CN112417676B - 基于核电蒸汽发生器分布参数模型的关键变量估计方法 - Google Patents
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Abstract
本发明提供了一种基于核电蒸汽发生器分布参数模型的关键变量估计方法，其中，获取蒸汽发生器的实时运行数据；分别计算一回路冷却剂、二回路工质与倒U型管金属壁之间的传热系数；建立下降通道模型，得到当前时刻下降通道底部出口液相工质的流量、温度及压力；建立一回路冷却剂模型，得到倒U型管金属壁的温度分布；建立上升通道模型，得到当前时刻沿倒U型管高度的二回路工质的流速、温度、压力分布，并计算二回路工质质量气含率分布；建立汽水分离器模型，计算得到汽水分离器出口气相工质、液相工质的温度、压力和质量流量；建立气室模型，得到气室出口工质温度、压力和流量。本发明可基于仿真结果获得蒸汽发生器的一系列分布参数特征。
Description
技术领域
本发明属于核电站运行优化控制技术领域，具体地，给出了一种机理建模与DCS(运行机组现场分布式控制系统)实时测量数据相结合的基于核电蒸汽发生器分布参数模型的关键变量估计方法。
背景技术
在核电站中广泛采用立式倒U型管式自然循环蒸汽发生器。立式倒U型管式自然循环蒸汽发生器内部有4474根倒U型管，以及一二级汽水分离器。在其内部，有复杂的换热过程，在一次侧，流过倒U型管的冷却剂将堆芯热量通过倒U型金属壁传递给二回路工质；在二次侧，给水和再循环水混合所形成的循环水逐渐被加热气化生成饱和气液两相流。在蒸汽发生器二回路侧，倒U型管向工质的热量传递包括单相对流换热、过冷沸腾以及饱和沸腾对流换热。
由于蒸汽发生器系统的非线性、非对称性、时滞以及两相流换热过程的复杂性，目前国内外的相关研究以对蒸汽发生器集总参数建模和稳态性能仿真为主，对蒸汽发生器内部工质动态研究较少，故研究成果并不能用于改进蒸汽发生器结构设计和运行优化，也不利于提高蒸汽发生器实时液位控制系统的控制品质。
经过对现有技术检索后发现，授权公告号为CN201810141037.4，授权公告日为2018年08月31日的中国发明专利《一种建立核电机组蒸汽发生器机理模型的方法及其系统》，提出了一种建立反应堆U型管式蒸汽发生器分段集总参数模型方法，包括对蒸汽发生器结构进行划分，划分为一回路工质单相段、二回路下降段、二回路预热段、二回路沸腾段、二回路汽水分离器段以及二回路气室段，并根据质量和能量守恒原理，建立所划分区域的集总参数模型。该专利主要贡献在于提出了一种分区划分与机理建模方法，但该建模方法未能反映蒸汽发生器内部工质动态特性，尤其是随倒U型管高度变化的气含率分布和传热系数分布、二回路预热段和二回路沸腾段的界面计算等,该专利均未涉及。
综上，现有公开报道均未涉及基于核电蒸汽发生器分布参数模型的关键变量估计方法，这一空缺有待填补。
发明内容
针对现有技术的不足，本发明提供了一种基于核电蒸汽发生器分布参数模型的关键变量估计方法，可基于仿真结果获得蒸汽发生器的一系列分布参数特征。
为实现上述目的，本发明提供了一种基于核电蒸汽发生器分布参数模型的关键变量估计方法，将蒸汽发生器划分为热段、冷段、汽水分离器和气室，具体包括：
S1,获取给定时刻下蒸汽发生器的实时运行数据；
S2,利用S1得到的蒸汽发生器的实时运行数据，建立下降通道模型，得到当前时刻下降通道底部出口液相工质的温度、压力及质量流量；
S3,利用S1得到的蒸汽发生器的实时运行数据，计算一回路冷却剂与倒U型管金属壁之间传热系数以及倒U型管金属壁与二回路工质之间的传热系数；
S4,利用S1得到的蒸汽发生器的实时运行数据以及S3得到的所述一回路冷却剂与倒U型管金属壁之间传热系数，建立一回路冷却剂模型，得到倒U型管金属壁的温度分布；
S5,利用S1得到的蒸汽发生器的实时运行数据、S3得到的所述倒U型管金属壁与二回路工质之间的传热系数、S4得到的所述倒U型管金属壁的温度分布以及S2得到的所述下降通道底部出口液相工质的温度、压力及质量流量，建立上升通道模型，得到当前时刻沿倒U型管高度的二回路工质的流速、温度、压力分布以及汽化起始高度，其中汽化起始高度是工质初始饱和状态所对应的轴向高度，所述当前时刻沿倒U型管高度的二回路工质的流速、温度、压力包括当前时刻上升通道顶部出口气液混合物工质的流速、温度以及压力；
S6,利用S5得到的当前时刻沿倒U型管高度的二回路工质的流速、温度、压力分布以及汽化起始高度，计算当前时刻沿倒U型管高度的二回路工质质量气含率分布；
S7,利用S1得到的蒸汽发生器的实时运行数据以及S5得到的当前时刻上升通道顶部出口气液混合物工质的流速、温度以及压力，建立汽水分离器模型，计算得到汽水分离器出口气相工质、液相工质的温度、压力和质量流量；其中液相工质即为再循环水；
S8,利用S7得到的汽水分离器出口气相工质的质量流量，建立气室模型，计算得到气室出口工质的质量流量。
