液體區域控制單元流量控制閥在線更換可行性分析

張振超

（核電運行研究（上海）有限公司，上海 200120）

0 引言

LZC系統作為CANDU6重水堆的反應性控制機構之一，通過改變14個液體區域控制單元內的輕水水位來改變反應堆的反應性，實現反應堆功率調節功能。液體區域控制系統的堆內構件有6個控制機構組成，6個液體區域控制機構分布在堆芯A側和C側，每個控制機構包括2個或3個控制單元，共14個液體區域控制單元，對稱地分布在反應堆內14個區域，如圖1。通過液位控制閥改變每個控制單元的水位來調節區域功率，14個區域的液位測量分別由14個壓差變送器測量回路完成，用于監測區域腔室的液位，并作為系統控制程序的輸入，用于計算液位偏差，并結合功率偏差和通量偏差來控制14個區域液位控制閥的開度，進而通過改變區域水位的變化來改變堆芯反應性[1]。

圖1 區域控制單元堆內分布圖Fig.1 Distribution map of regional control units in the heap

1 液體區域控制單元液位測量回路

液位測量采用吹氣法，每個測量回路由液位變送器、流量計、流量控制閥組成，如圖2。液位變送器將測得的壓差轉換成4mA～20mA的電流信號，并對應一定范圍的液位。液位變送器的高壓側取自氦氣氣泡集管，低壓側取自平衡集管，壓差值對應區域單元的液位[1]。流量控制閥用于控制氦氣氣泡流量在150L/H左右，對應流量計顯示值在60%～70%之間。

圖2 液位測量回路示意圖Fig.2 Schematic diagram of liquid level measurement circuit

2 流量控制閥故障描述

由于大修期間和LZC系統啟動期間對流量控制閥的頻繁操作，會導致流量控制閥在LZC系統重新啟動后出現故障，流量控制閥故障會引起氦氣流量升高，直接導致液體區域液位發生劇烈波動[2]，影響堆芯功率調節功能。根據歷史缺陷統計發現流量控制閥的3次故障都是在機組大修后期，LZC系統重新啟動后出現的，見表1。

表1 流量控制閥故障統計表Table 1 Flow control valve failure statistics table

機組在功率運行期間，LZC系統中的輕水和氦氣都有較大程度的污染，水溫可達57℃，操作期間氦氣和輕水的泄漏具有較高的輻射風險和燙傷風險，且一旦操作失誤，可能會導致停機停堆。綜合考慮，不建議在正常運行期間更換流量控制閥。

3 流量控制閥更換方案對比

3.1 系統停運更換流量控制閥

LZC系統停運后，系統內處于常壓狀態，沒有輻射風險和燙傷風險，可正常更換流量控制閥。但流量控制閥故障在LZC運行期間才能發現，重復啟停LZC系統會對系統設備的安全穩定運行造成不利影響，而且會加重工作負擔，系統重新啟動還需通過大量試驗驗證設備可靠性和系統的穩定性，整個過程完成至少需要48h[3]。

3.2 在線更換流量控制閥

在線更換流量控制閥，LZC系統不需要重復啟停，僅影響與故障液位測量回路相連的區域的液位測量回路，不會對系統其它設備的穩定運行造成影響，更不會對系統工藝回路造成影響，可避免LZC系統的重復停役操作，保證LZC系統啟動后的安全穩定運行，并且可節省接近2天的大修工期，創造可觀的經濟效益。LZC系統每次啟動前都會重新向系統中添加新輕水，與反應堆運行期間相比，噴出的輕水輻射污染程度并不高，輻射風險較低。由于反應堆處于GSS狀態，系統水溫只有25℃，因而無燙傷風險。如果在線更換流量控制閥方案可行，則應首選該方案。因此，本文著重探討機組在GSS狀態，大修后期，LZC系統啟動后的情況下在線更換流量控制閥的可行性。

4 在線更換風險分析

LZC系統正常運行期間，區域腔室內壓力為470kPa，流量控制閥斷開后區域腔室內的輕水會被擠壓入取壓管線，流量控制閥后的取壓管線沒有隔離閥，取壓管線開口后會直接導致區域腔室內的輕水被擠壓入取壓管線，如果開口沒有及時封堵，會導致帶污染的輕水噴出。因此，在線更換流量控制閥存在以下2個風險：①氦氣管線開口會導致過多氦氣流出；②操作人員回堵前腔室內輕水噴出。

針對第一條風險，可通過逐漸關小控制組件的供氣隔離閥，逐漸打開相連區域的流量控制閥，可同時減小對相連區域的液位測量功能的影響，氦氣管線開口后的氦氣損失和開口處的氣流，更有利于操作。

