王 俊，張永超，王 達(dá)，倪 丹，高 波

（1.中核集團(tuán)中國中原對外工程有限公司，上海 200233；2江蘇大學(xué)，江蘇鎮(zhèn)江 212013）

1 前言

核反應(yīng)堆冷卻劑循環(huán)泵（簡稱核主泵）是核電站核島中的重要核心部件，它通過泵送冷卻劑從而實現(xiàn)反應(yīng)堆芯與蒸汽發(fā)生器間的熱量交換，因此，核主泵安全穩(wěn)定地運轉(zhuǎn)是核電站正常運行的重要保證之一。目前，獨立掌握核主泵核心技術(shù)為數(shù)不多的幾個國家都對此相關(guān)研究嚴(yán)格保密，因此，核主泵是我國核電裝備國產(chǎn)化必須解決的瓶頸難題。在未來，我國處于核電高速發(fā)展期，因而，研究高效核主泵設(shè)計的關(guān)鍵科學(xué)問題，對實現(xiàn)核電技術(shù)國產(chǎn)化起著極其重要的影響，也是必須攻克的難關(guān)。若要研制高效、穩(wěn)定運轉(zhuǎn)的核主泵，從基礎(chǔ)性研究角度出發(fā)，應(yīng)著手于核主泵的內(nèi)部流動，分析泵內(nèi)的流動結(jié)構(gòu)特征，掌握水力部件與流體的作用機理，才能有效實現(xiàn)核主泵內(nèi)流控制。

依據(jù)現(xiàn)有的公開資料，Knierim等介紹了先進(jìn)的1400MW核電站用主泵的研發(fā)過程，進(jìn)行了原始水力部件研發(fā)，計算了泵內(nèi)流場，并通過試驗驗證了設(shè)計理論及結(jié)果的可靠性［1］。鄭津生等對一臺設(shè)計好的核主泵進(jìn)行了全流道的三維CFD計算，并與試驗結(jié)果進(jìn)行了對比，提出對計算結(jié)果準(zhǔn)確性的判別方法［2］。張野等以自主設(shè)計的AP1000核主泵模型為研究對象，模擬高溫高壓等真實條件下，不同濃度的硼酸溶液對核主泵外特性的影響，發(fā)現(xiàn)硼酸濃度對泵的效率以及軸功率影響不大，數(shù)值模擬時可采用清水作為介質(zhì)預(yù)測核主泵的水力性能［3］。李穎對應(yīng)用于巴基斯坦恰希碼核電站的ANDRITZ核主泵進(jìn)行了全流道三維數(shù)值計算，獲得不同工況下的葉輪內(nèi)部流動情況，并進(jìn)行了性能預(yù)測［4］?？梢姡瑢Ρ脙?nèi)部三維流場結(jié)構(gòu)的數(shù)值模擬，是核主泵研究手段中切實有效的方法之一。

學(xué)者研究表明，混流式核主泵內(nèi)部的復(fù)雜流動結(jié)構(gòu)主要集中在球型壓水室出液管附近和徑向?qū)~出口處，通過分析不同特征面上的流動分布情況，能夠簡化描述泵內(nèi)部三維流場結(jié)構(gòu)［5，6］。本文通過對不可壓縮流體采用定常數(shù)值模擬的方法，對混流式核主泵進(jìn)行三維全流道數(shù)值計算分析，得到不同工況下的內(nèi)部時均流動情況。依據(jù)能量損失和內(nèi)流分析，獲得混流式核主泵的典型時均流譜，為核主泵的水力性能的優(yōu)化設(shè)計提供參考。

2 模型建立與網(wǎng)格劃分

根據(jù)相似換算法確定主泵模型泵的設(shè)計參數(shù)：流量Qd為848 m3/h，揚程為12.7 m，轉(zhuǎn)速為1480 r/min。葉輪葉片數(shù)為4，導(dǎo)葉葉片數(shù)為12。根據(jù)過流部件幾何參數(shù)，采用造型軟件Pro/E進(jìn)行水體域部分三維造型，核主泵計算域結(jié)構(gòu)如圖1所示。

圖1 計算水體域結(jié)構(gòu)示意

采用ICEM軟件對混流式葉輪水體、徑向?qū)~水體和球型壓水室水體進(jìn)行結(jié)構(gòu)網(wǎng)格劃分并進(jìn)行了網(wǎng)格無關(guān)性檢驗，考慮計算精度和計算能力，最終計算域網(wǎng)格總數(shù)約為620萬，其中葉輪網(wǎng)格數(shù)約為234萬，并在葉輪葉片壁面進(jìn)行局部加密，導(dǎo)葉網(wǎng)格數(shù)約為120萬，球型壓水室網(wǎng)格數(shù)約為215萬。為滿足計算精度，采用標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)，最終y+值約在30～50之間。過流部件網(wǎng)格劃分如圖2所示。

