軸封式核主泵惰轉(zhuǎn)流量試驗優(yōu)化研究

章春偉

(核電運行研究(上海)有限公司，上海 200126)

反應(yīng)堆冷卻劑主泵(簡稱“主泵”)的惰轉(zhuǎn)流量試驗是驗證在反應(yīng)堆各環(huán)路主泵突然失電的情況下，主泵惰轉(zhuǎn)流量在10 s內(nèi)能否滿足堆芯冷卻安全限值，目前屬于運行技術(shù)規(guī)格書的監(jiān)督試驗。主泵惰轉(zhuǎn)性能和反應(yīng)堆冷卻劑回路特性以及主泵的水力特性、慣性、阻力特性等多種因素有關(guān)。在RELAP、RETRAN等大型安全分析程序中，均采用泵水力四象限特性、摩擦轉(zhuǎn)矩特性和電磁轉(zhuǎn)矩特性來描述主泵，并結(jié)合冷卻劑回路流量-阻力特性計算模型，來計算主泵惰轉(zhuǎn)性能。執(zhí)行該試驗時，需要在機組啟動階段的熱停堆狀態(tài)下進行，試驗時一回路硼濃度要大于換料冷停堆硼濃度要求，輔助給水系統(tǒng)可用，占用大修關(guān)鍵路徑2 h左右。每次試驗都會人為停運主泵，一方面增加了堆芯瞬態(tài)的次數(shù)，另一方面也增加了主泵啟動過程中意外損壞的風(fēng)險，主泵啟動規(guī)程中對于主泵啟動次數(shù)也有嚴(yán)格的規(guī)定。定期實施該試驗對核電機組設(shè)備可靠性和成本控制方面有很大的影響，本文主要對影響主泵惰轉(zhuǎn)性能因素開展研究，在主泵動量方程的基礎(chǔ)上，分析主泵惰轉(zhuǎn)流量試驗在首次啟堆前第一實施后，若壓力容器堆芯沒有設(shè)計變化，且蒸汽發(fā)生堵管數(shù)量小于7%時，后續(xù)可以不再進行試驗。

1 惰轉(zhuǎn)流量計算

根據(jù)角動量守恒，可得出主泵運行過程中的動量方程：

(1)

式中，I為轉(zhuǎn)動慣量，kg·m2；ω為轉(zhuǎn)速，r/min；Me、Mh、Mf分別為電磁轉(zhuǎn)矩、水力轉(zhuǎn)矩和機械摩擦轉(zhuǎn)矩，N·m；t表示惰轉(zhuǎn)時間，惰轉(zhuǎn)開始時刻t=0。

試驗時，主泵斷電開始惰轉(zhuǎn)，通常認為電磁轉(zhuǎn)矩為零，惰轉(zhuǎn)轉(zhuǎn)速在水力轉(zhuǎn)矩和摩擦轉(zhuǎn)矩作用下下降。

(2)

由式(2)可以看出，主泵停運后，其轉(zhuǎn)速變化主要受水力轉(zhuǎn)矩和機械摩擦轉(zhuǎn)矩影響。其中水力轉(zhuǎn)矩的大小是由冷卻劑回路特性決定的，回路特性主要由摩擦壓降和形阻壓降確定；機械摩擦轉(zhuǎn)矩由泵的軸系摩擦和葉輪水力摩擦導(dǎo)致。

根據(jù)泵的相似理論，主泵惰轉(zhuǎn)瞬時流量Q與惰轉(zhuǎn)瞬時轉(zhuǎn)速ω存在如下關(guān)系[1]：

(3)

式中，ω0為惰轉(zhuǎn)開始時的初始轉(zhuǎn)速；Q0為惰轉(zhuǎn)開始時的環(huán)路初始流量。

通過以上分析，可知主泵惰轉(zhuǎn)流量變化主要受Mh和Mf的影響。

2 環(huán)路阻力對主泵惰轉(zhuǎn)流量的影響

在主泵水力部件結(jié)構(gòu)不變的情況下，環(huán)路的阻力壓降特性決定了主泵惰轉(zhuǎn)時需要提供的揚程，環(huán)路中的不可恢復(fù)阻力壓降計算如下：

(4)

式中，ΔPL為不可恢復(fù)壓降；Ki為環(huán)路中某一部件的形阻系數(shù)，無量綱；Fi為某一部件內(nèi)的摩擦因數(shù)，無量綱；L為長度；De為水力當(dāng)量直徑；ρ為流體密度；V為流速。

針對一個冷卻劑回路，回路中不可恢復(fù)壓降可以表示為

ΔPL=ΔPv+ΔPSG+ΔPhot+ΔPcold+ΔPtr

(5)

