CPR1000機組蒸汽發(fā)生器裕度問題分析

柴偉東，趙清森

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CPR1000機組蒸汽發(fā)生器裕度問題分析

柴偉東1，趙清森2

（1.大亞灣核電運營管理有限公司，廣東 深圳 518124； 2.蘇州熱工研究院有限公司，江蘇 蘇州 215004）

國內(nèi)新投產(chǎn)的CPR1000機組普遍存在蒸汽發(fā)生器（SG）裕度試驗不滿足驗收準則要求的問題，表現(xiàn)為蒸汽發(fā)生器出口壓力低，已影響到汽輪機出力。對此，本文通過設(shè)計分析、試驗驗證和現(xiàn)場視頻檢查等手段進行了系統(tǒng)分析。以Framtone公司和Westinghouse公司設(shè)計的55/19型、60F型和Δ125型蒸汽發(fā)生器為研究對象，利用設(shè)計數(shù)據(jù)搭建數(shù)學模型，對傳熱面積進行了校核計算；考察了堵管率、一回路流量和一回路平均溫度對蒸汽發(fā)生器出口壓力的影響；驗證計算了早期及新投產(chǎn)核電廠蒸汽發(fā)生器裕度試驗數(shù)據(jù)；最后根據(jù)現(xiàn)場對蒸汽發(fā)生器的視頻檢查情況，確定新投產(chǎn)的CPR1000機組裕度考核不合格的根本原因為二次側(cè)的結(jié)垢。

CPR1000；蒸汽發(fā)生器；傳熱面積；裕度；結(jié)垢；堵管率；流量；出口壓力

蒸汽發(fā)生器（steam generator, SG）是核電廠的重要關(guān)鍵敏感設(shè)備之一，其可靠性影響電站的經(jīng)濟性和安全性。核電站蒸汽發(fā)生器的主要功能是作為熱交換設(shè)備將一回路冷卻劑中的熱量傳給二回路的給水，使其產(chǎn)生飽和蒸汽供給二回路動力裝置。蒸汽發(fā)生器堵管和結(jié)垢會造成總體傳熱效率降低，出口蒸汽壓力降低，汽輪機新蒸汽進汽量受到限制，無法達到額定出力。一般設(shè)計時都會為蒸汽發(fā)生器留有一定的面積裕量，以提高其總體傳熱效率，使其出口壓力略高于設(shè)計值，保證在蒸汽發(fā)生器發(fā)生堵管或結(jié)垢的情況下，汽輪機仍能以額定功率運行。

為驗證蒸汽發(fā)生器的實際裕度，須進行蒸汽發(fā)生器裕度試驗[1]。我國CPR1000機組的蒸汽發(fā)生器參照法國Framatone公司的55/19型蒸汽發(fā)生器設(shè)計，其裕度試驗的要求是考慮有88×10-7m2·K/W污垢再疊加10%堵管，在滿功率情況下驗證蒸汽發(fā)生器出口壓力是否滿足≥6.68 MPa（6.71í(1-0.5%)）的要求[2-3]。然而，目前我國新投產(chǎn)的CPR1000機組普遍存在蒸汽發(fā)生器裕度試驗結(jié)果未達到該驗收準則要求的問題，表現(xiàn)為蒸汽發(fā)生器出口壓力略低，有些機組已影響到發(fā)電機出力。

對此，本文以Framtone公司和Westinghouse公司設(shè)計的55/19型、60F型和Δ125型蒸汽發(fā)生器為研究對象，通過設(shè)計分析、裕度試驗驗證和現(xiàn)場視頻檢查，尋找蒸汽發(fā)生器裕度試驗不合格的原因。

1 蒸汽發(fā)生器設(shè)計分析

1.1 傳熱面積裕量

設(shè)計蒸汽發(fā)生器時，一般可增加計算傳熱面積的8%~10%，這部分增加的傳熱面就是傳熱面積裕量。根據(jù)相關(guān)文獻，比布里斯A核電站蒸汽發(fā)生器的實際傳熱面積比計算值大9.5%[4]，Westinghouse設(shè)計的秦山二期核電站60F蒸汽發(fā)生器實際傳熱面積比計算值大約5%[5]，其設(shè)計的AP1000機組Δ125型蒸汽發(fā)生器實際傳熱面積比計算值大約10%[6-7]。

