临界安全

关键词：

临界安全（精选十篇）

临界安全篇1

某公司发生乙烯输送管线着火事故,发生在低温罐区的超临界乙烯输送系统。火灾造成局部管廊和该处的部分管道受大火和闪爆力影响而损坏变形。事故发生过程推测: 管线闸阀阀盖螺栓发生断裂,阀盖发生泄漏,导致流量大幅降低和压力降低。高压作用下的螺栓和阀盖撞击平台/管道引发的火花或者泄漏的高速气体摩擦产生静电火花,引发周围可燃气体混合物闪爆。阀体成为燃烧喷嘴,使周围管道受到持续加热,管道强度降低,导致管道局部发生破裂,进一步造成可燃气体的泄漏,火灾区域扩大。

乙烯在分解过程中,体积会增加约15 000 倍,温度上升到800 ℃ 。现场检查发现,事故阀门旁边的阀门上也有一些螺栓存在明显裂纹,这些螺栓材质均为304 不锈钢。鉴于目前大气污染情况,事故发生地点又靠近海洋,事故调查判断螺栓断裂是由于应力腐蚀引起的。

为确认管线闸阀阀盖螺栓断裂导致乙烯泄漏,进而引发着火、爆炸,本文采用有限元分析软件ANSYS对该闸阀法兰螺栓连接进行详尽的力学分析计算,并根据计算结果推测螺栓断裂、乙烯泄漏、燃烧爆炸的条件、过程,为国内外超临界乙烯输送管线阀门和螺栓的选用提供指导。

1 有限元分析软件ANSYS简介

ANSYS软件是融结构、流体、电场、磁场、声场分析于一体的大型通用有限元分析软件[1,2],用于求解结构、流体、电力、电磁场及碰撞等问题,广泛应用于航空航天、汽车工业、桥梁等领域[3,4,5,6]。

典型的ANSYS分析过程可以分为以下三个步骤:

1) 创建有限元模型。包括创建或读入几何模型;定义材料属性; 划分单元[7,8]。

2) 施加载荷进行求解。

3) 查看结果。检验分析是否正确。

2 超临界乙烯管线阀门的ANSYS分析步骤

1) 创建有限元模型及单元网格划分。报告中有限元几何模型是根据标准确定的法兰连接几何尺寸建立,有限元应力计算则是截取1 /12 法兰接头模型进行计算。针对法兰、螺栓、垫片金属环部分等不规则形状的特点,全部采用带有中间节点的20 节点三维实体单元solid95 对结构进行离散,网格采用sweep方式生成。金属环与法兰以及螺母与法兰之间的接触作用通过targat170 和conta 174 这两种单元实现,摩察系数取0. 2。垫片采用三位垫片实体单元inter 194,该单元能很好的模拟垫片材料的压缩回弹特性。

2) 施加边界条件及载荷。边界条件按下述方法施加: 在对称面yz平面施加对称约束,在z = 0( 法兰接管端面) 施加轴向和周向位移约束,在螺栓的端面上施加x、y方向上的位移约束。载荷按下述方法施加: 加载分三步,第一步是施加预紧力,使用预紧单元prets179 施加预紧载荷40 064 N; 第二步是在内表面上施加内压7.1 MPa; 第三步是断一根螺栓情况下在轴向上施加一个大的位移。

3) 查看结果。分析结果用Von Mises Stress( 即Mises等效应力) 查看,用应力等值线表示模型内部的应力分布情况[9]。该结果表示方法可以清晰地描述模型中应力的变化。

3 超临界乙烯输送管线阀门的ANSYS分析

3. 1 断裂阀门结构分析及操作参数

阀门结构尺寸,断裂阀门法兰规格为DN150,900LB。该法兰是美洲标准法兰,即CLASS系列法兰。根据标准《钢制管法兰、垫片、紧固件》( HG 20615 ~20635 - 2009 ) ,900LB对应公称压力为PN150 ( 15MPa) 。根据破坏现场的图片资料,确定法兰类型为带颈平焊法兰,法兰密封面型式为凹凸面。阀门螺栓由螺栓规格为M27 × 170。根据螺栓的硬度( HRC 20. 8) ,参考《黑色金属硬度与强度换算值》( GB 1172 - 99) 、( GB /T 3098. 6 - 2000 ) 推算304 不锈钢螺栓的力学性能为σb= 754. 4 MPa,σs= 450 MPa。

超临界乙烯输送系统操作( 设计) 参数。温度: 38 ~45℃ ( - 45 ~ 65℃ ) ; 压力: 7. 1 MPa ( 9. 36 MPa) ; 流量:37. 5 T / h( 37. 5 ~ 41. 25 T / h) 。

3. 2 断裂阀门受力分析

阀盖螺栓发生了断裂,阀体及两端与接管完好。由此,主要分析阀盖及阀体受力,阀盖与阀体的密封性能。根据标准《钢制管法兰、垫片、紧固件》( HG 20615 ~20635 - 2009) ,确定阀门法兰及阀盖的几何尺寸如图1所示。根据法兰公称压力、使用温度和法兰密封面形式,法兰垫片材料可以选用柔性石墨金属缠绕垫片。垫片密封比压及密封参数分别为: 柔性石墨金属缠绕垫片: m = 3,y = 69 MPa。根据标准《钢制管法兰、垫片、紧固件》,确定的柔性石墨金属缠绕垫片( 内金属环B型缠绕式垫片) 的几何尺寸如图2 所示。对闸阀建立有限元分析模型如图3 所示。

采用标准预紧方法进行预紧,预紧载荷约40 064N,垫片压缩性能曲线如图4 所示。

3. 3 阀门预紧状态及操作工作状态进行模拟计算

预紧状态下阀门、阀盖、螺栓及垫片受力分析。根据标准《钢制管法兰、垫片、紧固件》,法兰连接螺栓规格为M30 × 205,数量12 个。发生事故阀门实际采用螺栓规格为M27 × 170,数量12 个。显然,实际工况所采用的螺栓尺寸小于标准规定的螺栓尺寸。实际工况下阀门法兰、阀盖、螺栓与垫片的受力结果如图5 ~ 8 所示。由于阀门法兰、阀盖是轴对称结构,分析模型中应力沿圆周循环分布,因此,图中仅给出法兰、阀盖1 /12 模型的von - Mises应力。以下所有阀门法兰、阀盖应力显示方式全部与此相同。