本发明的关键变量是指上述S2～S8中获得的参数的一种或多种。
与现有技术相比，本发明实施例具有以下至少一种有益效果：
本发明提供的基于核电蒸汽发生器分布参数模型的关键变量估计方法，可描述蒸汽发生器内部二回路工质热工水力特性动态变化过程，并可基于仿真结果获得蒸汽发生器的一系列分布参数特征,如工质温度分布、压力分布和冷段、热段一二次侧的传热系数分布等。这些参数在真实电站是无法测量的，现有文献和技术是将它们作为集总参数处理的，故损失了动态特征。
本发明提供的基于核电蒸汽发生器分布参数模型的关键变量估计方法，给出了分布参数系统的本质描述，提供在变工况条件下状态变量的动态估计，获得蒸汽发生器的一系列分布参数特征，从而为整个蒸汽发生器的实时动态特征提供了条件，填补了这一领域的空缺。
本发明提供的基于核电蒸汽发生器分布参数模型的关键变量估计方法，在饱和蒸汽温度、压力和质量流量测量装置存在大的测量误差或故障情况下，可提供用于蒸汽发生器出口饱和蒸汽温度、压力和质量流量的独立估计。
附图说明
通过阅读参照以下附图对非限制性实施例所作的详细描述，本发明的其它特征、目的和优点将会变得更明显。
图1为本发明一实施例蒸汽发生器简化结构示意图；
图2为本发明一实施例中基于核电蒸汽发生器分布参数模型的关键变量估计方法的流程图；
图3为本发明一实施例中某核电机组输出功率变化图；
图4为本发明一实施例中蒸汽发生器气室出口饱和蒸汽温度仿真值与实测值对比结果；
图5为本发明一实施例中蒸汽发生器气室出口饱和蒸汽压力仿真值与实测值对比结果。
图6为本发明一实施例中某核电机组输出功率为1000MW时二次侧工质气含率沿倒U型管轴向高度分布仿真结果。
图7为本发明一实施例中某核电机组输出功率为1000MW时二次侧工质传热系数沿倒U型管轴向高度分布仿真结果。
具体实施方式
下面结合具体实施例对本发明进行详细说明。以下实施例将有助于本领域的技术人员进一步理解本发明，但不以任何形式限制本发明。应当指出的是，对本领域的普通技术人员来说，在不脱离本发明构思的前提下，还可以做出若干变形和改进。这些都属于本发明的保护范围。
图1为蒸汽发生器简化结构示意图。根据蒸汽发生器真实结构，进行简化划分为热段、冷段、汽水分离器和气室。热段和冷段的二回路又可以根据工质是否达到饱和状态划分为预热区和沸腾区。其中热段和冷段又分别划分为下降通道和上升通道：下降通道是指外壳与内部套筒之间工质流经的空间，工质向下流动；上升通道是指内部套筒与倒U型管壁之间工质流经的空间，工质向上流动。此部分均为现有结构，不做详述。
图2为本发明一实施例中的基于核电蒸汽发生器分布参数模型的关键变量估计方法，本发明实施例中的关键变量如图2右侧所示的参数，包括：二回路再循环水质量流程，一二次侧对流换热系数分布、倒U型管金属壁温度分布、二回路工质质量气含率分布、出口饱和蒸汽质量流量以及二回路工质气化起始高度等中一种或多种。
具体的，参照图2所示，该基于核电蒸汽发生器分布参数模型的关键变量估计方法可以按照以下步骤进行：
S100,获取给定时刻下蒸汽发生器的实时运行数据；
S200,利用获取的蒸汽发生器的相关测点实时运行数据，建立下降通道模型，得到当前时刻下降通道底部出口液相工质的温度、压力及质量流量；
S300,利用获取的蒸汽发生器的相关测点实时运行数据，计算一回路冷却剂与倒U型管金属壁之间传热系数以及倒U型管金属壁与二回路工质之间的传热系数；
S400,利用获取的蒸汽发生器的实时运行数据以及S300得到的一回路冷却剂与倒U型管金属壁之间传热系数，建立一回路冷却剂模型，得到倒U型管金属壁的温度分布；
S500,利用获取的蒸汽发生器的实时运行数据、S300得到的倒U型管金属壁与二回路工质之间的传热系数、S400得到的倒U型管金属壁的温度分布以及S200得到的下降通道底部出口液相工质的温度、压力及质量流量，建立计算上升通道模型，得到当前时刻沿倒U型管高度的二回路工质的流速、温度以及压力分布；
S600,利用S5得到的当前时刻沿倒U型管高度的二回路工质的流速、温度、压力分布以及汽化起始高度，计算当前时刻沿倒U型管高度的二回路工质质量气含率分布；
S700,利用获取的蒸汽发生器的相关测点实时运行数据以及S500得到的上升通道顶部出口气液混合物工质的流速、温度以及压力，建立汽水分离器模型，计算得到汽水分离器出口气相工质、液相工质的温度、压力和质量流量。其中液相工质即为再循环水。
S800,利用S700得到的汽水分离器出口气相工质的温度、压力和质量流量，建立气室模型，计算得到气室出口工质温度、压力和质量流量。
本发明上述实施例的基于核电蒸汽发生器分布参数模型的关键变量估计方法，可描述蒸汽发生器内部二回路工质热工水力特性动态变化过程，并可基于仿真结果获得蒸汽发生器的一系列分布参数特征,如工质温度分布、压力分布和冷段、热段一二次侧的传热系数分布等。
