付 強(qiáng)，習(xí) 毅，朱榮生，王秀禮

（江蘇大學(xué)流體機(jī)械工程技術(shù)研究中心，江蘇鎮(zhèn)江 212013）

AP1000核主泵的優(yōu)化設(shè)計(jì)及試驗(yàn)研究

付 強(qiáng)，習(xí) 毅＊，朱榮生，王秀禮

（江蘇大學(xué)流體機(jī)械工程技術(shù)研究中心，江蘇鎮(zhèn)江 212013）

根據(jù)核主泵的設(shè)計(jì)參數(shù)，采用正交試驗(yàn)對核主泵的主要參數(shù)進(jìn)行了初步正交優(yōu)化設(shè)計(jì)。根據(jù)正交優(yōu)化結(jié)果，得到了1組最佳幾何參數(shù)組合及各主要參數(shù)對核主泵性能影響的主次順序，根據(jù)主次影響順序?qū)χ饕绊懸蛩剡M(jìn)行了進(jìn)一步的多方案優(yōu)化設(shè)計(jì)，進(jìn)而得到能使核主泵具有更好性能的葉輪幾何設(shè)計(jì)參數(shù)組合。根據(jù)最終的葉輪幾何設(shè)計(jì)參數(shù)，建立了三維模型及對其內(nèi)部流場進(jìn)行了數(shù)值模擬計(jì)算，并用相似換算法，設(shè)計(jì)制造出對應(yīng)的模型泵進(jìn)行試驗(yàn)研究。結(jié)果顯示：試驗(yàn)結(jié)果和模擬結(jié)果基本吻合，由此可證明葉輪優(yōu)化設(shè)計(jì)的正確性。

核主泵；正交試驗(yàn)；優(yōu)化設(shè)計(jì)

核反應(yīng)堆冷卻劑泵（核主泵）是核電站一回路系統(tǒng)中唯一高速旋轉(zhuǎn)的設(shè)備，也是關(guān)鍵的核動(dòng)力設(shè)備之一，它的主要功能是在系統(tǒng)充水時(shí)趕氣，在開堆前循環(huán)升溫，在正常運(yùn)行時(shí)確保一回路冷卻劑循環(huán)以冷卻堆芯［1－2］。核主泵的過流部件主要由泵殼、導(dǎo)葉和葉輪組成，各部件的性能對核主泵性能均有一定影響，其中葉輪的性能起著主要影響作用。目前我國核主泵水力部件的設(shè)計(jì)尚處于研究、探索階段，關(guān)于核主泵水力部件的設(shè)計(jì)鮮有報(bào)道，因此設(shè)計(jì)出高水力性能的核主泵對促進(jìn)其國產(chǎn)化有重大意義。

為設(shè)計(jì)出具有優(yōu)秀水力性能的核主泵，本文對核主泵葉輪的主要參數(shù)進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)。對葉輪中影響核主泵性能的主要參數(shù)進(jìn)行正交優(yōu)化設(shè)計(jì)，得出1組合適的參數(shù)組合，然后根據(jù)正交試驗(yàn)結(jié)果，對主要影響因素進(jìn)行多方案優(yōu)化設(shè)計(jì)，最終得到具有最佳性能的核主泵葉輪設(shè)計(jì)參數(shù)。

1 正交試驗(yàn)法

正交試驗(yàn)法就是正交方法對多水平、多因素試驗(yàn)進(jìn)行整體設(shè)計(jì)、綜合比較、統(tǒng)計(jì)分析，實(shí)現(xiàn)通過較少次數(shù)的試驗(yàn)找到最佳的因素和水平的組合。目前正交試驗(yàn)法已在水泵的設(shè)計(jì)中廣泛使用。袁壽其［3］采用正交試驗(yàn)法研究了葉輪幾何參數(shù)及喉部面積對離心泵性能的影響，提出了一套關(guān)于無過載離心泵的設(shè)計(jì)方法。司喬瑞等［4］為了找出多級潛水泵葉輪主要參數(shù)的最佳組合，采用正交試驗(yàn)法對葉輪進(jìn)行了正交優(yōu)化設(shè)計(jì)，并用試驗(yàn)驗(yàn)證了正交設(shè)計(jì)結(jié)果的正確性。王洪亮和沈艷寧等［5－6］為了研究葉輪主要幾何參數(shù)對泵特性的影響，同樣采用了正交試驗(yàn)法。周嶺等［7］為了設(shè)計(jì)出具有較高性能的導(dǎo)葉，利用正交試驗(yàn)法篩選出了影響流道式導(dǎo)葉性能的關(guān)鍵因素，并最終利用正交試驗(yàn)法設(shè)計(jì)出了具有較好性能的導(dǎo)葉。由此可見，正交試驗(yàn)法是一種較成熟的設(shè)計(jì)方法，不但可節(jié)省工作量，而且還可得到較為合適的參數(shù)組合，特別適用于多因素且多水平的組合設(shè)計(jì)中。