1.2 污垢系數(shù)

通常，在考慮傳熱面積裕量的基礎(chǔ)上，對蒸汽發(fā)生器仍需考慮一定的污垢系數(shù)。根據(jù)相關(guān)文獻，比布里斯A核電站蒸汽發(fā)生器選用的污垢熱阻為257.94×10-7m2·K/W[4]，Westinghouse公司設(shè)計的AP1000機組Δ125型蒸汽發(fā)生器推薦污垢熱阻為193.89×10-7m2·K/W[6-7]，Westinghouse設(shè)計的秦山二期核電站60F型蒸汽發(fā)生器設(shè)計污垢熱阻為134×10-7m2·K/W[5]；而加拿大B&W公司建議，結(jié)合10%的堵管裕量，設(shè)計污垢熱阻可取為88×10-7m2·K/W，核電站啟動時污垢熱阻取為35×10-7m2·K/W[8]。

1.3 傳熱計算

在蒸汽發(fā)生器傳熱計算中，通?？紤]4層傳熱熱阻[9-10]：管內(nèi)對流傳熱熱阻、管壁導熱熱阻、污垢熱阻和管外沸騰傳熱熱阻。

一次側(cè)熱阻值均采用Dittus-Boelter公式計算。管壁熱阻與采用的材料相關(guān)，55/19型、60F型和Δ125型蒸汽發(fā)生器均采用inconel 690材質(zhì)，因此管壁熱阻也應接近。對于污垢熱阻，不同公司采用不同的參考值。而對于管外沸騰傳熱熱阻，不同公司采用的二次側(cè)沸騰傳熱模型有很大不同。根據(jù)文獻，Westinghouse公司設(shè)計的蒸汽發(fā)生器采用修正的Jens-Lottes公式[5,7]，而法國Framtone公司則采用Thom公式[1]。通過不同公式計算得到的傳熱系數(shù)偏差較大。通常，采用Thom公式計算得到的傳熱系數(shù)最小，因此計算所需的傳熱面積最大；Rohsenow公式次之；修正的Jens-Lottes公式計算得到的傳熱系數(shù)最大，因此計算所需的傳熱面積最小。導致計算結(jié)果產(chǎn)生偏差的原因在于不同經(jīng)驗公式選取的系數(shù)不同。

3種蒸汽發(fā)生器的設(shè)計結(jié)構(gòu)參數(shù)見表1，利用不同傳熱模型對3種類型蒸汽發(fā)生器進行計算，結(jié)果見表2、表3。由表2、表3可知，對于Framtone公司的55/19型蒸汽發(fā)生器，采用Rohsenow算法、Thom算法和Jens-Lottes算法得到的傳熱面積裕量分別為3.35%、0.64%和9.65%，其中采用Jens-Lottes算法得到的傳熱面積裕量9.65%與蒸汽發(fā)生器裕度試驗要求的10%裕量和88×10-7m2·K/W污垢熱阻相符[3]。不同的算法對應不同的傳熱面積裕度。55/19型蒸汽發(fā)生器在設(shè)計中預留了36根傳熱管的裕度（0.8%傳熱面積裕量），是基于Thom算法[1]，但在蒸汽發(fā)生器裕度試驗中，驗證10%堵管和88×10-7m2·K/W污垢熱阻是基于Jens-Lottes算法[3]。計算中，蒸汽發(fā)生器的循環(huán)倍率均采用各工況下的設(shè)計值。

表1 蒸汽發(fā)生器設(shè)計結(jié)構(gòu)參數(shù)

Tab.1 Design structural parameters of the SG

表2 蒸汽發(fā)生器污垢熱阻為88×10-7m2·K/W時的計算傳熱面積

Tab.2 The calculated heat transfer area of the SG when the fouling factor is 88×10-7 m2·K/W

鑒于Westinghouse公司設(shè)計的蒸汽發(fā)生器均采用修正的Jens-Lottes公式，在本文分析中也采用該公式進行對比計算。3種蒸汽發(fā)生器污垢熱阻均為0時的計算所需傳熱面積見表3。由表3可知：采用Jens-Lottes公式計算的55/19型蒸汽發(fā)生器傳熱面積裕量與同時期設(shè)計的60F蒸汽發(fā)生器相近，分別為17.26%和15.93%；而新型Δ125型蒸汽發(fā)生器的傳熱面積裕量最大，為27.31%。