在上述实施例S100中，给定时刻下蒸汽发生器的实时运行数据，可以包括：机组负荷；给水温度、压力以及质量流量；饱和蒸汽温度、压力以及质量流量；一回路冷却剂进出口温度、压力以及质量流量；水位高度。这些数据可以通过设置的相关测点来得到。
作为对上述实施例的一个优选方式，在蒸汽发生器的上升通道中，根据二回路工质状态将上升通道划分为预热区和沸腾区；其中，预热区和沸腾区分界面的划分依据为：
hRC(t,z)＝hsw(t,z) (1)
式中，hRC(t,z)是上升通道当前时刻t和高度z的二回路工质的比焓；hsw(t,z)是当前时刻t和高度z的二回路工质饱和状态比焓。
作为对上述实施例的一个优选方式，蒸汽发生器的下降通道入口液相工质中，占比
的给水流入热段，占比
的给水流入冷段，占比
的再循环水流入热段，占比
的再循环水流入冷段。
和
根据蒸汽发生器设计规程设定，一般
设80、
设50。
具体的，根据动量、质量和能量守恒关系，建立热段下降通道模型为式(2)～(4)：
式中，MHL,DC是热段下降通道液相工质质量；ρHL,DC是热段下降通道底部出口液相工质密度；AHL,DC是热段下降通道的横截面积；H是下降通道的水位高度；Gfw是给水质量流量；Grw是再循环水质量流量；GHL,DC,out是热段下降通道底部出口液相工质质量流量；CP,HL,DC是热段下降通道液相工质的定压比热容；THL,DC是热段下降通道底部出口液相工质温度；hHL,DC是热段下降通道液相工质比焓，可根据热段下降通道液相工质温度和压力通过工质物性参数数据库计算得到；hfw是给水比焓，可根据给水温度和压力通过工质物性参数数据库计算得到；hrw是再循环水比焓，可根据再循环水温度和压力通过工质物性参数数据库计算得到；hHL,DC，out是热段下降通道底部出口液相工质比焓，可根据热段下降通道底部出口液相工质温度和压力通过工质物性参数数据库计算得到；PHL,DC热段下降通道底部出口液相工质压力；GHL,DC是热段下降通道液相工质质量流量；fHL,DC是热段下降通道摩擦因子；De,HL,DC是热段下降通道当量直径；g是重力加速度；
通过对热段下降通道模型求解，可得当前时刻热段下降通道底部出口液相工质的温度、压力以及质量流量。
另外，相应的建立冷段下降通道模型为式(5)～(7)：
式中，MCL,DC是冷段下降通道液相工质质量；ρCL,DC是冷段下降通道液相工质密度；ACL,DC是冷段下降通道的横截面积；GCL,DC,out是冷段下降通道底部出口液相工质质量流量；CP,CL,DC是冷段下降通道液相工质的定压比热容；TCL,DC是冷段下降通道液相工质温度；hCL,DC是冷段下降通道液相工质比焓，可根据冷段下降通道液相工质温度和压力通过工质物性参数数据库计算得到；hCL,DC,out是冷段下降通道底部出口液相工质比焓，可根据冷段下降通道底部出口液相工质温度和压力通过工质物性参数数据库计算得到；PCL,DC冷段下降通道液相工质压力；GCL,DC是冷段下降通道液相工质质量流量；fCL,DC是冷段下降通道摩擦因子；De,CL,DC是冷段下降通道当量直径；
通过对冷段下降通道模型求解，可得当前时刻冷段下降通道底部出口液相工质的温度、压力以及质量流量。
作为一优选实施例，在蒸汽发生器的热段和冷段一回路冷却剂与倒U型管金属壁之间传热系数KHL,PS和KCL,PS以及热段和冷段预热区倒U型管金属壁与二回路工质之间的传热系数KHL,RC,PR和KCL,RC,PR，采用迪图斯-贝尔公式计算：
K＝0.023Rew 0.8Prw 0.3λw/dHL,MT (8)
式中，Rew是对应的热段或冷段一回路或二回路工质雷诺数；Prw是对应的热段或冷段一回路或二回路工质普朗特数；λw是对应的热段或冷段一回路或二回路工质热导率，kW/(m·K)；dHL,MT是倒U型管内径，m；
对热段和冷段沸腾区倒U型管金属壁与二回路工质之间的传热系数KHL,RC,BR和KCL,RC,BR采用式(9)～(14)计算：
K＝Kcht+Kbht (9)
式中，Kcht、Kbht分别是对流传热部分的传热系数和泡核沸腾传热部分的传热系数；CP,w是工质定压比热容；hfs是沸腾区液相工质汽化潜热；σ沸腾区液相工质表面张力系数；ΔTMT是沸腾区倒U型管金属壁过热度；ΔPMT是沸腾区饱和蒸汽压差。x是质量气含率；ρw是上升通道液相工质密度；ρs是上升通道饱和蒸汽密度；μw是上升通道液相工质粘性系数；μs是上升通道饱和蒸汽粘性系数；dHL,MT是热段倒U型管内径；G是工质质量流量；Xtt和S是中间变量。
作为一优选实施例，考虑热段一回路冷却剂重力压降，根据动量、质量和能量守恒关系，建立热段一回路冷却剂模型为公式(15)～(18)：
式中，ρHL,PS是热段一回路冷却剂密度；WHL,PS是热段一回路冷却剂的流速；CP,HL,PS是热段一回路冷却剂定压比热容；THL,PS是热段一回路冷却剂温度；KHL,PS是热段一回路冷却剂通过倒U型管金属壁向二回路工质传热的传热系数；dHL,MT是热段倒U型管内径；PHL,PS是热段一回路冷却剂压力。
