核电机组内置喷雾式除氧器和淋水盘一体化除氧器对比与超压问题分析 

       核电机组内置喷雾式除氧器和淋水盘一体化除氧器对比与超压问题分析，在电站中,内置喷雾式除氧器和淋水盘一体化除氧器都有着广泛的应用,虽然两者在结构上存在较大的差异,各有优缺点,但在CPR1000核电机组的正常运行工况下,两者均可满足要求。在汽轮机旁路运行工况下,小喷嘴一体化除氧器内部压力会迅速上升,可通过系统的优化或设备结构的适当改进,解决此工况下的超压问题。
1、概述
      除氧器是常规岛回热系统中的重要设备,通过除氧器将凝结水加热并除氧,向给水泵连续提供含氧量小于5μm/L的给水;同时,除氧器在电站内高位布置,保证给水泵所需的净正吸入压头。
      大亚湾、岭澳一期与岭澳二期核电站均采用了内置喷雾式除氧器。虽然核电常规岛与火电布置类似,但是CPR1000机组除氧器系统需要满足电站旁路排放的要求,这一点是常规火电除氧器所不要求的功能。因此,对比内置喷雾式除氧器和淋水盘一体化除氧器的差异,并结合CPR1000机组的特殊工况要求,提出了CPR1000机组中除氧器选型和设计建议。
2、内置喷雾式除氧器和淋水盘一体化除氧器工作原理及结构
      目前,国内300MW以上机组除氧器,主要有内置喷雾式除氧器、淋水盘有头式除氧器和淋水盘一体化除氧器3种型式。不论何种型式,其除氧原理都基于道尔顿分压定律和亨利定律。
      内置喷雾式除氧器将加热蒸汽通过蒸汽进口接管引到蒸汽分配管,然后再分至各蒸汽耙管,将加热蒸汽引至除氧器水箱下部,蒸汽从鼓泡管上的小孔排出,加热除氧水箱中的给水,见图1所示。图1内置喷雾式除氧器结构示意图。除氧器内一部分蒸汽在加热给水过程中凝结成水,而另一部分未凝结蒸汽从液面溢出,与喷嘴喷出的雾状给水进行热交换,将除氧器水箱中的给水加热到对应压力下的饱和温度。其中,在除氧器水箱上部空间,可除去凝结水中含氧量的70%～80%,在水箱下部完成给水的终除氧。
      淋水盘有头式除氧器,在除氧头中给水通过弹簧小喷嘴雾化以后与自下而上的加热蒸汽接触,初步除氧,然后通过一个散水装置进入除氧淋水盘,与自下而上的逆流蒸汽充分接触完成深度除氧,经过深度除氧器的给水,通过除氧头与除氧水箱之间的接管进入除氧水箱,其结构见图2所示。图2淋水盘一体化除氧器结构示意图。
淋水盘一体化除氧器出现于90年代,基本结构与淋水盘有头式除氧器相似,只是将除氧头移入除氧水箱内部。
      由于内置喷雾式除氧器和淋水盘一体化除氧器没有除氧头,可以降低设备高度、节约土建成本、避免了水箱上部大的集中载荷,筒体应力大大减小,降低了产生应力裂纹的可能性,因具有这些方面的优势,已成为除氧器今后发展的趋势。
3、内置喷雾式除氧器和淋水盘一体化除氧器结构和性能对比
内置喷雾式除氧器和淋水盘一体化除氧器各有优缺点。作为2种并行发展的技术,其主要结构和性能对比见表1。
表12种除氧器结构和性能对比表
 内置喷雾式除氧器 淋水盘一体化除氧器
1.排汽损失
      1、非凝结气体排放量约为200kg/h(性能保证值)。
      2、除氧水箱中的水始终处于饱和状态。
      1、非凝结气体排放量,约为600～1000kg/h(性能保证值)
      2、在压力升高过程中,由于加热蒸汽不与除氧水箱中的除氧水进行换热,除氧水箱中的水处于不饱和状态,会有一部分已经除去的氧通过汽水接触表面重新溶入除氧水中,造成给水含氧量上升。
2.性能 
      1、由于加热蒸汽通过鼓泡管进入水空间,造成抽汽压力的损失(损失量为鼓泡管开孔与液面之间的液柱压头),实际上,除氧器的工作压力比抽汽压力低,不可能完全符合热平衡图的要求,降低机组效率。
      2、蒸汽鼓泡管是在TMCR工况下设计的,在其他工况下,易产生蒸汽管振动的问题。在甩负荷工况,由于蒸汽管浸没在水下,存在水箱中的水倒吸入抽汽管道的风险,需要在抽汽管道和除氧器壳体间设置逆止阀和节流孔板并联的旁路,以迅速平衡瞬态工况除氧器内部和抽汽管道之间的压力。出水溶氧可满足要求,达到5μm/L。
