核電高壓給水加熱器啟動(dòng)過程建模與仿真

張志疆, 田兆斐

(哈爾濱工程大學(xué) 核科學(xué)與技術(shù)學(xué)院,黑龍江 哈爾濱 150001)

高壓給水加熱器是核電機(jī)組二回路中的重要設(shè)備,利用汽輪機(jī)抽汽加熱給水,用于進(jìn)一步提高機(jī)組熱力循環(huán)效率[1]。高壓給水加熱器的仿真模型主要分為兩相平衡模型和兩相非平衡模型。兩相平衡模型認(rèn)為汽液兩相始終處于飽和狀態(tài),無法準(zhǔn)確預(yù)測(cè)給水加熱器的水位[2-4]。而兩相非平衡模型考慮汽液兩相之間的質(zhì)量和能量交換,將汽相和液相的體積作為狀態(tài)變量,進(jìn)而可以計(jì)算加熱器的水位。另外,以往的研究通常針對(duì)入口邊界條件階躍變化等簡(jiǎn)單工況,沒有針對(duì)啟動(dòng)過程這種大范圍的瞬態(tài)工況展開研究[5-9]。當(dāng)不關(guān)注金屬材料的蓄熱特性時(shí),通常忽略管板和殼體金屬材料的建模。但是,金屬材料的蓄熱特性對(duì)系統(tǒng)的啟動(dòng)時(shí)間和能量消耗有重要影響,并且金屬材料溫度變化引起的熱應(yīng)力是啟動(dòng)過程的重要約束條件[10]。高壓給水加熱器的啟動(dòng)過程,不僅要滿足二回路系統(tǒng)給水的要求,同時(shí)也是對(duì)金屬材料的加熱過程,因此研究金屬材料的蓄熱特性對(duì)啟動(dòng)過程特性的影響有重要意義。熱力系統(tǒng)的啟動(dòng)過程通常是經(jīng)驗(yàn)性的[11],主要考慮安全因素,并未針對(duì)啟動(dòng)方式對(duì)啟動(dòng)時(shí)間和能耗的影響展開研究,啟動(dòng)策略相對(duì)保守。

本文以國(guó)產(chǎn)900 MW核電機(jī)組二回路的高壓給水加熱器為研究對(duì)象,建立了兩相非平衡動(dòng)態(tài)仿真模型?；谠撃Ｐ?研究了不同抽汽閥門開度變化速率對(duì)啟動(dòng)過程動(dòng)態(tài)特性的影響,并分析了金屬材料的溫度變化速率以及啟動(dòng)過程的能耗。

1 高壓給水加熱器模型簡(jiǎn)化假設(shè)

1.1 高壓給水加熱器結(jié)構(gòu)及控制體劃分

高壓給水加熱器結(jié)構(gòu)如圖1所示,其加熱蒸汽為來自高壓缸的濕蒸汽和汽水分離再熱器的排汽,并接收來自汽水分離再熱器第二級(jí)再熱器的疏水。

圖1 高壓給水加熱器結(jié)構(gòu)Fig.1 Structure of high-pressure feed water heater

根據(jù)殼側(cè)工質(zhì)的狀態(tài),將殼側(cè)分為2種類型的控制體,分別是蒸汽凝結(jié)區(qū)和疏水冷卻區(qū)。蒸汽凝結(jié)產(chǎn)生的冷凝液進(jìn)入疏水冷卻區(qū),實(shí)現(xiàn)汽液兩相之間的質(zhì)量、能量交換。疏水冷卻區(qū)在給水的冷卻作用下,始終處于過冷狀態(tài),因此只接收蒸汽凝結(jié)區(qū)的冷凝液而不產(chǎn)生閃蒸蒸汽。

給水從入口水室流入給水加熱器,再在U型管中流動(dòng)、換熱,最后從出口水室流出。因此將給水分為4個(gè)控制體,分別是入口水室控制體、出口水室控制體和U型管中的上、下2部分給水控制體,上部控制體只吸收來自蒸汽凝結(jié)區(qū)的熱量,下部控制體的給水同時(shí)吸收來自蒸汽凝結(jié)區(qū)和疏水冷卻區(qū)的熱量。

高壓給水加熱器的金屬材料包括殼體、U型管管壁和管板,金屬材料是熱流體和冷流體交換熱量的媒介,并針對(duì)金屬材料劃分金屬蓄熱控制體。

1.2 數(shù)學(xué)模型簡(jiǎn)化假設(shè)

