CEFR發電效率影響因素分析

劉夫臣，羅德康，宋小松，蔡興旺

(1.中國原子能科學研究院，北京102413；2.北京市電力公司，北京100031)

CEFR發電效率影響因素分析

劉夫臣1，羅德康1，宋小松2，蔡興旺1

(1.中國原子能科學研究院，北京102413；2.北京市電力公司，北京100031)

2014年12月中國實驗快堆(CEFR)滿功率運行期間，汽輪-發電機的發電功率達到14.2 MW，距離設計值20 MW還有較大差距。本文通過運行監測數據與設計參數比較，進行理論分析計算，給出了CEFR發電效率較低的影響因素。

中國實驗快堆；發電效率低；影響因素

中國實驗快堆(以下簡稱CEFR)是我國第一座鈉冷快中子反應堆，設計熱功率65 MW，發電功率20 MW，采用鈉-鈉-水三回路設計。CEFR于2010年7月首次實現臨界，2014年12月完成滿功率運行72小時目標。

發電效率是評價電廠經濟效益的重要目標參數，如何提高汽輪發電機效率仍是當今世界研究的一個重要課題。在參考文獻[1]中認為汽輪機的安裝和新蒸汽參數是影響汽輪機熱效率的主要因素，并給出了提高熱效率的方法。在2014年的CEFR首次滿功率運行期間，發電功率僅為14 MW，遠低于設計值。影響快堆發電效率的因素是多方面的，本文主要從核功率、冷卻劑流量匹配、汽輪機抽汽、凝汽器真空等方面進行分析。

1 CEFR流程簡介

CEFR的主熱傳輸系統包括一回路主冷卻系統、二回路主冷卻系統和蒸汽-電力轉換系統(三回路)[2]。發電工況下，反應堆堆芯通過核反應發出熱功率，熱量由一回路鈉泵驅動的冷卻劑鈉帶到中間熱交換器(IHX)，通過中間熱交換器將熱量傳輸給二回路主冷卻系統。被加熱的二回路鈉在二次鈉泵的驅動下，在蒸汽發生器(SG)內將三回路的給水加熱成高溫高壓的過熱蒸汽。蒸汽推動汽輪機做功，將熱能轉化為機械能并最終通過發電機轉化為電能。圖1給出了中國實驗快堆主熱傳輸系統流程。

圖1 CEFR主熱傳輸系統流程圖Fig.1 Flow chart of CEFR primary heat transport system

2 CEFR發電效率影響因素分析

2.1 核測系統

在2014年CEFR的首次滿功率運行期間，通過實際參數計算，當時CEFR達到的最大熱功率約為88%Pn，而功率保護系統六通道的核功率都在95%Pn以上，最大的達到了99%，這就限制了堆功率的繼續提升。表1為12月21日14時50分核測六通道功率計算機記錄值。在88%額定熱功率工況下設計電功率為17.6 MW，比20 MW少了2.4 MW。

表1 六通道功率記錄值

2.2 功率流量的匹配不合適流量偏大

2014年CEFR運行期間，操縱員依照事先計算好的“功率—鈉泵轉速曲線”來匹配功率流量比。由于功率測量不準確的原因，功率流量偏大，根據偏大的功率測量值從“功率—鈉泵轉速表”上查找的鈉泵轉速顯然比實際功率對應的鈉泵轉速要大，導致冷卻劑流量偏大。根據能量守恒，流量大時冷卻劑的溫升則偏小，這也是當時各主要參數達不到設計值的原因，從而降低了卡諾循環的效率。

根據CEFR實際運行監測數據，查表得知鈉、水/蒸汽在不同溫度、壓力條件下的比焓，分別計算三個回路的功率為：

(1) 按一回路鈉溫度、流量(取主泵旁路流量計的30倍)計算堆芯的熱功率為：

P1=63 395.6 kW

P1為設計熱功率65 MW的97.5%，產生偏差的原因是這里采用的通過主泵旁路流量推測堆芯流量的方法不夠準確。

(2) 按二回路鈉在蒸汽發生器進出口的溫度、流量計算熱功率為：

考慮事故余熱排出系統損失的熱功率為(在熱備用狀態下，事故余熱排出系統的設計熱功率損失約為104kW)：

P″2=194.79 kW

則二回路主冷卻系統和事故余熱排出系統的總熱功率為：

P2為設計熱功率65 MW的80.9%，產生偏差的原因可能是測量的SG鈉側入口溫度比實際值偏小、事故余熱排出系統風門開度偏大。

(3) 按三回路在蒸汽發生器進出口水/蒸汽溫度、流量計算熱功率為：

P3=56 341.04 kW

P3為設計熱功率65 MW的86.7%，與核功率校正后的88%Pn接近。

通過上述計算分析與實際監測值可以看出，二回路鈉流量、熱功率與實際值偏差較大，為維持SG出口鈉溫恒定，犧牲了三回路主蒸汽品質。主蒸汽實際溫度為463℃，壓力12.8 MPa，根據CEFR汽輪機的熱力特性手冊[3]“主汽壓力修正曲線“和”主汽溫度修正曲線”(圖2所示)可以查出，因溫度低導致效率下降約0.565%，因壓力低導致效率下降約1.669%，合計2.234%，約為0.445 MW。