此处,von - Mises应力是ANSYS后处理中给出的等效应力,它是按照第四强度理论( 形状改变比能理论) 计算。ANSYS计算结果用应力等值线表示模型内部的应力分布情况,以描述模型中应力的变化。如图5~ 8 所示,模型中相同颜色区域,表示该处的von - Mises应力相同,力的大小则用图下部相同颜色深浅的应力状态值表示。

正常操作状态下阀门法兰、阀盖、螺栓及垫片受力分析。正常操作状态下,介质压力为7. 1 MPa,最高9.36 MPa,此状态下阀盖、阀门法兰、螺栓及垫片的有限元受力分析如图9 ~ 12 所示。

螺栓断裂对阀门、阀盖及剩余螺栓的影响。在操作状态下,介质压力为7. 1 MPa( 最高9. 36 MPa) ,如螺栓发生断裂,则剩余螺栓承受的载荷将增加。对螺栓断裂根数不同的情况,采用ANSYS有限元软件分析剩余螺栓的承载应力[10]。其结果如图13 所示。

根据螺柱的硬度( HRC 20. 8) ,参考《黑色金属硬度与强度换算值》( GB1172 - 99) 、( GB /T 3098. 6 - 2000)推算304 不锈钢螺柱的力学性能为 σb= 754. 4 MPa,σs= 450 MPa。显然,在阀门阀盖保证密封的情况下,只有当阀盖的12 根紧固螺栓中的8 根发生断裂,才可能导致阀盖的炸裂,发生乙烯输送管线阀门爆炸事故。

螺栓断裂对阀门密封性能的影响。在操作状态下,如螺栓发生断裂,则阀盖、垫片及阀门的受力状态将随之改变,垫片密封比压降低。根据螺栓- 法兰接头的密封特性,当垫片密封比压小于一定值( 柔性石墨金属缠绕垫约为20 ~ 30 MPa) 时,即可能发生泄漏。螺栓断裂可能是12 根螺栓中的任意一根,为了分析方便,假设螺栓的布置编号如图14 所示,且首先断裂的螺栓定义为0#螺栓。根据实际工作情况,假设螺栓断裂次序为随机状态,模拟计算螺栓断裂对阀门密封性能的影响,阀盖紧固螺栓断裂后的垫片、阀盖、及邻近螺栓的有限元受力分析结果如图15 ~ 17 所示。

3. 4 有限元分析结果

从分析结果可见,螺栓断裂对阀盖的密封性能影响非常大,在断裂螺栓区域,垫片的密封比压大幅降低,由正常工作状态的36. 51 MPa大幅降低为26. 94 MPa,引起阀盖密封泄漏。

螺栓断裂将造成邻近螺栓应力大幅升高。如1#、11#螺栓应力由正常状态下的320 MPa升高为344 MPa,2#、10#螺栓应力升高为347 MPa。显然阀盖上任一螺栓的断裂将加剧邻近螺栓的断裂。

4 结论及改进建议

4. 1 结论

根据上述对阀门及其密封性能有限元分析结果判断: 着火事故是由于阀盖密封不严,介质泄漏造成的。由于阀盖螺栓紧固力裕度不足,1 根螺栓发生断裂即可造成阀门的泄漏。由于压力较高,介质从断裂螺栓附近的很小区域内喷出,泄漏的高速气体摩擦产生静电火花,引发周围可燃气体混合物闪爆。由于阀盖泄漏,阀门管路上出现急剧的绝热降压,引发乙烯分解反应,进而可能发生激烈的乙烯分解爆炸,阀盖紧固螺栓全部断裂,阀盖飞出。

4. 2 阀门连接安全可靠性、存在问题及改进措施

研究结果表明: 1事故是由于阀盖密封不严,介质泄漏造成的; 泄漏的乙烯与空气组成了爆炸性混合物而引发闪爆与火灾; 在火灾的烘烤下乙烯发生分解爆炸。2不是由于内部( 分解爆炸) 引发的,在密封良好的情况下,只有12 只螺栓中的8 只同时断裂,才有可能推断为内部爆炸所致。3模拟分析结果还表明,现有螺栓规格M27 × 170 的设计存在紧固力裕度不足的缺陷: 12 只螺栓中,只要有1 只螺栓发生断裂,即有可能造成阀门沿阀盖的泄漏。

根据对阀门、阀盖及螺栓受力有限元分析可见,假设在保证密封性能的前提下,阀盖爆炸至少要有8 根以上的螺栓断裂才可能发生。但是,在实际的生产中,只要有1 根螺栓断裂,即可能造成阀门沿阀盖的泄漏,表明阀盖密封螺栓紧固力裕度不足,需要加以改进。为确保超临界乙烯管线阀门的安全性提出以下三方面的改进措施: 1采用优质螺栓,防止螺栓发生应力腐蚀断裂。2根据法兰标准要求,将现有M27 规格的螺栓变更为M30 规格的螺栓,提高阀盖紧固力安全裕度。3阀盖法兰连接采用316 不锈钢金属环垫,螺栓仍为M27,数量改为16 条。根据密封原理,按照以上有限元计算的方法重新校核,在预紧状态下,阀盖法兰受到的最大应力为77. 28 MPa,垫片内密封面密封比压达到194 MPa,可以实现法兰连接的密封。此时,螺栓最大应力为89. 5MPa,在材料的许用应力范围内。

在操作状态下,阀盖法兰受到的最大应力为150. 85MPa,出现在螺栓孔处,该应力值超过材料的许用应力,但在材料屈服强度范围内,且最大应力分布范围很小;介质压力升高后,垫片应力与预紧状态相比变化较小。在这种情况下,由于密封比压变化较小,接头的密封性能变化也较小。在工作状态下,螺栓受到的最大应力达到170 MPa,处于材料的许用应力范围内,远低于原设计水平,大大提高了阀盖紧固力安全裕度。

