李继威，　干富军，　郑轶雄，　张朝柱, ，　朱丽兵，　顾汉洋

(1． 上海核工程研究设计院， 上海 200233； 2． 上海交通大学 核科学与工程学院， 上海 200240)



燃料组件管座压降试验研究

李继威1，干富军1，郑轶雄1，张朝柱1, 2，朱丽兵1，顾汉洋2

(1． 上海核工程研究设计院， 上海 200233； 2． 上海交通大学 核科学与工程学院， 上海 200240)

摘要：介绍了CAP1400燃料组件上下管座压降试验过程和数据处理方法，得到了阻力系数及其测量不确定度，并与对比燃料组件上下管座的试验结果进行了对比分析.结果表明：试验本体的摩擦压降基本可以忽略；CAP1400上下管座和对比上下管座的阻力系数的相对扩展不确定度均小于1.5%；CAP1400上管座的阻力系数相比对比上管座降低约9%；CAP1400下管座的阻力系数相比对比下管座降低约2.4%.

关键词：燃料组件； 上管座； 下管座； 阻力系数； 压降试验

大型先进压水堆核电站CAP1400堆芯内共装载193组燃料组件，燃料组件类型既可采用自主设计研发的CAP1400燃料组件，也可采用其他类型燃料或共存(混合堆芯).燃料组件上管座和下管座作为CAP1400燃料组件的重要组成部件，其阻力系数和防异物特性等必须满足设计要求.虽然从理论上讲，上下管座阻力系数越小越好，以便为其他零部件提供充足的设计裕量；然而，如果上下管座的阻力系数太小，在混合堆芯情况下，会导致堆芯入口横向流过大，引起燃料棒振动，对包壳振动磨蚀产生不利的影响.因此，燃料组件上下管座必须具有适当的阻力系数[1].

燃料组件上下管座的阻力系数可通过试验方法测量得到.燃料组件管座压降试验的目的是测量上下管座在第二自模区的阻力系数，并根据试验数据拟合外推得到堆芯流动雷诺数条件下的管座阻力系数.

根据CAP1400核电厂用燃料组件上下管座的设计要求，开展了CAP1400上下管座的压降试验研究，并与国内电厂在用某型燃料组件上下管座(以下简称对比上下管座)的试验结果进行了比较.测量了上述结构件在不同流量下的阻力系数，并对试验结果进行了对比分析.

1管座结构设计特点

1.1上管座

CAP1400燃料组件上管座采用了优化格板和连接方式的铸造上管座方案.通过优化上格板结构实现上管座结构性能和水力学性能的优化；新的结构形式更利于精密铸造加工，同时也兼容机械加工，提升了制造的灵活性；通过优化与骨架端部的连接方式，使上管座具有高效可拆的特点.上管座流水孔布置如图1所示.

图1　上管座流水孔布置示意图

1.2下管座

CAP1400燃料组件下管座采用了十字嵌片的防异物下管座方案.通过大口径流水孔保持较小的阻力系数；通过板厚调整保持足够的结构强度；同时通过十字嵌片对大流水孔流通面积进行了细分，配合其上下沿不规则曲线结构增强了捕获异物的能力.下管座还可与异物过滤管阵形成良好的互补，配合成为双重防异物下管座.下管座流水孔布置如图2所示.

图2　下管座流水孔布置示意图

2试验系统

2.1试验装置

燃料组件上下管座压降试验在多功能大流量闭式综合水力试验回路中开展.水力试验回路包含试验本体、大小2个闭式环路以及辅助系统.大环路采用2台800 t/h的离心泵并联，总的设计体积流量为1 600 t/h，小环路采用2台400 t/h的离心泵并联，总的设计体积流量为800 t/h.由供水系统制造的去离子水通过主泵注入主管道，通过一个三通后，形成试验支路和旁路.试验支路的去离子水经过截止阀、涡轮流量计、电动调节阀和试验本体后，经截止阀，与旁路去离子水汇合，通过换热器冷却后回到主泵.

矩形试验本体用于安装试验件，横截面尺寸为一盒燃料组件的流道横截面.去离子水自下而上流经试验本体及试验件.

试验时，在试验件前后的矩形通道上布置压差传感器，具体位置如图3所示.在试验件上游足够远处方管横截面上设置1个取压点，作为压差表DP3、DP4和DP5的共同高压取压点，以及压力表p的取压点.在同一截面的对侧设置1个取压点，作为压差表DP1的高压取压点.在距共同高压取压点下游不同距离横截面同侧上分别设置取压点作为压差表DP3、DP4和DP5的低压取压点.在DP5的低压取压点同一横截面的对侧设置1个取压点，作为DP1的低压取压点.其中，DP3、DP4和DP5用于测量试验件下游不同位置的压降，DP1用于与DP5进行对比.

2.2测量装置

2.2.1仪器仪表

试验过程中需要测量和记录的数据包括回路体积流量、流体温度、回路压力和测量段的压差.试验使用的仪器仪表信息汇总见表1.