圖2 主要過流部件結(jié)構(gòu)網(wǎng)格劃分

3 計算方法及邊界條件

本文假定泵內(nèi)流動為常溫清水不可壓縮的定常流動，忽略流體重力，葉輪以恒定角速度繞中心軸線轉(zhuǎn)動。采用連續(xù)方程、三維定常不可壓雷諾時均N-S方程進(jìn)行數(shù)值模擬，并以RNG 湍流模型使方程封閉。采用有限體積法離散控制方程，各項均采用二階迎風(fēng)格式，壓力與速度的耦合通過SIMPLE算法。

在計算區(qū)域進(jìn)口，使用均勻來流條件，采用速度進(jìn)口邊界條件，在吸入管進(jìn)口處給定速度值，且假定進(jìn)口速度方向垂直于進(jìn)口管截面。出口采用壓力出口邊界條件，出口壓力設(shè)為環(huán)境壓力（101325 Pa）。葉輪的輪轂和葉片設(shè)為相對于葉輪旋轉(zhuǎn)域的靜止無滑移壁面，其他壁面設(shè)為絕對靜止無滑移壁面，交界面采用Interface滑移網(wǎng)格接觸面。

4 流動特征斷面的選取

為了研究泵內(nèi)部流動變化情況，獲得時均流場結(jié)構(gòu)，了解在核主泵內(nèi)部流場不同位置處的流動狀態(tài)，從泵吸入口開始，分別沿軸向與徑向?qū)φ麄€計算水體不同位置截取特征斷面。采用斷層式掃描分析方法，去研究泵內(nèi)部渦量、壓力和速度變化情況。

如圖3所示，在主泵模型整個計算水體域內(nèi)建立空間直角坐標(biāo)系，泵軸所在直線為x軸，球型壓水室出口中心線所在直線為z軸。特征斷面的選取主要圍繞球型壓水室出口中心線，分為沿x軸方向和沿y軸方向。在x軸方向上，以垂直于x軸并且過球型壓水室出口中心線的斷面為x軸中心斷面，記為斷面x0，然后分別沿x軸向兩側(cè)等距截取斷面，分別記作 x1，x2，x3和 x4，共計 5 個 x 軸特征斷面。在沿y軸方向上，采用同樣的方法，此時中心特征斷面y0為過球型壓水室出口中心線的軸面。以此斷面為中心，沿y軸向兩側(cè)分別截取如圖示的特征斷面，分別記為y1，y2，y3，y4，y5，y6，y7和y8，共計9個斷面。

圖3 特征斷面選取

5 計算結(jié)果與分析

截取特征斷面上的計算結(jié)果，得到不同斷面上的渦量圖、速度分布與流線圖。分別選取0.6 Qd，1.0 Qd和1.2 Qd3個典型工況下的數(shù)值模擬結(jié)果進(jìn)行分析比較，展現(xiàn)主泵模型在不同工況下的內(nèi)流情況。沿x軸的5個特征面上的渦量分布如圖4所示。

圖4 特征斷面渦量分布

從圖中可以發(fā)現(xiàn)，在設(shè)計工況（1.0 Qd）下，高渦量區(qū)分布最少，1.2 Qd時次之，0.6 Qd最為明顯，高渦量區(qū)遍及整個內(nèi)部流道。由此表明，越偏離設(shè)計工況，核主泵的內(nèi)部流動情況越復(fù)雜。在特征斷面x0、x1和x2上，高渦量區(qū)主要分布在葉輪和導(dǎo)葉交界面處以及整個徑向?qū)~流道中。大流量1.2 Qd工況下，球型壓水室出液管附近的流動情況更為復(fù)雜，在出液管收縮拐角附近分布著高渦量區(qū)，在特征斷面x2上這種現(xiàn)象最為明顯。

在常規(guī)混流泵葉輪內(nèi)部流動的研究成果基礎(chǔ)上［7～11］，為更進(jìn)一步了解混流式核主泵徑向?qū)~和球型壓水室內(nèi)部流動情況，對相關(guān)流動區(qū)域進(jìn)行速度場分布情況的研究。