参考文献

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临界装置和试验安全管理探索论文篇2

4.1制定完善的程序制度

在临界装置上进行物理试验时，需要根据试验任务书的要求，编制试验大纲、试验程序及试验的安全分析报告，还需针对每种堆芯试验编制试验操作卡，在操作卡中明确每项试验的目的、内容及试验条件、试验步骤、安全措施及注意事项，使操作更加明确与规范，反应堆安全能进一步得到保证。需要在临界装置的管理程序中专门编制发布“临界装置应用与试验大纲”，并对临界装置的应用与试验活动进行具体规定，作为临界装置应用与试验管理的依据。从管理上更加直接与规范，执行上也更加具备可操作性，使得临界装置的应用与试验运行管理进一步得到加强。针对物理试验，还需编制“堆芯物理试验装置反应性事故预防与应对措施”，对可能发生的反应性事故进行分析，制定应对措施。

4.2严格进行试验审批及安全监督

临界装置的试验审批严格按照“临界装置运行限值与条件”执行。对运行限值与条件中所规定的特殊试验，除按常规临界试验的审批程序执行外，下述特殊情况也需要进行特殊审批：a）对于要求功率倍增周期小于15s的特殊试验，须事先制定出具体安全措施，报本单位安全主管部门审查，并报国家核安全监管部门批准。

b）对于试验样品反应性当量超过200pcm且小于1βeff的试验，需事先制定具体的安全措施和详细的操作步骤，报本单位安全主管部门批准；对于试验样品反应性超过1βeff的特殊试验，须事先制定出具体安全措施，报本单位安全主管部门审查，并报国家核安全监管部门批准。依据“临界装置运行监督大纲”与“物理试验运行计划”，安全主管部门也需要每年年初制定年度反应堆运行安全监督计划，按计划对临界装置运行、试验、维修、在役检查等活动进行安全监督检查。除了要加强日常的监督检查，还要针对物理试验中的关键节点进行专项监督检查。

4.3加强人员培训

由于临界装置应用的灵活性，物理试验过程中控制棒提升和下降频繁，人因行为对装置安全运行带来极大挑战。因此，提高运行人员的素质，规范运行人员的行为，是保证物理试验安全的首要任务。按照试验任务及反应堆运行人员的培训要求，制定培训计划，由运行室组织实施培训，单位监管部门进行监督检查。人员培训工作职责明确，有人负责，有人监督，有效地实施运行人员的培训管理。参加临界装置物理试验运行的人员需经过严格培训和再培训，考核合格，其运行操作人员需取得国家核安全局批准的操纵人员相应执照，各试验岗位人员需取得本单位相应岗位授权，并明确岗位职责。

4.4严格执行安全运行限制条件

在临界装置进行上进行物理试验，必须严格执行核安全局批准的“临界装置运行限值和条件”进行相关物理试验，必须遵守的运行限制条件包括且不限于以下方面：

a）在进行改变堆芯的操作时，安全保护系统应投入工作，并提起安全棒，主控室应有运行人员值班；

b）在运行试验期间，控制、保护和核测量系统中任一套系统发生故障，临界装置应转为次临界状态，直至检修正常后，才能继续进行试验；

c）临界装置的事故保护和警告信号整定值，经批准后，不得随意更改；

d）每天运行试验结束后，临界装置应处于停闭状态，使堆芯keff值<0.95，且不再进行堆芯内的任何操作；

e）每天零点到早上6:00，不进行试验运行或变更堆芯的操作；

f）物理试验堆芯反射层水的水质要求：电导率≤2.0×10-6s/cm，pH值为5.0~6.0，Cl-浓度≤0.1mg/L。

4.5加强试验前检查及试验后的总结

每次开堆试验前均要求进行反应堆状态检查，对控制、保护系统，紧急停堆系统等进行功能性验证及传动试验，确保反应堆各系统处于正常状态。并要求试验完成后及时总结，按要求完成阶段报告，试验用仪器和设备及时清理、归位，做好试验场地的管理。

4.6重视辐射安全

辐射安全是临界物理试验安全工作的重要组成部分。对涉及辐射剂量较大的作业活动，如：中子注量率分布测量试验中活化片的取出操作、脉冲中子源试验中中子管的拔出和脉冲中子束的发射等，均严格按规程操作，采取穿戴伽马蔽服及中子屏蔽服等隔离防护措施，从时间、距离、有效隔离等方面尽可能地减免运行人员和试验人员受到的辐射剂量。同时，为及时准确地进行个人剂量监测，除热释光个人剂量计外，工作人员还需配备电子式个人剂量计和便携式巡测仪。

5结束语

临界装置运行功率低、堆芯灵活多变、运行操作频繁复杂，各项应用和试验活动的管控过程中，人因因素对安全运行影响较大，在临界装置上进行物理试验时，需严格遵守批准的试验方案、试验大纲及规程，在试验过程中要注重安全分析与加强安全管理，确保万无一失。同时，试验的安全管理是一项需要持续改进与完善的工作，本文总结了我单位在临界装置上安全运行几十年的经验，涉及到的试验流程及安全管理等对其它类似装置的运行具有借鉴意义。

【参考文献】

［1］核安全导则HAD202/02.临界装置运行与实验管理[S].国家核安全局发布.

