CN112417782B - 一种蒸汽发生器二回路工质循环倍率估计方法 - Google Patents
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Abstract
本发明提供了一种蒸汽发生器二回路工质的循环倍率估计方法，具体步骤是：获取给定时刻下蒸汽发生器的实时运行数据；计算一回路冷却剂与倒U型管金属壁之间的传热系数以及倒U型管金属壁与二回路工质之间的传热系数；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质量流量、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；建立汽水分离器模型，计算得到汽水分离器出口液相工质，即再循环水的质量流量；结合给水质量流量计算得到当前时刻二回路工质的循环倍率。
Description
技术领域
本发明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核电蒸汽发生器二回路工质循环倍率估计(辨识)方法，属于核电站运行优化控制技术领域。
背景技术
立式自然循环蒸汽发生器是核动力装置的主要设备之一，它主要由一回路水室、管板、U型管束、汽水分离器和简体构成。它既是一回路设备，又是二回路设备，被称为核电站一、二回路之间的枢纽。在核反应堆中，核裂变产生的热量由一回路冷却剂带出，通过蒸汽发生器倒U型管将热量传递给二回路工质，使过冷状态水转变成饱和蒸汽。饱和蒸汽再流入汽轮机中做功，通过同轴发电机转换为电能。
蒸汽发生器循环倍率是蒸汽发生器实时仿真不可或缺的变量。在蒸汽发生器设计阶段，循环倍率有其设计值，然而在机组运行过程中，真实的循环倍率是否与设计值一致无从知晓，因为再循环水质量流量无实测值。
经过对现有技术检索后发现，授权公告号为CN201810835620.5，授权公告日为2019年1月25日的中国发明专利《压水堆核电站立式蒸汽发生器循环倍率的测量方法及系统》，提出了一种压水堆核电站立式蒸汽发生器循环倍率的测量方法，包括：在机组二回路中注入适量的示踪剂，使所述示踪剂沿着所述机组二回路循环流动；所述机组二回路是由蒸汽发生器、汽轮机、凝结水系统和给水系统构成的回路；在循环稳定后，分别测量所述蒸汽发生器的上部、下部和给水入口处的示踪剂浓度；根据测量的示踪剂浓度，计算获得所述蒸汽发生器的循环倍率。该专利主要贡献在于实现了蒸汽发生器内工质稳态循环倍率的计算，但不能用于解决蒸汽发生器二回路工质循环倍率的动态、实时计算问题。
综上，现有公开报道均未涉及核电蒸汽发生器二回路工质循环倍率实时估计问题，这一空缺有待填补。
发明内容
针对现有技术的不足，本发明的目的是提供一种核蒸汽发生器二回路工质循环倍率估计方法。
本发明是通过以下技术方案实现的。
本发明提供了一种蒸汽发生器二回路工质循环倍率估计方法，包括：
获取给定时刻下蒸汽发生器的实时运行数据；
将蒸汽发生器划分为热段、冷段和汽水分离器，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；
利用获取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；
利用获取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；
利用获取的蒸汽发生器的实时运行数据，建立一回路冷却剂模型，得到倒U型管金属壁的温度分布；
利用获取的蒸汽发生器的实时运行数据以及得到的下降通道底部出口液相工质的流量、温度、压力，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；
利用获取的蒸汽发生器的实时运行数据以及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液相工质的质量流量，也就是再循环水的质量流量，该变量在工程上无实测值；
利用再循环水质量流量的估计值和给水质量流量的实测值可进一步计算当前时刻二回路工质的循环倍率。
优选地，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。
优选地，在所述上升通道中，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。
优选地，所述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，
范围是70-90，
范围是40-60；；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，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，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。
优选的，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-贝尔特公式计算：
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是一回路冷却剂定压比热容；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；△TMT是沸腾区倒U型管金属壁过热度；△PMT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。
优选的，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；THL,MT是热段倒U型管金属壁温度；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，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。
优选的，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、压力以及传热系数分布。
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、压力以及传热系数分布。
优选的，计算当前时刻蒸汽发生器二回路工质气含率：
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。
优选的，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＝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合物压力；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；ρHL,RC,BR,out是热段上升通道沸腾区出口气液混合相工质密度；ρCL,RC,BR,out是冷段上升通道沸腾区出口气液混合相工质密度。
