某核電廠主給水泵暖泵系統缺陷分析與改進

中核環保產業有限公司 劉紅雨

1 引言

某核電廠的主給水系統共有5臺主給水泵，正常運行期間4臺工作，1臺備用。為保證熱備用狀態的主給水泵可隨時投入運行，設置了暖泵系統對主給水泵進行預熱，以使投入運行時泵部件的熱沖擊減到最低。該核電廠主給水泵采用逆流暖泵方式，如圖1所示。當泵備用時，出口管壓力9.2MPa、溫度172℃的給水經泵的出口閥門及出口逆止閥旁路管線，從主給水泵出口逆流進入泵體，因此在泵備用期間，逆止閥旁路閥門必須保持常開。

2010年，在一次啟動5號主給水泵時，主給水泵出口逆止閥旁路管線手動閥門所在管道突然斷裂，根據管道斷口判斷管道內壁沖刷腐蝕明顯，多處壁厚不到1mm（設計為3mm）[1]。為避免在役核電站以及后續設備中出現類似事故，有必要就該問題進行深入剖析，提出切實可行的解決方案，徹底消除隱患。

2 原因分析

正常運行時，1臺泵處于備用狀態，入口壓力為0.8MPa，出口壓力約為9.09MPa。當打開泵逆止閥旁路管線上的閥門3時，出口的高壓水便會經過出口閥4以及逆止閥旁路管線，逆經泵進入除氧器。泵出口逆止閥旁路管線設計為Φ32×3mm的碳鋼管，因8.07MPa（給水集管壓力9.09MPa、除氧器內壓力0.8MPa、除氧器與擬止閥旁路法的高差20m）的壓降主要由泵逆止閥旁路管線及該管線上的閥門承擔，造成閥門3和其所在的管道嚴重沖刷減薄，在壓力作用下發生斷裂。

3 解決方案

通過增加節流孔板來降低壓力是解決汽水管道壓降問題的有效途徑，其降壓原理是流體在通過節流孔板時，由于孔板的局部阻力而產生的能量損耗使通過節流孔板的流體壓力降低。但是如果節流孔板選用不當，流體會在孔板流道內部會發生物性變化，即閃蒸和空化現象，所以針對暖泵系統逆止閥旁路管線8.4MPa的壓降需要合理的選用節流孔板。

3.1 理論分析

水流過節流孔板時，因流道面積突然下降，上游流體速度（v1）急劇變大，直至恢復到下游流體速度（v2）；根據伯努利方程，流體壓力由上游的p1快速減至縮流斷面處的pv，然后逐漸恢復到下游壓力p2，p1＞p2。水流經節流孔板時的物理過程如圖2所示。由此可見，水的最低靜壓力，即水在縮流斷面處的壓力（pv）若小于水的當地飽和蒸汽壓力（pvc），就會產生汽蝕。若汽蝕繼續發展，就會發生阻塞流現象。如果沒有發生閃蒸，通過節流孔板的水流量（Q）正比于節流孔板前后壓差（Δp）的平方根，即：；如果發生閃蒸，因水中夾帶著水蒸汽，此時流體已經轉化為可壓縮的汽水兩相流，此時通過節流孔板的水流量（Q）不再滿足上述關系，形成阻塞流，如圖3所示，A點為開始產生閃蒸時的孔板前后壓差，O點為節流孔板最大允許壓差，B點為節流孔板完全阻塞流的壓差，即此時通過節流孔板的水流量不再隨壓差的增加而增加。

3.1.1 阻塞壓差的計算方法

根據標準[2-3]，發生阻塞流時節流孔板上下游的壓差，即阻塞壓差（Δpm）為：

式中，pvg為節流孔板上游溫度172對應的飽和蒸汽壓力，0.83MPa；pc為流體的絕對熱力學臨界壓力，22.5MPa。可用Δpm與節流孔板前后壓差判斷是否發生汽蝕。如果Δp＜Δpm，不會發生汽蝕，反之，就會發生汽蝕。可見，單級孔板是否發生汽蝕取決于上游水的壓力、上游水的溫度和所需壓降（Δpneed）。當Δpm＜Δpneed，則單級孔板必定會發生汽蝕，此時應采用多級孔板代替單級孔板。

對于主給水泵暖泵系統的逆止閥旁路管線，由式（1）可以計算出得Δpm==6.75MPa。而Δpneed=8.07MPa，可見，Δpm＜Δpneed，所以如果選用單級節流孔板將產生汽蝕現象及阻塞流，應采用多級節流孔板分級降壓，避免節流孔板發生汽蝕現象及阻塞流。

按照文獻[4]，多級節流孔板設計時，各級節流孔板的壓降設計宜按幾何級數遞減，即當第1級節流孔板實際壓降為Δp時，第2級孔板減壓至Δp/2，第3級孔板減壓至Δp/22，…，第n+1級孔板減壓至Δp/2n，直到末級節流孔板后的壓力接近實際壓力。即節流孔板應滿足式（2）和式（3）。

根據標準[5]，節流孔板孔徑按下式計算：

式中：dk為節流孔板的孔徑，45mm；G為水流量，10.63t/h；ρ為水的密度，900.9kggm-3；Δp為節流孔板的前后壓差，8.07MPa。按照4級節流孔板進行設計，計算結果見表1。