在不同流量下，作不同軸向特征斷面的絕對速度云圖與流線分布圖，如圖5所示。從絕對速度的分布情況看，在小流量0.6 Qd工況下，流體在徑向?qū)~和球型壓水室內(nèi)的速度降遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于設(shè)計工況和大流量工況，軸向特征斷面x4中可以清晰地觀察到，在0.6 Qd工況下，徑向?qū)~和球型壓水室內(nèi)的絕對速度要小于其他2種工況。同時從x3、x4特征斷面上的流線分布看，這種速度的降低是因為徑向?qū)~內(nèi)產(chǎn)生回流、旋渦等增加了流體在徑向?qū)~內(nèi)的流動損失。從不同軸向斷面內(nèi)流線的分布情況看，在靠近出液管的徑向?qū)~出口附近，存在一個較大的旋渦，隨著流量的增加，旋渦有所減小，但是在此處的流動情況依然十分復(fù)雜。可以看出，徑向?qū)~出口附近的旋渦影響了流體的出流，在徑向速度的牽引下撞擊到球型壓水室內(nèi)壁，一部分從出液管流出，而一部分沿順時針方向繞球型壓水室內(nèi)壁一周后從出液管流出，同樣也造成了泵內(nèi)部流動損失的增加。小流量工況下，流體在球型壓水室內(nèi)的流動情況與其他2種工況相比，其流動情況較為均勻。雖然一部分流體同樣需要繞球型壓水室一周后進(jìn)入出液管流出，但在靠近出液管底部附近，并未見明顯的旋渦區(qū)存在。因此，通過控制徑向?qū)~出流的絕對速度大小來減少出液管附近的旋渦區(qū)，或者通過修改出液管附近的徑向?qū)~流道來減少旋渦區(qū)，可明顯降低此部分的流動損失。

圖5 特征斷面速度流線分布

綜上所述，在x軸特征斷面上，不論是渦量分布情況還是絕對速度和流線分布情況，可以看出，在匹配球型壓水室的混流式核主泵的內(nèi)部流動中，在小流量工況下，徑向?qū)~內(nèi)的流動狀態(tài)更為復(fù)雜；相反，在大流量工況下，在球型壓水室內(nèi)的流動情況比較復(fù)雜。這些復(fù)雜流動情況，如二次流、旋渦等，都加劇了混流式核主泵內(nèi)部流動損失。

為了更直觀地觀察整個三維流場內(nèi)流動的分布情況，將設(shè)計工況下的沿y軸的特征斷面分列出來。首先將沿y軸的9個特征斷面進(jìn)行準(zhǔn)三維重構(gòu)，如圖6所示，其中流體沿x軸方向進(jìn)入葉輪，球型壓水室出口中心線所在直線為z軸。從整個內(nèi)部流場絕對速度以及流線分布可以看出，低絕對速度區(qū)域主要是在圖中右側(cè)殼體部分內(nèi)，此流動區(qū)域內(nèi)的流線分布相比于圖示左側(cè)部分也較為復(fù)雜。除了在靠近球型壓水室出液管附近存在著小的旋渦，球型壓水室底部以及靠近其前內(nèi)壁面附近也存在著十分明顯的旋渦區(qū)。

圖6 泵內(nèi)流線、速度場分布

進(jìn)一步分析在不同y軸位置的特征斷面內(nèi)的流動情況，如圖7所示。可見以y0特征面為中心面，右側(cè)流體在球型壓水室內(nèi)的流動情況較左側(cè)更為復(fù)雜，速度值更低，特別是在y1和y8、y2和y7兩組對稱斷面上，此現(xiàn)象清晰可見。除了在前述x軸特征斷面上表現(xiàn)出的徑向?qū)~蓋板附近有旋渦存在，在徑向?qū)~前蓋板與球型壓水室泵蓋之間也存在著十分明顯的旋渦區(qū)，上方區(qū)旋渦繼續(xù)沿順時針繞流，而下方區(qū)的旋渦繞流方向相反。這是由于在流體流出徑向?qū)~時，依然具有很大的周向分速度，牽引流體沿順時針方向流動，而球型壓水室內(nèi)壁結(jié)構(gòu)也迫使流體受此約束呈周向繞流。但由于位置靠近球型壓水室出液管，壓差的存在促進(jìn)流體在流出徑向?qū)~后盡快進(jìn)入球型壓水室收縮段從而流出泵體，越靠近球型壓水室出液管，這種壓差作用的影響越明顯，所以一部分流體隨之反向沿逆時針方向向出口流動。這部分流體的逆向流動所帶來的局部低速區(qū)也影響了從下方相鄰徑向?qū)~流道流出的流體，迫使下方流道流出的流體會分出一部分對逆向流入出液管段流體所造成的流動壓差進(jìn)行補償。隨著與球型壓水室出液管的距離增加，這種壓差影響也越來越弱。而在y7和y8特征斷面上，不論是絕對速度場的分布還是流線的分布都相對平順。因為從徑向?qū)~流出的流體以及在球型壓水室內(nèi)的流體，本身具有一定的周向速度，并且球型壓水室約束作用和出液管段引起的壓差作用，都促使此處的流體繼續(xù)做順時針方向流動，進(jìn)而平穩(wěn)地流入球型壓水室出液管。