优选的，通过对汽水分离器模型求解，计算得到汽水分离器出口饱和水质量流量Gsw,SP,out，也就是再循环水质量流量。进而利用测得的给水质量流量Gfw计算得到当前时刻二回路工质的循环倍率
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：
本发明可实现核电蒸汽发生器二回路工质循环倍率估计，此参数在真实电站是无法测量的，故现有文献和技术是将它们作为集总参数处理的，从而损失了动态特征。本发明上述方法能给出蒸汽发生器内部核电蒸汽发生器二回路工质循环倍率估计，提供在变工况条件下状态变量的动态估计，为核电站蒸汽发生器运行优化及监测提供支撑条件。
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为本发明一优选实施例蒸汽发生器二回路工质循环倍率估计方法示意图；
图2为本发明一优选实施例蒸汽发生器简化结构示意图；
图3为本发明一优选实施例中核电站机组输出负荷变化图；
图4为本发明一优选实施例中循环倍率计算结果；
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。
本发明一实施例提供了一种核电蒸汽发生器二回路工质循环倍率估计方法，以蒸汽发生器为研究对象，根据蒸汽发生器具体结构，将蒸汽发生器划分为热段、冷段和汽水分离器。基于质量、能量、动量动态衡算建立蒸汽发生器机理模型，完成模型验证，最后基于模型和DCS测量数据实时计算二回路工质循环倍率。循环倍率定义为循环水质量流量与给水质量流量或饱和蒸汽质量流量的比值，其中循环水质量流量是指给水质量流量与再循环水质量流量之和。
本实施例提供的核电蒸汽发生器二回路工质循环倍率估计方法，包括以下步骤：
步骤一，获取给定时刻下蒸汽发生器的实时运行数据；
步骤二，将蒸汽发生器划分为热段、冷段和汽水分离器，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；
步骤三，利用获取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；
步骤四，利用获取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；
步骤五，利用获取的蒸汽发生器的实时运行数据，建立一回路冷却剂模型，得到倒U型管金属壁的温度分布；
步骤六，利用获取的蒸汽发生器的实时运行数据以及得到的下降通道底部出口液相工质的流量、温度、压力，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、温度以及压力分布；
步骤七，利用获取的蒸汽发生器的实时运行数据以及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液相工质的质量流量，就是在循环水质量流量，利用再循环水质量流量的估计值与给水质量流量的实测值可进一步计算当前时刻二回路工质的循环倍率。
下面结合附图，对本实施例提供的核电蒸汽发生器二回路工质循环倍率估计方法进一步详细描述如下。
本实施例提供的方法，涉及核电站立式U型自循环蒸汽发生器全工况循环倍率分布估计。图1是实施例蒸汽发生器循环倍率估计方法示意图。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、冷段模型和汽水分离器模型。图2是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、冷段和汽水分离器。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。
方法包括以下步骤：
步骤一、从运行机组现场分布式控制系统(DCS)实测数据库中获取给定时刻的运行数据包括：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；
步骤二、在蒸汽发生器上升通道模型中，根据二回路工质状态将上升通道划分为预热区和沸腾区。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，kJ/kg；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，kJ/kg。
步骤三、下降通道入口液相工质中占比80％的给水流入热段，占比20％的给水流入冷段，占比50％的再循环水流入热段，占比50％的再循环水流入冷段。求解热段下降通道模型，式(2)～(4)：
式中，MHL,DC是热段下降通道液相工质质量，kg；ρHL,DC是热段下降通道底部出口液相工质密度，kg/m3；AHL,DC是热段下降通道的横截面积，m2；H是下降通道的水位高度，m；Gfw是给水质量流量，kg/s；Grw是再循环水质量流量，kg/s；GHL,DC,out是热段下降通道底部出口液相工质质量流量，kg/s；CP,HL,DC是热段下降通道液相工质的定压比热容，kJ/(kg·K)；THL,DC是热段下降通道底部出口液相工质温度，K；hHL,DC是热段下降通道液相工质比焓，kJ/kg，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，kJ/kg，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，kJ/kg，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，kJ/kg，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，MPa；GHL,DC是热段下降通道液相工质质量流量，kg/s；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，m；g是重力加速度，m/s2；
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。
求解冷段下降通道模型，式(5)～(7)：
式中，MCL,DC是冷段下降通道液相工质质量，kg；ρCL,DC是冷段下降通道液相工质密度，kg/m3；ACL,DC是冷段下降通道的横截面积，m2；GCL,DC,out是冷段下降通道底部出口液相工质质量流量，kg/s；CP,CL,DC是冷段下降通道液相工质的定压比热容，kJ/(kg·K)；TCL,DC是冷段下降通道液相工质温度，K；hCL,DC是冷段下降通道液相工质比焓，kJ/kg，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，kJ/kg，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，MPa；GCL,DC是冷段下降通道液相工质质量流量，kg/s；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，m；