表1 逆止閥旁路管道節流孔板計算

根據計算結果得知，節流孔板在各級孔板處未發生阻塞流及汽蝕現象，因此在該方案中采用4級孔板分級壓降的方案。

3.1.2 阻塞壓差的另一種評估方法

文獻[6]中提到另一種阻塞壓差的評估方法，即使用無量綱數“汽蝕數σ”來衡量閥門或孔板等節流元件汽蝕程度的方法。系統汽蝕系數（σsystem）為：

式中，p2為節流孔板后壓力，pvc為流體溫度對應的飽和壓力，Δp為節流孔板前后壓差。根據試驗數據，歸納了4個汽蝕判斷的準則：初始汽蝕數σi、臨界汽蝕數σc、初始破壞汽蝕數σid和阻塞汽蝕數σch，即：

上式中puo=620kPa，pvgo=-84kPa，Do= 76mm，ΔH=0，V為流體黏度，pu為節流孔板上游靜壓力，pvg為飽和蒸汽壓力（表壓）。

初始氣蝕數σi是最保守的判斷準則，若σi〈σsystem，則管件中不會出現即使最輕微的汽蝕現象，這種判斷準則極為嚴苛，適用于對噪聲和振動要求極為嚴格的情況下；臨界汽蝕數σc相比初始氣蝕數σi的判斷準則略寬松，適用于大多數情況，若滿足σc〈σsystem，則可以認為無汽蝕現象；初始破壞汽蝕數σid表示汽蝕現象已有可能開始影響管件的壓力邊界（本文以此作為驗收標準）；阻塞汽蝕數σch則表示汽蝕現象嚴重到出現阻塞流。

根據上面的經驗公式，4級節流孔板的系統汽蝕數σsystem和4個汽蝕準則數σi、σc、σid和σch的計算結果，具體見表2，從表中可知，第1級節流孔板的σi〈σsystem，表明管件中不會出現最輕微的汽蝕現象，后3級節流孔板的σid〈σsystem，表明設汽蝕現象可能開始影響管件的壓力邊界，但沒有出現阻塞流現象。

表2 4級節流孔板的汽蝕準則數

3.2 基于FLUENT的CFD仿真

為深入研究節流孔板中流體流動情況，并驗證經驗公式的正確性，本文利用了計算流體力學（CFD）商用軟件ANSYS.FLUENT模擬了4級節流孔板內的壓力分布狀態，以驗證改進的合理性。根據標準[7-8]，第1級孔板前取6D管徑長度，其余每2級之間以及第4級后取10D管徑長度，使得孔板之間有足夠的壓力恢復距離，在GAMBIT網格處理軟件中建立了4級節流孔板及其管道的流體區域模型，并劃分結構性正六面體網格，在孔板處適當加密，共計1286180單元，網格最大扭曲度小于0.34，網格質量良好。

采用標準的k-e湍流模型，壓力速度耦合采用SIMPLE算法，流體為黏性牛頓流體，不考慮重力影響，考慮流體不可壓縮定常流動。對流項采用2階迎風格式，壓力松弛因子取0.7，殘差小于1×10-4判定計算收斂。

邊界條件使用壓力入口、壓力出口，流體基本物性參為：入口壓力9.09MPa，出口壓力1.02MPa，流量11.8m3/h，水的密度為900.9kg/m3，水的黏度為1.57×104kg/（m·s），管道內徑45mm。固體壁面邊界設定粗糙度因子0.5，絕對粗糙高度0.05mm。管道內軸向壓力分布如圖4所示，圖中縱坐標為壓力（MPa），橫坐標為距離（m），壓力突變處為節流孔板處的壓力，從圖中可知最低壓力為第3級節流孔板內，約0.96MPa，大于水在該溫度下的汽化壓力0.83MPa，因此整個4級孔板系統及管道不會發生汽蝕。

由計算可見，孔板內壓力及壓降與理論計算基本一致，計算偏差小于10%，且每級壓差均小于阻塞流壓差值，具體見表3。

表3 4級節流孔板的計算壓差

4 效果評定

為檢驗暖泵系統逆止閥旁路管線增加4級節流孔板后的實際效果，在一個大修周期前后分別對已改造的主給水泵和未改造的主給水泵的逆流暖泵管線壁厚進行測量，結果表明已完成改造的管線壁厚減薄并不明顯，數據大概在0.1mm范圍內，而尚未改造有較為明顯的減薄現象，減薄約0.4mm。由此可見，4級節流孔板的增設解決了逆止閥旁路管道的汽蝕問題。

5 結論

本文通過剖析某核電廠主給水泵出口逆止閥旁路管線斷裂的原因，認為主給水泵逆止閥旁路管線及該管線上的閥門承擔的壓降超出合理設計范圍，使逆止閥本身及其所在的管道汽蝕減薄，是管道發生斷裂的主要原因。并針對此問題提出多級節流、分級降壓的改造方案，從改造效果看，改造后管壁減薄不明顯，為今后機組的設計提供了指導性的準則。

管道壓降較大時可以按多級節流、分級降壓的原則增設節流孔板，需要確定合理的節流孔板級數和各級節流孔板間總壓降的分配，根據介質流量確定所需孔板的孔徑來有效地避免汽蝕。判斷孔板是否發生氣蝕有三種方法，一種方法是采用阻塞壓差Δpm作為判斷節流孔板相應管道是否發生汽蝕的標準，計算得出阻塞壓差Δpm和孔板處的前后實際壓差Δpneed，如果Δpm＞Δpneed，則不會發生汽蝕，反之，會發生汽蝕；另一種方法是利用臨界汽蝕準則數σid判斷節流孔板是否會發生汽蝕，當σid〈σsystem，則可認為無汽蝕現象；第三種方法是利用計算流體力學（CFD）商用軟件ANSYS.FLUENT模擬了4級節流孔板內的壓力分布狀態，如果整個系統的最低壓力大于水在該溫度下的汽化壓力，則可認為不會發生汽蝕現象。