圖2 主汽壓力和主汽溫度修正曲線Fig.2 The correction curve of main steam pressure and main steam temperature

2.3 汽輪機一段抽汽未投運及啟動擴容器減溫水量過大

CEFR滿功率運行期間，由于主蒸汽溫度和壓力未達到設計值、汽輪機一段抽汽壓力未達到可以投入的條件，除氧器加熱不得不使用新蒸汽通過啟動擴容器減溫減壓產生的輔助蒸汽，圖3為用新蒸汽加熱除氧器流程圖。同時由于啟動擴容器減溫水管線上未安裝調節閥，減溫水流量只能由電動閥和手動閥控制，因此無法做到精確調節，實際流量偏大，導致需要更多的新蒸汽，進一步損失了發電量。

圖3 新蒸汽加熱除氧器流程圖Fig.3 Flow chart of live steam heats the deaerator

(1) 啟動擴容器減溫水量過大損失的功率

依設計，滿功率運行時一段抽汽流量Q1=6.18 t/h，溫度264℃(比焓h1=2949 kJ/kg)；給水溫度190℃(比焓h2=814 kJ/kg)。故設計一段抽汽提供的功率為：

P4=(h1-h2)×Q1=3665 kW

啟動擴容器中實測溫度為203℃(比焓h3=2818 kJ/kg)，若提供P4的功率需要的輔助蒸汽流量為：

Q2=P4/(h3-h2)=6.58 t/h

蒸發器出口溫度為390℃(比焓h4=2990 kJ/kg)，根據能量守恒，啟動擴容器需要的新蒸汽流量為：

x×h4+(1-x)×h2=h3

Q3=Q2×x=6.06 t/h

式中：x為理想狀態下啟動擴容器中需要的新蒸汽比例。

實際進入啟動擴容器的新蒸汽流量Q4=10.7 t/h，查表知汽輪機的排汽焓h5=2343 kJ/kg，計算損失的發電功率為：

ΔP1=(Q4-Q3)×(h4-h5)=834 kW

(2) 一段抽汽未投入損失的功率

依據文獻[3]中“HN20-13.0型汽輪機熱平衡圖”，額定工況下主蒸汽的比焓h=3253 kJ/kg，流量Q=95.62 t/h，凝結水的溫度為40℃(比焓h6=167.5 kJ/kg)，主給水的比焓h2=814 kJ/kg。在忽略一段抽汽未投運對系統流量分配的影響下，對該部分損失的功率作如下計算。

滿功率運行時，汽輪機的發電效率為：

η=100%×20 MW/ [(h-h2)×Q/3.6]

=30.87%

一段抽汽未投入情況下，該部分蒸汽可以在汽輪機一段抽汽以后的級中增加做功量為：

P5=(h1-h5)×Q1=1040.3 kW

一段抽汽正常投運情況下，三回路熱力系統可以節省從SG獲得的熱功率為：

P6=(h1-h6)×Q1=4774.9 kW

按照汽輪機滿功率運行時的發電效率，節省的該部分熱量可以增加的發電量為：

P7=P6×η=1474.0 kW

因此，由于汽輪機一段抽汽未投入，三回路實際損失的功率為：

ΔP2=P7-P5=433.7 kW

(3) 功率損失小計

由于未投運一段抽汽，以及啟動擴容器減溫水流量過大，總共損失的功率為：

ΔP=ΔP1+ΔP2=1.27 MW

2.4 冷凝器真空度偏小

汽輪機的真空嚴密性、端差的大小對汽輪機的效率及出力有著直接的影響[4]。高的真空度有利于提高冷凝器內的凝結換熱效率，降低排汽焓值，從而增大蒸汽在汽輪機內的有效焓降，提高發電效率。CEFR冷凝器真空設計值為-80 kPa，在滿功率發電期間實際運行值約為-76 kPa。根據CEFR汽輪機熱力特性手冊“背壓修正曲線”可以查出，因真空度低導致效率下降約1.241%，為0.2482 MW。圖4為2014年12月17日0時至18日12時，CEFR電功率與冷凝器真空運行曲線。

圖4 電功率與冷凝器真空曲線Fig.4 The curves of electric power and condenser vacuum

CEFR真空度偏低的原因，本文認為主要有以下三點：

(1) 主蒸汽流量偏大而溫度偏低。在“機跟堆”運行方式下，由于一、二回路流量偏大，導致三回路流量跟隨偏大，以維持鈉回路冷段溫度的設定值。較大的蒸汽流量進入冷凝器，改變了冷凝器汽側的運行工況，增加了冷凝負擔，使得真空度不能達到原來的設計值。

(2) CEFR為小功率機組，冷凝器設計傳熱面積僅為600 m2，設備長時間擱置以及長時間運行后，冷凝器內循環水側傳熱管結垢，影響了冷凝器的換熱能力。另外，滿功率運行期間，循環水的運行壓力比設計值稍低，降低了冷凝器的傳熱速率。