高壓給水加熱器無論是結(jié)構(gòu),還是涉及的物理過程都非常復(fù)雜,建立其數(shù)學(xué)模型需要做出適當(dāng)?shù)暮?jiǎn)化假設(shè)。針對(duì)給水加熱器的幾何結(jié)構(gòu)和物理過程,作出如下簡(jiǎn)化假設(shè)[12-13]:

1)不考慮汽液兩相在交界面上的傳熱;

2)蒸汽凝結(jié)區(qū)產(chǎn)生的冷凝液到達(dá)疏水液面時(shí)為飽和水狀態(tài);

3)殼側(cè)汽相和液相工質(zhì)具有相同的壓強(qiáng);

4)忽略不凝氣體對(duì)蒸汽凝結(jié)區(qū)換熱過程的影響;

5)管內(nèi)給水做一維軸向流動(dòng),忽略給水的軸向?qū)?

6)各控制體內(nèi)的流體參數(shù)均按集中參數(shù)計(jì)算。

基于以上簡(jiǎn)化假設(shè),根據(jù)流動(dòng)、換熱的相關(guān)理論,可以構(gòu)建出高壓給水加熱器的仿真模型。

1.3 邊界條件

如圖1所示,與高壓給水加熱器相連的設(shè)備有高壓缸、汽水分離再熱器、上級(jí)高壓給水加熱器和蒸汽發(fā)生器。殼側(cè)的入口接收高壓缸的抽汽和汽水分離器的疏水、排汽,出口為排向下級(jí)高壓給水加熱器的疏水。給水側(cè)入口接收上級(jí)高壓給水加熱器的給水,出口為供給蒸汽發(fā)生器的給水。

各入口采用流量邊界條件,根據(jù)控制閥門的開度控制入口流量,流量隨控制閥開度呈線性變化,入口工質(zhì)焓值也通過入口邊界條件設(shè)置。各出口采用壓強(qiáng)邊界條件,根據(jù)穩(wěn)態(tài)動(dòng)量方程計(jì)算出口流量[14]。

2 高壓給水加熱器數(shù)學(xué)模型

2.1 殼側(cè)工質(zhì)模型

高壓給水加熱器殼側(cè)分為蒸汽凝結(jié)區(qū)和疏水冷卻區(qū),蒸汽凝結(jié)區(qū)和疏水冷卻的體積作為模型的狀態(tài)變量,能夠計(jì)算出汽液兩相邊界的所在位置。

蒸汽凝結(jié)區(qū)的質(zhì)量守恒方程為:

(1)

式中:ρs為蒸汽密度,kg/m3;Vs為蒸汽體積,m3;Gin,s為單位時(shí)間內(nèi)流入蒸汽凝結(jié)區(qū)的蒸汽流量,kg/s;Gout,s為單位時(shí)間內(nèi)蒸汽凝結(jié)區(qū)的冷凝流量,kg/s。

蒸汽凝結(jié)區(qū)的能量守恒方程為:

(2)

式中:us為蒸汽比內(nèi)能,kJ/kg;hin,s為流入蒸汽凝結(jié)區(qū)蒸汽的比焓,kJ/kg;hout,s為殼側(cè)壓強(qiáng)下的飽和水比焓,kJ/kg;Qs為蒸汽對(duì)金屬材料的總放熱量,kJ/s;P為殼側(cè)壓強(qiáng),Pa。

上級(jí)疏水進(jìn)入高壓給水加熱器之前,先在疏水箱內(nèi)的擴(kuò)散器中減壓,產(chǎn)生的閃蒸蒸汽進(jìn)入高壓給水加熱器蒸汽凝結(jié)區(qū),剩余的上級(jí)疏水進(jìn)入疏水冷卻區(qū)。上級(jí)疏水產(chǎn)生的閃蒸蒸汽流量為:

(3)

式中:Gupdrain為上級(jí)疏水流量,kg/s;hsat為殼側(cè)壓強(qiáng)下的飽和水焓值,kJ/kg;r為殼側(cè)壓強(qiáng)下的汽化潛熱,kJ/kg。

進(jìn)入疏水冷卻區(qū)的上級(jí)疏水流量、冷凝流量分別為:

Gupdrain,l=Gupdrain-Gflash,s

(4)

Gout,s=Qs/r

(5)

疏水冷卻區(qū)的質(zhì)量守恒及能量守恒方程為:

(6)

(7)