本文根據(jù)相關(guān)參考文獻(xiàn)和前人的研究經(jīng)驗(yàn)，選取葉輪中對核主泵的效率和揚(yáng)程有重要影響的參數(shù)作為優(yōu)化對象。根據(jù)速度系數(shù)法對葉輪的主要設(shè)計(jì)參數(shù)進(jìn)行初步計(jì)算，根據(jù)參數(shù)的計(jì)算范圍和參考相似優(yōu)秀模型，選擇的優(yōu)化因素列于表1，用正交方法確定的試驗(yàn)方案列于表2。表1中：A表征葉輪出口傾斜角γ；B表征葉輪出口安放角β2；C表征包角Φ；D表征葉片數(shù)Z；E表征出口直徑D2；F表征出口寬度b2；G表征進(jìn)口直徑D0。

表1 優(yōu)化因素Table 1 Optimization factors

2 模型建立與網(wǎng)格劃分

2.1 模型建立

核主泵原型泵參數(shù)為：流量Qn＝17 886 m3／h，揚(yáng)程Hn＝111.3 m，轉(zhuǎn)速n＝1 750 r／min，根據(jù)正交試驗(yàn)方案建立18組模型，其中1組模型三維中間剖面圖如圖1所示。

2.2 網(wǎng)格劃分

網(wǎng)格的數(shù)量和質(zhì)量對泵性能的預(yù)測有直接影響［8］，采用ICEM對模型泵各部件過流水體進(jìn)行網(wǎng)格劃分，為了確定合適的網(wǎng)格數(shù)，進(jìn)行網(wǎng)格數(shù)的無關(guān)性驗(yàn)證。經(jīng)驗(yàn)證計(jì)算可知：當(dāng)網(wǎng)格數(shù)達(dá)到2 0 0萬后，模型泵的揚(yáng)程變化不超過0.06%，效率變化不超過0.02%，由此可認(rèn)為網(wǎng)格數(shù)超過200萬后對計(jì)算結(jié)果影響不大。本文最終確定的網(wǎng)格數(shù)為220萬，經(jīng)檢查網(wǎng)格質(zhì)量良好，均在0.3以上，滿足計(jì)算要求。主要水體及裝配網(wǎng)格如圖2所示。

表2 試驗(yàn)方案Table 2 Test scheme

圖1 泵模型Fig.1 Pump mode

圖2 主要水體及裝配網(wǎng)格Fig.2 Main body and assembly mesh

2.3 邊界條件

采用CFX軟件對模型泵進(jìn)行數(shù)值模擬。采用速度進(jìn)口，泵出口遠(yuǎn)離葉輪和導(dǎo)葉，可認(rèn)為流動(dòng)已充分發(fā)展，采用自由出流邊界條件。進(jìn)口為錐形進(jìn)口，因此可認(rèn)為為無旋流動(dòng)，流動(dòng)介質(zhì)為常溫水，采用準(zhǔn)確易收斂的k-ε湍流模型，壁面為無滑移壁面，收斂精度為10－4。