針對第二條風險，系統中的輕水有一定的輻射污染，輕水噴出會增加操作人員的作業難度，因此需確保操作過程中沒有輕水噴出。為解決上述問題，需逐個分析以下3個因素對現場工作的影響：①工作人員的操作時間；②開口處的回堵方案；③開口后，水從區域腔室流到開口處的時間。

4.1 工作人員的操作時間

經多次演練，預計從接頭拆卸開始至拔出接頭用時約6s～8s，而卡套接頭從管子上取下到回堵另一個卡套接頭的時間僅需3s左右。實踐表明，卡套接頭取下之前，人為用力堵住卡套接頭，管道內氣體泄漏量很小，此時管道內持續有820kPa的壓力，這部分壓力難以泄壓至470kPa及以下，因此擰松卡套接頭的操作時間可以忽略不計。同理，在回堵接頭和回裝流量控制閥時提供一個820kPa左右的壓力，可回壓管道內的輕水，這段時間也可忽略不計。經上述分析，從拆下取壓管線開始到水噴出的時間大于3s，就足夠讓操作人員完成回堵操作，證明在線更換方案可行。本文分析中為保證留出足夠的操作裕量，若水流時間超過8s，即從接頭拆卸開始至拔出接頭的最高用時，則證明在線更換方案可行。

4.2 開口處的回堵方案

在線更換流量控制閥時系統回路會斷開一段時間，會導致液體區域腔室內的輕水進入取壓管線且失去該區的液位監視功能。為解決上述問題，可從現場的氣泡集管引壓接入回路，提供一個氦氣流量的供氣源。該氣泡集管內的氦氣與吹氣裝置是同一供氣源[4]，可利用該供氣壓力將輕水壓回區域腔室內，同時通過微調疏水閥調節供氣流量，使液位盡量穩定，恢復液位變送器的監視功能。更重要的是這樣處理可將輕水回壓至區域腔室內，為操作人員回裝流量控制閥提供更多操作時間。

4.3 開口后水從區域腔室流到開口處的時間估算

為保守估算水流時間，選取管路最短的某一區域作為分析對象。開口后水從區域腔室開始加速，經取壓管線至開口處。整個過程是一個非恒定流動過程，初始加速階段由于加速度很大，加速時間很短，可以忽略這部分時間，認為其水頭全部轉化成流速水頭。水流將克服重力水頭損失，沿程水頭損失和局部水頭損失流至開口處。經過計算，當水到達出口處時，腔室內液位下降0.093mm，相對于47.997m的壓力水頭，液位變化可以忽略不計。因此，可以認為該非恒定流動的過程是由重力水頭損失、沿程水頭損失和局部水頭損失引起的水頭變化，重力水頭損失、沿程水頭損失是水流行程的函數，局部水頭損失整體分布在管道各處，且相對沿程水頭損失較小，可以認為其均勻分布在整個管道中，所以局部水頭損失也可認為是水流行程的函數。經以上分析，可以把整個流動過程劃分為許多微小時段，在每一微小時段內，水在管道某一位置的水頭不變，可當作恒定流處理，即可計算出水的總流動時間。系統有關參數見表2。

表2 工藝參數Table 2 Process parameters

首先，根據雷諾數判斷管內流態：

其中：d=7.036mm；查表得水在25℃時的運動黏滯系數[5]：γ=0.893×10-6m2/s。由于水流速度未知，因而需要分別分析水在層流和紊流兩種流態下的流動時間。

4.3.1 水在層流狀態下的流動時間

假設管內流態為層流，則Re＜2300，求得v＜0.292m/s，即管道內的最大流速v＜0.292m/s。此時水流到管口處的最短時間小于132.5s，有足夠的時間更換流量控制閥，在線更換方案可行。

4.3.2 水在紊流狀態下的流動時間

1）確定沿程阻力系數

假設管內流態為紊流，v越大，Re越大。根據紊流三阻力區的沿程阻力系數綜合經驗公式[1]即：

其中，鋼管的當量粗糙度Ks=0.046mm[6]。當Re越大，沿程阻力系數λ越小。假設管內水的流速V足夠大，使得流體進入紊流粗糙區，式中的第二項可以忽略，此時，λ最小，計算得出的流速V最大。

