瞬態(tài)工況下壓水堆穩(wěn)壓器波動管熱分層現(xiàn)象數(shù)值模擬

郭 超，溫麗晶，劉宇生，張 盼，馬 帥

（環(huán)境保護部核與輻射安全中心，北京 100082）

瞬態(tài)工況下壓水堆穩(wěn)壓器波動管熱分層現(xiàn)象數(shù)值模擬

郭 超，溫麗晶＊，劉宇生，張 盼，馬 帥

（環(huán)境保護部核與輻射安全中心，北京 100082）

利用計算流體動力學(xué)軟件ANSYS／CFX，對秦山核電二期擴建工程2×650MW壓水堆核電站四號機組核島廠房的穩(wěn)壓器波動管進行了三維全尺寸非穩(wěn)態(tài)計算。建立了波動管整體和不同截面的熱分層瞬態(tài)，對管內(nèi)熱分層流動與換熱進行了研究。研究結(jié)果表明：同一截面內(nèi)高溫層流體和低溫層流體的升溫方式不同；不同截面位置的管內(nèi)流動溫度分布特性差別較大，但均呈現(xiàn)分層流體溫差先增大后減小的趨勢。計算結(jié)果可為后續(xù)波動管熱應(yīng)力分析及壽命評價提供一定基礎(chǔ)。

瞬態(tài)工況；穩(wěn)壓器波動管；熱分層；數(shù)值模擬

水平管道中滯止或緩慢流動著具有較大溫差（密度差）的冷、熱兩種流體時，較冷流體密度大，積聚在水平管道的下部；較熱流體密度小，占據(jù)管道的上部空間，形成所謂的熱分層現(xiàn)象［12］。由于熱流體長期占據(jù)波動管的上部，冷流體長期占據(jù)波動管的下部，因此管道上表面較其下表面的溫度高，膨脹較嚴(yán)重，波動管將會產(chǎn)生設(shè)計之外的位移和管道彎曲，造成低周疲勞損傷。美國核管會1988年發(fā)布公報（NRC，Bulletin No.88-11），要求所有壓水堆核電廠（包括已建、在建和擬建壓水堆）業(yè)主要制定和實施證實穩(wěn)壓器波動管完整性的計劃［3］。

目前，對于管內(nèi)熱分層的相關(guān)研究主要采取數(shù)值計算的研究方法［4－6］，其中商用計算流體力學(xué)軟件ANSYS／CFX、Fluent等均為較出色的流體計算軟件，ANSYS／CFX默認(rèn)為二階差分格式且計算易于收斂，同時也具有較好的并行能力。故本文選用ANSYS／CFX軟件對秦山核電二期擴建工程四號機組波動管進行流動和傳熱計算，建立典型波動管管段截面的熱分層瞬態(tài)，并對計算結(jié)果進行分析。

1 穩(wěn)壓器波動管結(jié)構(gòu)及模擬工況

1.1 波動管的物理結(jié)構(gòu)

本文進行數(shù)值模擬研究的波動管為秦山核電二期擴建工程2×650MW壓水堆核電站四號機組核島廠房的穩(wěn)壓器波動管（圖1），其結(jié)構(gòu)和材料參數(shù)列于表1。

圖1 秦山二期擴建工程穩(wěn)壓器波動管Fig.1 Pressurizer surge line of Qinshan PhaseⅡextension project

表1 穩(wěn)壓器波動管結(jié)構(gòu)及材料參數(shù)Table 1 Geometrical dimension and material parameter of pressurizer surge line

1.2 模擬工況

在核蒸汽供應(yīng)系統(tǒng)（NSSS）設(shè)計中，熱分層瞬態(tài)主要取決于冷卻劑流動速度、穩(wěn)壓器和主管道熱段內(nèi)冷卻劑溫差以及管道的結(jié)構(gòu)等方面［7］。穩(wěn)壓器波動管的熱分層現(xiàn)象可分為穩(wěn)態(tài)熱分層和瞬態(tài)熱分層。瞬態(tài)熱分層是指當(dāng)反應(yīng)堆啟動或停堆過程中波動管出現(xiàn)的熱分層現(xiàn)象。波動管在主系統(tǒng)壓力控制中起著傳輸通道的作用。當(dāng)主管道壓力偏高時，主冷卻劑從主管道熱段經(jīng)波動管流向穩(wěn)壓器（波入）；當(dāng)主管道壓力偏低時，主冷卻劑從穩(wěn)壓器經(jīng)波動管流向主管道熱段（波出）［8］。一般啟動時，冷卻劑由穩(wěn)壓器向熱管段流動；停堆時，冷卻劑由熱管段向穩(wěn)壓器流動。發(fā)生熱分層現(xiàn)象時，波動管截面分層溫差可達到150K，甚至更高［9－10］。