2.4 結(jié)果分析

在設(shè)計(jì)流量點(diǎn)Qn＝17 886 m3／h，不同葉輪時(shí)核主泵的揚(yáng)程和效率模擬結(jié)果列于表3。對正交試驗(yàn)?zāi)M結(jié)果的分析引入平均值，即計(jì)算出各因素不同水平時(shí)模擬結(jié)果的平均值，以此來評價(jià)某一因素各水平的好壞。為了評價(jià)各因素對核主泵特性影響的主次順序引入極差，極差大，則表明該因素對核主泵特性的影響大，為重要因素，極差小，表明該因素對核主泵特性的影響小，為次要因素。表3中，k1、k2、k3為不同水平時(shí)揚(yáng)程和效率的平均值，R為各因素時(shí)揚(yáng)程和效率的極差。

由表3可知：各因素對效率影響的主次順序依次為D＞B＞F＞A＞C＞E＞G，由此可得出設(shè)計(jì)時(shí)提高核主泵的效率可選擇改變參數(shù)的先后順序；各因素對揚(yáng)程影響的主次順序?yàn)镈＞B＞A＞C＞E＞F＞G，由此可得出控制揚(yáng)程時(shí)可選擇改變參數(shù)的先后順序。

在進(jìn)行核主泵設(shè)計(jì)時(shí)應(yīng)盡可能提高核主泵的效率，同時(shí)也要滿足設(shè)計(jì)揚(yáng)程。當(dāng)揚(yáng)程低于設(shè)計(jì)揚(yáng)程時(shí)，核主泵將不能為核反應(yīng)堆提供足夠的冷卻劑；當(dāng)揚(yáng)程過高時(shí)，會(huì)使一回路管路內(nèi)的壓力過高，進(jìn)而使核主泵不能正常運(yùn)行。因此，各因素、各水平是否合適的判斷標(biāo)準(zhǔn)是：效率以設(shè)計(jì)流量點(diǎn)時(shí)的效率最高為最佳，揚(yáng)程以設(shè)計(jì)流量點(diǎn)時(shí)的揚(yáng)程等于或略大于設(shè)計(jì)揚(yáng)程（111 m）時(shí)為最佳。以此為判別標(biāo)準(zhǔn)可得出各因素對核主泵揚(yáng)程和效率的影響順序，結(jié)果列于表4。

表3 試驗(yàn)結(jié)果分析Table 3 Analysis of test results

表4 影響順序Table 4 Influence sequence

由表4可知各因素對揚(yáng)程和效率影響的順序，進(jìn)而可得出滿足設(shè)計(jì)揚(yáng)程又具有最高效率的參數(shù)：對于A，出口傾斜角為20°時(shí)最佳；對于B，出口安放角為25°時(shí)最佳；對于C，葉片包角為95°時(shí)最佳；對于D，葉片數(shù)為5時(shí)滿足設(shè)計(jì)揚(yáng)程，但效率低于葉片數(shù)為6時(shí)的效率，葉片數(shù)為6時(shí)的效率雖較高，但此時(shí)的揚(yáng)程高于設(shè)計(jì)揚(yáng)程，因此綜合考慮揚(yáng)程和效率，葉片數(shù)為5是最佳選擇；對于E，出口直徑為710 mm時(shí)最佳；對于F，出口寬度為185 mm和190 mm時(shí)，平均揚(yáng)程僅差0.8 m，基本上相等，但出口寬度為190 mm時(shí)的效率比出口寬度為185 mm時(shí)的效率高，所以此時(shí)出口寬度190 mm為最佳選擇；對于G，3種進(jìn)口直徑的平均值均能滿足設(shè)計(jì)揚(yáng)程的要求，且三者差別不大，但進(jìn)口直徑為550 mm時(shí)泵的效率最高，因此進(jìn)口直徑550 mm為最佳選擇。

綜上所述，最終的最優(yōu)組合是：葉片出口傾斜角為20°，出口安放角為25°，葉片包角為95°，葉片數(shù)為5，葉輪出口直徑為710 mm，出口寬度為190 mm，葉輪進(jìn)口直徑為550 mm。

3 葉輪參數(shù)的進(jìn)一步確定

為了設(shè)計(jì)出具有優(yōu)秀水力性能的核主泵，在正交優(yōu)化設(shè)計(jì)最優(yōu)結(jié)果的基礎(chǔ)上進(jìn)一步對參數(shù)進(jìn)行小范圍的優(yōu)化設(shè)計(jì)。根據(jù)正交優(yōu)化結(jié)果選擇對泵的性能有較大影響的參數(shù)進(jìn)一步優(yōu)化，此時(shí)僅改變其中一個(gè)參數(shù)，其他參數(shù)均不變，綜合考慮各因素對揚(yáng)程和效率影響的主次順序，最終選擇對葉輪出口安放角和葉輪出口傾斜角進(jìn)行進(jìn)一步優(yōu)化設(shè)計(jì)。

