核电站二次侧非能动堆芯余热应急排放系统建模及仿真

1、第17卷第4期1997年7月中国电机工程学报ProceedingsoftheCSEEVol.17No.4July1997核电站二次侧非能动堆芯余热应急排放系统建模及仿真杨晨何祖威唐胜利苟小龙谢涛(重庆大学重庆630044)提要对一个核电站二次侧非能动堆芯余热排放系统建立模块化模型,并进行仿真试验,试验结果证实了系统设计的正确性和合理性,并为该系统的设计提供了重要依据。关键词核电站仿真余热应急排放通过仿真实验,检验模型的合理性和准确性,并对系统的运行特性、。2,以及仿真工作的目的,对该,并以图形建模方式在SWS微机仿真,建立该系统的仿真模型;在CRT上以人机对话方式逐一输入各部件的物理数据和运行

2、参数后,SWS自动生成该系统的仿真模型源程序,并编译成可执行的代码文件。整个模型采用国际单位制。空冷器和蒸汽发生器是该系统中两个主要部件,下面对其数学模型做简要讨论。1概述本文对图1放系统(以下简称应急系统)。冷却器(。整个系统主要利用蒸发、对流及密度差热量的输送,不需要应急电源和冷却水,能在全厂断电或备用电源发生故障的情况下,把二回路余热通过自然循环及时排向大气。与现役核电站应急系统相比,本系统具有更高的可靠性。211空冷器在应急系统中空冷器的主要功能是作为冷源,必须保证空冷器与蒸汽发生器间换热能力的相互匹配。空冷器的传热管形式为高翅片管,管子规格为<25×2,共10069根

3、,总传热面积6440m2,外形尺寸约为为<4.04m×12.79m。系统设计方案为一台蒸汽发生器配一台空冷器,本文的仿真模型也以此种配置为准。空冷器模型划分为三个集总参数控制体,即蒸汽侧(管侧)、管壁金属和空气侧(壳侧)各为一个控制体。2.1.1模型简化假设(1)假定空冷器的入口为饱和蒸汽,出口为饱和水;(2)忽略工质压力损失;(3)空气侧为理想气体。2.1.2数学模型:蒸汽侧质量守恒方程图1应急系统流程示意图Fig.1Blockdiagramofthesystem本文的主要工作是建立该系统的数学模型和仿真模型,本文于1996年6月5日收到,1996年10月23日改回。杨晨男,

4、33岁,博士生,现任重庆大学热力工程系讲师,主要从事热力系统及热工设备的计算机控制及仿真的教学和科研工作。何祖威男,52岁,现任重庆大学热力工程系教授,系主任,主要从事热力系统及热工设备的计算机控制及仿真、透平机械的教学和科研工作。唐胜利男,34岁,现任重庆大学热力工程系副教授,主要从事热力系统及热工设备的计算机控制及仿真的教学和科研工作。Vs其中W1为蒸汽出口饱和水密度,s为汽水平均密度,Wse为蒸汽入口流量,WW1为空冷器出口凝结水流量,Vs为空冷器管内容积,t为时间。蒸汽侧能量守恒方程:=dt(1)=dtsVs(2)其中uW1为出口工质内能,hse蒸汽入口焓,hW1凝结水出口焓。管壁金属

5、的蓄热方程=dtMmCpm(3)© 1994-2010 China Academic Journal Electronic Publishing House. All rights reserved. 第4期核电站二次侧非能动堆芯余热应急排放系统建模及仿真255其中:Tm为管壁金属的温度,Qs为蒸汽传向管壁的热量,Qa为空气从管壁吸收的热量,Mm为管壁金属质量,Cpm为管壁金属比热。空气侧质量守恒方程的控制体,P2、M2和S2表示在沸腾区中的控制体,而上标“”和“"”分别表示热段和冷段,S3表示分离器控制体,S4表示蒸汽腔室控制体,S5表示下降腔控制体。一次侧的四个控制体与