(3) 冷凝器抽真空系統中射水箱的冷卻能力達不到需要的水平。在實際運行過程中射水箱吸收了冷凝器中隨抽真空管道被抽取的蒸汽后溫度升高，由于得不到足夠的冷卻導致射水抽氣器工作水溫升高，而射水抽氣器的抽真空能力是直接受工作水溫影響的，這就限制了抽真空系統的工作能力，從而導致冷凝器內真空度降低。

2.5 三回路閥門存在內漏

由于CEFR三回路疏水閥門眾多，可能存在內漏情況，但內漏閥門的位置和內漏量難以確定。運行期間曾發現，在操縱人員的努力下將主蒸汽管道、汽輪機本體系統的疏水閥門進一步關緊后，發電量提升了約0.5MW，占20MW的2.5%。同時據反映，疏水閥門在關緊后仍存在一定的漏汽聲。

2.6 其他影響因素

由于加熱三回路低壓加熱器的汽輪機二、三、四段抽汽參數低于設定值，導致進入除氧器的凝結水溫度降低，使得進入除氧器加熱的輔助蒸汽流量增大，間接增加了新蒸汽在啟動擴容器的損耗，影響了系統的發電效率。為保證取樣水質檢測的準確性，蒸發器、過熱器和除氧器管道的取樣閥需保持常開狀態，由于取樣閥門難以操作造成取樣量偏大，損失了一部分能量。另根據文獻[2]可知，汽輪機制造和安裝因素也會對汽輪機熱效率有一定的影響。

3 結論

根據第2章的分析與計算，可以發現除核測系統原因之外，汽輪機一段抽汽未投運及啟動擴容器減溫水過大是導致CEFR發電效率偏低的主要原因。另外，冷凝器真空度低、冷卻劑流量偏大、三回路疏水閥門內漏、事故余熱排出系統散熱過大等因素也對發電效率有較大影響。

針對以上影響CEFR發電效率的因素，對后續中國實驗快堆提升功率運行時給出如下建議：

(1) 對核測功率進行標定，使之與實際熱功率相匹配。

(2) 根據核功率設置相應的主熱傳輸系統的冷卻劑流量：根據運行經驗，按照“功率—鈉泵轉速曲線”設定的二回路鈉泵轉速，實際流量值偏大。后續CEFR提升功率運行時，應綜合考慮反應堆功率、鈉泵轉速、二回路主冷卻系統流量計示數等因素，適當降低二回路鈉泵轉速。

(3) 啟動擴容器噴淋減溫水管道安裝調節閥：調節閥能夠跟隨啟動擴容器壓力自動調節閥門開度，防止減溫水流量過大損失能量，同時還能起到啟動擴容器超壓保護作用。

(4) 對IHX、SG中的鈉溫測量儀表進行標定，并改進儀表安裝工藝，以更準確地反應CEFR的實際運行情況。

(5) 通過膠球清洗裝置、循環水旁濾系統或者加藥等方式對冷凝器換熱管循環水側進行清洗，增強冷凝器的換熱能力。在高功率運行時對改造的射水箱充排水系統進行熱態調試，關注冷凝器真空和射水箱水溫的變化。

(6) 汽輪機一段抽汽參數達到要求后，及時投運一段抽汽用于除氧器的加熱，降低以至停止通過啟動擴容器的輔助蒸汽的供應。

(7) 對三回路疏水系統閥門進行一次全面的檢查，定期做好閥門的維護保養。

[1] 武劍. 影響汽輪機熱效率的因素及提高熱效率的方法[J]. 科技傳播, 2013-12(上):99-100.

[2] 鮑揚民，駱學軍，楊建偉等. 熱傳輸系統和與其相連系統. CEFR最終安全分析報告，快堆內部文件, 2011.

[3] 張啟林. HN20-13.0型汽輪機熱力特性. 哈爾濱汽輪機廠有限責任公司， 快堆內部文件2003.

[4] 姚明興. 改善汽輪機真空嚴密性提高汽輪機效率[J]. 內蒙古電力技術, 1998(2): 51-52.

Effects of Generating Efficiency Analysis in China Experiment Fast Reactor

LIU Fu-chen1, LUO De-kang1, SONG Xiao-song2, CAI Xing-wang1

(1.China Institute of Atomic Energy, Beijing, 102413, China; 2.Beijing Electric Power Company,Beijing, 100031, China)

When China Experiment Fast Reactor (CEFR) running in full power in December 2014, the power of turbo-generator reached 14.2MW, which is far lower than the designed power 20MW. Through the comparison between actual running monitor data and designed parameters, this article conducts the theory analysis and calculation, then gives the effects of CEFR’s low generating efficiency.Key words: China Experiment Fast Reactor; Low generating efficiency; Influence factors

2016-07-22

劉夫臣(1986—)，男，河北威縣人，碩士研究生，現從事快堆運行工作

TL43

A

0258-0918(2016)06-0734-05