通过对热段一回路冷却剂模型求解，可得热段倒U型管金属壁的温度分布。
对应的，建立冷段一回路冷却剂模型为式(19)～(22)：
式中，ρCL,PS是冷段一回路冷却剂密度；WCL,PS是冷段一回路冷却剂的流速；CP,CL,PS是冷段一回路冷却剂定压比热容；TCL,PS是冷段一回路冷却剂温度；KCL,PS是冷段一回路冷却剂通过倒U型管金属壁向二回路工质传热的传热系数；dCL,MT是冷段倒U型管内径；PCL,PS是冷段一回路冷却剂压力。
通过对冷段一回路冷却剂模型求解，可得冷段倒U型管金属壁的温度分布。
作为一优选实施例，考虑热段上升通道工质重力压降、摩擦压降和加速压降，根据动量、质量和能量守恒关系，建立热段上升通道模型为式(23)～(30)：
式中，ρHL,RC是热段上升通道工质密度；WHL,RC是热段上升通道工质的流速；ρHL,MT是热段倒U型管金属壁密度；CP,HL,MT是热段倒U型管金属壁的定压比热容；THL,MT是热段倒U型管金属壁温度；n是倒U型管根数；KHL,RC,PR是热段上升通道预热区二回路工质与倒U型管金属壁间传热系数；dHL,MT是热段倒U型管内径；THL,RC，PR是热段上升通道预热区液相工质温度；ρHL,RC，PR是热段上升通道预热区液相工质密度；CP,HL,RC,PR是热段上升通道预热区液相工质定压比热容；WHL,RC，PR是热段上升通道预热区液相工质的流速；KHL,RC,BR是热段上升通道沸腾区二回路工质与倒U型管金属壁间传热系数；THL,RC，BR是热段上升通道沸腾区气液混合相工质温度；ρHL,RC，BR是热段上升通道沸腾区气液混合相工质密度；CP,HL,RC,BR是热段上升通道沸腾区气液混合相工质定压比热容；WHL,RC，BR是热段上升通道沸腾区气液混合相工质的流速；PHL,RC,PR是热段上升通道预热区液相工质压力a；GHL,RC,PR是热段上升通道预热区液相工质质量流量；fHL,RC,PR是热段上升通道预热区摩擦因子；De,HL,RC,PR是热段上升通道预热区当量直径；ξHL,RC,PR是热段上升通道预热区局部阻力系数；PHL,RC,BR是热段上升通道沸腾区气液混合相工质压力；GHL,RC,BR是热段上升通道沸腾区气液混合相工质质量流量；fHL,RC,BR是热段上升通道沸腾区摩擦因子；De,HL,RC,BR是热段上升通道沸腾区当量直径；φ是两相倍乘因子；ξHL,RC,BR是热段上升通道沸腾区局部阻力系数；x是质量气含率；ρw是上升通道液相工质密度；ρs是上升通道饱和蒸汽密度；μw是上升通道液相工质粘性系数；μs是上升通道饱和蒸汽粘性系数；
通过对热段上升通道模型求解，可得热段当前时刻沿倒U型管高度的二回路工质的流速、温度、压力、热段一二次侧传热系数分布以及汽化起始高度。
对应的，建立冷段上升通道模型为式(31)～(37)：
式中，ρCL,RC是冷段上升通道工质密度；WCL,RC是冷段上升通道工质的流速；ρCL,MT是冷段倒U型管金属壁密度；CP,CL,MT是冷段倒U型管金属壁的定压比热容；TCL,MT是冷段倒U型管金属壁温度；KCL,RC,PR是冷段上升通道预热区二回路工质与倒U型管金属壁间传热系数；dCL,MT是冷段倒U型管内径；TCL,RC，PR是冷段上升通道预热区液相工质温度；ρCL,RC，PR是冷段上升通道预热区液相工质密度；CP,CL,RC,PR是冷段上升通道预热区液相工质定压比热容；WCL,RC,PR是冷段上升通道预热区液相工质的流速；KCL,RC,BR是冷段上升通道沸腾区二回路工质与倒U型管金属壁间传热系数；TCL,RC,BR是冷段上升通道沸腾区气液混合相工质温度；ρCL,RC,BR是冷段上升通道沸腾区气液混合相工质密度；CP,CL,RC,BR是冷段上升通道沸腾区气液混合相工质定压比热容；WCL,RC,BR是冷段上升通道沸腾区气液混合相工质的流速；PCL,RC,PR是冷段上升通道预热区液相工质压力a；GCL,RC,PR是冷段上升通道预热区液相工质质量流量；fCL,RC,PR是冷段上升通道预热区摩擦因子；De,CL,RC,PR是冷段上升通道预热区当量直径；ξCL,RC,PR是冷段上升通道预热区局部阻力系数；PCL,RC,BR是冷段上升通道沸腾区气液混合相工质压力；GCL,RC,BR是冷段上升通道沸腾区气液混合相工质质量流量；fCL,RC,BR是冷段上升通道沸腾区摩擦因子；De,CL,RC,BR是冷段上升通道沸腾区当量直径；ξCL,RC,BR是冷段上升通道沸腾区局部阻力系数；
通过对冷段上升通道模型求解，可得冷段当前时刻沿倒U型管高度的二回路工质的流速、温度、压力、冷段一二次侧传热系数分布以及汽化起始高度。
作为一优选实施例，计算当前时刻沿倒U型管高度的二回路工质质量气含率分布：
