異很??；隨著節流管下落，δ=1.0 mm時，驅動缸內高壓區與低壓區分布已不明顯，如圖7c所示。從圖7d也可看出節流管內外壓差變小，節流管的節流作用減弱，可變節流口處壓力分界線不明顯。由圖7可知，當δ增加到1.0 mm后，活塞上下部分壓力分布已被明顯改變，壓差變小。

a，c——y-z截面壓力云圖；b，d——x-z截面壓力云圖 a，b——δ=0.2 mm；c，d——δ=1.0 mm

3.4 活塞驅動力分析

活塞受重力G、浮力F′以及由活塞上下部分壓差產生的壓差力F的共同作用，忽略活塞與缸體之間的摩擦阻力，設向上為正方向，則活塞受力方程為：

(2)

式中：p1為驅動缸下缸壓力，Pa；p2為驅動缸上缸壓力，Pa；D1為驅動缸內徑，m；D2為活塞桿外徑，m；M為活塞與控制棒組件質量，kg；ρw為驅動缸內流體密度，kg/m3；ρh為活塞與控制棒平均密度，kg/m3；A0為活塞頂蓋流通口面積，m2。

由式(2)知，在入口壓力保持不變、活塞處于平衡時，活塞所受向上壓差力F、重力G與浮力F′平衡，合力為0，節流管位置與活塞受力存在一一對應關系。當入口壓力增加，導致F增大，活塞所受的合力F-G+F′>0，于是活塞上升，可變節流口間隙增大，壓差減小，活塞上升到某一位置后將會建立新的平衡保持靜止；反之，當入口壓力減小，導致F減小，活塞所受的合力F-G+F′<0，活塞下降到某一位置后就會建立新的平衡，說明該機構具有自平衡功能。

根據式(1)計算了不同工作壓力下，δ不同時活塞的受力情況，結果示于圖8。計算結果表明，隨δ的增大，F先迅速減小，δ大于1.0 mm后，減小速度趨緩。正常工作時δ小于1.0 mm才能為機構提供足夠大的驅動力，此時節流管敏感度很高。δ在0.5 mm范圍內變化時，驅動力會發生較大改變。假設活塞處于穩定狀態，受力平衡，如果存在小擾動打破平衡狀態，活塞會在0.5 mm范圍內重新建立平衡，恢復靜止；但如果壓力擾動非常大，且持續時間很長，這種自適應調節能否完成有待進一步研究。

圖8 F隨δ的變化

4 結論

通過數值模擬和實驗對SHCM的設計原理和工作特性進行了初步論證分析。結果表明：驅動缸內部流場以可變節流口為邊界分為高壓區和低壓區，通過調節可變節流口間隙可迅速改變高低壓區的壓力分布；機構正常工作時可變節流口間隙小于1.0 mm，且可變節流口間隙越小，壓差力越大，流量越?。还澚鞴艿挠行Чぷ鲄^間小于0.5 mm，在此范圍內，可通過移動伺服管迅速改變機構工作狀態；機構對工作壓力和循環泵功率要求低，流量小，具有自鎖功能，穩定工作時可停泵保持棒位不變，緊急停堆時可完成迅速下插。

參考文獻：

[1] 薄涵亮，鄭文祥，王大中，等. 核反應堆控制棒水壓驅動技術[J]. 清華大學學報：自然科學版，2005，45(3)：424-427.

BO Hanliang, ZHENG Wenxiang, WANG Da-zhong, et al. Hydraulic control rod drive technology for nuclear reactors[J]. Journal of Tsinghua University: Science and Technology, 2005, 45(3): 424-427(in Chinese).

[2] 賀克羽，韓偉實. 伺服管主導型控制棒水力驅動機構流場數值計算[J]. 核動力工程，2010，31(4)：121-124.

HE Keyu, HAN Weishi. Numerical calculation for flow field of servo-tube guided hydraulic control rod driving system[J]. Nuclear Power Engineering, 2010, 31(4): 121-124(in Chinese).

[3] 韓偉實，韓旭. 伺服管定位流體驅動器：中國，200810209668.1[P]. 2009-05-13.