图3　压差传感器布置示意图

测量参数仪器仪表量程精度流体温度T型热电偶0～200℃1级精度回路体积流量涡轮流量计60～600m3/h0.5%回路压力智能压力传感器0～1.5MPa0.2级精度压差智能压差传感器0～30kPa0.1级精度

2.2.2数据采集系统

压降试验数据采集系统实时同步采集的信号主要包括：回路体积流量、回路压力、各测量段压差及流体温度.所有信号经数据采集系统同步采集后，进行模-数(A/D)转换，输入计算机进行实时显示、计算和存储[2].

2.3试验件

压降试验采用的试验件为CAP1400燃料组件上下管座试验件以及对比燃料组件上下管座试验件共4种.试验件规格及材料与实际产品相同，其中上管座试验件不安装压紧弹簧.试验件通过焊接在矩形试验本体上的小圆柱固定，防止轴向窜动.小圆柱体积很小，且焊接在流动滞止区，对试验过程中压降测量没有影响.

2.4试验工况

试验回路压力名义值为1.0 MPa，雷诺数Re从20 000左右增大到270 000左右.

3结果与讨论

3.1雷诺数和阻力系数的计算

雷诺数的计算公式为

(1)

式中：ρ为流体密度，kg/m3；qV为体积流量，m3/h；De为特征长度(即当量水力直径)，mm；A为试验本体流通面积，cm2；ν为流体黏度系数，Pa·s.

在上管座压降试验中,通过测量得到的各段的压差计算得到上管座形阻引起的压差Δp形阻.Δp形阻与上管座试验件阻力系数K的关系式为

(2)

式中：V为流体特征速度，V=qV/A.

由此可以得到上管座试验件的阻力系数为

(3)

计算形阻压降Δp形阻时,需要考虑摩擦阻力引起的压降及温度的影响，计算公式为

(4)

式中：pd为各段压差，可取pd1、pd3、pd4、pd5(分别对应压差表DP1、DP3、DP4、DP5)；Δp摩擦为摩擦阻力引起的压降；ρ冷为引压管内流体密度；ρ热为试验本体内流体密度；h为同一压差传感器2个取压点位差，m.

3.2测压点对试验结果的影响

图4给出了CAP1400上管座压差pd3、pd4和pd5随体积流量的变化.由图4可以看到，上管座出口压差pd3大于压差pd4和pd5，主要是由于压差表DP3的低压侧取压点距离试验本体下游较近，流动尚未充分发展，静压未得到恢复.压差表DP4与DP5在体积流量较小时有较小差异，随着体积流量逐渐增大，其值基本一致，主要是由于压差表DP4的低压侧取压点位置后流场已基本达到充分发展状态.因此，试验本体的摩擦引起的压降基本可以忽略，即Δp摩擦=0.

图5给出了压差pd1和pd5随体积流量的变化曲线.压差pd1和pd5随体积流量的变化曲线完全吻合.由于压差表DP1的高低压侧取压点与压差表DP5的高低压侧取压点轴向高度相同但取压点位置独立，因此可证明试验消除了测压点的影响，保证了压差测量数据的准确性.

图4　压差pd3、pd4和pd5随体积流量的变化

Fig.4Differential pressurespd3,pd4andpd5vs. volumetric flow rate

3.3测量不确定度计算

K的标准不确定度与所测量各分量的标准不确定度直接相关.由阻力系数K的计算公式可知，阻力系数K的不确定度是Δp、A、ρ和qV的不确定度的函数.其中，试验本体流通面积A受试验件的影响很小，计算时取确定值，ρ由p和T计算得出.因此，K的标准不确定度σK与Δp、qV、p和T的标准不确定度δΔp、δqV、δp和δT的关系为：

图5　压差pd1和pd5随体积流量的变化

(5)

每个分量的标准不确定度应包括A类标准不确定度和B类标准不确定度2个方面的总和[3]，即Δp、qV、p和T的标准不确定度δΔp、δqV、δp和δT由A类和B类2部分构成.A类标准不确定度可通过分别求两者测量值平均数的标准误差得到.B类标准不确定度通过已标定仪器的测量不确定度得到.根据试验信息，压差测量使用的压差变送器的测量不确定度σΔp=0.065%，体积流量测量使用的涡轮流量计的不确定度σM=0.5%，流体温度测量使用的T型热电偶为1级精度，回路压力测量使用的智能压力传感器为0.2级精度.

本试验中取ke=2作为阻力系数K的扩展不确定度的包含因子(即置信因子)，计算得到K的扩展不确定度UK.将K的扩展不确定度UK除以相应的K得到相对扩展不确定度UK,rel.

根据上述方法对不同试验件测得的不同体积流量下的阻力系数K的相对扩展不确定度UK,rel进行计算.对于每个试验件，取各体积流量下最大的UK,rel保守作为其相对测量不确定度，计算结果见表2.