式中:ρl為疏水密度,kg/m3;Vl為疏水體積,m3;Gin,l為流入疏水冷卻區(qū)的上級(jí)疏水流量,kg/s;Gout,l流出疏水冷卻區(qū)的疏水流量,kg/s;ul為疏水比內(nèi)能,kJ/kg;hin,l為流入疏水冷卻區(qū)的上級(jí)疏水比焓,kJ/kg;hout,l為流出疏水冷卻區(qū)的疏水比焓,kJ/kg;Ql為單位時(shí)間內(nèi)疏水對(duì)金屬材料的總放熱量,kJ/s。

汽相和液相體積的關(guān)系為:

(8)

比內(nèi)能和比焓、壓強(qiáng)以及密度的關(guān)系為:

u=h-P/ρ

(9)

計(jì)算密度關(guān)于時(shí)間的導(dǎo)數(shù)時(shí),以壓強(qiáng)和比焓作為狀態(tài)變量,可得:

(10)

式中:(?ρ/?P)h為密度關(guān)于壓強(qiáng)的定比焓偏導(dǎo)數(shù),(?ρ/?h)P為密度關(guān)于比焓的定壓偏導(dǎo)數(shù)。

式(10)中的熱力學(xué)偏導(dǎo)數(shù)可以通過亥姆霍茲能量狀態(tài)方程導(dǎo)出[15-16]。例如,兩相區(qū)密度關(guān)于比焓的定壓偏導(dǎo)數(shù)為:

(11)

式中:ρ′為液相密度,kg/m3;Ts為飽和溫度,K;v″為汽相比容,m3/kg;v′為液相比容,m3/kg;s″為汽相比熵,kJ/(kg·K);s′為液相比熵,kJ/(kg·K)。

將式(10)代入式(1),可得以壓強(qiáng)、焓值和體積作為狀態(tài)變量的蒸汽凝結(jié)區(qū)質(zhì)量守恒方程:

∑Gin,s-∑Gout,s

(12)

式中hs為蒸汽比焓,kJ/kg。

將式(10)代入式(2)可得以壓強(qiáng)、焓值和體積作為狀態(tài)變量的蒸汽凝結(jié)區(qū)能量守恒方程:

∑(Gout,shout,s)-Qs

(13)

其中:as=ρshs;bs=hsVs(?ρs/?P)h-Vs;cs=ρsVs+hsVs(?ρs/?hs)P

采用同樣的方法可以得到以壓強(qiáng)、焓值和體積作為狀態(tài)變量的疏水冷卻區(qū)質(zhì)量、能量守恒方程。

2.2 給水側(cè)工質(zhì)模型

給水側(cè)工質(zhì)為單相液體,各控制體的體積不隨時(shí)間變化。各給水控制體質(zhì)量守恒方程為:

(14)

式中:Vfw,i為第i個(gè)給水控制體的體積,m3;ρfw,i為第i個(gè)給水控制體的密度,kg/m3;Gfwin,i為流入第i個(gè)給水控制體的流量,kg/s;Gfwout,i為流出第i個(gè)給水控制體的流量,kg/s。

各給水控制體能量守恒方程為:

(15)

式中:ufw,i為第i個(gè)給水控制體的比內(nèi)能,kJ/kg;hfwin,i為流入第i個(gè)給水控制體的給水比焓,kJ/kg;hfwout,i為流出第i個(gè)給水控制體的給水比焓;Qfw,i為單位時(shí)間內(nèi)第i個(gè)給水控制體的吸熱量,kJ/s。

將式(6)代入式(11),可得各給水控制體以壓強(qiáng)和焓值為狀態(tài)變量的質(zhì)量守恒方程:

(16)

其中:

afw,i=Vfw,i(?ρfw,i/?Pfw,i)h

bfw,i=Vfw,i(?ρfw,i/?hfw,i)P

式中:Pfw,i為第i個(gè)給水控制體的壓強(qiáng),Pa;hfw,i為第i給水控制體的比焓。

將式(10)代入式(15),可得各給水控制體以壓強(qiáng)和焓值為狀態(tài)變量的能量守恒方程:

Gfwout,ihfwout,i+Qfw,i

(17)

式中:cfw,i=hfw,iVfw,i(?ρfw,i/?Pfw,i)h-Vfw,i;dfw,i=ρfw,iVfw,i+hfw,iVfw,i(?ρfw,i/?hfw,i)P。

相對(duì)于溫度和焓值的變化速度,壓強(qiáng)和流量的變化是快過程,因此采用穩(wěn)態(tài)的動(dòng)量方程來決定壓強(qiáng)和流量之間的關(guān)系[17]:

(18)

式中:Pfw,i+1為第i+1個(gè)給水控制體的壓強(qiáng),Pa;K為與摩擦系數(shù)和管道幾何參數(shù)有關(guān)的常數(shù);Gfw,i+1流出第i個(gè)給水控制體的流量,kg/s。

2.3 金屬材料蓄熱模型

換熱管、管板和殼體等金屬材料的蓄熱方程為:

(19)

式中:mmetal,i為第i個(gè)金屬控制體的質(zhì)量,kg;cmetal,i為第i個(gè)金屬控制體的比熱容,kJ/(kg·K);Tmetal,i為第i個(gè)金屬控制體的溫度,K;Qhot,i為熱流體傳遞給第i個(gè)金屬控制體的熱量,kJ/s;Qcold,i為第i個(gè)金屬材料傳遞給冷流體的熱量,kJ/s。

2.4 換熱模型

高壓給水加熱器蒸汽凝結(jié)區(qū)的換熱過程為蒸汽凝結(jié)換熱,主要包括蒸汽與U型換熱管束、蒸汽與殼體壁面和蒸汽與管板的換熱過程。

蒸汽與U型管束的換熱采用Nusselt膜狀凝結(jié)公式計(jì)算可得[18]:

(20)

式中:hcond為蒸汽與管壁冷凝換熱系數(shù),W/(m2·K);g為重力加速度;λl為液膜導(dǎo)熱系數(shù),W/(m·K);ρl為液膜密度,kg/m3;ηl為液膜的運(yùn)動(dòng)粘度,m2/s;N為管排數(shù);d為換熱管外徑,m;Ts為蒸汽溫度,K;Tw為管壁溫度,K。

蒸汽與殼體內(nèi)壁、管板的換熱采用豎壁膜狀冷凝公式計(jì)算[18]:

(21)

式中hv為蒸汽與豎壁的冷凝換熱系數(shù),W/(m2·K)。

疏水的與U型管束的換熱過程為流體橫掠叉排管束強(qiáng)制對(duì)流換熱,采用Zhukauskas關(guān)聯(lián)式計(jì)算[18],如表1所示。

表1 叉排管束Zhukauskas關(guān)聯(lián)式Table 1 Zhukauskas correlation of cross tube bundle

疏水與殼體內(nèi)壁和管板的換熱采用流體外掠平板關(guān)聯(lián)式計(jì)算[18]:

Nuf=0.664Ref1/2Prf1/3

(22)

給水在U型換熱管中與管壁換熱,采用Dittus-Boelter公式計(jì)算[18]:

Nuf=0.023Ref0.8Prfn

(23)

給水與殼體內(nèi)壁和管板的換熱同樣采用流體外掠平板關(guān)聯(lián)式計(jì)算,如式(17)所示。

殼體金屬材料與空氣的換熱采用流體與水平圓柱的大空間自然對(duì)流換熱關(guān)聯(lián)式計(jì)算[18]:

Nuf=C(GrfPrf)n

(24)

式中:C為系數(shù);n為指數(shù)。

3 高壓給水加熱器啟動(dòng)過程仿真計(jì)算

3.1 模型求解算法

由式(8)、(12)～(13)及(16)～(19)等可以構(gòu)成高壓給水加熱器的完整數(shù)學(xué)描述,為關(guān)于殼側(cè)各控制體壓強(qiáng)、焓值和體積,給水各控制體壓強(qiáng)、焓值,金屬材料控制體溫度的隱式常微分方程組,經(jīng)過變換后可以得到如下形式的顯式常微分方程組:

dx/dt=f(x,u)

(25)

式中:x為壓強(qiáng)、焓值、體積和溫度等熱力學(xué)參數(shù)組成的狀態(tài)變量;u為各閥門開度、入口工質(zhì)的焓值等構(gòu)成的輸入變量。動(dòng)態(tài)模型的求解采用向后差分格式求解[19],從而保證了求解的準(zhǔn)確定和穩(wěn)定性,可以求得各狀態(tài)變量關(guān)于時(shí)間的動(dòng)態(tài)特性。

忽略動(dòng)態(tài)模型(25)中狀態(tài)變量的時(shí)間導(dǎo)數(shù)項(xiàng),就可以得到給水加熱器的初始化模型:

f(x0,u0)=0

(26)