货币微调临界篇3

1月13日，央行公布，我国去年12月末外汇占款为25.359万亿元人民币，12月外汇占款下降约1003.3亿元人民币，为连续第三个月下降。

考虑到外汇占款的下降，央行针对外汇占款的对冲工具央票也在春节前暂停发行。1月6日，央行称，在暂停央票的同时开展逆回购操作。

此举表明，央行出于市场流动性需要，采取了必要的货币调控手段。

同时公布的经济数据显示，去年12月份我国CPI涨幅为4.1%，为连续第五个月回落。通胀预期的回落，催生了1月16日央行的逆回购操作。

紧张的流动性

据银行内部数据显示，工农中建四大国有银行在1月的前三天投放了500多亿元新增贷款，这比2011年同期相比明显减速。

“新一年的信贷投放虽已开始，但没有明显宽松的迹象。”某国有银行吉林分行公司业务部负责人向记者表示，该行正等待总行有关信贷总量及结构调整上的最新政策。

兴业银行首席经济学家鲁政委指出，由于今年公开市场到期量畸低、外汇占款增量减少、以及元旦春节相距很近的特殊性，对2012年春节期间的流动性问题，需要予以特别关注和研判。

兴业银行的测算显示，农历春节前流动性缺口较大。在春节来临前，由于备付需求增加，银行会主动提高超储率，结果是减少市场自由流动性。一般而言，金融机构在春节所在月份的超储率平均要较上月提高0.2个百分点左右，意味着金融机构在1月将因主动提高超储率而耗用资金1300亿元左右。

同时，包括财政存款增量、M0增量(流通中现金)和新增存款增量分别为2200亿元、7000亿元和1800亿元，以及根据保证金存款新政需要上交的1000亿元准备金。基于此，兴业银行测算，2012年1月份可能有13300亿元的资金消耗。

此外，1月份的公开市场到期量(央票和正回购)较低。历史数据显示，在2006-2011年间，各年1月份公开市场到期量均在4000亿元以上；尤其是2008年1月，公开市场到期量高达17580亿元。从目前时点观测，今年1月份公开市场到期量只有910亿元，创下了近几年的最低记录。

鲁政委认为，央行释放流动性可选择的工具有逆回购和下调准备金率，二者具有一定替代性。到底选择哪一种，取决于当前银行信贷投放是否平稳：信贷越平稳，降准概率越大；反之，就会选择使用逆回购。

1月6日，央行发布公告称，春节前央行票据发行暂停，并将根据银行体系的实际资金需求展开短期逆回购操作，以促进春节前银行体系流动性平稳运行。这是央行逾10年来首次宣布将就逆回购操作进行公开招标。

农行战略规划部宏观经济金融研究处副处长付兵涛认为，央行此项措施主要是为了缓解节前取现压力而导致的银行资金紧张状态，如果市场资金继续紧张，央行可能近期再次下调法定存款准备金率，目前已经到了下调的临界点。

花旗银行2012年年度展望报告也指出，春节前央行可能发生货币政策微调，其中包括存款准备金率削减。

不过，有分析指出，央行开展逆回购操作可能会延迟下调存款准备金率的时间点，这在一定程度上降低了春节前下调存款准备金率的可能性。

结构性通胀压力仍在

在外汇占款2011年12月份下降1003.3亿元人民币的同时，通胀也出现了明显的下降趋势。最新数据显示，2011年12月份，CPI以4.1%的较低增幅收官。

就2012年CPI的全年趋势，鲁政委预计，1月份CPI可能与12月份基本持平或小幅反弹，但2月份之后就会快速下降，预计年中探底，整个2012年的CPI将呈现一个“探底慢回”的状态。

但这并不意味着货币政策的调控可以忽视通胀压力的存在。周小川在接受媒体采访时表示，影响物价上涨的因素仍然较多，特别是土地、劳动力、环保成本因素长期存在。今年又逢地方政府换届，各地推动城镇化、工业化的热情都很高，对通货膨胀仍不能掉以轻心。

交通银行金融研究中心的分析报告指出，尽管整体物价水平将下行，但结构性通胀压力仍然存在。首先，产业结构调整阶段PPI下降幅度将高于CPI，农业生产成本略有升幅将导致农产品价格小幅上升；其次，国内外经济可能在2012年底复苏，将抬高大宗商品价格；第三，资源品及资源服务价格改革措施将在通胀下行阶段深入推进，缓慢推高中长期物价水平。

显然，货币政策在防止经济加速下滑有可能出现的情况下，控制物价上涨再抬头亦是未来长期存在的课题，对利率的调整仍将非常谨慎，也是货币政策放松周期的最后环节之一。

交行金研中心预计，2012年CPI同比涨幅为2.7%~3.3%，均值在3%左右，并呈现前三个季度持续下降、第四季度略有回升的走势；预计PPI同比涨幅为1.5%~2.5%。

国务院总理温家宝在调研中表示，经济增速近期将面临下行压力，从全国来说，一季度可能比较困难。汇丰银行大中华区首席经济学家屈宏斌告诉《财经国家周刊》记者，决策层对这个变化有了进一步的认识，所以期待下一步政策操作层面会有一个更充分的体现。

整体趋势定量宽松？

继央行去年年底首次下调存款准备金率之后，12月份超预期的新增贷款已经给市场注入了一剂兴奋剂。屈宏斌对本刊记者表示，货币政策方面，2012年整体会是一个宽松的趋向。

有接近央行的人士对记者表示，央行针对今年一季度新增贷款的窗口指导表现宽松，尽管全年贷款额度还没有确定，但央行为自己预留了政策调整空间，提出继续实行差额准备金率以控制表现欠佳的银行。

渣打银行中国研究主管王志浩在一份研究报告中称，总体来说，中国已开始放松货币政策，但由于宏观经济还没有出现严重低迷的信号，货币政策的放松将是逐渐地、并将根据数据而调整的过程，我们预测，随着经济下滑趋势加重、通胀持续下降，适度放松的货币政策会更加明显。

那么货币政策会松动到什么程度？

德意志银行大中华区首席经济学家马骏认为，整体是定量宽松，而且要看实体经济的具体表现。市场预期今年M2（广义货币）增速在14%~15%，如果经济指标情况比预期严重的话，上半年实际货币增长速度可能会稍微高一点，不排除某一阶段年度化增长松动到15%~16%。

估计到今年上半年平均月度新增贷款可能会达到八、九千亿的水平。马骏认为，由于最近出现了一些资本外流、贸易顺差下降的情况，如果不下调存款准备金率的话，至少在今年上半年流动性会出现不足。

针对今年全年信贷规模，多位专家预计总体增量会超过2011年的7.47万亿元，新增贷款在8.5万亿元人民币左右，趋势是在上半年加速增长、下半年放缓。

“8.5万亿的新增贷款可以转化为M2名义增长15.5%，相对于2011年的14.3%，2010年的20%和2009年的32%而言，我们认为适度的信贷增长是合理的，因为政府已经控制了通胀、强制执行了一些去杠杆化，接下来又要支持经济活动了。”王志浩指出。