式中，ΔPv為壓力容器進出口壓降；ΔPSG為蒸汽發(fā)生器壓降；ΔPhot為熱段壓降；ΔPcold為冷段壓降；ΔPtr為過渡段壓降。

對于運行機組，每個冷卻劑環(huán)路的熱段、冷段和過渡段在壽期內(nèi)一般不會做變更，其水力特性可以認為不變，即ΔPhot、ΔPcold和ΔPtr不會變化；壓力容器進出口壓降ΔPv會因為堆芯燃料組件換型存在變化的可能；蒸汽發(fā)生器的壓降ΔPSG只有在堵管時才會增加，從而影響主泵惰轉(zhuǎn)流量。

3 機械摩擦轉(zhuǎn)矩對主泵惰轉(zhuǎn)轉(zhuǎn)速的影響

主泵惰轉(zhuǎn)過程中機械摩擦轉(zhuǎn)矩兩個影響因素中，葉輪水力摩擦因主泵葉輪結(jié)構(gòu)不變而不會發(fā)生變化，軸系摩擦在泵正常運行期間可以通過監(jiān)測相關(guān)參數(shù)間接判斷是否正常。

主泵轉(zhuǎn)子軸系部件(主要包括電機轉(zhuǎn)子、徑向推力組合軸承、飛輪、聯(lián)軸器、泵軸和葉輪)屬于非易損部件，機組換料大修期間不會更換，主泵轉(zhuǎn)子初始轉(zhuǎn)動慣量也不會變化(其中飛輪轉(zhuǎn)動慣量約占主泵轉(zhuǎn)子總轉(zhuǎn)動慣量的65%)，即使更換了部件，除非有物項替代的情況發(fā)生，基于備件和原件的一致性，備件質(zhì)量也可以認為不變。

影響泵軸系摩擦最主要是軸承和機械密封的狀態(tài)，包括電機上/下徑向軸承、推力軸承、機械密封和泵徑向軸承，針對這些部件設(shè)置的監(jiān)測儀表見表1。每次大修期間，主泵在正常冷停堆平臺啟動后都會有維修后試驗，對這些參數(shù)進行驗證，之后一直保持運行，至少24 h以后機組才能到達熱停堆，這期間需一直關(guān)注主泵運行參數(shù)，若主泵監(jiān)測參數(shù)正常，可以認為其停運后的短時間內(nèi)軸系摩擦不會發(fā)生惡化，能夠促進全廠斷電情況下反應(yīng)堆冷卻劑環(huán)路自然循環(huán)的建立。另外，根據(jù)核電主泵電機技術(shù)條件[2]和離心泵技術(shù)條件[3]相關(guān)國家標(biāo)準(zhǔn)，惰轉(zhuǎn)試驗不屬于維修后試驗的內(nèi)容。

表1 主泵運行重要監(jiān)測儀表Table 1 Main pump operation important monitoring instruments

根據(jù)最終安全分析報告描述，主泵徑向軸承設(shè)計要求是保證長壽命和極小的磨損，以便長期準(zhǔn)確對中和平穩(wěn)運行；軸承表面應(yīng)力很低，即使在最嚴(yán)重的地震瞬態(tài)下，軸承也決不會達到短時間內(nèi)不能承受適當(dāng)?shù)妮d荷。主泵在設(shè)計上只考慮了泵葉輪與一個固定部件的摩擦然后卡住的情況，除了這種情況，沒有其他可信的卡軸來源。

此外，主泵電機徑向軸承和推力軸承在正常運行期間都是浸泡在潤滑油中，軸承幾乎不磨損；其中推力軸承要求在主泵啟動前啟動頂軸油泵，以保證軸承提升和形成軸承潤滑所需的油膜，主泵啟動以后，可以停運頂軸油泵，軸承油膜由主泵的轉(zhuǎn)速來保證，這不滿足主泵惰轉(zhuǎn)流量試驗初始工況。全廠失電情況的主泵惰轉(zhuǎn)情況和主泵惰轉(zhuǎn)流量試驗的不同之處在于試驗前處于保護主泵目的已人為啟動頂軸油泵，根據(jù)現(xiàn)有研究[4]，在主泵惰轉(zhuǎn)期間，只要惰轉(zhuǎn)時間低于23 s(對應(yīng)轉(zhuǎn)速高于621 r/min)，主泵推力軸承一直處于較理想的潤滑狀態(tài)，這個時間大于主泵惰轉(zhuǎn)流量試驗要求。