式中:x0為狀態(tài)變量的初始值;u0控制變量的初始值。

模型初始化的求解實(shí)質(zhì)上是求解一組非線性方程,采用改進(jìn)的Powell方法[20]求解,便可以得到高壓給水加熱器的初始化參數(shù)。

3.2 仿真模型動(dòng)態(tài)特性驗(yàn)證

本文以秦山二期第6級(jí)高壓給水加熱器為研究對(duì)象,將本文構(gòu)建的兩相非平衡模型計(jì)算數(shù)據(jù)與文獻(xiàn)[13]中的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行對(duì)比,驗(yàn)證仿真模型的正確性。

高壓給水加熱器先在設(shè)計(jì)工況下運(yùn)行100 s,然后給水流量階躍增加30%[13]。從圖2可以看出,所建機(jī)理模型的動(dòng)態(tài)仿真結(jié)果與實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)基本吻合,殼側(cè)壓強(qiáng)和給水出口溫度的變化規(guī)律符合實(shí)際物理過程。在給水加熱器達(dá)到穩(wěn)態(tài)后,壓強(qiáng)和溫度與實(shí)驗(yàn)值存在一定誤差,但是均保持在2%以內(nèi),證明了該模型的有效性和正確性。

圖2 給水流量增加時(shí)殼側(cè)壓強(qiáng)、給水出口溫度響應(yīng)Fig.2 Response of shell pressure and feed-water outlet temperature for feed-water flowrate increasing condition

3.3 啟動(dòng)過程仿真研究

以大亞灣核電站第7級(jí)高壓給水加熱器為研究對(duì)象,啟動(dòng)時(shí)給水側(cè)已經(jīng)注水,并且殼側(cè)已經(jīng)注入適當(dāng)?shù)纳霞?jí)疏水以保證水位。高壓給水加熱器變工況運(yùn)行時(shí),溫度變化率不得超過55 ℃/h,最大允許溫度變化速率不得超過110 ℃/h,否則會(huì)影響加熱器的使用壽命[1]。

高壓給水加熱器的啟動(dòng)過程,與邊界條件密切相關(guān),而邊界條件取決于系統(tǒng)中其他與高壓給水加熱器相連設(shè)備的工質(zhì)熱力學(xué)狀態(tài)。本文中,高壓給水加熱器的啟動(dòng)采用如圖3所示的方式:1)抽汽閥門開度由10%線性增大至全開狀態(tài),而抽汽焓值保持恒定,閥門開度的變化速率為主要的控制變量;2)流入加熱器的上級(jí)給水焓值由372.17 kJ/kg線性增加至設(shè)計(jì)工況下的872.17 kJ/kg。

圖3 入口邊界條件變化規(guī)律Fig.3 Change law of inlet boundary conditions

圖4所示為不同溫度變化速率約束下,高壓給水加熱器啟動(dòng)的殼側(cè)壓強(qiáng)和水位動(dòng)態(tài)特性。啟動(dòng)初期,殼側(cè)壓強(qiáng)上升的速度較慢,啟動(dòng)一段時(shí)間后,殼側(cè)壓強(qiáng)上升的速度明顯增加,而壓強(qiáng)增加又導(dǎo)致疏水流量增大,壓強(qiáng)上升的速度逐漸放緩,最后穩(wěn)定在設(shè)計(jì)壓強(qiáng)附近。殼側(cè)水位一方面受到抽汽流量增加的影響,另一方面受到壓強(qiáng)變化引起的疏水流量和密度變化的影響。抽汽流量線性增加,所以殼側(cè)水位的變化趨勢(shì)與殼側(cè)壓強(qiáng)相似,但是變化速度略有不同。

圖4 殼側(cè)壓強(qiáng)和水位響應(yīng)Fig.4 Response of shell pressure and water level

圖5所示為金屬熱慣性對(duì)模型的影響,當(dāng)忽略殼體和管板金屬材料時(shí),殼側(cè)壓強(qiáng)和水位的響應(yīng)更加迅速,提前約200 s達(dá)到穩(wěn)定狀態(tài)。

圖5 金屬熱慣性對(duì)殼側(cè)壓強(qiáng)和水位的影響Fig.5 Response to feedwater pressure and flowrate