具體方案列于表5。

表5 因素優(yōu)化方案Table 5 Scheme of optimization factors

3.1 葉輪出口安放角的優(yōu)化

圖3為其他參數(shù)不變，僅改變?nèi)~輪出口安放角時(shí)，核主泵在不同流量時(shí)的外特性曲線。圖3中，Q為流量，H為揚(yáng)程，圖3中的揚(yáng)程模型和效率模型代表表5中相應(yīng)模型的揚(yáng)程和效率。從圖3中的流量-揚(yáng)程曲線可看出：出口安放角為23°時(shí)，不同流量點(diǎn)時(shí)泵的揚(yáng)程均最低；出口安放角為25°和27°時(shí)，核主泵的揚(yáng)程基本相等，且大于出口安放角為23°時(shí)的揚(yáng)程。這主要是由于隨著葉輪出口安放角的增大，葉輪流道變短，相鄰葉片流道間的擴(kuò)散角度變大，水力損失增加。從揚(yáng)程上看，在設(shè)計(jì)流量點(diǎn)工況下不同葉輪出口安放角時(shí)的揚(yáng)程均滿足設(shè)計(jì)揚(yáng)程的要求。

圖3 不同葉輪出口安放角時(shí)泵的外特性Fig.3 Characteristic of pump in different outlet angles

由圖3中的效率-流量曲線可看出：當(dāng)流量小于設(shè)計(jì)流量時(shí)，出口安放角為23°時(shí)核主泵的效率最高，出口安放角為25°時(shí)泵的效率最低；當(dāng)流量大于設(shè)計(jì)流量后，模型1的效率下降較快，在1.2倍設(shè)計(jì)流量時(shí)明顯小于另外兩個(gè)模型；由于核主泵正常工作時(shí)是在設(shè)計(jì)流量點(diǎn)工作，所以從效率上看，葉輪出口安放角為23°時(shí)最佳。

3.2 葉輪出口傾斜角的優(yōu)化

圖4為其他參數(shù)不變，不同葉輪出口傾斜角（17°、20°和23°）時(shí)核主泵的外特性曲線。從圖4可看出，不同流量時(shí)模型4的揚(yáng)程最低，模型5居中，模型6最高，即隨著葉輪出口傾斜角的增大，揚(yáng)程逐漸增加。在1.05倍設(shè)計(jì)流量以前，模型4的效率一直保持最高，模型5居中，模型6最低，即隨著葉輪出口傾斜角的增大，核主泵的效率逐漸降低。綜合考慮揚(yáng)程和效率，葉輪出口傾斜角為17°時(shí)最佳。

圖4 不同葉輪出口傾斜角時(shí)泵的外特性Fig.4 Characteristic of pump in different outlet incline angles

3.3 最優(yōu)模型與試驗(yàn)驗(yàn)證

最終得到1組核主泵葉輪的最優(yōu)設(shè)計(jì)參數(shù)組合，結(jié)果列于表6。為了驗(yàn)證模擬結(jié)果的準(zhǔn)確性，根據(jù)優(yōu)化參數(shù)建立葉輪的三維模型，對其進(jìn)行內(nèi)部流場的模擬計(jì)算，并根據(jù)最優(yōu)設(shè)計(jì)參數(shù)，用相似換算方法對設(shè)計(jì)參數(shù)適當(dāng)?shù)目s小，并生產(chǎn)出相應(yīng)的樣機(jī)，以進(jìn)行樣機(jī)試驗(yàn)驗(yàn)證。

表6 各因素最優(yōu)值Table 6 The best value of factors

試驗(yàn)在開式試驗(yàn)臺(tái)上進(jìn)行，介質(zhì)為常溫、常壓的清水，測試系統(tǒng)由電機(jī)、核主泵模型泵、管路系統(tǒng)、壓力傳感器、渦輪（電磁）流量計(jì)、調(diào)節(jié)閥等組成，試驗(yàn)相關(guān)測試數(shù)據(jù)由計(jì)算機(jī)自動(dòng)采集、處理。模型泵試驗(yàn)管路如圖5所示。

