【正文】 道的換熱系數(shù)和球床燃料區(qū)固體溫度Tc，輸出參數(shù)為球床反射層溫度Tr。 球床反射層模塊輸入、輸出參數(shù) 氦氣出口聯(lián)箱模塊 由于氦氣聯(lián)箱的結(jié)構(gòu)及其內(nèi)的氦氣流動非常復(fù)雜, 而且我們對氦氣在熱氦氣聯(lián)箱內(nèi)的詳細流動過程不關(guān)心。所以假設(shè)氦氣在出口聯(lián)箱混合十分充分，應(yīng)用一階慣性環(huán)節(jié)描述不同溫度的氦氣在熱氦氣聯(lián)箱內(nèi)的交混過程,壓力傳遞過程可以近似認為瞬間完成。對出口熱氦氣聯(lián)箱分別列寫質(zhì)量連續(xù)性方程，能量方程和能量方程, 出口壓力與入口壓力相同。 連續(xù)性方程： ()能量方程： ()氣體狀態(tài)方程： () 其中 －氦氣出口聯(lián)箱體積，m3。 －氦氣出口聯(lián)箱出口氣體密度，kg/ m3。 －氦氣出口聯(lián)箱出口氣體質(zhì)量流量，kg/s； －氦氣出口聯(lián)箱出口氣體溫度，K； －氦氣出口聯(lián)箱出口氣體壓力，Pa。 根據(jù)式（）和（）整理可得 : ()堆芯氦氣出口聯(lián)箱輸入?yún)?shù)為氦氣進口流量、漏量和堆芯氦氣進口溫度，輸出參數(shù)為氦氣出口壓力和出口溫度。 氦氣出口聯(lián)箱模塊輸入、輸出參數(shù) 點中子反應(yīng)堆模塊 由于反應(yīng)堆堆芯活性區(qū)直徑比較小,在動態(tài)過程中，中子通量密度的分布形狀基本不變,不考慮功率的空間分布，只隨時間變化，并在方程中引入了兩個球床和反射層的溫度反應(yīng)性的影響。方程為： () () ()其中 ρ －燃料的反應(yīng)性； β －有效緩發(fā)中子所占的比例； Λ－中子一代時間，s； －衰變常數(shù)，1/s； －緩發(fā)先行核濃度。 －控制棒引起的反應(yīng)性； －球床溫度變化引起的反應(yīng)性變化； －反射層溫度變化引起的反應(yīng)性變化。 在這個模型中，反應(yīng)性反饋可以表示為球床堆芯和反射層平均溫度的方程，式()變?yōu)椋? () 其中 －燃料溫度反應(yīng)性系數(shù)； －燃料區(qū)石墨慢化劑溫度反應(yīng)性系數(shù)； －反射層石墨溫度反應(yīng)性系數(shù)；－球床參考溫度，K； －反射層參考溫度，K。 點中子反應(yīng)堆模塊的輸入?yún)?shù):球床反射層溫度和球床燃料區(qū)溫度Tc ，輸出參數(shù):反應(yīng)堆功率Pt。 點中子反應(yīng)堆模塊輸入、輸出參數(shù) 純阻性環(huán)節(jié)模塊 他是具有一定阻性的流動連接部分，這里需要考慮壓力和摩擦力，進出口流量的差值認為很小，可以忽略，就可以用一個集總參數(shù)流量G表示平均流量。對單純的流動連接部分，動態(tài)計算主要考慮因進、出口的壓力差引起的流量變化，依動量守恒，有如下微分方程 () () ()將式()()()簡化可得 () 動態(tài)計算中， 流量是在穩(wěn)定設(shè)計工況流量G0附近變化的， 因此流量的增量?G可表示為,可得 () 其中 A－流動管道的橫截面積，m2 ； dx－微元段長度，m； Pin－微元段進口壓力Pa ； －微元段出口壓力Pa ； －流經(jīng)微元段的氣體速度，m/s； λ－沿程阻力系數(shù)； －微元段氣體收到的阻力，N ； d －管道直徑，m。 