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。
步骤四、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-贝尔特公式计算：
K＝0.023Rew 0.8Prw 0.3λw/dHL,MT (8)
式中，Rew是一回路冷却剂雷诺数；Prw是一回路冷却剂普朗特数；λw是一回路冷却剂热导率，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，kW/(m2·K)；CP,w是一回路冷却剂定压比热容，kJ/(kg·K)；hfs是沸腾区液相工质汽化潜热，kJ/kg；σ沸腾区液相工质表面张力系数；△TMT是沸腾区倒U型管金属壁过热度，K；△PMT是沸腾区饱和蒸汽压差，MPa；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。
步骤五、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，求解热段一回路冷却剂模型，式(15)～(18)：
式中，ρHL,PS是热段一回路冷却剂密度，kg/m3；WHL,PS是热段一回路冷却剂的流速，m/s；CP,HL,PS是热段一回路冷却剂定压比热容，kJ/(kg·K)；THL,PS是热段一回路冷却剂温度，K；THL,MT是热段倒U型管金属壁温度，K；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，kW/(m2·K)；dHL,MT是热段倒U型管内径，m；PHL,PS是热段一回路冷却剂压力，MPa。
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。
求解冷段一回路冷却剂模型，式(19)～(22)：
式中，ρCL,PS是冷段一回路冷却剂密度，kg/m3；WCL,PS是冷段一回路冷却剂的流速，m/s；CP,CL,PS是冷段一回路冷却剂定压比热容，kJ/(kg·K)；TCL,PS是冷段一回路冷却剂温度，K；TCL,MT是冷段倒U型管金属壁温度，K；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，kW/(m2·K)；dCL,MT是冷段倒U型管内径，m；PCL,PS是冷段一回路冷却剂压力，MPa。
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。
步骤六、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，求解热段上升通道模型，式(23)～(30)：
式中，ρHL,RC是热段上升通道工质密度，kg/m3；WHL,RC是热段上升通道工质的流速，m/s；ρHL,MT是热段倒U型管金属壁密度，kg/m3；CP,HL,MT是热段倒U型管金属壁的定压比热容，kJ/(kg·K)；THL,MT是热段倒U型管金属壁温度，K；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，kW/(m2·K)；dHL,MT是热段倒U型管内径，m；THL,RC，PR是热段上升通道预热区液相工质温度，K；ρHL,RC，PR是热段上升通道预热区液相工质密度，kg/m3；CP,HL,RC,PR是热段上升通道预热区液相工质定压比热容，kJ/(kg·K)；WHL,RC，PR是热段上升通道预热区液相工质的流速，m/s；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，kW/(m2·K)；THL,RC，BR是热段上升通道沸腾区气液混合相工质温度，K；ρHL,RC，BR是热段上升通道沸腾区气液混合相工质密度，kg/m3；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，kJ/(kg·K)；WHL,RC，BR是热段上升通道沸腾区气液混合相工质的流速，m/s；PHL,RC,PR是热段上升通道预热区液相工质压力，MPa；GHL,RC,PR是热段上升通道预热区液相工质质量流量，kg/s；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，m；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，MPa；GHL,RC,BR是热段上升通道沸腾区气液混合相工质质量流量，kg/s；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，m；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，kg/m3；ρs是上升通道饱和蒸汽密度，kg/m3；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、压力以及传热系数分布。
求解冷段上升通道模型，式(31)～(37)：
式中，ρCL,RC是冷段上升通道工质密度，kg/m3；WCL,RC是冷段上升通道工质的流速，m/s；ρCL,MT是冷段倒U型管金属壁密度，kg/m3；CP,CL,MT是冷段倒U型管金属壁的定压比热容，kJ/(kg·K)；TCL,MT是冷段倒U型管金属壁温度，K；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，kW/(m2·K)；dCL,MT是冷段倒U型管内径，m；TCL,RC，PR是冷段上升通道预热区液相工质温度，K；ρCL,RC，PR是冷段上升通道预热区液相工质密度，kg/m3；CP,CL,RC,PR是冷段上升通道预热区液相工质定压比热容，kJ/(kg·K)；WCL,RC,PR是冷段上升通道预热区液相工质的流速，m/s；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，kW/(m2·K)；TCL,RC,BR是冷段上升通道沸腾区气液混合相工质温度，K；ρCL,RC,BR是冷段上升通道沸腾区气液混合相工质密度，kg/m3；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，kJ/(kg·K)；WCL,RC,BR是冷段上升通道沸腾区气液混合相工质的流速，m/s；PCL,RC,PR是冷段上升通道预热区液相工质压力，MPa；GCL,RC,PR是冷段上升通道预热区液相工质质量流量，kg/s；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，m；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，MPa；GCL,RC,BR是冷段上升通道沸腾区气液混合相工质质量流量，kg/s；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，m；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、压力以及传热系数分布。