據(jù)文獻［11］可知，基于溫差可將瞬態(tài)分為3個類型：

1）當(dāng)溫差ΔT＜308.15K時，依據(jù)RCC-M規(guī)范B3650對穩(wěn)壓器波動管進行計算評定，不考慮熱分層；

2）當(dāng)308.15K＜ΔT＜323.15K時，依據(jù)RCC-M規(guī)范B3650對穩(wěn)壓器波動管進行評定，要考慮熱分層產(chǎn)生的整體彎曲應(yīng)力和局部應(yīng)力；

3）當(dāng)ΔT≥323.15K時，依據(jù)RCC-M規(guī)范B3200對穩(wěn)壓器波動管進行計算評定，由于熱分層產(chǎn)生的整體彎曲應(yīng)力和局部熱應(yīng)力對穩(wěn)壓器波動管的應(yīng)力及疲勞產(chǎn)生很大影響，均不可忽略。

汽腔升溫模式的電站，泵啟動前需保持2.46MPa系統(tǒng)壓力，該壓力下為了形成汽腔，需將穩(wěn)壓器內(nèi)水加熱到約497.05K。此時，反應(yīng)堆冷卻劑系統(tǒng)的冷卻劑溫度相對保持不變（約322.05～355.15K），系統(tǒng)溫差可達175～141.9K，波動管熱分層最嚴(yán)重；水實體型升溫模式的電站，升溫過程中汽腔形成較晚，汽腔形成前反應(yīng)堆冷卻劑泵就已啟用并加熱系統(tǒng)（冷卻劑溫度約394.15～449.85K），當(dāng)電加熱投入使用，汽腔形成時（約2.46MPa），系統(tǒng)溫差則不大于111K。本文模擬的熱分層工況來自文獻［12］，即熱管段324.85K的冷流體存在于波動管中，并達到穩(wěn)態(tài)，突然某一時刻，來自穩(wěn)壓器的491.45K高溫水以0.07m／s的速度涌入與之相連的波動管豎直部分的直管段上部管嘴，系統(tǒng)溫差達166.6K，此時的工作壓力為2.240 8MPa。

2 波動管熱分層數(shù)值模擬及結(jié)果分析

2.1 波動管的物理結(jié)構(gòu)

利用ANSYS／WORKBENCH建立波動管1∶1的計算模型，模型采取全六面體的網(wǎng)格劃分。最終計算前，分別對8.7萬、10.2萬、15.7萬、20.1萬、23.7萬和27.7萬網(wǎng)格的計算模型進行了70s的試算（網(wǎng)格尺寸依次為30、27、25、22、20和18mm）。計算結(jié)果對比發(fā)現(xiàn)，當(dāng)網(wǎng)格數(shù)達23.7萬時，計算結(jié)果已趨于穩(wěn)定，進一步細化網(wǎng)格對計算結(jié)果影響微小，兼顧計算精度與效率，最終選定計算模型網(wǎng)格尺寸20mm，網(wǎng)格數(shù)23.7萬。計算模型及其網(wǎng)格劃分如圖2、3所示。

圖2 穩(wěn)壓器波動管仿真模型Fig.2 Pressurizer surge line simulation model

圖3 流體模型網(wǎng)格劃分Fig.3 Mesh of fluid simulation model

在ANSYS／WORKBENCH的工程界面下所建立的模型，可通過體抑制選項對不同的PART進行激活或抑制，根據(jù)所研究問題的需要而進行計算。本文同時建立了波動管固體和管內(nèi)流體模型，但在計算流動和傳熱問題時，忽略了波動管內(nèi)流體與管道的傳熱，因此波動管固體模型在計算中被選擇為體抑制，即等效為波動管厚度為0，僅保留流體模型為激活態(tài)。固體模型將用于后續(xù)力學(xué)的耦合計算中。