出口流體的溫度可認為等于進口溫度。該模塊輸入變量為和，輸出量為G 。 阻性模塊輸入、輸出參數(shù) 壓氣機模塊壓氣機是軸流式壓氣機，在設(shè)計點計算時，給定了氦氣初始條件（要求所達到的氦氣流量、壓氣機增壓比，以及期望達到的壓氣機效率）。，各種工況下的壓氣機特性線組成壓氣機特性圖，他們大多是通過實驗獲得。壓氣機的非線性，應(yīng)用其特性曲線進行建模是一個非常有效的方法。在機組實際運行中，壓氣機運行狀態(tài)的變化規(guī)律十分復(fù)雜，目前還沒有能完全反映壓氣機動態(tài)過程的特性資料。 本文中的高壓壓氣機和低壓壓氣機均假設(shè)符合下述要求： （1） 雷諾數(shù)處在自模化區(qū)域； （2） 被壓縮氣體的物理常數(shù)； （3） 壓氣機進、出口截面均存在穩(wěn)定的氣流或不變的速度場； （4） 壓氣機各個部件的稽核尺寸和表面狀況都不改變。 所以只要進出口壓力P1，P2，進口溫度T1和轉(zhuǎn)速N 確定，就可以確定壓氣機的工作狀態(tài)。利用特性圖插值關(guān)系，算進出口焓、輸出功和進口流量。輸入量：P1，P2，T1和N ，輸出量：GGT2和消耗的功率。 換熱器模塊中冷、回?zé)岷廨啓C的中冷器和回?zé)崞鞑捎媚媪靼宄崾綋Q熱器模型。所以有以下關(guān)系：熱流體側(cè)： () () () () 冷流體側(cè)： () () () () 管壁的能量守恒方程： ()其中 微元比熱系數(shù)，換熱系數(shù)，隔板溫度，、冷熱側(cè)流體換熱總面積，L隔板長度，Mw管壁金屬質(zhì)量；Cw管壁比熱系數(shù)。輸入量：冷、熱流體的進口流量、和溫度、出口壓力、和換熱器幾何參數(shù)Geo；輸出量：出口流量、溫度， 和進口壓力。換熱器內(nèi)部板溫度Tw，冷熱流體溫度T、流量G和壓力 p作為變量。 換熱器輸入輸出參數(shù) 渦輪模塊 渦輪和壓氣機有著類似的流量特性和效率特性，它的熱力參數(shù)可用壓氣機模塊類似的方法來求得。渦輪的通用特性曲線由流量特性曲線和效率特性曲線組成。渦輪模塊與壓氣機模型結(jié)構(gòu)相似，所以在EASY5中的建模過程與壓氣機也大體相似。 系統(tǒng)仿真模型的建立 ，在EASY5平臺上建立相應(yīng)得宏模塊，利用EASY5自帶的標準模塊建立高溫氣冷堆氦氣輪機的系統(tǒng)模型，使仿真模塊間的輸入輸出參數(shù)與實際相連的物理部件模塊一一對應(yīng)。： 分析了氦氣透平系統(tǒng)的啟動過程。其過程可分為:堆功率在0％～36％額定功率時——第1階段。堆功率在36％～100％額定功率時——第2階段 。(手動控制階段):在這一段使反應(yīng)堆的入口溫度逐步升高( ) 。反應(yīng)堆入口溫度升高及功率增加,使反應(yīng)堆出口溫度隨之提高。氦氣溫度的升高使壓力增大，同時向回路中充填更多的氦氣,使系統(tǒng)壓力進一步升高()。高壓壓氣機的出口壓力由初始時的常壓升至36％。在初始階段，由于透平的入口壓力和流量都非常低，功率也很小，渦輪發(fā)出的功率無法彌補壓氣機消耗的功率。所以，需要由電網(wǎng)提供部分動力驅(qū)動循環(huán)，發(fā)電機的工作狀態(tài)是電動機狀態(tài)，系統(tǒng)的電功率為負值。隨反應(yīng)堆功率的進一步升高，氦氣渦輪的入口參數(shù)增大。