进一步，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，kJ/kg；hss是沸腾区饱和蒸汽比焓，kJ/kg；hsw是沸腾区饱和水比焓，kJ/kg；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。
步骤七，求解汽水分离器模型，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，kg/s；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，kg/s；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，kg/s；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，kg/s；PSP,out是汽水分离器出口工质压力，MPa；Pss,SP,out是汽水分离器出口饱和蒸汽压力，MPa；Psw,SP,out是汽水分离器出口饱和水压力，MPa；PSP,in是汽水分离器入口气液混合相工质压力，MPa；TSP,in是汽水分离器入口气液混合相工质温度，K；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，K；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，K；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，kg/s；ρSP,in是汽水分离器入口气液混合相工质密度，kg/m3；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，MPa；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，MPa；Tss,SP,out是汽水分离器出口饱和蒸汽温度，K；Tsw,SP,out是汽水分离器出口饱和水温度，K；ρHL,RC,BR,out是热段上升通道沸腾区出口气液混合相工质密度，kg/m3；ρCL,RC,BR,out是冷段上升通道沸腾区出口气液混合相工质密度，kg/m3。
通过对汽水分离器模型求解，通过对汽水分离器模型求解，计算得到汽水分离器出口饱和水质量流量Gsw,SP,out，也就是再循环水质量流量。进而利用测得的给水质量流量Gfw计算得到当前时刻二回路工质的循环倍率
本实施例提供的核电蒸汽发生器二回路工质循环倍率估计方法，在一仿真实验中，如图3所示，获取实施例核电站机组2019年6月10日负荷变化数据。图4是二回路工质循环倍率估计结果，由图4，二回路工质循环倍率随着核电站机组负荷降低而升高，反之亦反。
本发明上述实施例提供的核电蒸汽发生器二回路工质循环倍率估计方法，其中，二回路工质循环倍率指循环水质量流量与给水质量流量或饱和蒸汽质量流量的比值，循环水质量流量是指给水流量与再循环水质量流量之和。本发明上述实施例获取给定时刻下蒸汽发生器的实时测量数据；将蒸汽发生器划分为热段、冷段和汽水分离器，其中热段和冷段又划分为下降通道和上升通道：下降通道是指蒸汽发生器外壳与内部套筒之间二回路工质流经的空间，上升通道是指内部套筒与倒U型管管壁之间二回路工质流经的空间；求解下降通道模型得到当前时刻下降通道底部出口二回路工质的比焓、流量、温度、压力以及密度；求解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比焓、流量、温度、压力以及密度分布；求解汽水分离器模型得到汽水分离器出口饱和水质量流量，结合给水流量实测值计算得到当前时刻二回路工质的循环倍率；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，并可进一步应用于虚假水位甄别和液位安全限控制策略的改进。本发明上述实施例提供的技术方案，实现了全工况蒸汽发生器二回路工质循环倍率估计，可用于蒸汽发生器二次侧虚假水位的甄别，改进水位安全限控制，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。
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 (10)
1.一种蒸汽发生器二回路工质循环倍率估计方法，其特征在于，包括：
获取给定时刻下蒸汽发生器的实时运行数据；
将蒸汽发生器划分为热段、冷段和汽水分离器，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；
建立下降通道模型，利用获取的蒸汽发生器的实时运行数据，求解下降通道模型，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；
利用获取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；
建立一回路冷却剂模型，利用获取的蒸汽发生器的实时运行数据，求解一回路冷却剂模型，得到倒U型管金属壁的温度分布；
建立上升通道模型，利用获取的蒸汽发生器的实时运行数据以及得到的下降通道底部出口液相工质的流量、温度、压力，求解上升通道模型，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；所述当前时刻沿倒U型管高度的二回路工质的流速、温度以及压力分布包括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，利用获取的蒸汽发生器的实时运行数据以及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，求解汽水分离器模型，得到汽水分离器出口液相工质的质量流量，即再循环水质量流量；
利用再循环水质量流量与测得的给水质量流量相加得循环水质量流量，进一步计算得到当前时刻二回路工质的循环倍率。
2.根据权利要求1所述的蒸汽发生器二回路工质循环倍率估计方法，其特征在于，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。