表3 蒸汽發(fā)生器污垢熱阻為0時的計算傳熱面積

Tab.3 The calculated heat transfer area of the SG when the fouling factor is 0

1.4 出口壓力

1.4.1 堵管率對蒸汽發(fā)生器出口壓力的影響

利用上述數(shù)學模型對CPR1000機組55/19型蒸汽發(fā)生器熱工設(shè)計工況在不同堵管率與出口壓力下進行變工況計算，結(jié)果如圖1所示。由圖1可知：蒸汽發(fā)生器堵管率與出口壓力基本呈線性關(guān)系；蒸汽發(fā)生器堵管10%時，熱工設(shè)計工況出口蒸汽壓力為6.72 MPa，滿足裕度試驗規(guī)定的出口蒸汽壓力≥6.68 MPa的要求；在熱工設(shè)計工況下直至堵管率超過12%后，出口蒸汽壓力線與保證值線相交，降至保證值線以下。

圖1 熱工設(shè)計工況下蒸汽發(fā)生器堵管率與出口蒸汽壓力關(guān)系

1.4.2 一回路流量對蒸汽發(fā)生器出口壓力的影響

55/19型蒸汽發(fā)生器不同堵管率工況下一回路流量與出口蒸汽壓力變化關(guān)系如圖2所示。圖中有污垢指污垢熱阻88×10-7m2·K/W。

由圖2可知：在流量最小的熱工設(shè)計工況下，零堵管、無污垢工況，零堵管、有污垢工況，10%堵管、無污垢工況和10%堵管、有污垢工況下蒸汽發(fā)生器出口蒸汽壓力分別為6.988、6.859、6.867、6.720 MPa，均滿足裕度試驗規(guī)定的SG出口蒸汽壓力≥6.68 MPa的要求；而在正常運行工況和機械設(shè)計工況下，流量更大，亦能滿足裕度試驗要求。

1.4.3 一回路平均溫度對蒸汽發(fā)生器出口壓力的影響

在核電站實際運行過程中，一回路平均溫度對蒸汽發(fā)生器出口壓力的影響如圖3所示。圖中以熱工設(shè)計工況數(shù)據(jù)為基準，零堵管、零污垢。

圖3 一回路平均溫度對出口蒸汽壓力的影響

由圖3可知，一回路平均溫度每變化1 ℃，出口蒸汽壓力變化約0.106 MPa，其對出口蒸汽壓力的影響較大。在實施蒸汽發(fā)生器裕度試驗時，須精確計算和控制好一回路平均溫度。在實際運行中，當3個環(huán)路出口蒸汽壓力不均衡時，可首先比對其平均溫度是否發(fā)生了變化。

2 蒸汽發(fā)生器裕度試驗驗證

2.1 早期核電廠的蒸汽發(fā)生器裕度試驗計算

利用Thom公式對早期核電廠的蒸汽發(fā)生器裕度試驗數(shù)據(jù)進行計算，結(jié)果見表4。

由表4可以看出：電廠實際運行過程中，溫降為2.88 ℃，通過Thom公式計算得到的溫降為2.65 ℃，小于實際溫降，說明蒸汽發(fā)生器裕度滿足要求；若采用Jens-Lottes公式進行計算，考慮污垢和堵管后的溫降為2.68 ℃，蒸汽發(fā)生器裕度亦滿足要求。

表4 早期核電廠蒸汽發(fā)生器裕度試驗數(shù)據(jù)計算結(jié)果

Tab.4 The SG margin test data of NPP in early stage

2.2 新投產(chǎn)核電廠的蒸汽發(fā)生器裕度試驗計算

某新投產(chǎn)CPR1000核電廠的蒸汽發(fā)生器裕度試驗數(shù)據(jù)見表5。由表5可知：實際溫降為2.42 ℃，而采用Thom公式計算，考慮污垢和堵管后的溫降為2.74 ℃，即所需溫降大于實際溫降，說明蒸汽發(fā)生器裕度不滿足要求；采用Jens-Lottes公式進行計算，考慮污垢和堵管后的溫降為1.64 ℃，蒸汽發(fā)生器裕度能滿足要求。

表5 某新投產(chǎn)CPR1000核電廠蒸汽發(fā)生器裕度試驗數(shù)據(jù)