（本刊记者王春梅亦有贡献）

临界安全篇4

关键词：KBS-3,Keff,MCBURN,ORIGEN

核科学技术发展和核能的和平利用乃是近世纪人类最伟大的成就之一。随着投入运行的核电站越来越多, 每年卸出的乏燃料数量也是相当可观的。其中大量的锕系核素和长寿命的裂变产物将会大量的积累下来。目前对于乏燃料的处理通常采用开式循环, 开式循环就是对燃料不进行后处理, 而是贮存一定的时间后进行深度埋藏处置, 这种处置方法适合短期处理, 能够很有效地防止核扩散, 并且经济性较好[1]。这种埋藏高放废物的地下工程一般称为高放废物处置库, 高放废物地质处置是一项以放射性核素的包容、阻滞为核心内容, 以多重屏障 (地质介质属于天然屏障, 废物体、包装容器和缓冲回填材料等属于工程屏障) 为主要手段, 以及千年到万年以上公众健康和环境保护为安全目标的极其复杂的系统工程[2]。

1 KBS处置库结构简介

KBS-3系统是IAEA推荐的, 由瑞典生产成熟的处置库系统, 所以本文可以来对它进行模拟分析。KBS-3处置库KBS系统是国际上比较成熟的处置库系统, 是一个10万年以上的工程。KBS系统的破损是由于地质环境的变化、地下岩层的挤压和水中氧化性组分含量增高从而腐蚀乏燃料包装容器。局部氧化场还将会对地质处置系统体系产生破坏性影响。当包装容器破损时, 地下水进入燃料组件空隙, 由于水是一种很好的慢化剂, 乏燃料中的可裂变材料 (239Pu、233U等) 在热中子的作用下会发生链式裂变反应, 导致包装容器中的keff值上升。当系统处于超临界时, 会产生临界安全事故, 所以必须对系统进行临界安全计算。

系统含有四层屏障:1) 乏燃料锆包壳;2) 铜包壳的包装容器;3) 膨润土回填材料;4) 地质体。由于包装容器直接和乏燃料组件接触, 对乏燃料的地质处置十分重要, 对它的研究很有必要。KBS-3包装容器分为两层:铸型铁内衬材料———提供必要的机械强度支撑;铜包壳———防止外部物质对核废物容器罐的腐蚀。

2 处置库建模和模拟

2.1 物理模型的建立

如图1所示, KBS处置库每个燃料组件是按照17×17的正方形栅元排列的。其中有264个燃料棒栅元, 24个控制棒导向管栅元, 1个中子测量管栅元。燃料棒是由初始富集度为3.5%的UO2在压水堆中运行3年得到的乏燃料组成的, 用的是锆-4合金包壳。在4个燃料组件是铸型铁内衬材料支撑起来的, 整个包装容器是由铜包壳保护起来的。

2.2 模拟计算

首先, 本文应用了MCBurn对富集度为3.5%的初装燃料进行循环燃耗计算;然后通过ORIGEN2.0这个软件模拟各种核素的质量随着时间的变化;最后应用了MCNP5计算了随着时间的增加, 包装容器keff值的变化趋势, 并且进行不同体积的水对keff值的敏性分析。

2.2.1 MCBurn燃耗计算

为了提高乏燃料包装容器临界计算的精准性, 本文从富集度为3.5%的初装燃料开始模拟。MCBurn是由MCNP5和ORIGEN2.0耦合的软件, 可以进行不同堆芯的燃耗计算。由于压水堆的结构统一、比较均匀, 并且MCNP5中核素的质量都是相对质量, 所以在MCBurn中可以计算一个栅元来得到整个组件的燃耗情况。在图2中, 红色的部分是燃料棒, 蓝色的部分为氦气, 黄色的部分为锆-4合金包壳, 绿色的部分为渗入到包装容器中的水。通过MCBurn进行的循环燃耗计算, 本研究可以得出反应堆运行三年以后, 乏燃料的组成情况。从图3中可以看出, 乏燃料中238U的质量是最大的。然后235U、236U和239Pu都在乏燃料中占有很大的份额, 这对本文后面的衰变研究提供了重要的依据。

2.2.2 Origen2.0衰变计算

由于KBS系统是一个10万年以上的工程, 所以本研究需要研究其在长期衰变的过程中乏燃料的变化情况。本文通过Origen2.0这个软件, 来计算一个组件中不同核素质量随着时间的变化趋势。从表1数据可以看出:235U和236U是在衰变初期是基本保持不变的, 随着时间的增加235U的质量缓慢地增加, 而239Pu和240Pu的质量是相反的趋势, 从图4可以得出239Pu可以衰变成235U从而进一步证明了实验的准确性。

2.2.3 应用MCNP5进行乏燃料包装容器的临界计算

本研究假设了一种极端的情况, 由于地质环境的变化、地下岩层的挤压和水中氧化性组分含量增高从而腐蚀乏燃料包装容器组件。当包装容器组件破损时, 地下水进入燃料组件空隙, 乏燃料中的可裂变材料 (239Pu、233U等) 发生链式裂变反应。本研究通过MCNP5模拟包装容器中一个组件在中子全反射的条件下计算了其keff随着时间的变化趋势, 并且进行了keff变化趋势对水体积的敏性分析, 如图5所示。从图中可以得出, 包装容器组件的keff值有一个先上升最后缓慢下降的趋势, 这是由于235U的相对质量在乏燃料中的质量份额所决定的。同时, 还可以看出随着水体积的减小, 水下降相同的体积, keff的下降越明显。本文中计算出来keff的最大值为0.9027, 误差在0.735%左右。这是由于本文没有考虑地质层中岩石的放射性对整个处置库系统的影响, 把组件设置成中子全反射的情况下, 以及没有考虑地下水中的成分组成, 因此会对本次计算造成一定的偏差。但总体的趋势是正确的, 有一定的参考价值。

3 结论

本文通过基于KBS-3系统包装容器破损浸入水的极端情况, 应用了蒙特卡洛方法进行模拟分析计算, 得出包装容器在发生破损事故中, keff都会有一个先上升后下降的趋势, 这是由于239Pu可以通过一系列的衰变成235U, 因此235U在核素中的份额会变大。由于本文中组件设计了全反射的极端情况并且没有考虑处置库埋藏的地质情况, 所以组件的keff值最大为0.9027会存在一定的误差。随着水体积的减少, keff的数值下降。当水的体积越小时, keff的变化趋势越明显。通过计算乏燃料包装容器组件的keff值, 我们可以得出包装容器在浸入水的条件下是安全的。

参考文献

[1]顾忠茂.我国先进核燃料循环技术发展战略的一些思考[J].核化学与放射化学, 2006.

