套管式直流蒸汽發(fā)生器建模與仿真

套管式直流蒸汽發(fā)生器建模與仿真

0套管式直流蒸汽發(fā)生器蒸汽裝置是壓水爐的重要部件。目前，主要采用直接蒸汽裝置。由于蒸汽生成的熱量，因此不需要蒸汽裝置。它具有靜態(tài)和動態(tài)特性。為了滿足反應堆的結構緊湊要求，增加蒸汽發(fā)生器的換熱能力，套管式直流蒸汽發(fā)生器是一個很好的選擇。它采用雙面?zhèn)鳠岬奶坠苁浇Y構，一次側流體在中心管和環(huán)形管外側的通道流動，二次側流體在環(huán)形通道中逆向流動(見圖1)。相比單管式、套管式直流蒸汽發(fā)生器不僅增大了換熱面積，而且應用了一種新興的強化傳熱方法—狹縫傳熱技術,采用狹縫通道可以有效地削弱導熱熱阻，具有顯著的強化傳熱效果。因此，其動態(tài)特性研究對于分析研究套管式直流蒸汽發(fā)生器的控制特性是十分重要的。1蒸汽裝置的數(shù)學模型1.1蒸汽發(fā)生器的數(shù)學模型由于中心管和環(huán)形管外側流體同時與環(huán)形通道中流體進行換熱，因而中心管與環(huán)形通道中的換熱效果也將影響環(huán)形管外側流體與環(huán)形通道中的流體的換熱，所以兩者是相互關聯(lián)的。因為對于兩側同時進行換熱的流體，流體兩側的熱流密度相等時，換熱效果最好，因此，假設中心管、環(huán)形管外側流體與環(huán)形通道流體間的熱流密度相等，其可以通過調(diào)整中心管和環(huán)形管外側流體的流量分配來實現(xiàn)，這將有效簡化分析計算難度。根據(jù)二回路側流體相變和傳熱特征的不同，本文將蒸汽發(fā)生器二回路中水分為過冷段、蒸發(fā)段以及過熱段。其中采用的模型為非平衡態(tài)漂移模型。在文獻中數(shù)學模型的基礎上，結合文獻，建立蒸汽發(fā)生器的數(shù)學模型，進行如下假設：(1）將蒸汽發(fā)生器的管束簡化成一根單管，認為蒸汽發(fā)生器中每個單管的特性都相同，即用一根單管的特性來代替整個蒸汽發(fā)生器的性能；(2）忽略金屬管以及一、二次側流體的軸向傳熱；(3）管子截面的流體特性一致；(4）假設一次側流體密度、流量不變，忽略一次側的壓降；(5)采用沿換熱管流動方向的一維模型;(8）忽略過冷段、過熱段的密度變化。1.2次側能量、二次側質(zhì)量守恒方程3—數(shù)學模型(1）過冷段。二次側質(zhì)量守恒方程一次側能量守恒方程二次側能量守恒方程二次側動量守恒方程金屬熱平衡方程：蒸發(fā)段、過熱段的動量守恒方程，金屬熱平衡方程與此類似。(2）蒸發(fā)段。二次側質(zhì)量守恒方程一次側能量守恒方程二次側能量守恒方程(3）過熱段。二次側質(zhì)量守恒方程一次側能量守恒方程二次側能量守恒方程其中：W為質(zhì)量流量，kg/s;T為流體溫度，K;l為長度，m;H為焓值，J/kg;Km為管壁導熱系數(shù)，W/(m?K)；Cp為定壓比熱，J/(kg?K)；F為截面積，m2;Q為熱流量，J/s;P為壓力，Pa；ρ為密度，kg/m3;K為摩擦系數(shù)；α為空泡份額；下標1、3、5、7分別表示分界點的參數(shù)，2、4、6分別表示各段的集總參數(shù)，m表示管壁參數(shù)，p表示一次側參數(shù)，s表示二次側參數(shù)，sub表示過冷段參數(shù)，nub表示蒸發(fā)段參數(shù)，sup表示過熱段參數(shù)。1.3．基于tate公式的熱壓優(yōu)化方法，建立其在其菌間的相互作用將蒸汽發(fā)生器的換熱部分劃分成3段間的界面，由計算給定。沿軸向隨液體不斷汽化而相繼出現(xiàn)的傳熱工況及計算模型是：單相液體對流換熱區(qū)，采用Sieder-Tate公式；欠熱泡核沸騰換熱區(qū)，采用修正的Chen關系式；飽和泡核沸騰換熱區(qū)，采用Chen關系式；兩相強制對流蒸發(fā)換熱區(qū)，采用Chen關系式；缺液換熱區(qū)，采用Croneveld關系式；單相蒸汽對流換熱區(qū)，采用Sieder-Tate關系式。它們之間的分界點分別是：始沸點、飽和水點、蒸干點、飽和蒸汽點。α的計算采用常用的Rouhani修正的Zuber-findlay模型。假設在一般情況下每段內(nèi)流體物性參數(shù)和換熱系數(shù)連續(xù)變化。2直流蒸汽發(fā)生器試驗對于每一個劃分段，在其內(nèi)采用焓等分方法又劃分為許多為控制體，每一個控制體，又作為一個換熱器計算，對每個換熱器采用上述的傳熱模型進行計算。穩(wěn)態(tài)特性仿真分別在100%、60%、20%額定功率等工況下，通過能量平衡，計算出微元段的出口參數(shù)，從而可以得出每個微元段的長度。