計算模型中瞬態(tài)工況流體入口（與穩(wěn)壓器連接部分）與出口（與熱管段連接部分）位置設(shè)置x、y、z3個方向的位移約束。在CFX-Pre中設(shè)置流體性質(zhì)相關(guān)參數(shù)，在流體域中設(shè)置材料及初始條件，湍流模型選取剪切應(yīng)力輸運（SST）模型。網(wǎng)格位移設(shè)為動網(wǎng)格。對于入口和出口的邊界條件，“inlet”和“outlet”這兩種邊界條件不允許有回流情況發(fā)生，在這些邊界條件下，回流會導(dǎo)致收斂困難或計算不穩(wěn)定；而開放壓強和方向（opening pressure and direction）邊界條件則允許流體流入和流出計算域，與真實流動情況更相符，本文的計算選取了開放壓強和方向的邊界條件。實際操作中，為了防止波動管的散熱損失，核電廠通常會在管壁外敷設(shè)保溫層，可近似認(rèn)為絕熱，故本文在流體外邊界設(shè)置了絕熱的邊界條件。設(shè)置求解器為ANSYS／CFX。

2.2 輸入載荷

瞬態(tài)工況為波動管與穩(wěn)壓器接口處某時刻突然來流速度為0.07m／s、溫度為491.45K的流體（熱管段流體處于溫度為324.85K的穩(wěn)定狀態(tài)），即波出。ANSYS／CFX實際計算時，其溫度和速度的輸入為在0.01s時間內(nèi)入口溫度由324.85K升到491.85K，入口流速從0m／s升到0.07m／s，相對應(yīng)百秒級的計算時間，此處可近似認(rèn)為來流的溫度和速度瞬時突變。

2.3 計算結(jié)果及分析

本文在波動管的焊縫位置選取4個截面進行其熱分層現(xiàn)象研究。波動管的焊縫1位置為波動管由豎直段進入水平段的90°彎頭焊縫，根據(jù)文獻［13］，焊縫1位置處有較高的載荷和應(yīng)力指數(shù)，在瞬態(tài)工況下，焊縫1處下部受到的熱沖擊最惡劣，同時，為系統(tǒng)研究波動管內(nèi)流體的熱分層流動過程，同時也對其他焊縫位置進行了對比分析，即截面2、3和4（圖2）。計算起始時刻t＝0s為高溫流體開始流入波動管的時刻，計算時長共380s，保證了4個截面位置處的管內(nèi)流體溫度均勻混合。

1）波動管整體溫度分布

圖4為不同時刻穩(wěn)壓器波動管的整體溫度分布和傳熱情況。

圖4所選取4個時刻分別為4個典型截面內(nèi)的流體溫差達到最大的時刻。從圖4可看出，管內(nèi)的流體出現(xiàn)了顯著的熱分層流動現(xiàn)象。

波出瞬態(tài)開始前，波動管內(nèi)的流體達到穩(wěn)態(tài)（T＝324.85K）。t＝0s時刻來自穩(wěn)壓器的熱流體涌入波動管豎直管段入口。從圖4a可看出，當(dāng)高溫流體到第1個90°彎角時，在波動流慣性力和浮力綜合作用下，熱分層現(xiàn)象開始出現(xiàn)。管道上部空間被高溫流體占據(jù)，下部分為低溫流體，上部高溫流體向下部低溫流體傳熱的同時向下游流動。隨著流動時間的延長，波動管內(nèi)的較冷流體一部分直接流出波動管，另一部分被較熱流體加熱，管內(nèi)空間最終都被高溫流體所取代。

2）典型截面的熱分層分析

圖5為4個研究截面在管內(nèi)溫差最大時刻的溫度分布情況，可較清晰地看出冷熱流體的溫度分布分層的特性。由于4個焊縫位置均位于波動管的彎管結(jié)構(gòu)處，彎管內(nèi)流動產(chǎn)生的離心力導(dǎo)致壓力分布變化，使得彎管內(nèi)流體產(chǎn)生垂直于主流切向速度的軸向速度和徑向速度，故熱分層界面出現(xiàn)了未平行于水平面的現(xiàn)象，而在遠離彎角結(jié)構(gòu)處（如截面4下游的水平段），流體的熱分層界面將會恢復(fù)到水平狀態(tài)。

表2為流體通過4個截面的最大溫差、流體溫度所達到的均勻時刻以及由最大溫差分布狀態(tài)到溫度混合均勻的延遲時間。

圖4 典型時刻穩(wěn)壓器波動管內(nèi)流體溫度分布Fig.4 Temperature distribution of fluid in pressurizer surge line at typical moment

圖5 不同截面在溫差最大時刻的溫度分布Fig.5 Temperature distribution at maximum temperature difference moment in different sections

表2 不同截面位置的溫度響應(yīng)Table 2 Temperature response in different sections

由表2可看出，從截面1到截面4雖然在沿著流體流動方向上，處于不同位置截面的最大溫差在逐漸減小，但其達到溫度均勻的延遲時間卻逐漸增大。

計算過程中，在波動管內(nèi)流體截面高溫流體區(qū)域和低溫流體區(qū)域設(shè)置了虛擬監(jiān)測點a（高溫層）和b（低溫層），如圖6所示。圖7示出4個截面所設(shè)置虛擬監(jiān)測點記錄的溫度時程曲線。