黎明临界篇5

树林在创造神奇的新绿，花儿在涂抹身上的雨露!土壤也在使劲的呼吸，疏松身上的尘封!是一屡红尘的掩埋，还是黎明的耀眼?

即使在等待，时间也是障碍!

黎明的锋芒就在跨越，跨越心灵临界。

不要在保守你阴郁的“法典”，当小小的快乐戳穿你心头的阴霾时，黎明的瞬间冲动会洗刷你的不愉!太阳总是以微笑示人，不管多么不愉悦，时间不会驻足等候!放下杂念，一起奔跑黎明临界!

花要开，人要走，

等待等待，不要等着失败!收敛起你的慢动作，加强节奏

善良的太阳是不会丢下谁不管的，刺眼的点滴默默的在心中累计成长的花絮!曾一度的以为沉默是金，其实不然，当懂得跳跃生命的临界时候，你已经懂得了生活!

发送一封抵达黎明希望的邮件，让黎明的雨露去诠释天宇的纯净!让明镜照亮前进的磕磕绊绊未知的路径，需要黎明的指引。抱准心中的那个指南针，我们要不改变方向的追逐!

今天想做什么，比昨天多什么?

在乎今天的黎明有多么美好!临界的终结，预示开始的起点!

是谁离开的邂逅，还是回眸的起航!

一念

一点

一抹冲刺的喜泪，扑头盖脸的鼓动着你冲刺!

临界与极值篇6

极值问题则是在满足一定的条件下，某物理量出现极大值或极小值的情况. 临界问题往往和极值问题联系在一起，通常具有一定的隐蔽性，解决此类问题重在培养阅读能力、理解能力，要能迅速抓住题目中的要点，特别是关键词语的理解，挖掘隐含条件，排除干扰因素，形成清晰的物理情景，分析清楚物理过程，从而找出临界条件或达到极值的条件.

一、受力的临界值

这是由于力的特殊界定而导致的临界情况. 如有最大静摩擦力、最大弹性限度，绳子会有最大承受的拉力，杆、环或弹簧上的弹力方向会发生变化等.

例1 如图1所示，用绳[AC]和[BC]吊起一重物，绳与竖直方向夹角分别为30°和60°，[AC]绳能承受的最大拉力为150N，而[BC]绳能承受的最大拉力为100N，求物体的最大重力.

解析以重物为研究对象，画受力如图2，静止时其加速度为零，据牛顿第二定律，有

[∑Fx=FACsin300-FBCsin600=0∑Fy=FACcos300+FBCcos600-G=0]

可知[FAC=3FBC]

当[FBC=100N]时[FAC=1003N]，[AC]绳将断

而[FAC=1003N]时，[FAC=86.6N]＜100N

将上述条件代入，解得[G=]173.32N

所以重物的最大重力不能超过173.2N.

点拨一般两绳不会同时达到能承受的最大拉力，这时就要确定使其中一根绳达到最大拉力的情况是哪一种，据此得到物体的最大重力.

二、加速度的临界值

这是由于加速度而导致的临界情况. 加速度由力提供，加速度达到一定值时，受力可能会发生变化.

例2 如图3所示，细线的一端固定于倾角为45°的光滑楔形滑块[A]的顶端[P]处，另一端拴一个质量为[m]的小球. 当滑块以[2g]的加速度向左运动时，线中的拉力[FT]等于多少？

解析取临界情况，当小球和斜面接触而不挤压，两者之间无压力时，设滑块的加速度为[a0]，此时小球受力如图4-甲，有

[∑Fx=FTcos45°=ma0 ∑Fy=FTsin45°-mg=0]

解得[a0=g]

滑块[A]的加速度[a=2g>a0]，小球将飘离滑块[A]，其受力如图4-乙所示，设线和竖直方向成[α]角，对小球，在水平方向和竖直方向列方程，有

[∑Fx=FTsinα=ma ∑Fy=FT cosα-mg=0]

解得[FT =ma2+mg2=5mg]

点拨除此之外，如转动中角速度增大，也会引起受力及向心加速度、向心力的变化. 在运动学问题中同样也可以出现加速度的临界或极值情况.

三、速度的临界值

这是由于速度而导致的临界情况. 速度达到一定值时，受力可能会发生变化.

例3 如图5所示，一个质量为[m]的圆环套在一根固定的水平长[图5] 直杆上，环与杆的动摩擦因数为[μ]. 现给环一个向右的初速度[v0]，同时对环施加一个竖直向上的作用力[F]，并使[F]的大小随[v]的大小变化，两者关系为[F=kv]，其中[k]为常数，则环运动过程中的速度图象可能是选项中的哪一个?

解析 ①假设圆环在运动中的临界速度为[u]，受力如图6-甲所示，有

[∑Fx=ma∑Fy=F-mg=0Ff=μFN=0]，得[a=0,u=mgk]，环匀速运动，选项A对.

②如果环运动的速度较小，[v

[∑Fx=Ff=ma∑Fy=FN+F-mg=0Ff=μFN]

得[a=μ(F+mg)m=μ(kv+mg）m]，做加速度增大的减速运动，最后速度为0，选项B对.