當渦輪產(chǎn)生的功率超過壓氣機消耗的功率時，發(fā)電機的工作狀態(tài)轉(zhuǎn)為發(fā)電機狀態(tài)，系統(tǒng)的電功率變?yōu)檎?，并隨反應(yīng)堆的功 相對堆功率與堆芯進出口溫度關(guān)系率升高而升高( )在氦氣渦輪的整個運行階段，為保持狀態(tài)的穩(wěn)定及主軸轉(zhuǎn)速不變。反應(yīng)堆功率增加，氦氣壓力升高造成它的密度增加，使回路流量也隨之增加( 圖 )。 相對堆功率與壓氣機壓力的關(guān)系 相對堆功率與相對電功率和相對流量的關(guān)系 啟動的第2階段為自動控制調(diào)節(jié)階段。通過反應(yīng)堆功率和氦氣質(zhì)量流量的聯(lián)合調(diào)節(jié)控制系統(tǒng)按設(shè)計方案運行。在這一階段，為了滿足反應(yīng)堆安全的要求，保持反應(yīng)堆入口溫度在579℃不變 () 。所以，反應(yīng)堆出口溫度幾乎不發(fā)生變化。系統(tǒng)的壓力隨功率的增加而增加，這受氦氣溫度升高的因素的影響很小，主要原因是充填了更多的氦氣 ( ) 。與第1階段相同，氦氣壓力升高使其密度增加，由于主軸轉(zhuǎn)速不變，所以回路的流量也隨之增加( ) 。 相對堆功率與溫度的關(guān)系 相對堆功率與壓力的關(guān)系 相對堆功率與相對電功率和相對流量的關(guān)系/% 動態(tài)仿真 在高溫氣冷堆氣體透平循環(huán)電廠實際工作過程中，一定會受到外界擾動（如壓氣機流量的增加和堆芯進口溫度的上升等）的影響，不可能一直保持在設(shè)計工況點工作。所以，為了分析高溫氣冷堆在受到外界擾動后的動態(tài)變化，我將動態(tài)變化分為兩個部分模擬。兩種擾動工況為： 1. 穩(wěn)態(tài)設(shè)計工況下，堆芯氦氣進口流量突然上升5％，其他參數(shù)不變； 2. 穩(wěn)態(tài)設(shè)計工況下，堆芯氦氣進口溫度突然上升5％，其他參數(shù)不變； ——。在堆芯氦氣進口流量突然增加時，開始時由于球形燃料元件表面與氦氣的換熱系數(shù)沒有發(fā)生變化，所以會引起氦氣出口溫度降低。堆芯進口氦氣流量的增加會提高換熱過程中的對流換熱系數(shù)，從而使球床和反射層溫度降低。一方面由于球床溫度負反應(yīng)性的反饋作用，球床溫度的降低會引起反應(yīng)堆功率的上升；另一方面反射層溫度的降低會引起反應(yīng)堆功率的下降。，球床溫度的變化值大于反射層溫度的變化值，而且球床的溫度負反應(yīng)性系數(shù)大于反射層的溫度負反應(yīng)性系數(shù)，所以反應(yīng)堆的功率是呈上升趨勢的，用來補償球床和反射層溫度的降低。由于氦氣進口流量的增加，開始時由于溫度下降引起的壓力降低大于密度變化引起的壓力升高，所以壓力有下降趨勢，隨后出現(xiàn)波動。，各參數(shù)值呈現(xiàn)波動并逐漸收斂，最后趨于穩(wěn)定，這是由球床中的燃料、石墨慢化劑和反射層的溫度負反應(yīng)性的反饋作用引起的。由于堆芯出口溫度、壓力的變化，從而使壓氣機、渦輪和回?zé)崞鞫及l(fā)生相應(yīng)的變化。 氦氣出口溫度變化曲線 球床溫度變化曲線 反射層溫度變化曲線 氦氣出口壓力變化曲線 壓比變化曲線 膨脹比變化曲線 回?zé)崞鞯蛪簜?cè)出口溫度變化曲線 ，100s后階躍上升，其他參數(shù)保持不變。