      1、加热蒸汽由汽空间进入,淋水盘阻力非常小,几乎不存在压力损失。
      2、不存在振动问题。
      3、加热蒸汽由汽空间进入,相对比较安全。可在设计过程中通过增加淋水盘层数的方式,降低出口含氧量。淋水盘结构复杂,强度相对较低,对蒸汽流速、甩负荷工况下除氧器内部压力下降速率有限制要求。
      4、可在设计过程中通过增加淋水盘层数的方式,降低出口含氧量。淋水盘结构复杂,强度相对较低,对蒸汽流速、甩负荷工况下除氧器内部压力下降速率有限制要求。
3.结构
      1、内构件结构简单,抗蒸汽冲刷能力强。
      2、对于核电的湿蒸汽,内部加热蒸汽管全部采用不锈钢,单台机约为30t。且采用的盘式恒速喷嘴,采购成本高,设备初投资较高。
      3、单个喷嘴流量大(可达1200t/h),雾化效果好。喷嘴由一系列叠加在一起的不锈钢碟片组成,在内外压力差的作用下,碟片自动打开。
      4、外部接口少,汽水管道布置简单,安装工作量小,且接口位置可根据管道布置的要求灵活调整。
      1、内部除淋水盘外均采用碳钢材料,设备初投资相对较低。
      2、采用小流量弹簧喷嘴,单个喷嘴流量约为125t/h,由弹簧控制与内外压差平衡,调节流量。因为弹簧承受交变应力的能力强于不锈钢碟片,理论上,弹簧小喷嘴的寿命要高于大喷嘴,但从运行业绩上看,2种喷嘴均未见运行损坏的实例。
      3、外部接口多,汽水管道布置相对复杂,安装工作量较大。由于其外部接口多和内部除氧室位置的限制,部分接口位置的调整受到一定的制约。
说明：
      (1):均指CPR1000机组抽汽条件下(抽汽流量51.575kg/s)的排汽损失。由于内置喷雾式除氧器和淋水盘一体化除氧器结构型式不同,对于非凝结气体排放量有显著差异。除氧器在每个给水喷嘴两侧设置排气口,正常运行时,将非凝结气体连续排向凝汽器(低负荷时排空),以减小非凝结气体的分压力,降低其在水中的溶解度。但在非凝结气体的排放过程中,不可避免的将一部分加热蒸汽带走。根据各厂家的产品性能保证值,一般淋水盘一体化除氧器的非凝结气体排放量,较内置喷雾式除氧器高得多。这部分被带走的蒸汽,被直接排入凝汽器而未参与做功,造成了做功能力的损失,具体体现在发电量的损失上。单位工质做工量损失为排汽焓与低压缸排汽焓的差,由此可知,以上网电价0.4元/千瓦时、每年满功率运行7183h为例,内置喷雾式除氧器年排汽损失约为:A=0.4×30×(2486.82-2306.97)×7183=28708元
      同理,淋水盘一体化除氧器排汽损失为86124~143540元/年。折算到净现值,由于非凝结气体排放,内置喷雾式除氧器在设计寿命期内的损失:P=A(-n1≈37.5万元其中:A—每年非凝结气体排放造成的经济损失,元;i—年净资产收益率,按8%计算;n—核电设计寿期,40年。同理,淋水盘一体化除氧器在设计寿命期内的损失112.6～187.7万元。
说明：
      (2):在各种入口含氧量情况下,随着淋水盘层数的增加,给水含氧量的变化曲线,见图2所示。
图2淋水盘高度与含氧量关系示意图示。
      根据某公司技术,在选择三层淋水盘的情况下,可以在凝结水入口含氧量为42μm/L时,能保证除氧器出口含氧量为5μm/L。
4CPR1000核电机组对除氧器结构的特殊要求
      CPR1000核电机组汽轮机排放系统(GCT)分为三部分:分别向凝汽器、除氧器(GCT-c部分)和大气排放(GCT-a部分)。负荷在下例大范围变化时,需要向除氧器排放主蒸汽,此为CPR1000核电机组所特有的工况:
      (1)由满功率甩负荷至厂用电;
      (2)满功率时,汽轮机脱扣而不紧急停堆;
      (3)满功率时,汽轮机脱扣同时反应堆紧急停堆;