綜上，在不考慮堆芯變化的情況下，主泵惰轉(zhuǎn)流量的主要影響因素是蒸汽發(fā)生器的傳熱管堵管數(shù)量。

根據(jù)立式蒸汽發(fā)生器結(jié)構(gòu)特點，查詢流體阻力手冊[5]，采用經(jīng)驗公式計算各部分阻力系數(shù)，進而計算出堵管對蒸汽發(fā)生器壓降的影響。蒸汽發(fā)生器一次側(cè)流體總阻力ΔPSG可表示為：

ΔPSG=ΔP1+ΔP2+ΔP3+ΔP4+ΔP5

(6)

如圖1所示，一回路冷卻劑經(jīng)堆芯加熱后從蒸汽發(fā)生器進口接管流入一次側(cè)入口水室，經(jīng)傳熱管換熱后進入出口水室，最后通過出口接管流出。

圖1 立式蒸汽發(fā)生器一次側(cè)阻力壓降示意圖Fig.1 Vertical steam generator primary side resistance pressure drop diagram

其中，ΔP1為一次側(cè)進口接管局部壓降；ΔP2進水水室管束入口局部壓降；ΔP3為U形傳熱管的沿程壓降；ΔP4為管束出口局部壓降；ΔP5一次側(cè)出口接管局部壓降。

以國內(nèi)65萬kW二代加壓水堆機組為例，表2列出了其蒸汽發(fā)生器結(jié)構(gòu)中上述阻力涉及的尺寸參數(shù)。

表2 蒸汽發(fā)生器部分結(jié)構(gòu)參數(shù)Table 2 Steam generator part of the structure parameters

在幾何結(jié)構(gòu)確定情況下，影響一次側(cè)冷卻劑壓降的還有流體自身的參數(shù)，表3列出了在熱工設(shè)計流量和最佳估算流量下，計算一次側(cè)冷卻劑壓降涉及的相關(guān)熱工參數(shù)，這些參數(shù)來自于最終安全分析報告[6]，為便于計算，所有數(shù)據(jù)以SI單位給出。

表3 熱工參數(shù)(熱工設(shè)計流量和最佳估算流量)Table 3 Thermal parameters (thermal design flow and best estimate flow)

(1)一次側(cè)進口接管局部壓降

該壓降是流體從進口接管流入進水水室封頭時，流通面積突然擴張引起的，根據(jù)擴張流動經(jīng)驗公式，該壓降可表示為：

(7)

經(jīng)計算，得到熱工設(shè)計流量下ΔP1=0.044 387 MPa。

(2)進水水室管束入口局部壓降

一次側(cè)冷卻劑有進水水室封頭流入管束，管束入口處的局部阻力是流體流通面積的突然收縮引起，根據(jù)突縮流動經(jīng)驗公式，該壓降可表示為：

(8)

經(jīng)計算，得到熱工設(shè)計流量下ΔP2=0.005 134 MPa。

(3)U形傳熱管的沿程壓降

該壓降是由流體在U形管內(nèi)流動時的摩擦和彎管處的局部阻力引起，該壓降可表示為：

(9)

其中，f=0.184×Re-0.2，表征流體在U形管內(nèi)流體流動時摩擦阻力系數(shù)，Re為流體在U形管內(nèi)流動的雷諾數(shù)；L/N表示計算沿程摩擦阻力的特征長度；vtube為流體在U形管內(nèi)流動的平均比體積，將表3中一次側(cè)運行壓力Ps、入口溫度Tin和出口溫度Tout的算術(shù)平均值作為定性參數(shù)，查詢水和蒸汽物性表可得流體物性參數(shù)。

ξ表示局部阻力系數(shù)，可由以下公式計算：

ξ=A1×B1×C1

(10)

其中，A1表示考慮彎管轉(zhuǎn)角δ影響的系數(shù)；B1表示考慮彎管彎曲半徑(Dsh/4)與傳熱管內(nèi)徑di比值的影響系數(shù)；C1表示彎管截面相對高寬比影響系數(shù)。

對于圓管，C1=1。

經(jīng)計算，得到熱工設(shè)計流量下ΔP3=0.224 841 MPa。

(4)管束出口局部壓降

流體從管束出口流進出水水室封頭，流通面積突然擴張引起管束出口局部壓降，根據(jù)擴張流動經(jīng)驗公式，該壓降可表示為：

(11)

其中，vout為流體在出口接管處的比體積，根據(jù)表3中一次側(cè)運行壓力Ps和出口溫度Tout，查詢水和蒸汽物性表可得流體物性參數(shù)。

經(jīng)計算，得到熱工設(shè)計流量下ΔP4=0.007 196 MPa。

(5)一次側(cè)出口接管局部壓降

該壓降是流體從出水水室封頭流入出口接管時，流通面積突然收縮引起的，根據(jù)突縮流動經(jīng)驗公式，該壓降可表示為：

(12)