③如果环运动的速度较大，[v>u=mgk]，则力[F]较大，环受力如图6-丙所示，有

[∑Fx=Ff=ma∑Fy=F-FN-mg=0Ff=μFN]

加速度为[a=μ(F-mg)m=μ(kv-mg）m]，做加速度减小的减速运动，最后速度不为0，为临界速度[u=mgk]，选项D对.

答案 ABD

拓展临界、极值情况出现在物理情景的转折点或终极点，一般受力、加速度、速度的临界点，是相互关联的，可能同时出现.

四、合成中的极值

小船渡河是运动的合成与分解问题. 小船在有一定流速的水中过河时，参与了两个方向的分运动，即随水流的运动（水冲船的运动）和船相对水的运动（即在静水中船的运动），船的实际运动是合运动. 设水流的运动为[v1]，船相对水的运动为[v2].

1．渡河时间最短：在河宽、船速一定时，一般情况下，渡河时[t=dv2sinθ]. 显然，如图7-甲所示，当[θ=90°]时，即船头的指向与河岸垂直，渡河时间最短为[tmin=dv2].

2．位移最小：

①若[v2>v1]，船头偏向上游，使得合速度垂直于河岸，最小位移为河宽，偏离上游的角度为[cosθ=v1v2]，如图7-乙所示.

②若[v2

例4 河宽[d＝]60m，水流速度[v1=]6m/s，小船在静水中的速度[v2=]3m/s. 求：

（1）要使它渡河的时间最短，则小船应如何渡河？最短时间是多少？

（2）要使它渡河的航程最短，则小船应如何渡河？最短航程是多少？

解析（1）要使小船渡河时间最短，则船头应垂直河岸渡河，渡河的最短时间

[t=dυ2=6030s=20s]

（2）渡河航程最短有两种情况：

①船速[v2]大于水流速度[v1]时，即[v2]>[v1]时，合速度[v]与河岸垂直时，最短航程就是河宽.

②船速[v2]小于水流速度[v1]时，即[v2]<[v1]时，合速度[v]不可能与河岸垂直，只有当合速度[v]方向越接近垂直河岸方向，航程越短. 可由几何方法求得，即以[v1]的末端为圆心，以[v2]的长度为半径作圆，从[v1]的始端作此圆的切线，该切线方向即为最短航程的方向，如图8所示.

设航程最短时，船头应偏向上游河岸与河岸成[θ]角，则

[cosθ=v2v1=36=12]，[θ=60°]

最短行程[s=dcosθ=120m]

即小船的船头与上游河岸成60°时，渡河的最短航程为120m.

临界安全篇7

目前, 我国火电机组正在快速向大容量、超及超超临界高参数等级发展。为了节省投资、节能降耗、降低运行成本, 国电建投内蒙古能源有限公司布连电厂一期工程 (以下简称布连电厂) 创新性采用的主要辅机单列布置机组于近年成功投产, 开创了国内首家300MW及以上机组采用辅机单列布置方式的先河, 也是目前世界上采用此方式容量最大、参数最高的机组。此布置方式进一步提升了国内装备制造业的制造水平和电力设计单位的系统设计能力。

1布连电厂超超临界机组辅机系统概述

布连电厂一期工程设计为2*660MW超超临界燃煤空冷机组, 设计参数为27MPa、600℃、600℃。项目于2010年7月开工建设, 两台机组分别于2013年1月、6月投产发电。该机组的增压风机、引风机、送风机、一次风机、空预器、汽动给水泵等均采用单列布置 (详见图1) 。与辅机双列布置相比, 单列布置方式转机设备减少一半、取消了各类风烟挡板、系统简化、控制调节简单、运行中不存在双侧风烟系统抢风 (烟) 问题, 提高了机组调节的快速性。

2单列辅机运行情况

布连电厂660MW超超临界燃煤空冷机组于2013年1月、7月投产至今运行安全稳定, 辅机设备调节快速, 在机组负荷较低时可以灵活地退投增压风机达到较好的节能效果;日常运行中设备故障点少、维护量小;停机检修工作量小、检修费用低, 取得了较明显的降低运行费用、设备检修维护费用的效果。

3单列布置辅机稳定性、安全性综述

主要辅机采用了单列配置以后, 影响最大的是单台设备的稳定性和安全性对机组的影响。因此, 要提高辅机单列机组的稳定性和安全性, 就要全过程、全面地注重和提升单列辅机设备及系统的稳定性、安全性。主要包括:系统设计方面、设备供货方面、安装方面、调试方面以及运行维护方面。

4单列布置辅机稳定性、安全性设计控制要点

4.1系统设计控制要点 (1) 取消单列风机的风烟挡板及联络挡板, 减少故障点。 (2) 增压风机考虑设计50%旁路, 系统设计增压风机RB功能。 (3) 增压风机系统 (含旁路) 控制设计在主机DCS中。 (4) 为减少单列布置后一次风、二次风在系统中分配不均, 在左右侧风道要设计调节挡板并进行动力场均流试验。 (5) 现场取消就地油站控制系统, 全部采用远方DCS监控。 (6) 单列辅机设备就地增加控制测点 (如增加回油温度) , 配置冗余测点 (如振动、失速、油压、油温、油位等) 。 (7) 对辅机电源进行A、B段负荷分配优化, 避免一段负荷过大影响全厂高低压电源系统。 (8) 辅机油泵MCC中配置“抗晃电”功能, 在电压短时突降, 致使交流接触器释放时, 测控单元的输出控制接点10秒内闭锁不断开, 电源恢复后, 可维持电动机运行, 不进行重新启动过程。 (9) 控制DCS控制器负荷率在较低水平, 将重要辅机合理配置在几对DPU中。 (10) 失速装置宜采取防堵反吹装置。

4.2设备供货控制要点 (1) 选择目前投运机组中运行比较稳定的辅机厂商产品, 有针对性地研发适合本项目特点的辅机设备。 (2) 重视辅机设备的配套辅机产品质量, 如风机的油站、风机的电机、仪控设备等。要选用质量稳定、设计合理、检修维护方便的产品。 (3) 合理选择辅机进口产品范围。如在风机供货中选择进口范围为:风机转子、油站系统、动叶执行机构、失速测量装置、振动测量装置等。 (4) 出厂前应该完成转动试验及其他合同约定的检查、监造及试验项目 (空预器除外) 。 (5) 同类型设备及配件宜统一。