圖6所示為各給水控制體在不同溫度變化率約束下的壓強(qiáng)和流量動(dòng)態(tài)特性。距離給水入口越近的控制體,對(duì)入口焓值的線性變化響應(yīng)越劇烈,壓強(qiáng)的變化幅度也越大。在系統(tǒng)達(dá)到穩(wěn)定之前,殼側(cè)壓強(qiáng)波動(dòng)導(dǎo)致殼側(cè)向給水的換熱量發(fā)生變化,進(jìn)而使給水壓強(qiáng)和流量在約4 500 s(110 ℃/h)和約9 000 s(55 ℃/h)時(shí)產(chǎn)生波動(dòng),然后系統(tǒng)達(dá)到穩(wěn)定狀態(tài)。

圖6 給水壓強(qiáng)和流量響應(yīng)Fig.6 Response to feedwater pressure and flowrate

圖7所示為給水各控制體和殼側(cè)蒸汽、疏水的溫度動(dòng)態(tài)特性。隨著抽汽流量的線性增加,進(jìn)入殼側(cè)的熱量也逐漸增加,首先使蒸汽和疏水溫度升高,然后蒸汽和疏水通過管壁向給水的放熱量不斷增大,使得給水溫度逐漸上升至設(shè)計(jì)值。

圖7 給水溫度和殼側(cè)蒸汽、疏水溫度響應(yīng)Fig.7 Response of feedwater temperature, shell side steam and drain temperature

由圖8～10可知,高壓給水加熱器的金屬材料溫度取決于入口邊界條件,當(dāng)抽汽閥門開度和給水焓值線型增加的速率較大時(shí),金屬材料的溫度變化速率的峰值也較大。加熱器剛啟動(dòng)和啟動(dòng)完成時(shí),溫度變化速率的響應(yīng)較為劇烈,其他時(shí)間變化較為平緩。本文中的2種啟動(dòng)方式下,U型管壁、管板和殼體等金屬材料的溫度變化速率分別在最大溫度變化速率限值110 ℃/h和正常運(yùn)行溫度變化速率限制55 ℃/h以下。從管板溫度的動(dòng)態(tài)可以看出,由于管板的換熱面積和換熱系數(shù)都很小,導(dǎo)致管板溫度變化較為緩慢。

圖8 管壁溫度和管壁溫升速率響應(yīng)Fig.8 Response of temperature and temperature rise rate of tube wall

圖9 管板溫度和管板溫升速率響應(yīng)Fig.9 Response of temperature and temperature rise rate of tube plate

圖10 殼體溫度和殼體溫升速率響應(yīng)Fig.10 Response of temperature and temperature rise rate of shell metal

110 ℃/h變化速率約束下的啟動(dòng)完成參數(shù)如表2所示,高壓給水加熱器各參數(shù)與設(shè)計(jì)值的相對(duì)誤差最高值為0.52%,證明該仿真模型具有較高的精度。

表2 啟動(dòng)完成后參數(shù)與設(shè)計(jì)參數(shù)對(duì)比

3.4 不同啟動(dòng)方式能耗及時(shí)間分析

在正常溫度變化率(55 ℃/h)下啟動(dòng)的動(dòng)態(tài)特性與最大溫度變化率(110 ℃/h)下基本一致,但是在啟動(dòng)時(shí)間和能量消耗方面有顯著區(qū)別,如表3所示。由于溫度變化率的約束,抽汽閥門開度的變化速率最快不得超過75.34%/h,正常變工況運(yùn)行時(shí)不得超過37.24%/h,以保證金屬材料的使用壽命。正常溫度變化速率下的啟動(dòng)時(shí)間、蒸汽消耗量和熱量消耗均為最大溫度變化率的2倍以上。

表3 不同啟動(dòng)方式能耗和時(shí)間對(duì)比

4 結(jié)論

1)本文仿真模型的動(dòng)態(tài)特性與試驗(yàn)數(shù)據(jù)基本吻合,啟動(dòng)完成后的參數(shù)與設(shè)計(jì)參數(shù)誤差較小,模型具有較高的精度。

2)金屬材料的熱慣性對(duì)高壓給水加熱器殼側(cè)壓強(qiáng)和水位動(dòng)態(tài)特性影響較大,系統(tǒng)達(dá)到穩(wěn)定的速度變慢。

3)本文的仿真研究表明,抽汽閥門開度的變化速率最大不能超過75.34%/h,正常變工況運(yùn)行時(shí)不能超過37.24%/h,對(duì)高壓給水加熱器的啟動(dòng)過程具有重要指導(dǎo)意義。

本文的啟動(dòng)過程控制方式仍是經(jīng)驗(yàn)性的,若要獲得最優(yōu)控制方式,需要進(jìn)一步開展啟動(dòng)過程最優(yōu)控制研究。