3.根据权利要求1所述的蒸汽发生器二回路工质循环倍率估计方法，其特征在于，在所述上升通道中，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。
4.根据权利要求1所述的蒸汽发生器二回路工质循环倍率估计方法，其特征在于，所述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，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，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；
进一步，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，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。
5.根据权利要求1所述的蒸汽发生器二回路工质循环倍率估计方法，其特征在于，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-贝尔特公式计算：
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是一回路冷却剂定压比热容；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；△TMT是沸腾区倒U型管金属壁过热度；△PMT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。
6.根据权利要求1所述的蒸汽发生器二回路工质循环倍率估计方法，其特征在于，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；THL,MT是热段倒U型管金属壁温度；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，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。
7.根据权利要求1所述的蒸汽发生器二回路工质循环倍率估计方法，其特征在于，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、压力以及传热系数分布；
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、压力以及传热系数分布。
8.根据权利要求1所述的蒸汽发生器二回路工质循环倍率估计方法，其特征在于，计算当前时刻蒸汽发生器二回路工质气含率分布：
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是二回路工质气含率；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。
9.根据权利要求1所述的蒸汽发生器二回路工质循环倍率估计方法，其特征在于，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＝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，即再循环水质量流量；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；ρHL,RC,BR,out是热段上升通道沸腾区出口气液混合相工质密度；ρCL,RC,BR,out是冷段上升通道沸腾区出口气液混合相工质密度；
是循环倍率。
10.根据权利要求9所述的蒸汽发生器二回路工质循环倍率估计方法，其特征在于，通过对汽水分离器模型求解，计算得到汽水分离器出口饱和水质量流量Gsw,SP,out，即再循环水质量流量，进而利用测得的给水质量流量Gfw计算得到当前时刻二回路工质的循环倍率
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Citations (4)
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|---|---|---|---|---|
| CN107784156A (zh) * | 2017-09-07 | 2018-03-09 | 中国船舶重工集团公司第七〇九研究所 | 核动力装置蒸汽排放系统参数的计算方法 |
| CN108469744A (zh) * | 2018-02-11 | 2018-08-31 | 东南大学 | 一种建立核电机组蒸汽发生器机理模型的方法及其系统 |
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| CN109540565A (zh) * | 2018-12-28 | 2019-03-29 | 核动力运行研究所 | 一种蒸汽发生器热工水力性能试验模拟体 |
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Patent Citations (4)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| CN107784156A (zh) * | 2017-09-07 | 2018-03-09 | 中国船舶重工集团公司第七〇九研究所 | 核动力装置蒸汽排放系统参数的计算方法 |
| CN108469744A (zh) * | 2018-02-11 | 2018-08-31 | 东南大学 | 一种建立核电机组蒸汽发生器机理模型的方法及其系统 |
| CN109269830A (zh) * | 2018-07-26 | 2019-01-25 | 中广核工程有限公司 | 压水堆核电站立式蒸汽发生器循环倍率的测量方法及系统 |
| CN109540565A (zh) * | 2018-12-28 | 2019-03-29 | 核动力运行研究所 | 一种蒸汽发生器热工水力性能试验模拟体 |
Non-Patent Citations (2)
| Title |
|---|
| "Extended state observer-based adaptive dynamic sliding mode control for power level of nuclear power plant";jiuwu hui等;《ELSEVIER》;20200831;全文 * |
| "蒸汽发生器水位不确定性分析研究";朱建敏等;《核科学与工程》;20200630;第40卷(第3期);全文 * |
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