式中，hBR是沸腾区气液混合相工质比焓；hss是沸腾区饱和蒸汽比焓；hsw是沸腾区饱和水比焓；xBR是沸腾区工质质量气含率。hBR,hsw和hsw可根据沸腾区气液混合相工质温度和压力通过工质物性参数数据库计算得到。
作为一优选实施例，汽水分离器模型为公式(39)～(46)：
Gss,SP,out＝(xHL,RC,BR,outGHL,RC,BR,out+xCL,RC,BR,outGCL,RC,BR,out)×η (39)
Gsw,SP,out＝(1-xHL,RC,BR,out×η)GHL,RC,BR,out+(1-xCL,RC,BR,out×η)GCL,RC,BR,out (40)
GSP,in＝GHL,RC,BR,out+GCL,RC,BR,out (42)
PSP,in＝PHL,RC,BR,out＝PCL,RC,BR,out (43)
TSP,in＝THL,RC,BR,out＝TCL,RC,BR,out (44)
PSP,out＝Pss,SP,out＝Tsw,SP,out (45)
TSP,in＝Tss,SP,out＝Tsw,SP,out (46)
式中，Gss,SP,out是汽水分离器出口饱和蒸汽质量流量；xHL,RC,BR,out是热段上升通道沸腾区出口气液混合相工质质量气含率；GHL,RC,BR,out是热段上升通道沸腾区出口气液混合相工质质量流量；xCL,RC,BR,out是冷段上升通道沸腾区出口气液混合相工质质量气含率；GCL,RC,BR,out是冷段上升通道沸腾区出口气液混合相工质质量流量；η是汽水分离器效率；Gsw,SP,out是汽水分离器出口饱和水质量流量；PSP,out是汽水分离器出口工质压力；Pss,SP,out是汽水分离器出口饱和蒸汽压力；Psw,SP,out是汽水分离器出口饱和水压力；PSP,in是汽水分离器入口气液混合相工质压力；TSP,in是汽水分离器入口气液混合相工质温度；TCL,RC,BR,out是冷段上升通道沸腾区出口气液混合相工质温度；THL,RC,BR,out是热段上升通道沸腾区出口气液混合相工质温度；ξSP是汽水分离器局部阻力系数；GSP,in是汽水分离器入口气液混合相工质质量流量；ρSP,in是汽水分离器入口气液混合相工质密度；PHL,RC,BR,out是热段上升通道沸腾区出口气液混合相工质压力；PCL,RC,BR,out是冷段上升通道沸腾区出口气液混。
作为一优选实施例，气室模型为式(47)：
式中，GSC，in是汽室入口饱和蒸汽质量流量，kg/s；GSC，out是汽室出口饱和蒸汽质量流量，kg/s；τ是时间常数，s。
在本发明的基于核电蒸汽发生器分布参数模型的关键变量估计方法的仿真实例中，如图3所示，获取实施例核电站机组2019年6月10日不同负荷下的蒸汽发生器DCS实测数据。图4是气室出口饱和蒸汽温度仿真结果，图5是气室出口饱和蒸汽压力仿真结果。由图4和5可知，气室出口饱和蒸汽温度和压力仿真值和实测值在变工况条件下的平均相对误差分别为1.41％和0.17％，说明所提出的分布参数模型化方法的良好效果。图6是核电机组输出功率为1000MW时工质气含率(质量百分数)沿倒U型管轴向高度分布的仿真结果，其中热段气含率高于冷段。图7是核电机组输出功率为1000MW时工质传热系数沿倒U型管轴向高度分布仿真结果，分别包括冷段一次侧、二次侧以及热段一次侧、二次侧的传热系数。
本发明实施例涉及核电站立式U型自循环蒸汽发生器全工况实时仿真分布参数模型化方法。利用从运行机组现场DCS分布式控制系统实时测量数据库中获取给定时刻下机组负荷，给水温度、压力、质量流量，饱和蒸汽温度、压力、质量流量，一回路冷却剂进出口温度、压力、质量流量以及水位高度等数据，结合工质物性参数数据库和蒸汽发生器结构参数库，解算热段模型、冷段模型、汽水分离器模型和气室模型，输出热段和冷段质量气含率分布、传热系数分布、工质温度分布、压力分布、流速分布等参数。而这些变量的实时获取是现有技术无法实现的，本发明实施例填补了此部分的技术空白，可以实现蒸汽发生器的实时动态特征，为蒸汽发生器运行优化及监测提供支撑条件，有助于提高核电站运行的安全性与经济性。
以上对本发明的具体实施例进行了描述。需要理解的是，本发明并不局限于上述特定实施方式，本领域技术人员可以在权利要求的范围内做出各种变形或修改，这并不影响本发明的实质内容。
Claims (1)
1.一种基于核电蒸汽发生器分布参数模型的关键变量估计方法，将蒸汽发生器划分为热段、冷段、汽水分离器和气室，其特征在于，包括：
S1,获取给定时刻下蒸汽发生器的实时运行数据；
S2,利用S1得到的蒸汽发生器的实时运行数据，建立下降通道模型，得到当前时刻下降通道底部出口液相工质的温度、压力及质量流量；
S3,利用S1得到的蒸汽发生器的实时运行数据，计算一回路冷却剂与倒U型管金属壁之间传热系数以及倒U型管金属壁与二回路工质之间的传热系数；