經(jīng)計算，得到熱工設(shè)計流量下ΔP5=0.029 398 MPa。

蒸汽發(fā)生器一次側(cè)總壓降熱工設(shè)計流量下ΔPSG= 0.310 9 MPa。

65萬kW二代加壓水堆機組的最終安全分析報告中給出了根據(jù)熱工設(shè)計流量確定的一個環(huán)路的總壓降ΔPL為0.644 MPa，具體組成見表4，其中蒸汽發(fā)生器一次側(cè)壓降ΔPSG計算值與設(shè)計值基本沒有偏差，ΔP1-ΔP5各自在ΔPSG的中占比，詳見表5。從計算壓降的經(jīng)驗公式可以看出，傳熱管數(shù)量會影響ΔP2、ΔP3和ΔP4。

表4 主系統(tǒng)環(huán)路壓降組成(熱工設(shè)計流量)Table 4 Main system loop pressure drop composition (thermodynamic design flow)

表5 蒸汽發(fā)生器壓降組成Table 5 Steam generator pressure drop composition

若SG發(fā)生堵管情況(假設(shè)環(huán)路熱工設(shè)計流量不變)，ΔPsg(ΔP2+ΔP3+ΔP4)計算值隨堵管比例的壓降變化情況見表6，保守考慮，在堵管情況下ΔP1、ΔP5、ΔPv、ΔPhot、ΔPtr、ΔPcold設(shè)計值不變，ΔPL在各堵管情況下的計算值見表6；根據(jù)主泵流量特性曲線圖(圖2)，計算在熱工設(shè)計流量下?lián)P程為0.682 0 MPa，對比表6中ΔPL計算值可以看出：在熱工設(shè)計流量下，若蒸汽發(fā)生器有7%的堵管，主泵出口壓力大于回路阻力壓降，主泵能夠?qū)崿F(xiàn)回路在熱工設(shè)計流量下運行；若蒸汽發(fā)生器有10%的堵管，主泵出口壓力小于回路阻力壓降，主泵不能夠?qū)崿F(xiàn)回路在熱工設(shè)計流量下運行。

圖2 主泵流量特性曲線Fig.2 Main pump flow characteristics curve

表6 蒸汽發(fā)生器堵管后壓降變化Table 6 Pressure drop change after steam generator plugging

上文分析確定了，在滿功率情況，蒸汽發(fā)生器在有7%堵管時，主泵能夠維持一回路運行且滿足熱工設(shè)計流量要求，還需進一步分析主泵惰轉(zhuǎn)時蒸汽發(fā)生器一次壓降ΔPSG在不同堵管情況下隨流量變化情況。上文已分析ΔP1、ΔP5、ΔPv、ΔPhot、ΔPtr、ΔPcold不受蒸汽發(fā)生器堵管影響，這些壓降會跟隨主泵惰轉(zhuǎn)流量降低而變小，即只要再證明ΔPsg在有堵管的情況下壓降下降速率大于無堵管的情況，就能夠說明主泵惰轉(zhuǎn)時的壓頭能夠克服環(huán)路阻力壓降ΔPL，保證滿足惰轉(zhuǎn)時堆芯的流量要求。

參考65萬kW二代壓水堆機組的主泵惰轉(zhuǎn)試驗數(shù)據(jù)，主泵實際運行時一般運行在最佳估算流量附近(24 290 m3/h)，主泵停運后惰轉(zhuǎn)10 s時流量一般可以降至60%左右，圖3展示了蒸汽發(fā)生器ΔPSG在不同堵管情況下隨主泵惰轉(zhuǎn)流量變化的情況，圖上能夠清晰地看出隨著主泵惰轉(zhuǎn)流量減少，堵管情況下的ΔPSG都在向無堵管情況的ΔPSG靠攏，即ΔPSG在有堵管的情況下隨主泵惰轉(zhuǎn)流量下降，壓降下降速率大于無堵管的情況。

圖3 蒸汽發(fā)生器一次側(cè)局部壓降ΔPSG與流量關(guān)系Fig.3 Local pressure drop on the primary side of the steam generator ΔPSG versus flow rate

4 結(jié)論

主泵惰轉(zhuǎn)流量試驗在堆芯裝料后初始啟動試驗期間執(zhí)行合格后，若反應(yīng)堆冷卻劑系統(tǒng)(主要是堆芯結(jié)構(gòu))沒有變化，后續(xù)可以不執(zhí)行該試驗。

蒸汽發(fā)生器堵管是影響主泵惰轉(zhuǎn)流量的主要因素，在堵管數(shù)量達7%的情況下，建議重新執(zhí)行主泵惰轉(zhuǎn)流量試驗。