表2阻力系数K的最大相对扩展不确定度计算结果

Tab.2Calculation results of measurement uncertainty for resistance coefficientK

%

3.4回归分析

图6为试验测得的CAP1400上管座阻力系数K随雷诺数Re的变化曲线.根据曲线形状，选用幂函数、指数函数和对数函数3种关系式进行回归分析.3种关系式均可转化为线性回归关系式y=ax+b，其转化后的相关系数r见表3.

图6　CAP1400上管座阻力系数随Re的变化

Fig.6Resistance coefficient of CAP1400 top nozzle vs. Reynolds number

表3各关系式转化为线性关系式后的相关系数

Tab.3Correlation coefficients of various formulae by linear transformation

关系式线性化后因变量和自变量相关系数ry=axblny,lnx-0.71412y=aebxlny,x-0.69262y=aeb/xlny,1/x0.71585y=a+blnxy,lnx-0.71385

4种关系式的相关系数非常接近，选用相关系数绝对值最大的第3个关系式进行回归分析.

对比上管座和CAP1400燃料组件上管座压降试验结果见图7.由图7可知,在不考虑压紧弹簧的相同试验条件下，CAP1400上管座的阻力系数要低于对比上管座.将曲线外推至Re=500 000，此时CAP1400上管座的阻力系数为0.438，对比上管座的阻力系数为0.483，前者相对于后者降低约9%.

图7　上管座阻力系数随Re的变化(回归关系)

Fig.7Resistance coefficient of top nozzle vs. Reynolds number (regression)

对比下管座和CAP1400燃料组件下管座压降试验结果见图8.由图8可知,在相同试验条件下，CAP1400下管座的阻力系数要低于对比下管座.将曲线外推至Re=500 000，此时CAP1400下管座的阻力系数为1.741，对比下管座的阻力系数为1.783，前者相对于后者降低约2.4%.

图8　下管座阻力系数随Re的变化(回归关系)

Fig.8Resistance coefficient of bottom nozzle vs. Reynolds number (regression)

4结论

(1) 距共同高压取压点下游不同高度处的横截面同侧上的压差测量结果非常接近，表明试验本体的摩擦压降基本可以忽略；同一高度下不同位置取压点的压降测量结果一致，表明测压点对试验结果没有影响.

(2) 测得CAP1400上下管座阻力系数的最大相对扩展不确定度分别为1.5%和1.1%，对比上下管座阻力系数的最大相对扩展不确定度分别为1.25%和1.2%，测量不确定度均小于1.5%，试验结果稳定可靠.

(3) 在雷诺数Re=500 000时，CAP1400上管座的阻力系数相比对比上管座降低约9%，CAP1400下管座的阻力系数相比对比下管座降低约2.4%，表明CAP1400上下管座流水孔设计能够获得较低的管座压降.

参考文献：

[1]郑明光，杜圣华.压水堆核电站工程设计[M].上海：上海科学技术出版社，2013.

[2]刘华，沈胜强，陈石,等. 转角正方形管束有降膜流动时的压降试验[J]. 动力工程学报，2013，33(8)：633-636.

LIU Hua，SHEN Shengqiang，CHEN Shi，etal. Experimental study on pressure drop of falling film flow across tube bundles in rotated square arrangement[J]. Journal of Chinese Society of Power Engineering，2013，33(8)：633-636.

[3]中国计量标准委员会. JJF 1059—1999 测量不确定度评定与表示[S]. 北京：中国计量出版社，1999.

Experimental Study on Pressure Drop Characteristics of Fuel Assembly Nozzles

LIJiwei1,GANFujun1,ZHENGYixiong1,ZHANGChaozhu1,2,ZHULibing1,GUHanyang2

(1.Shanghai Nuclear Engineering Research and Design Institute, Shanghai 200233, China;2. School of Nuclear Science and Engineering, Shanghai Jiaotong University, Shanghai 200240, China)

Abstract：To measure the pressure drop in top and bottom nozzles of CAP1400 fuel assembly, experimental tests were conducted, after which the coefficient of resistance and the uncertainty of measurement were obtained through data processing with the appropriate method proposed, while a comparison and an analysis were performed between above test results and the data of reference test pieces. Results show that the frictional pressure drop of test specimen can be ignored; the relative expanded uncertainty of resistance coefficent for both the CAP1400 and the reference top and bottom nozzles are all lower than 1.5%; the resistance coefficient of CAP1400 top nozzle is 9% lower than that of the top reference test piece, while the resistance coefficient of CAP1400 bottom nozzle is 2.4% lower than that of the bottom reference test piece.

Key words：fuel assembly; top nozzle; bottom nozzle; resistance coefficient; pressure drop measurement

文章编号：1674-7607(2016)03-0242-05

中图分类号：TL352

文献标志码：A学科分类号：490.40

作者简介：李继威(1985-)，男，山东泰安人，工程师，硕士，主要从事燃料和相关组件设计方面的工作.电话(Tel．)：021-61864053；

基金项目：上海市科学技术委员会资助项目(13DZ2250200)

收稿日期：2015-06-17

修订日期：2015-06-26

E-mail：lijiwei@snerdi.com.cn．