100年一遇高潮位2.26 m;33年一遇高潮位2.14m;33年一遇低潮位-2.65 m;100年一遇低潮位-2.88m。

　　 多年平均水温12.6℃,最低水温-1.5℃。

　　 最低温度的100年再现间隔值约为-30℃。

　　 主要工艺流程,见图1。

　　 循环水系统每台机组设4台蜗壳泵,采用单元制供水,两两并联运行,每两台并联的水泵向1台机组的凝汽器半侧水室供水。夏季运行模式下,4台泵全部运行;冬季运行模式下,运行每个系列中的1台循环水泵,停运另1台,循环水供给量减小约40%,以防止凝汽器过冷、提高核电厂经济效益。

　　 水泵运行参数:(1)夏季两泵并联,每台泵参数为流量Q=16.8m³/s;扬程H=15m;(2)冬季单泵运行,每台泵参数为流量Q=21.9m³/s;扬程H=9.5m。

　　 为防止冬季结冰堵塞取水口,即从虹吸井回流经凝汽器换热后的循环水至循环水泵房进水渠道的入口处不结冰。通过打开回流闸门井内的闸门使循环水能够重力流至泵房进水渠道的方式,达到融冰的目的。由于循环水是重力回流,回流量受潮位等因素影响较大,在各工况组合下只能保证20%的回流量。

　　 一期工程的2台机组设置1座循环水泵房(见图2)。循环水泵房内每台机组设置4条进水渠道,2台机组共8条进水渠道,沿水流方向依次设置粗格栅及加氯框、钢闸门、格栅及除污机、旋转滤网和循环水泵。

　　 在虹吸井的堰前设置回流管,2台机组的回流管在回流闸门井里汇合为一根DN3 700的回流管通过重力排往循环水泵房进水渠道前。在循环水泵房前分8根 管道向泵房前部布水。

　　 每条进水渠道设置了粗格栅、细格栅和旋转滤网,见图3。粗格栅、细格栅的栅格间距分别为200mm和50mm,旋转滤网网格为3mm。为避免冰絮、冰花等附着在格栅和过滤网上,堵塞过流断面,采取将10℃左右温升(冬季工况)的凝汽器循环冷却水排水回流一部分至循环水泵房进水口断面的措施,提高进水口附近水体温度,融化其中的冰花、冰絮等。

　　 根据热量守恒定律,循环水回流量以及冰花、冰絮含量是影响融冰效果的两个关键影响因素。下面将对循环水回流百分比对冰花、冰絮的融化效果展开计算分析。

　　 目前尚无厂址海域不同年份不同时期冰花、冰絮含量情况的观测统计资料。考虑到核电厂取水口工程设计了冰凌防护组合,以避免在冬季取水过程中,冰凌随水流进入取水明渠。因此假定冰絮主要在引水明渠中生成。

　　 明渠引水过程中的水体热量损失包括水体与空气交界面的热量交换、水体与渠道壁面及渠底交界面的热量交换、水体的辐射热量交换。因水体在渠道中流动时间较短,忽略渠壁热量损失及辐射热量损失,主要考虑水面热量损失。

　　 冰点条件下,水温基本保持不变,水面热量损失来源于水冰相变潜热,因此可得一维冰絮含量控制方程如式(1)所示。

　　 式中ρ———海水密度,kg/m³;

　　 A———过流断面面积,m²;

　　 Q———流量,m³/s;

　　 C_i———冰絮含量,质量含量;

　　 B₀———敞露河宽,m;

　　 φ_T———河流单位面积上的热量损失,W/(m²·℃),主要为水面热量损失,根据Ashton研究,水面热量损失可表达为φ_T=h_wa(T_w-T_a),美国西北部地区热交换系数h_wa取20 W/(m²·℃),在本计算中亦采用此值;

　　 L_i———冰融化潜热,J/kg;

　　 K_i———扩散系数,m²/s。

　　 由于冰絮扩散主要由水体流动牵引,故扩散项通常可忽略不计。

　　 忽略扩散项,并对简化后的公式采用有限体积法进行离散求解,有限体积控制单元一维示意如图5所示,在以点P为中心的控制单元体内各项进行积分,随时间变化项、对流项及源项积分变化,其中对时间采用了全隐式差分方法处理,对流项采用了迎风差分格式处理,整合后以点P为中心的控制单元中心的冰絮含量可表示如式(2)所示。

　　 由式(2)可以看出源项对冰絮含量多少至关重要,水体与空气的温差决定了源项的热交换量。可以认为水温为冰点温度-1.5℃,而气温一般波动较大,气温越低水体与空气的热量交换越大,明渠中冰絮含量也越大。