      GCT-c旁路排放阀分为四组,其中前三组排向凝汽器,四组排向除氧器。在机组功率高于20%FP时,GCT-c为平均温度控制模式,在允许阀门开启的逻辑信号有效的情况下,用一回路平均温度实测值与整定值之差ΔT,控制GCT-c各组旁路排放阀依次调制或脱扣开启。
      当四组旁路阀开启,向除氧器排放蒸汽流量为主蒸汽流量的12.4%,约200kg/s。由于主蒸汽参数较高,在排放过程中需要考虑除氧器超压问题。
      GCT-c排放时除氧器工况,没有高加疏水和MSR(汽水分离再热器)疏水,只有旁路主蒸汽(热源)和凝结水(冷源)进入除氧器,下列过程将计算GCT-c四组旁路排放,引起淋水盘一体化除氧器超压时间t。计算过程中,假设进入除氧器的凝结水温度恒定,并以CPR1000核电机组采用的除氧器结构数据作为计算基础,其中除氧器总容积为710m3,有效容积为410m3,正常运行压力0.9344MPa.(a),设计压力为1.4MPa.(a)。
      根据能量守恒,主蒸汽加热凝结水后,形成的汽水混合物焓h:×h1+q2×h2q1+q2其中:h1—主蒸汽焓,2772.4kJ/kg;q1—主蒸汽流量,200kg/s;h2—凝结水焓,651.7kJ/kg;q2—凝结水流量,1075.48kg/s。汽水混合物中蒸汽量q:q=(h-h′)×(q1+q2)其中:h′—除氧器运行压力下的饱和水焓,kJ/kg;r—除氧器运行压力下的汽化潜热,kJ/kg。
      将除氧器在TMCR工况下的正常运行压力至设计压力,划分为若干个计算区间(计算区间划分得越细,计算结果越精确,本列中,划分为2个计算区间进行计算)。TMCR工况下,除氧器300m3汽空间(除氧器总容积-有效容积)的蒸汽量Q1=1442.4kg;1.2MPa(a)下,300m3汽空间的蒸汽量Q2=1837.7kg。
      由于GCT-c四组旁路排放,引起淋水盘一体化除氧器压力由TMCR工况压力上升到1.2MPa(a)的时间t1:
t1=Q2-Q1=3.3sq同理计算可得,由于GCT-c四组旁路排放,引起淋水盘一体化除氧器压力由1.2MPa(a)工况压力上升至除氧器设计压力的时间t2:t2≈2.9s
      由于GCT-c四组旁路排放,引起淋水盘一体化除氧器超压的时间t:t=t1+t2=6.2s相比于淋水盘一体化除氧器,在内置喷雾式除氧器中,加热蒸汽通过鼓泡管进入水空间,当GCT排放时,随着除氧器压力的升高,加热蒸汽需要将水箱中的水先加热到对应压力下的饱和温度。由于除氧器下部约400m3水容积的存在,从TMCR工况加热到1.4MPa(a)下的饱和压力,需要约2.9×107kJ的热量,在很大程度上延缓了除氧器压力的上升。
由这些分析可知,在CPR1000机组的GCT-c4组旁路排放工况下,极有可能引起淋水盘一体化除氧器的超压使安全阀开启。为解决此问题,从两个方面考虑:
      (1)对CPR1000机组的旁路排放系统进行优化,将全部的旁路蒸汽全部排向凝汽器。在URD规范中,就有旁路蒸汽全排凝汽器的明确要求,如此优化方案,不论对哪种结构型式的除氧器,都是有利的。实际上,当采用半速机后,由于汽轮机转速降低,低压缸末级叶片的高度增加,凝汽器背压降低,换热面积和凝结水流量显著增加,凝汽器已经具备了接受85%旁路排放蒸汽的能力。
      (2)从除氧器本体结构上,可以参照内置喷雾式除氧器进行一些适当的改进,在除氧器的水箱内,布置类似于鼓泡管结构的消能装置,将旁路蒸汽引入水箱内的给水中,利用水进行消能,而正常运行时,加热蒸汽仍可通入除氧器汽空间。
      在CPR1000核电机组中,当系统正常运行时,内置喷雾式除氧器和淋水盘一体化除氧器在性能上都能满足系统的运行要求。但在GCT-c四组旁路排放工况下,淋水盘一体化除氧器的内部压力上升较快,有可能引起除氧器安全阀动作。针对此种情况,可在系统和除氧器设备本体两方面进行一些优化,从而使2种国内常见的除氧器都能在CPR1000机组上安全稳定地运行。