S4,利用S1得到的蒸汽发生器的实时运行数据以及S3得到的所述一回路冷却剂与倒U型管金属壁之间传热系数，建立一回路冷却剂模型，得到倒U型管金属壁的温度分布；
S5,利用S1得到的蒸汽发生器的实时运行数据、S3得到的所述倒U型管金属壁与二回路工质之间的传热系数、S4得到的所述倒U型管金属壁的温度分布以及S2得到的所述下降通道底部出口液相工质的温度、压力及质量流量，建立上升通道模型，得到当前时刻沿倒U型管高度的二回路工质的流速、温度、压力分布以及汽化起始高度，其中汽化起始高度是工质初始饱和状态所对应的轴向高度，所述当前时刻沿倒U型管高度的二回路工质的流速、温度、压力包括当前时刻上升通道顶部出口气液混合物工质的流速、温度以及压力；
S6,利用S5得到的当前时刻沿倒U型管高度的二回路工质的流速、温度、压力分布以及汽化起始高度，计算当前时刻沿倒U型管高度的二回路工质质量气含率分布；
S7,利用S1得到的蒸汽发生器的实时运行数据以及S5得到的当前时刻上升通道顶部出口气液混合物工质的流速、温度以及压力，建立汽水分离器模型，计算得到汽水分离器出口气相工质、液相工质的温度、压力和质量流量；其中液相工质即为再循环水；
S8,利用S7得到的汽水分离器出口气相工质的质量流量，建立气室模型，计算得到气室出口工质的质量流量；
所述关键变量包括S2～S8中获得的参数的一种或多种；
所述给定时刻下蒸汽发生器的实时运行数据，包括：
-机组负荷；
-给水温度、压力以及质量流量；
-饱和蒸汽温度、压力以及质量流量；
-一回路冷却剂进出口温度、压力以及质量流量；
-水位高度；
在所述蒸汽发生器的下降通道入口液相工质中，占比
的给水流入热段，占比
的给水流入冷段，占比
的再循环水流入热段，占比
的再循环水流入冷段；根据动量、质量和能量守恒关系，分别建立蒸汽发生器热段下降通道模型和冷段下降通道模型；其中：
建立的热段下降通道模型为式(2)～(4)所示：
式中，MHL,DC是热段下降通道液相工质质量；ρHL,DC是热段下降通道底部出口液相工质密度；AHL,DC是热段下降通道的横截面积；H是下降通道的水位高度；Gfw是给水质量流量；Grw是再循环水质量流量；GHL,DC,out是热段下降通道底部出口液相工质质量流量；CP,HL,DC是热段下降通道液相工质的定压比热容；THL,DC是热段下降通道底部出口液相工质温度；hHL,DC是热段下降通道液相工质比焓，根据热段下降通道液相工质温度和压力通过工质物性参数数据库计算得到；hfw是给水比焓，根据给水温度和压力通过工质物性参数数据库计算得到；hrw是再循环水比焓，根据再循环水温度和压力通过工质物性参数数据库计算得到；hHL,DC，out是热段下降通道底部出口液相工质比焓，根据热段下降通道底部出口液相工质温度和压力通过工质物性参数数据库计算得到；PHL,DC热段下降通道底部出口液相工质压力；GHL,DC是热段下降通道液相工质质量流量；fHL,DC是热段下降通道摩擦因子；De,HL,DC是热段下降通道当量直径；g是重力加速度；
通过对热段下降通道模型求解，得到当前时刻热段下降通道底部出口液相工质的温度、压力以及质量流量；
建立的冷段下降通道模型为式(5)～(7)所示：
式中，MCL,DC是冷段下降通道液相工质质量；ρCL,DC是冷段下降通道液相工质密度；ACL,DC是冷段下降通道的横截面积；GCL,DC,out是冷段下降通道底部出口液相工质质量流量；CP,CL,DC是冷段下降通道液相工质的定压比热容；TCL,DC是冷段下降通道液相工质温度；hCL,DC是冷段下降通道液相工质比焓，可根据冷段下降通道液相工质温度和压力通过工质物性参数数据库计算得到；hCL,DC,out是冷段下降通道底部出口液相工质比焓，可根据冷段下降通道底部出口液相工质温度和压力通过工质物性参数数据库计算得到；PCL,DC冷段下降通道液相工质压力；GCL,DC是冷段下降通道液相工质质量流量；fCL,DC是冷段下降通道摩擦因子；De,CL,DC是冷段下降通道当量直径；
通过对冷段下降通道模型求解，得到当前时刻冷段下降通道底部出口液相工质的温度、压力以及质量流量；
热段和冷段一回路冷却剂与倒U型管金属壁之间传热系数KHL,PS和KCL,PS以及热段和冷段预热区倒U型管金属壁与二回路工质之间的传热系数KHL,RC,PR和KCL,RC,PR，采用迪图斯-贝尔公式计算：
K＝0.023Rew 0.8Prw 0.3λw/dHL,MT (8)
式中，Rew是对应的热段或冷段一回路或二回路工质雷诺数；Prw是对应的热段或冷段一回路或二回路工质普朗特数；λw是对应的热段或冷段一回路或二回路工质热导率；dHL,MT是倒U型管内径；
对热段和冷段沸腾区倒U型管金属壁与二回路工质之间的传热系数K*,RC,BR采用式(9)～(14)计算，其中，在热段的K*,RC,BR用KHL,RC,BR替换，在冷段的K*,RC,BR用KCL,RC,BR替换：