　　 根据厂址条件,从安全角度出发,以-30℃极端气温条件下计算所得引水明渠冰絮含量作为循环水回流计算的最不利气象条件。

　　 根据机组运行工况,某一气温条件下的工况见表2。

　　 基于冰絮控制方程及以上所述模型参数设定基础上,得到平均海平面条件下,一、二、三期工程都只有1台机组运行工况下(111工况)引水明渠冰絮含量分布,见图6。由图6可以看出,随着水体进入引水明渠深度的增加,冰絮含量逐渐增大,到明渠末端达到最大值。其中一、二、三期循环水泵房引水口处冰絮含量,见图7。

　　 经分析,各循环水泵房取水口位置冰絮含量分布有着如下规律:一般而言,运行机组总数越多,各循环水泵房取水口位置冰絮含量会越低;在运行机组总数相同前提下,前端运行机组数越多,后端冰絮含量越低,前端位置冰絮含量不受后端机组分配情况的影响。

　　 在极端低温-30℃条件下、不同运行工况的一期循环水泵房取水口处冰絮含量,见图8。

　　 一期循环水泵房取水口处冰絮含量与运行的机组总数相对应分为明显的几个大的梯度,只有1台机组运行时冰絮含量最高,接近0.9%,6台机组全部运行时冰絮含量最低,只有0.15%。

　　 计算结果:在极端低温-30℃、33年一遇低水位条件下,一期循环水泵房取水口位置最高冰絮含量为0.84%。下面根据此数据对进水口结构形式进行优化,并核算回流量的影响。

　　 原设计方案:设置1个回流管道,8个排水管道,排水方向竖直向下,见图9、图10。计算后得到的温度场、流场如图11所示。

　　 原设计方案下,循环水通过排水管道竖直向下排出,但由于掺混位置距离较近,掺混时间短,水体在到达细过滤网位置时完全消融水体中的冰花、冰絮所需回流流量较高。通过计算发现,在检修运行工况下(1台机组运行),当冰絮含量为0.84%时回流比接近30%,超出了20%的回流比限值,无法满足要求。因此要对融冰结构进行优化。

　　 融冰结构优化主要从以下4个方向开展。

　　 (1)优化排水管角度。排水管角度由原设计方案中的竖直向下改为倾斜向前,可以使冷热水体的掺混位置前移,对掺混有利,见图12~图16。

　　 (2)优化排水管数量。排水管道由8个改为4个和16个,见图17~图19。

　　 (3)增设阀门。在排水管口增加阀门或者在回流管道增加阀门,以实现对流量的调控,使得有限流量按要求定向排入需要引水的流道前,见图20。

　　 (4)增设回流管道。当回流管中无法设置阀门时,可考虑设置两条循环水回流管道,每个回流管道对应1台机组,两条回流管道在空间上可以采用前后布置或上下布置方式,见图21~图23。

　　 在最不利工况条件下,对上述13个融冰结构优化方案进行融冰效果仿真计算、分析、比较的基础上(见表3),最终得到最优的融冰结构形式为:设置一根回流管道,回流管道直径3.7m,回流管连接8根排水管,每个流道前1根排水管,排水管直径1.0m,长度2.0m,倾斜向上,倾斜角度为10°,见图24。

　　 该方案在冰絮含量0.84%、循环水回流流量为8m³/s的检修运行工况下的温度场计算结果,见图25。在到达细格栅前,水体温度均度全部高于-1.48℃,满足融冰要求,同时满足回流比20%的要求。

　　 正常运行工况中2台机组中同时运行,引水流量为87.6m³/s,开启4个引水流道引水。

　　 按冰花冰絮含量0.84%、循环水回流量15m³/s,进行温度场计算,可得以下结果,见图26~图28。

　　 从计算所得温度场结果可以看出在细格栅处混合水体温度已经高于-1.48℃,因此0.84%冰絮含量条件下冷却水回流流量为15m³/s能够满足要求。

　　 同理,检修运行及正常运行时,不同冰花、冰絮含量条件下,计算后的临界循环水回流流量见表4,相应临界回流比,见图29。

　　 从表4和图29可以看出,无论是正常运行工况还是检修运行工况,回流比均满足小于20%的要求。

　　 经过上述计算和分析,循环水泵房内的热水回流排水管道的布置采用优化的融冰结构,即设置一根热水回流管道,回流管道直径3.7m,回流管连接8根排水管,每个流道前设置1根排水管,排水管直径1.0m,长度2.0 m,倾斜向上,倾斜角度为10°。采取该融冰结构后,各工况下的循环水回流量均可在极端低温-30℃、33年一遇低潮位和取水口位置冰絮含量最高的条件下,满足融冰要求。该防冰措施合理、可行,可以为后续工程设计提供参考和借鉴。