圖5 模型泵試驗(yàn)管路Fig.5 Test loop of model pump

根據(jù)優(yōu)化方案，生產(chǎn)出相應(yīng)的縮小后的模型泵，并進(jìn)行常溫、常壓下的試驗(yàn)研究，以此來驗(yàn)證優(yōu)化設(shè)計(jì)結(jié)果的準(zhǔn)確性。模型泵的試驗(yàn)結(jié)果列于表7。根據(jù)模型泵的試驗(yàn)數(shù)據(jù)，用相似換算法，將試驗(yàn)數(shù)據(jù)換算為1∶1時(shí)的數(shù)據(jù)并與模擬計(jì)算結(jié)果進(jìn)行對比，對比結(jié)果如圖6所示。

表7 試驗(yàn)數(shù)據(jù)和換算數(shù)據(jù)Table 7Test data and convert data

圖6中，由于核主泵在低流量時(shí)內(nèi)部流動(dòng)不穩(wěn)定，以及核主泵在實(shí)際工況中幾乎不會(huì)在0.7Qn以下的流量工作，所以模擬計(jì)算和實(shí)際試驗(yàn)中采集信號(hào)的起始點(diǎn)設(shè)置在0.7Qn左右。由圖6可見，模擬結(jié)果和試驗(yàn)結(jié)果的變化趨勢基本相似，試驗(yàn)結(jié)果小于模擬結(jié)果，這主要是因?yàn)橐环矫娈a(chǎn)品生產(chǎn)、讀數(shù)和采樣過程中存在誤差，另一方面模型泵存在機(jī)械損失、容積損失及水利損失。由圖6可知，正交優(yōu)化設(shè)計(jì)結(jié)果是正確的。

圖6 模擬結(jié)果和試驗(yàn)結(jié)果比較Fig.6 Comparison of simulation and test results

4 小結(jié)

本文采用正交設(shè)計(jì)方法對葉輪設(shè)計(jì)中核主泵的主要參數(shù)進(jìn)行了初步的正交優(yōu)化設(shè)計(jì)，根據(jù)正交優(yōu)化結(jié)果進(jìn)行了正交試驗(yàn)，最終得到了1組最佳的參數(shù)組合。根據(jù)由正交試驗(yàn)得到的主要設(shè)計(jì)參數(shù)對核主泵性能的影響次序，對主要影響因素做了進(jìn)一步的多方案優(yōu)化設(shè)計(jì)，進(jìn)而得到了使核主泵具有更好性能的葉輪設(shè)計(jì)參數(shù)。根據(jù)最佳設(shè)計(jì)參數(shù)，建立核主泵的三維模型進(jìn)行數(shù)值模擬計(jì)算，并用相似換算法設(shè)計(jì)出模型泵，將模型泵的試驗(yàn)結(jié)果與模擬結(jié)果相對比，結(jié)果顯示試驗(yàn)結(jié)果和模擬結(jié)果基本吻合。由此可證明正交優(yōu)化結(jié)果及多方案優(yōu)化結(jié)果的準(zhǔn)確性。

［1］ 秦武，李志鵬，沈宗沼，等.核反應(yīng)堆冷卻劑循環(huán)泵的現(xiàn)狀及發(fā)展［J］.水泵技術(shù)，2007（3）：1-6.

［2］ 袁丹青，張孝春，陳向陽，等.第三代反應(yīng)堆主泵的發(fā)展現(xiàn)狀及展望［J］.流體機(jī)械，2010，38（1）：31-35.

YUAN Danqing，ZHANG Xiaochun，CHEN Xiangyang，et al.Current situation and prospect of the main pump of generationⅢreactor［J］.Fluid Machinery，2010，38（1）：31-34（in Chinese）.

［3］ 袁壽其.低比速離心泵理論與設(shè)計(jì)［M］.北京：機(jī)械工業(yè)出版社，2007.