圖7 沿y軸流線、速度場分布

在y軸特征斷面的下方，即下方球型壓水室內(nèi)也存在著一對旋渦，大體上以導(dǎo)葉出口中心線為對稱中心線。因為匹配的球型壓水室不同于常規(guī)混流泵蝸殼和空間導(dǎo)葉的形式，雖然流體在混流式葉輪和徑向?qū)~中的流道也是逐漸變化的，但是進(jìn)入球型壓水室內(nèi)的流場空間是突然增大的。當(dāng)流體流出徑向?qū)~出口交界面時，流體之前受到徑向?qū)~前后蓋板以及導(dǎo)葉葉片的約束突然消失，所具有的徑向速度分量使其繼續(xù)沿徑向運動流入球型壓水室中，同時還有部分軸向速度分量未完全轉(zhuǎn)化為徑向，使得流體依然具有沿軸向（x軸方向）流動的趨勢。同時與徑向?qū)~內(nèi)流動相比，在球型壓水室流體的流動不論是在流動空間大小還是固體壁面約束，對流動發(fā)展的影響都相對較弱。但作為主要承壓部件之一，球型壓水室要不斷承受流體對其內(nèi)壁的壓力擠壓，同時它也反作用于流體，迫使流體沿其內(nèi)表面流向出液管。因此，從徑向?qū)~流出的流體，在遠(yuǎn)離出液管的球型壓水室下方流場中，呈現(xiàn)出一對旋向相反的旋渦。

6 結(jié)論

（1）高渦量區(qū)域主要存在于固體壁面、徑向?qū)~流道以及球型壓水室內(nèi)出液管附近。特別是在小流量工況下，徑向?qū)~內(nèi)的渦量值要遠(yuǎn)大于設(shè)計工況。

（2）在球型壓水室下方的流場中明顯存在著一對旋渦；在靠近球型壓水室出液管附近也存在著旋渦，但隨著流量減小，此處的流動情況趨于穩(wěn)定，旋渦減弱甚至消失。

（3）在殼體內(nèi)部，低絕對速度區(qū)域主要分布在右側(cè)部分，此部分流動情況也較左側(cè)更為復(fù)雜。

（4）靠近球型壓水室出液管段的旋渦及其相近的徑向?qū)~流道內(nèi)的復(fù)雜流動情況，與球型壓水室出液管的位置有一定關(guān)系，此處流動損失的減小，是實現(xiàn)混流式核主泵流動控制的重要目標(biāo)之一。

［1］ Knierim C，Baumgarten S，F(xiàn)ritz J，et al. Design process for an advanced reactor coolant pump for a 1400MW nuclear power plant［C］. Proceedings of ASME FEDSM2005，Houston，USA，June 19-23. 2005.

［2］ 鄭津生，劉偉超，付之躍，等. 主泵的全流道CFD分析［J］. 東方電機，2005（1）：29-34.

［3］ 張野，王曉放，介紅恩. 壓水堆冷卻劑中硼酸濃度對核主泵性能影響研究［J］. 核動力工程，2011，32（4）：95-98.

［4］ 李穎，周文霞，張繼革，等. 核反應(yīng)堆冷卻劑循環(huán)泵全流道三維數(shù)值模擬及性能預(yù)估［J］. 原子能科學(xué)技術(shù)，2009，46（10）：898-902.

［5］ 張棟俊，徐士鳴. 球形壓水室擴散管位置對核主泵性能的影響［J］. 流體機械，2010，38（5）：13-17.

［6］ 楊敏官，倪丹，陸勝，等. 徑向?qū)~對混流式核主泵水力性能的影響［J］. 工程熱物理學(xué)報，2016，37（1）：77-80.

［7］ Funakoshi H，Tsukamoto H，Miyazaki K，et al.Experimental study on unstable characteristics of mixed-flow pump at low flow-rates［J］. Proceedings of FEDSM2003，Honolulu，USA，July 2003.

［8］ Miyabe M，Maeda H，I U，et al. Unstable head-flow characteristics generation mechanism of a low specific speed mixed flow pump［J］. Journal of Thermal Science，2006，15：115-120.

［9］ Inoue Y，Nagahara T. Application of PIV for the flow field measurement in a mixed-flow pump［C］.26th IAHR Symposium on Hydraulic Machinery and Systems，Beijing，China，August 2012.

［10］ Lu J L，Guo P C，F(xiàn)eng J J，et al. Experimental study on the flow of a mixed-flow pump impeller［C］.26th IAHR Symposium on Hydraulic Machinery and Systems，Beijing，China，August，2012.

［11］ Saha S L，Kurokawa J，Matsui J，et al. Suppression of performance curve instability of a mixed flow pump by use of J-groove［J］. Journal of Fluids Engineering，2000，122：592-597.