K*,RC,BR＝Kcht+Kbht (9)
式中，Kcht、Kbht分别是对流传热部分的传热系数和泡核沸腾传热部分的传热系数；CP,w是工质定压比热容；hfs是沸腾区液相工质汽化潜热；σ沸腾区液相工质表面张力系数；ΔTMT是沸腾区倒U型管金属壁过热度；ΔPMT是沸腾区饱和蒸汽压差；x是质量气含率；ρw是上升通道液相工质密度；ρs是上升通道饱和蒸汽密度；μw是上升通道液相工质粘性系数；μs是上升通道饱和蒸汽粘性系数；dHL,MT是热段倒U型管内径；G是工质质量流量；Xtt和S是中间变量；
考虑热段一回路冷却剂重力压降，根据动量、质量和能量守恒关系，建立热段一回路冷却剂模型为式(15)～(18)：
式中，ρHL,PS是热段一回路冷却剂密度；WHL,PS是热段一回路冷却剂的流速；CP,HL,PS是热段一回路冷却剂定压比热容；THL,PS是热段一回路冷却剂温度；KHL,PS是热段一回路冷却剂通过倒U型管金属壁向二回路工质传热的传热系数；dHL,MT是热段倒U型管内径；PHL,PS是热段一回路冷却剂压力；g是重力加速度；
通过对热段一回路冷却剂模型求解，得到热段倒U型管金属壁的温度分布；
建立冷段一回路冷却剂模型为式(19)～(22)：
式中，ρCL,PS是冷段一回路冷却剂密度；WCL,PS是冷段一回路冷却剂的流速；CP,CL,PS是冷段一回路冷却剂定压比热容；TCL,PS是冷段一回路冷却剂温度；TCL,MT是冷段倒U型管金属壁温度；KCL,PS是冷段一回路冷却剂通过倒U型管金属壁向二回路工质传热的传热系数；dCL,MT是冷段倒U型管内径；PCL,PS是冷段一回路冷却剂压力；
通过对冷段一回路冷却剂模型求解，得到冷段倒U型管金属壁的温度分布；
考虑热段上升通道工质重力压降、摩擦压降和加速压降，根据动量、质量和能量守恒关系，建立热段上升通道模型为式(23)～(30)：
式中，ρHL,RC是热段上升通道工质密度；WHL,RC是热段上升通道工质的流速；ρHL,MT是热段倒U型管金属壁密度；CP,HL,MT是热段倒U型管金属壁的定压比热容；THL,MT是热段倒U型管金属壁温度；n是倒U型管根数；KHL,RC,PR是热段上升通道预热区二回路工质与倒U型管金属壁间传热系数；dHL,MT是热段倒U型管内径；THL,RC，PR是热段上升通道预热区液相工质温度；ρHL,RC，PR是热段上升通道预热区液相工质密度；CP,HL,RC,PR是热段上升通道预热区液相工质定压比热容；WHL,RC，PR是热段上升通道预热区液相工质的流速；KHL,RC,BR是热段上升通道沸腾区二回路工质与倒U型管金属壁间传热系数；THL,RC，BR是热段上升通道沸腾区气液混合相工质温度；ρHL,RC，BR是热段上升通道沸腾区气液混合相工质密度；CP,HL,RC,BR是热段上升通道沸腾区气液混合相工质定压比热容；WHL,RC，BR是热段上升通道沸腾区气液混合相工质的流速；PHL,RC,PR是热段上升通道预热区液相工质压力a；GHL,RC,PR是热段上升通道预热区液相工质质量流量；fHL,RC,PR是热段上升通道预热区摩擦因子；De,HL,RC,PR是热段上升通道预热区当量直径；ξHL,RC,PR是热段上升通道预热区局部阻力系数；PHL,RC,BR是热段上升通道沸腾区气液混合相工质压力；GHL,RC,BR是热段上升通道沸腾区气液混合相工质质量流量；fHL,RC,BR是热段上升通道沸腾区摩擦因子；De,HL,RC,BR是热段上升通道沸腾区当量直径；φ是两相倍乘因子；ξHL,RC,BR是热段上升通道沸腾区局部阻力系数；x是质量气含率；ρw是上升通道液相工质密度；ρs是上升通道饱和蒸汽密度；μw是上升通道液相工质粘性系数；μs是上升通道饱和蒸汽粘性系数；
通过对热段上升通道模型求解，得到热段当前时刻沿倒U型管高度的二回路工质的流速、温度、压力、热段一二次侧传热系数分布以及汽化起始高度；
建立冷段上升通道模型为式(31)～(37)：
式中，ρCL,RC是冷段上升通道工质密度；WCL,RC是冷段上升通道工质的流速；ρCL,MT是冷段倒U型管金属壁密度；CP,CL,MT是冷段倒U型管金属壁的定压比热容；TCL,MT是冷段倒U型管金属壁温度；KCL,RC,PR是冷段上升通道预热区二回路工质与倒U型管金属壁间传热系数；dCL,MT是冷段倒U型管内径；TCL,RC，PR是冷段上升通道预热区液相工质温度；ρCL,RC，PR是冷段上升通道预热区液相工质密度；CP,CL,RC,PR是冷段上升通道预热区液相工质定压比热容；WCL,RC,PR是冷段上升通道预热区液相工质的流速；KCL,RC,BR是冷段上升通道沸腾区二回路工质与倒U型管金属壁间传热系数；TCL,RC,BR是冷段上升通道沸腾区气液混合相工质温度；ρCL,RC,BR是冷段上升通道沸腾区气液混合相工质密度；CP,CL,RC,BR是冷段上升通道沸腾区气液混合相工质定压比热容；WCL,RC,BR是冷段上升通道沸腾区气液混合相工质的流速；PCL,RC,PR是冷段上升通道预热区液相工质压力a；GCL,RC,PR是冷段上升通道预热区液相工质质量流量；fCL,RC,PR是冷段上升通道预热区摩擦因子；De,CL,RC,PR是冷段上升通道预热区当量直径；ξCL,RC,PR是冷段上升通道预热区局部阻力系数；PCL,RC,BR是冷段上升通道沸腾区气液混合相工质压力；GCL,RC,BR是冷段上升通道沸腾区气液混合相工质质量流量；fCL,RC,BR是冷段上升通道沸腾区摩擦因子；De,CL,RC,BR是冷段上升通道沸腾区当量直径；ξCL,RC,BR是冷段上升通道沸腾区局部阻力系数；