［4］ 司喬瑞，袁壽其，王川，等.低比速多級潛水泵優(yōu)化設(shè)計(jì)［J］.農(nóng)業(yè)工程學(xué)報(bào)，2012，28（8）：122-127.

SI Qiaorui，YUAN Shouqi，WANG Chuan，et al.Optimal design of submersible multistage pumps with low specific speed［J］.Transactions of the Chinese Society of Agricultural Engineering，2012，28（8）：122-127（in Chinese）.

［5］ 王洪亮，施衛(wèi)東，陸偉剛，等.基于正交試驗(yàn)的深井泵優(yōu)化設(shè)計(jì)［J］.農(nóng)業(yè)機(jī)械學(xué)報(bào)，2010，41（5）：56-63.

WANG Hongliang，SHI Weidong，LU Weigang，et al.Optimization design of deep well pump based on latin square test［J］.Transaction of the Chinese Society for Agricultural Machinery，2010，41（5）：56-63（in Chinese）.

［6］ 沈艷寧，袁壽其，陸偉剛，等.復(fù)合葉輪離心泵數(shù)值模擬正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)方法［J］.農(nóng)業(yè)機(jī)械學(xué)報(bào)，2010，41（9）：22-26.

SHEN Yanning，YUAN Shouqi，LU Weigang，et al.Orthogonal test design method based on numerical simulation for non-overload centrifugal pump with complex impeller［J］.Transaction of the Chinese Society for Agricultural Machinery，2010，41（9）：22-26（in Chinese）.

［7］ 周領(lǐng)，施衛(wèi)東，陸偉剛，等.井用潛水泵導(dǎo)葉的正交試驗(yàn)與優(yōu)化設(shè)計(jì)［J］.排灌機(jī)械工程學(xué)報(bào)，2011，29（4）：312-315.

ZHOU Ling，SHI Weidong，LU Weigang，et al.Orthogonal test and optimization design of submersible pump guide vanes［J］.Journal of Drainage and Irrigation Machinery Engineering，2000，29（4）：312-315（in Chinese）.

［8］ 張德勝，施衛(wèi)東，郎濤，等.特種渦輪驅(qū)動(dòng)混流泵瞬態(tài)空化特性［J］.華中科技大學(xué)學(xué)報(bào)：自然科學(xué)版，2014，42（2）：40-45.

ZHANG Desheng，SHI Weidong，LANG Tao，et al.Transient cavitation characteristics of a special mixed-flow turbopump［J］.Journal of Huazhong University of Science and Technology：Natural Science Edition，2014，42（2）：40-45（in Chinese）.

Optimization Design and Test Research of AP1000 Nuclear Reactor Coolant Pump

FU Qiang，XI Yi＊，ZHU Rong-sheng，WANG Xiu-li
（Research Center of Fluid Machinery Engineering and Technology，
Jiangsu University，Zhenjiang 212013，China）

According to the design parameters of nuclear reactor coolant pump，the preliminary orthogonal optimization design for main parameters which had influence on the performance of nuclear reactor coolant pump were made by using orthogonal test.According to the results of orthogonal optimization design，a set of the best combination of geometrical parameters and the primary and secondary influence order of the main parameters for the nuclear reactor coolant pump were got.According to the order，the further optimization design of several main parameters was made，and the combination of geometry design parameter for impeller was lastly achieved.The three-dimensional model was established，the inner flow field was simulated，the model pump was designed and manufactured by using similar conversion method and the test research in normal temperature and pressure was done.The results show that the simulation resultsare similar to the test results，so it shows that the orthogonal optimization design is right.

nuclear reactor coolant pump；orthogonal test；optimization design

TH313

A

1000-6931（2015）09-1648-07

10.7538／yzk.2015.49.09.1648

2014-05-05；

2014-12-08

國家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目（51379091）；江蘇省自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目（BK2013516）；江蘇高校優(yōu)勢學(xué)科建設(shè)工程資助項(xiàng)目（PAPD）；國家博士后基金資助項(xiàng)目（2014M551551）

付 強(qiáng)（1975—），男，黑龍江寶清人，副研究員，博士，從事流體機(jī)械水力性能及結(jié)構(gòu)研究

＊通信作者：習(xí) 毅，E-mail：xiyi1235＠163.com