簡化后的管路走勢圖如圖3。

圖3 管路簡化示意圖Fig.3 Simplified schematic diagram of pipeline

為保證計算盡量準確，采用短管的水力計算模型。水力計算基于伯努利方程：

其中：z為位置水頭；p為壓強；ρ為水的密度；g為重力加速度；a為動能修正系數；v為斷面平均流速。為方便計算，工程上將動能修正系數設定為1。

其中，ζ為局部阻力系數。

2）確定局部阻力系數ζ

局部阻力絕大多數需要通過實驗確定，而個別形狀較為簡單的情況，可以經過理論分析推導其局部水頭損失的變化規律。已知現場管徑d為3/8in的彎曲半徑R為15/16in，查表得局部阻力系數見表3[7]，并求得局部阻力系數之和。

表3 局部阻力系數表Table 3 Local resistance coefficient table

考慮到在水流動的過程中，垂直段的10.663m主要是克服重力水頭損失，水平段的28.025m主要是克服局部阻力損失和沿程阻力損失，因此計算分兩段進行。

3）第一部分時間計算

第一部分管段中，水從行程的0m處流至10.663m處，水頭損失主要包括重力水頭損失和沿程阻力損失。由于實際液位未知，而供氣流量過大會導致變送器所受壓力變大，液位測量值偏高，進而由流量控制閥控制的實際液位應當處于近乎最低液位的狀態，因而該液位產生的水頭相對47.997m的壓力水頭可忽略不計。以0m處為基準面，其參數見表4。

表4 第一部分時間計算參數表Table 4 The first part of the time calculation parameter table

假設在水從0m流至10.663m期間，水到達管道的各點處均為恒定流動，令初始水頭H=P1/ρg，設在t時刻水流動的距離為l，代入伯努利方程得：

再由：v=dl/dt，代入公式（7）得：

求得T1=1.762s。

4）第二部分時間計算

第二部分管段中，水從行程的10.663m處流至開口處，水頭損失主要包括沿程阻力損失、局部水頭損失和部分的重力水頭損失，由于重力做功較少，為方便計算，直接減去重力水頭，局部水頭損失均分到整個行程中[8]。以10.663m處為基準面，其參數見表5。

表5 第二部分時間計算參數表Table 5 The second part of the time calculation parameter table

假設在水從10.663m流至38.688m期間，水到達管道的各點處均為恒定流動，令初始水頭H=P1/ρg-L1+(a1v12)/2g-z2，設在t時刻水流動的距離為l，代入伯努利方程得：

再由：v=dl/dt，代入公式（9）得：

求得T2=10.835s。

5）總估算時間

最終得出總估算時間為：T=T1+T2=12.597s，即管道內的水在紊流狀態中最大流速下的流動時間為12.597s。

4.4 模型與實際流動過程對比

由于實際水在整個流動過程中是非恒定流動，因而恒流模型中的估算時間比實際流動時間偏小，主要有以下4點原因：

1）恒定流動模型中計算第一部分時間時，實際水的流速是從0m/s開始的。因此，計算得出的T1要小于實際水流時間，設時間差為t1。

2）管線拆卸前，管道內有820kPa的壓力，這部分壓力需要時間t2泄壓至470kPa及以下時，水才開始流動。

3）恒流模型中僅考慮了重力水頭損失、沿程水頭損失和局部水頭損失，若非恒定流動中存在其他損失，則實際能量損失要大于本恒流模型中的能量損失，即實際流動時間大于恒流模型中的流動時間，設時間差為t3。

4）由于儀表脈沖管線無明確的管道布置圖，管線走向及長度只能通過相關圖紙估算獲得。估算結果基于保守考慮，均取最小估算值，如圖中與其他管線交叉部分及圖中難以體現的極少部分管線長度均忽略不計，因此實際管線長于模型中的管線長度，則由此產生的實際水流時間長于模型計算時間，設時間差為t4。

因此，實際水流總估算時間T總=T+t1+t2+t3+t4，即T總＞12.597s。該時間大于方案可執行限制的操作時間（8s），操作人員有足夠的時間在水流到達開口處前完成回堵操作。同時，計算得出水流到達開口處時的流速V=2.032m/s，該速度下管道內水流的沖擊力為0.008N，因此即使有水噴出，也可用有高壓氦氣的管線順利回堵。

在上述理論的指導下，并結合具體的操作方案，順利實施了流量控制閥的在線更換工作，液位測量回路恢復正常功能。

5 結束語

本文通過全面評估在線更換流量控制閥的風險因素，并結合理論分析，在比現場工藝參數更加嚴格的條件下驗證了在線更換流量控制閥的可行性。并依照上述理論指導，結合具體實踐，順利完成了對某區流量控制閥的在線更換，避免了LZC系統的重復停役操作，保證了LZC系統啟動后的安全穩定運行，并且節省了接近2天的工期，創造了可觀的經濟效益。文中理論分析與具體實踐相結合提出檢修方案的方法，對同類問題的處理和現場維修工作的開展有一定的指導意義。