6、二次侧热交换区的四个控制体相对应,并且用一根按流动面积和换热面积等效的U型管来表示一次侧的U型管束。等效的U型管金属也分别在热段和冷段划分成与一、二次侧对应的4个控制体。图中控制体之间W表示工质流动,Q表示热量交换。对可移动边界控制体的集总参数模型,控制体的质量和能量守恒方程分别为:Va其中:al为出口空气密度,Wae为空气入口流量,Wal为空气出口流量,Va为空气侧容积。空气侧能量守恒方程(5)=dtVaa其中:。a为空气平均密度,Ua为空气平均内能管内为流动换热,管外为空气对流换热,从管内到管外分成七项热阻:凝结换热热阻、内壁污垢热阻、金属壁导热热阻、管壁与翅片间换热热阻、翅片热阻、翅片污

7、垢热阻、空气与翅片换热热阻。状态方程对蒸汽(水),=dt(4)(iAiLi)=Wdtij-Wki(6)(AiLi)=WWkihki+Qi+ihidtii+Vzidt(7),A为流通面积,L为控制体长度,为,h为平均焓值,Q表示控制体内的所有能源和能汇的代数和,P为控制体中的压力。下标i表示本控制体编号,j表示上游控制体编号,k为下游控制体编号,f和g分别表示饱和液和饱和汽。在所有的控制体中,二次侧沸腾区的两个控制体是两相混合物的控制体,能量方程(7)中Vzi表示描述两相过程控制体的漂移能量(单相流动控制体中该项为零),该项考虑了汽液两相可以不同的速度流过控制体,同时考虑了两相在控制体内分布的不

8、均匀性,其具体形式为:2.2蒸汽发生器2.2.1模型简化假设(1);2)二次侧沸腾为饱和沸腾,不考虑过冷沸腾;(3)分离器效率为100%;(4)二次侧流体的轴向导热忽略不计;(5)二次侧上升段中的流体在热段和冷段之间不混合;(6)一次侧压降仅考虑摩擦损失,而二次压降则考虑了单相和两相摩擦损失、加速损失和局部阻力损失。2.2.2数学模型图2是蒸汽发生器数学模型结构示意图。模型共划分为Vzi=(C0-1)(Wijij-Wkiki)+Aigj(ijij-kiki)(8)(9)其中:C0为漂移通量分布系数,gj为漂移速度,的意义为:=1-C0)+C0其中hfg为汽化潜热。很明显,对单相流或两相流的均相

9、模型,由于C0=1和。gj=0,漂移能量项不存在式(9)中的密度项是平均密度,其定义如下:(1-)=g+f(10)其中为控制体内的平均空泡份额,饱和汽密度g和饱和液密度f是压力的单值函数,而则根据Zuber-Findley关系3定义为:图2蒸汽发生器模型结构示意图Fig.2Steamgeneratormodelconfiguration=C0X+(1+X)+WfX=hfg(11)15个控制体,其中二次侧划分成7个控制体:4个在热交换其中干度X与平均焓的关系为:区,下降段、蒸汽分离器区以及汽室空间各1个。热交换区划分为热段和冷段区域,其间不存在任何热工水力混合。这两个区域各自又进一步细划分成两个

10、控制体:一个为从过冷态到饱和态的单相液体加热区,另一个则为饱和沸腾区。显然,在热交换区的四个控制体是边界可移动的控制体。在图2中,分别用P1、管金属和二次侧在过冷区中M1和S1表示一次侧、(12)蒸汽发生器各控制体的质量和能量守恒方程都是以方程(6)和(7)为基础经过变换得到。动量守恒方程只用在二次侧下降段控制体,方程以简化形式描述,以使动量的变化率与作用在控制体上的净外力相© 1994-2010 China Academic Journal Electronic Publishing House. All rights reserved. 256中国电机工程学报第17卷等,同时假设