Tab.5 The SG margin test data of a newly built CPR1000 NPP

2.3 方法分析

校核2種計算方法的差異，發(fā)現(xiàn)蒸汽發(fā)生器裕度試驗中管壁熱阻的計算方法存在不同。試驗程序中規(guī)定，蒸汽發(fā)生器裕度試驗期間，蒸汽發(fā)生器為新投產(chǎn)，理論上應該是清潔的，即污垢熱阻為0，在計算管壁熱阻t時直接利用總體傳熱熱阻減去管內(nèi)傳熱熱阻和管外傳熱熱阻，如式(1)所示。

而實際上，在蒸汽發(fā)生器裕度試驗期間，蒸汽發(fā)生器已運行一定時間，受機組調(diào)試啟動期間二回路水質(zhì)控制的影響，蒸汽發(fā)生器可能存在一定的污垢。計算得知，某新投產(chǎn)機組在試驗期間蒸汽發(fā)生器污垢熱阻為69×10-7m2·K/W，該值已相當可觀，而早期機組采用該方法結(jié)果合格的原因在于調(diào)試期間二回路水質(zhì)控制較好，試驗期間污垢熱阻僅為33×10-7m2·K/W。

若依照現(xiàn)蒸汽發(fā)生器裕度計算方法，則實際上在88×10-7m2·K/W污垢熱阻的基礎(chǔ)上，冗余考慮了已存在的69×10-7m2·K/W的污垢熱阻，實施蒸汽發(fā)生器裕度試驗不合格。若拋棄現(xiàn)存的69× 10-7m2·K/W的污垢熱阻，則計算得到的考慮污垢和堵管后的溫降為1.64 ℃，小于實際溫降2.42 ℃，即蒸汽發(fā)生器的裕度試驗合格。

3 蒸汽發(fā)生器視頻檢查驗證和處理

早期運行和新投產(chǎn)的CPR1000機組，在蒸汽發(fā)生器設(shè)計、管束面積和材料等方面是相同的，一些小的改進與蒸汽發(fā)生器壓力降低無關(guān)，上述理論計算分析需要現(xiàn)場檢查蒸汽發(fā)生器的結(jié)垢情況以進行驗證和確認。

蒸汽發(fā)生器材料、設(shè)計和二回路水化學控制工藝不斷改進，但蒸汽發(fā)生器性能下降仍然一定程度上影響其安全性和熱力性能。壓水堆核電站立式蒸汽發(fā)生器性能緩慢下降的一個主要原因是在其內(nèi)部關(guān)鍵部位如管束、支撐板和管板上有大量沉積物積聚并結(jié)垢，導致沉積物底層腐蝕，蒸汽發(fā)生器水位震蕩，上升流道堵塞引起碳鋼支撐板FAC和高周疲勞引起傳熱管失效[11-12]。這些沉積物主要來自二回路的腐蝕產(chǎn)物，在機組正常運行或起機過程中不斷遷移到蒸汽發(fā)生器中。

蒸汽發(fā)生器傳熱性能與時間、給水中顆粒物濃度和溶解性鹽類物種濃度相關(guān)[13-14]，表現(xiàn)為傳熱管外側(cè)垢層的厚度和形貌特征各有不同，通常垢層內(nèi)部致密，外層相對疏松。

蒸汽發(fā)生器的傳熱性能變化可分為3個階段：熱阻快速增加、熱阻快速降低和熱阻持續(xù)緩慢增加（圖4）。這些階段的持續(xù)時間不能嚴格定義，取決于給水中顆粒物的濃度和溶解性鹽類的濃度[15-16]。

通常，沉渣沉積在熱側(cè)上部，對于U型管區(qū)域，越靠上，則沉積越多。冷側(cè)沉積量小于熱側(cè)。圖5為某核電廠蒸汽發(fā)生器泥渣分布，可見腐蝕產(chǎn)物集中在熱側(cè)上部和冷側(cè)下部。

圖4 理想的蒸汽發(fā)生器污垢系數(shù)變化趨勢

圖5 渦流檢查泥渣分布

為此，在換料大修中，對蒸汽發(fā)生器管板上表面冷、熱側(cè)進行視頻檢查。檢查了第1層管板下表面的中心管廊，冷端、熱端管間及第9層管板的外圍，發(fā)現(xiàn)在第1層管板的冷側(cè)管間存在較嚴重的污垢，傳熱管部分表面有≥0.3 mm的污垢層，梅花孔已有部分堵塞（圖6）。