通过对冷段上升通道模型求解，得到冷段当前时刻沿倒U型管高度的二回路工质的流速、温度、压力、冷段一二次侧传热系数分布以及汽化起始高度；
计算当前时刻沿倒U型管高度的二回路工质质量气含率分布：
式中，hBR是沸腾区气液混合相工质比焓；hss是沸腾区饱和蒸汽比焓；hsw是沸腾区饱和水比焓；xBR是沸腾区工质质量气含率；hBR,hss和hsw根据沸腾区气液混合相工质温度和压力通过工质物性参数数据库计算得到；
所述汽水分离器模型为式(39)～(46)：
Gss,SP,out＝(xHL,RC,BR,outGHL,RC,BR,out+xCL,RC,BR,outGCL,RC,BR,out)×η (39)
Gsw,SP,out＝(1-xHL,RC,BR,out×η)GHL,RC,BR,out+(1-xCL,RC,BR,out×η)GCL,RC,BR,out (40)
GSP,in＝GHL,RC,BR,out+GCL,RC,BR,out (42)
PSP,in＝PHL,RC,BR,out＝PCL,RC,BR,out (43)
TSP,in＝THL,RC,BR,out＝TCL,RC,BR,out (44)
PSP,out＝Pss,SP,out＝Psw,SP,out (45)
TSP,in＝Tss,SP,out＝Tsw,SP,out (46)
式中，Gss,SP,out是汽水分离器出口饱和蒸汽质量流量；xHL,RC,BR,out是热段上升通道沸腾区出口气液混合相工质质量气含率；GHL,RC,BR,out是热段上升通道沸腾区出口气液混合相工质质量流量；xCL,RC,BR,out是冷段上升通道沸腾区出口气液混合相工质质量气含率；GCL,RC,BR,out是冷段上升通道沸腾区出口气液混合相工质质量流量；η是汽水分离器效率；Gsw,SP,out是汽水分离器出口饱和水质量流量；PSP,out是汽水分离器出口工质压力；Pss,SP,out是汽水分离器出口饱和蒸汽压力；Psw,SP,out是汽水分离器出口饱和水压力；PSP,in是汽水分离器入口气液混合相工质压力；TSP,in是汽水分离器入口气液混合相工质温度；TCL,RC,BR,out是冷段上升通道沸腾区出口气液混合相工质温度；THL,RC,BR,out是热段上升通道沸腾区出口气液混合相工质温度；ξSP是汽水分离器局部阻力系数；GSP,in是汽水分离器入口气液混合相工质质量流量；ρSP,in是汽水分离器入口气液混合相工质密度；PHL,RC,BR,out是热段上升通道沸腾区出口气液混合相工质压力；PCL,RC,BR,out是冷段上升通道沸腾区出口气液混合相工质压力；Tss,SP,out是汽水分离器出口饱和蒸汽温度；Tsw,SP,out是汽水分离器出口饱和水温度；
通过对汽水分离器模型求解，得到汽水分离器出口饱和水以及饱和蒸汽的温度、压力、质量流量；
所述气室模型为：
式中，GSC，in是汽室入口饱和蒸汽质量流量，即汽水分离器出口气相工质的质量流量；GSC，out是汽室出口饱和蒸汽质量流量；τ是时间常数。
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|---|---|---|---|
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| SE01 | Entry into force of request for substantive examination | ||
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| GR01 | Patent grant | ||
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| CF01 | Termination of patent right due to non-payment of annual fee | ||
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Granted publication date: 20220225 |