11、流入和流出控制体的动量通量之差为零。从而得到二次侧下降段控制体的动量守恒方程为:=g(S5L5-SfLc)-dtL5AS12+AS1K3(13)其中WS51为下降段中的流量,即循环流量。方程中右边第一项代表循环驱动力,表示下降管的液位L5与在上升段液位Lc之间的重度差。第二项与再循环回路中的总压力损失相对应,该项包括了摩擦损失、加速损失、由于管支撑板结构引起的损失、蒸汽分离器和从下降段到上升段的收缩和膨胀损失等。K为总的损失系数,其中的两相摩擦损失用Lockart-Martinell的关系式计算4。3仿真实验及分析应急系统的动态数学模型由上述空冷器、蒸发器模型以及相应的管道、阀门和应急补水箱的

12、模型所构成。系统模型由常微分方程及代数方程组成,其中常微分方程30个。由于系统刚性较大,仿真算法采用了可自动变阶、解常微分方程刚性问题的GEAR算法3.1找稳态(FindM寻找其本身的稳态点。:模型中所有状态变量的变化率为零或相对于状态变量本身很小,并且当边界条件未发生变化时该稳态要保持不变。找稳态的方法采用对模型在不加入任何扰动的情况下直接积分,直到各状态变量不再变化。本模型具有较高的稳态精度,与设计数据相比较,模型中反映系统能量和质量平衡的各主要参数的相对误差都小于1%,保证了模型的质量与能量平衡关系与实际系统相匹配,同时蒸发器与空冷器的换热能力也相互匹配。表1列出了模型主要参数稳态值与设

13、计值的比较。表1模型稳态值与设计值的比较.1SteadystatecomparisonTab变量意义蒸发器蒸汽产量蒸发器运行压力主给水温度主给水流量蒸发器循环流量蒸发器正常水位蒸发器传热量空冷器传热量空冷器凝结量蒸发器出口至空冷器入口压降空冷器出口至蒸发器入口压降单位kg sMPa设计值模型稳态值误差(%)531.946.71226531.94534.206.705223.78534.201798.0913.1121933.1121933.120534.8200.0146-0.4250.070.98-0.4250.58-0.31-0.161-0.162-0.425-4.3kg skg s.59

14、6mkWkWkg sMPa13.07119301930531.940.014图3应急水箱投入仿真试验Fig.3SimulationresponseoftakingemergencytankoperationMPa0.05670.05620.883.2仿真实验及分析(b)、(c)3.2.1应急水箱投运(图3(a)、当系统正常运行时,应急水箱不投运,而当系统由于泄漏等原因造成蒸汽发生器二次侧水位下降时便需要投入应急水箱,向系统注入新的水源。当应急水箱投运后,导致二次侧的压力升高,流量也增大,水位很快上升。一次侧参数未变,则二次侧负荷一定。二次侧压力升高,必然导致工质的汽化潜热的降低(二次侧的单位工

15、质的换热可近似认为是饱和水与饱和蒸汽间的焓差),则单位工质带走热量的能力下降,但由于流量升高,使系统仍能达到热量的平衡。© 1994-2010 China Academic Journal Electronic Publishing House. All rights reserved. 第4期核电站二次侧非能动堆芯余热应急排放系统建模及仿真257(b)、(c)3.2.2二次侧负荷扰动(图4(a)、图5排空仿真试验Fig.5Simulationresponseofopeningreleasingvalve在应急系统正常运行时,排空阀是关闭的。当回路发生事故时,为完成紧急排热的任务才打

16、开。由于排空阀的打开,整个回路的压力下降,同时蒸汽发生器二次侧水位下降,空冷器排热量降低。4结论本文建立的应急余热排出系统的数学模型正确地描述了系统的动静态特性,在各种瞬态过程中空冷器能够及时地排放出反应堆中的余热。仿真结果表明,整个系统利用蒸发、对流及密度差、重力头形成的自然循环能够及时完成排出热量的输送,证实了系统设计的正确性和合理性,并可为进一步完善系统设计提供积极的指导作用。图4二次侧负荷扰动仿真试验Fig.4Simulationresponseofsecondaryloadstepchange该应急系统在设计工况下能较好完成任务,为分析其对非额定负荷工况下的工作情况,及对负荷的适应能