結(jié)合上述熱工計算得到的較大的污垢熱阻，最終確定二次側(cè)污垢是主蒸汽壓力下降的主要原因，也是蒸汽發(fā)生器裕度試驗不合格的原因。確定根本原因后，電廠采取相應措施，大修后蒸汽發(fā)生器的壓力得以恢復，已不限制機組出力，后續(xù)蒸汽發(fā)生器出口壓力已逐漸提高。

圖6 第1層管板熱端、冷端檢查結(jié)果對比

4 結(jié) 論

1）不同公司對蒸汽發(fā)生器傳熱面積裕量的設(shè)計值不同，對污垢熱阻的選取標準不同，對二次側(cè)沸騰傳熱計算模型的選取更是不同，直接導致蒸汽發(fā)生器傳熱面積裕量的差異。

2）蒸汽發(fā)生器堵管率與出口蒸汽壓力基本呈線性關(guān)系。熱工設(shè)計工況下，在堵管率10%時，蒸汽發(fā)生器出口蒸汽壓力滿足裕度試驗要求；堵管率超過12%后，出口蒸汽壓力降低至保證值線以下。

3）在流量最小的熱工設(shè)計工況下，是否堵管、有無污垢，均不影響蒸汽發(fā)生器滿足裕度試驗要求。因此，對于正常運行工況和機械設(shè)計工況，其流量更大，亦能滿足蒸汽發(fā)生器裕度試驗要求。

4）一回路平均溫度對蒸汽發(fā)生器出口壓力影響較大，實際運行中應控制好一回路平均溫度。

5）新投產(chǎn)機組蒸汽發(fā)生器裕度試驗不合格是由于在計算中認為裕度試驗時蒸汽發(fā)生器是清潔的，而實際上機組已運行了一段時間，蒸汽發(fā)生器存在一定的污垢熱阻。去除這部分疊加的污垢熱阻，蒸汽發(fā)生器裕度試驗合格。

6）二次側(cè)污垢是主蒸汽壓力下降的主要原因，也是蒸汽發(fā)生器裕度試驗不合格的原因。

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Research on design margin of steam generator in CPR1000 units

CHAI Weidong1, ZHAO Qingsen2

(1. Daya Bay Nuclear Power Operations and Management Co., Ltd., Shenzhen 518124, China; 2. Suzhou Nuclear Power Research Co., Ltd., Suzhou 215004, China)

The design margin test results of steam generator (SG) does not meet the requirements of acceptance criterion in CPR1000 units in China, the outlet steam pressure of the SG is low, and the low steam pressure has affected the output of steam turbine. Taking the 55/19, 60F and Δ125 steam generators designed by Framtone and Westinghouse as the research objects, a mathematical model was established based on the design data, and the heat transfer area was checked and calculated. The influence of pipe plugging rate, primary loop flow rate and primary loop average temperature on the SG outlet pressure were investigated. The test data of SG margin in nuclear power plant were verified and calculated. Finally, according to the video inspection of SG on site, it found that the root cause for the unqualified SG margin test of new CPR1000 units was the scaling on the secondary side.

CPR1000, steam generator, heat transfer area, design margin, fouling, tube-plugged fraction, flow rate, outlet steam pressure

Peak Plan of China General Nuclear Power Group (012-GN-B-2017-C31-P.T.99-00052)

TM623.9; TK172

A

10.19666/j.rlfd.201807150

柴偉東, 趙清森. CPR1000機組蒸汽發(fā)生器裕度問題分析[J]. 熱力發(fā)電, 2019, 48(3): 126-131. CHAI Weidong, ZHAO Qingsen. Research on design margin of steam generator in CPR1000 units[J]. Thermal Power Generation, 2019, 48(3): 126-131.

2018-07-18

中廣核集團2016年尖峰計劃項目(012-GN-B-2017-C31-P.T.99-00052)

柴偉東(1967—)，男，工學碩士，高級工程師，主要研究方向為核電廠性能試驗及熱效率分析診斷，chaiweidong@cgnpc.com.cn。

（責任編輯 李園）