圖6 虛擬監(jiān)測點布置Fig.6 Location of monitoring point

從圖7可看出，4個截面的流體溫差均呈現(xiàn)先增大后減小的趨勢。流動開始后，流體在經(jīng)過第1個90°彎角后，管內(nèi)流體已形成不同溫度的分層流動，即高溫流體在上，低溫流體在下。圖7中各截面上部的高溫流體（T＝491.15K）來流（流體溫度發(fā)生突變）時，下部的流體還處于低溫流體（T＝324.85K）狀態(tài)，溫度通過高溫流體逐層傳遞到低溫流體后，下部流體的溫度才開始上升，因此圖中監(jiān)測點b的溫度開始變化的時間均延遲于監(jiān)測點a。

截面1和截面2由于結(jié)構(gòu)位置相對較近，所以監(jiān)測點反映出的溫度變化趨勢相同。圖7a、b中監(jiān)測點a1和a2的溫度曲線出現(xiàn)了階躍式變化，說明監(jiān)測點a1和a2所測的突變溫度為穩(wěn)壓器流出的高溫流體到達截面位置的瞬時溫度；而截面3和截面4中監(jiān)測點a3和a4的溫度曲線為斜坡式變化，經(jīng)計算，流體以0.07m／s的速度到達截面3和截面4的時間分別為116.8s和207.0s，而監(jiān)測點a3和a4監(jiān)測截面達到最高溫度的時間分別為91.5s和190.0s，所以溫度斜坡式變化體現(xiàn)的是管內(nèi)原低溫流體被高溫流體逐漸加熱的溫度變化過程。同時可發(fā)現(xiàn)，4個截面的監(jiān)測點b1～b4的溫度測量曲線均呈近似線性增長趨勢，但從監(jiān)測點b1到b4溫度曲線的斜率逐漸減小。

圖7 4個截面上監(jiān)測點a、b的溫度時程曲線Fig.7 Time history curve of temperature at monitoring point a and b

3 結(jié)論

1）整個波出熱分層瞬態(tài)過程中，波動管內(nèi)流體流動過程的溫度分布特性表明，流體流經(jīng)不同截面時，沿流動方向，不同位置截面所達到的最大溫差逐漸減小，但最終達到溫度混合均勻的延遲時間逐漸增大。不同截面位置的管內(nèi)流動特性差別較大，但均呈現(xiàn)截面內(nèi)上部和下部流體的溫差先增大后減小的趨勢。

2）沿著流動方向，波動管不同截面上部高溫層流體的溫度變化由階躍式增長逐漸變?yōu)樾逼率皆鲩L；下部低溫層流體溫度變化呈近似線性增長，但斜率逐漸減小。

3）本文研究方法具有通用性，計算結(jié)果可為后續(xù)波動管熱應(yīng)力分析及壽命評價提供一定基礎(chǔ)。

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Numerical Simulation of Thermal Stratification in Pressurized Water Reactor Pressurizer Surge Line under Transient Condition

GUO Chao，WEN Li-jing＊，LIU Yu-sheng，ZHANG Pan，MA Shuai
（Nuclear and Radiation Safety Center，Ministry of Environmental Protection，Beijing100082，China）

The thermal stratification under transient condition in pressurizer surge line of Qinshan PhaseⅡextension nuclear power project（2×650MW PWR generator 4）was investigated by computational fluid dynamics program ANSYS／CFX.The whole and cross-sectional thermal stratification transient analysis models for the pressurizer surge line were established，and the heat stratified flow and heat transfer of the surge line were studied.The way of temperature growth is different between high-and lowtemperature fluid layers in the same cross section.The fluid temperature distribution has great difference in different cross sections，but the temperature difference first increases and then decreases in every cross section.The research results can provide a basis for subsequent analysis of thermal stress and lifespan.

transient condition；pressurizer surge line；thermal stratification；numerical simulation

TL33

：A

：1000-6931（2015）01-0058-06

10.7538／yzk.2015.49.01.0058

2013-10-30；

2014-03-12

大型先進壓水堆核電站國家科技重大專項資助項目（2011ZX06002-010）

郭 超（1986—），男，內(nèi)蒙古開魯人，助理工程師，碩士，從事反應(yīng)堆力學(xué)分析研究

＊通信作者：溫麗晶，E-mail：wenlj718＠sina.com