在仿真時間內(nèi)，各參數(shù)的仿真結(jié)果如圖 。在流量保持不變情況下，初始階段由于球形燃料元件表面與氦氣的換熱系數(shù)不改變，所以堆芯氦氣進口溫度的階躍上升會使氦氣出口溫度驟然升高。同理，堆芯氦氣進口溫度的上升，反應(yīng)堆各個環(huán)節(jié)間的換熱量都變小，這使球床和反射層溫度增加。一方面由于球床溫度負反應(yīng)性作用，球床溫度的升高會使反應(yīng)堆功率降低；另一方面反射層溫度的升高會引起反應(yīng)堆功率的上升，兩者溫度變化值相差不大，但球床溫度的負反應(yīng)性系數(shù)大于反射層溫度的負反應(yīng)性系數(shù)，所以反應(yīng)堆的功率呈下降趨勢，反應(yīng)堆功率會降低到某一確定值，以此來降低球床和反射層的溫度，保證球床溫度不會一直上升，這樣就不會發(fā)生超溫事故。同時，在初始變化階段流量不變條件下，堆芯氦氣進口溫度的階躍變化會引起氦氣出口壓力的驟然增加，之后逐漸趨于穩(wěn)定值。和上節(jié)一樣。 本章小結(jié) 本章節(jié)詳細介紹了高溫氣冷堆氦氣輪機模塊的劃分，并建立了個部件模塊，然后基于這些模塊在 EASY5 平臺上搭建了氦氣輪機的系統(tǒng)仿真模型。并對啟動和一些動態(tài)變化做了仿真模擬。 反應(yīng)堆功率變化曲線 氦氣出口溫度變化曲線 球床溫度變化曲線 反射層溫度變化曲線 氦氣出口壓力變化曲線 膨脹比變化曲線 結(jié) 論 高溫氣冷堆氦氣輪機循環(huán)是將氦氣輪機與模塊化高溫氣冷堆相結(jié)合，利用高溫氣冷堆產(chǎn)生的高溫氣體直接推動氦氣輪機進行發(fā)電，這樣能夠突破蒸汽循環(huán)的溫度限制。而且它采用中間冷卻和回?zé)岬燃夹g(shù)提高效率，從而成為了研究高溫氣冷堆高效率發(fā)電重要方向。所以為了進一步研究高溫氣冷堆氦氣體透平循環(huán)的基本特性，本文首先對氦氣、氮氣和二氧化碳三種工質(zhì)及它們以不同比例混合的工質(zhì)的熱物性進行比較，進而對它們在高溫氣冷堆閉式布雷頓循環(huán)中的傳熱性能等進行比較分析；之后從總體上設(shè)計了循環(huán)參數(shù)，并分析了各個部分對總體性能的影響；最后根據(jù)高溫氣冷堆的實際工作流程，建立了高溫氣冷堆的模塊化動態(tài)仿真模型，并進行了動態(tài)仿真計算和分析。通過以上三方面的工作，得到的以下主要結(jié)論： 1．在高溫氣冷堆氣體透平循環(huán)的不同工質(zhì)特性分析中，氦氣作為工質(zhì)時，有很好的化學(xué)惰性而且壓力損失?。坏膫鳠嵯禂?shù)低于二氧化碳，而且等熵指數(shù)大，難于壓縮，這使壓氣機和渦輪需要很多級，給制造和運行安全帶來影響；用氮氣或二氧化碳作為工質(zhì)時，它們的傳熱系數(shù)較高，所以壓氣機、渦輪需要的級數(shù)少，但其壓力損失比較大，使效率降低。 2．通過總體循環(huán)設(shè)計和對不同部分對總體性能的影響分析，知道了布雷登循環(huán)的過程。3．通過對高溫氣冷堆動態(tài)仿真模型仿真計算和分析，結(jié)果表明：當氦氣流量增加時，反應(yīng)堆功率隨之上升，氦氣出口溫度降低；當堆芯進口溫度上升時，反應(yīng)堆功率隨之下降，氦氣出口溫度隨著上升。而且反應(yīng)堆有相應(yīng)的自穩(wěn)定性，可以在較短的時間內(nèi)達到穩(wěn)定，增加了它的固有安全性。 參考文獻[1] [J].核