17、力,本实验采取减小一次侧工质流量的办法使二次侧负荷降为90%。负荷的降低导致二次侧压力,流量的下降,参加循环的水量减少,多余的水量存贮于蒸汽发生器之中,于是蒸汽发生器二次侧水位上升。(b)3.2.3排空实验(图5(a)、5参考文献1何祖威等.电站通用微机仿真工作站的组成及功能,电力技术,第7期,1991年。2ModularModelingSystem(MMS):ACodefortheDy2namicSimulationofFossilandNuclearPowerPlants,4.Volume13ZuberN,FindlayJAverage.VolumetricConcentrationin&

18、#169; 1994-2010 China Academic Journal Electronic Publishing House. All rights reserved. 258中国电机工程学报第17卷.Two2PhaseFlowSystems,J.ofHeatTransfer,TransonNuclearPowerPlantYangChenHeZuweiTangShengliGouXiaolongXieTao(ChongqingUniv.Chongqing630044)AbstractAmodularmodelofreactorcoreemergencyre2mainingheatre

19、leasingsystemon600MWnuclearpowerplantsecondarysideisdescribedinthispaper,somesimula2tionexperimentsaremadeforthemodel,simulationresultsshowthatthedesignofthesystemiscorrectandreasonable,andprovideimportantbasisforthedesigningofthesystems.Keywordsnuclearpowerplantmodularmodelingsimulationremaininghea

20、t.468.ASME,Ser.C.,1965,4534汤火良孙著.王孟浩、徐仁德译.沸腾传热和两相流动,北京:机械工业出版社,1980年。5马义伟等.空气冷却器.北京:化学工业出版社,19826编写组,蒸汽发生器,北京:原子能出版社,1982年6月7杨晨,唐胜利,何祖威.压水堆核动力装置蒸汽发生器的建模及仿真研究,1994年中国系统仿真学会学术年会论文集,1994年10月,重庆ModelingandSimulationofReactorCoreEmergencyRemainingHeatReleasingSystem(上接第247页continuedfrompage247)Wenjun5结论1

21、.,ofEngineeringThermophysics,ChineseAcademyofSciences,Beijing100080)ChengShangmo,LuanQingfu风量的修正曲线;2.,给出了入磨总风量与转子直径及转速的关系3.导出了旋转分离器选型设计中转子直径及转速确定的线算图。(HuazhongUniv.ofSci.&Tech.,Wuhan430074)AbstrctDesignmethodsoftheGuide-VaneBladed-Ro2torClassifierarestudiedtheoreticallyandexperimentallyin.Thecor

22、rectioncurveofinletmilltotalairfluxthisthesisforelevationisplottedandaformulaofinletmilltotalairfluxfortherotordiameterisdetermined.Relationbetween.Then,therotorspeedandrotordiameterisgivenaswellthecorrectioncurveofairfluxforthedesignatedcutcoalfinenessisacquired.Basedontheabove-mentionedwork,thecal

23、culatedcurvesfordeterminingtherotordiameterandrotorspeedinseriesdesignoftheclassifiersareworkedout.Theobtainedcurvescanbeconvenientlyusedinengineeringdesign.KeyWords:CoalPreparationRotaryTypePulverizedCoalClassifierClassifierDesign参考文献1WallisGB.One-DimensionalTwo-PhaseFlow.NewYork:McGraw-Hill,19692孔文俊,程尚模,栾庆富等.MPS磨组合式旋转分离器原理及性能分析.中国工程热物理学会流体机械学术会议.1995年年会论文集,宜昌,1995,编号9570333关于MPS磨煤机情况介绍.北京