計算結果如圖2所示，圖中Tp為一次側溫度，Ts為二次側溫度，縱坐標是與二回路入口溫度的差值。套管式直流蒸汽發(fā)生器與普通直流蒸汽發(fā)生器的最大不同之處在于套管式直流蒸汽發(fā)生器采用了雙面的窄隙換熱，這將有效增加換熱能力，所以在很多方面兩者還是有很多的相似之處的，例如穩(wěn)態(tài)特性。因此，為了驗證計算的有效性，圖3給出了Babcock&Wilcox的19管直流蒸汽發(fā)生器的試驗結果。其初始條件為一次側入口溫度331.70C，流量為11.77kg/s，壓力為15.3MPa；二次側給水溫度為251.70C，壓力為7.4MPa，流量為1.18kg/s。在Babcock&Wilcox的試驗結果中，從距二回路入口端2m至10m間，二回路溫度幾乎保持不變，而一回路溫度則下降得很多；在距入口端2m內(nèi)，二回路溫度變化的梯度較大；在距入口端10m至出口端，一回路溫度變化相對較小，而二回路溫度升高很多，這與本文的穩(wěn)態(tài)仿真結果變化的趨勢相似。比較圖2(a)～(c)還可以發(fā)現(xiàn)，劃分的3段(過冷段、蒸發(fā)段、過熱段)長度發(fā)生了不同的變化，過冷段和蒸發(fā)段長度都減小了，而過熱段的長度增加了。這是因為隨著功率的降低，二回路流量減少，隨之二回路所需熱量減少，相對而言，二回路單位流體獲得的熱量增加了，因而，在保持進口流體狀態(tài)不變的情況下，飽和水點前移，從而過冷段縮短；過冷段長度減小引起過冷段壓降減小，蒸發(fā)段的壓力增加，又由于壓力增加，汽化潛熱減小，所以蒸發(fā)段長度減?。幌鄳剡^熱段長度增加了。3機會路出口溫度穩(wěn)定值在上述數(shù)學模型的基礎上對套管式直流蒸汽發(fā)生器動態(tài)特性進行仿真研究，主要對幾種擾動進行分析計算。在100%額定功率工況下，輸入?yún)?shù)分別階躍變化情況下主要系統(tǒng)輸出的動態(tài)響應如圖4所示。其中：二回路給水壓力ps階躍(-2%)；二回路給水流量階躍Ws(-2%)；一回路入口溫度階躍Tp(-2%)；二回路給水溫度階躍Ts(-2%)。圖中：ps表示給水壓力階躍變化時出口蒸汽流量的變化，Ws,Tp,Ts與ps的含義類似。(1）二回路入口水壓力階躍變化系統(tǒng)響應。二回路入口水壓力的向下躍變導致蒸汽發(fā)生器內(nèi)部質(zhì)量容量減小，使得出口蒸汽的流量迅速增加，出口蒸汽溫度，壓力很快降低，而一回路出口溫度也相應降低(變化較小)，隨著蒸汽發(fā)生器內(nèi)部容納水量的積累增加，使得出口蒸汽流量恢復到初始值(圖4(a)-ps)，出口蒸汽溫度穩(wěn)定在比初始值略高的穩(wěn)定值(圖4(b)-ps)，穩(wěn)定的出口蒸汽壓力值減小了(圖4(c)-ps)，而最終一回路出口溫度則略低于初始值(圖4(d)-ps)。(2）二回路入口水流量階躍變化系統(tǒng)響應。二回路入口水流量向下躍變，而入口水密度不變，使得入口水流速降低，進而使蒸汽發(fā)生器過冷段的流速降低，壓降降低，導致了蒸汽發(fā)生器內(nèi)系統(tǒng)壓力增加，水和蒸汽的密度均增加，蒸汽發(fā)生器的質(zhì)量容量增加，導致開始階段出口蒸汽流量迅速減少，出口蒸汽溫度較快增加，而一回路出口溫度則升高。而后，由于過冷段的流速降低，過冷段的二回路水吸收更多的熱量，過冷段長度減小，過熱段長度增加，出口蒸汽吸收更多的熱量，最終出口蒸汽溫度增加。由于二回路入口流量的降低使得一回路出口溫度的穩(wěn)定值高于初始值。(3）一回路水入口溫度階躍變化系統(tǒng)響應。一回路水入口溫度向下躍變，使得過熱段換熱量減少，從而出口蒸汽溫度降低，過熱段長度減小，過冷段長度增加，壓降增大，導致壓力下降，但由于一回路水入口溫度躍變大于二回路水換熱量減少的影響，因此一回路出口溫度降低。而隨著水和蒸汽在蒸汽發(fā)生器內(nèi)的累積，出口蒸汽溫度最終穩(wěn)定值低于初始值；由于換熱量減少，過熱段和過冷段長度的重新分配，壓降增大，從而出口蒸汽壓力會比初始值減小。(4）二回路水入口溫度階躍變化系統(tǒng)響應。由于給水溫度向下躍變，給水密度增加，而給水流量不變，使得給水流速降低，進而使蒸汽發(fā)生器單相水段的流速都降低，導致單相水段的流動阻力降低，流動壓降減小，壓力增加。出口蒸汽溫度降低，而隨著時間推移，出口蒸汽流量降低，從而使出口蒸汽溫度升高，最終穩(wěn)定值略低于初始值。由于給水溫度的降低，過冷段長度增加，過冷段換熱量增大，從而一回路出口溫度降低。4蒸汽發(fā)生器仿真結果分析通過穩(wěn)態(tài)仿真發(fā)現(xiàn)，隨著功率的降低，過冷段、蒸發(fā)段、過熱段長度會發(fā)生不同的變化，過