5单列布置辅机稳定性、安全性安装及调试控制要点

5.1安装控制要点 (1) 风机基座严格按照设计要求施工, 做好减震施工、找中心等工作。 (2) 油管路必须连接牢固、布置合理, 无静态及冲压动态下持续受力情况存在, 无弯头不顺畅情况存在, 在方便检修隔离的情况下尽量减少法兰连接。对于引接入风机内部的油管路接口, 可以视情况予以焊死。 (3) 仪控设备要采取防碰撞和防震动措施。如:失速探头、鉴相探头等应设计安装防震取样架。 (4) 要做好动叶执行机构连杆、球形链接头的防退措施及全行程对中工作, 避免退杆或者部分点位蹩力。 (5) 油站附近电缆及槽盒应与油站保持安全距离并采取防火封堵措施, 采取防踩踏和碰撞措施。 (6) 高压动力电缆施工中要注意工艺质量控制, 不出现绝缘层划伤、接线盒及接线头部弯曲弧度大等情况, 认真做好隐蔽验收。 (7) 应检查电动机出线盒压接是否会出现在启动时、电缆磁力作用下与出线孔摩擦的情况, 并检查其有合理的裕量及规范的压接工艺。 (8) 检查空预器内吹灰器支架, 采取加固措施, 防止运行中脱落。 (9) 检查风机入口吸风口防护罩的安装质量及环境, 避免运行中脱落。

5.2调试控制要点 (1) 避免出现单点保护, 在逻辑中采取辅助判断。如:重要辅机 (送风机、引风机、一次风机、增压风机) 跳闸信号选取辅机运行状态信号、电流信号<10%及SOE信号进行三取二逻辑判断, 避免因误动造成机组非停。 (2) 组态中增加重要信号 (如油压、液位、振动、轴承温度等) 的报警设置。 (3) 单体调试及分系统调试中确保所有的保护装置100%投入、所有测点100%投入, 且逻辑传动正确。

6单列布置辅机稳定性、安全性运行维护控制要点

(1) 要认真执行设备定期试验制度, 如定期开展油品化验、定期开展马达切换。 (2) 机组停机期间要全面检查二次接线, 避免出现松脱或者接触不良。 (3) 加大高压电缆及高压动力设备技术监督工作, 增加耐压试验频次, 宜每次停机都进行耐压试验及绝缘检测。 (4) 做好油站在线检修方案及措施, 当油站冷油器、油泵及其他辅助设施出现异常时可以进行检修, 避免单列设备因辅助设备问题引起非停。 (5) 制定单列辅机设备定期检修维护计划, 并开展运行巡检、检修点检和现场抽检工作, 制定点检表, 详细确定点检项目、指标和细节。

7结论

辅机单列布置方式的机组在我国属于首创, 无论是设计、供货还是安装和运行维护都是一个全新课题, 各个环节都要给予重视, 采取针对性的措施, 以便提高单列辅机的稳定性安全性。布连电厂做为国内首台套单列布置方式的大参数机组, 经过全过程控制摸索出了一些参考经验, 机组达到了比较稳定的运行状态。因为投运时间还不太长, 还有一些问题未完全暴露, 如何保持长周期安全稳定运行还需要继续摸索和总结。

参考文献

[1]况波, 段宗周.600MW等级机组主要辅机单列配置方案探讨[J].电力勘测设计, 2012 (03) .

[2]刘鹤忠.锅炉单列辅机配置在600MW级机组运用探讨[J].电力勘测设计, 2011 (03) .

临界安全篇8

邹县电厂#7机组1000MW锅炉是东方锅炉股份有限公司设计制造的高效超超临界参数变压直流炉, 型号:DG3000/26.15-Ⅱ1型, 于2006年12月投产, 为国内首批投产的超超临界百万千瓦机组。该时期锅炉基本采用蒸汽吹灰系统, 利用一定压力和干度的蒸汽, 通过吹灰器对受热面进行积灰和结渣的清扫。

邹县#7锅炉吹灰汽源设计取自高温过热器进口连接管, 在B-MCR工况下此处的蒸汽压力为26.5MPa, 温度为538℃, 减压阀后压力为2MPa~3MPa, 温度250~350℃。因减压阀前后差压高达20MPa以上, 减压阀前焊缝承受较大的拉应力, 同时因减压站投停及减压阀开关频繁, 减压阀前焊缝同时承受较强的交变应力。因此在机组运行中减压阀前焊缝易发生裂纹问题。#7炉投产以来, 吹灰汽源减压阀前焊缝多次发生过裂纹问题, 修补后的焊缝随运行时间的延长会发生再次裂纹, 因该处焊缝为异种钢焊接, 频繁的修复、热处理影响该部位焊缝的安全运行, 并且因过热蒸汽压力高达26.5MPa, 运行中炉外高温高压蒸汽泄漏, 处理过程不得不降低机组负荷并采取带压堵漏的办法, 严重威胁人身安全, 并且采用未做功的过热蒸汽减温减压后作为吹灰蒸汽, 也影响机组经济性。

2 锅炉吹灰汽源采取的优化措施

鉴于上述原因, 对1000MW锅炉吹灰汽源的安全性进行研究并采取优化措施。通过调研目前国内投产的部分百万千瓦机组, 有直接采用再热蒸汽作为吹灰汽源的运行经验, 也有部分机组投运后将汽源由主蒸汽改为再热蒸汽。对于采用压力较低的再热蒸汽作为吹灰汽源, 着重以从节能的角度考虑和以“保障人身安全”为选取原则。在机组运行中, 吹灰器需要根据锅炉的运行情况定期投入, 整个吹灰系统布置于炉外, 提高炉外承压部件的安全可靠性对于保证人身安全至关重要。同时汽源的选取还必须保证吹灰蒸汽的压力、温度、流量参数, 才能保证吹灰器的安全运行, 即吹灰器枪管不被烧损, 且在达到吹灰效果的同时不对受热面造成过度吹损。在调研过程中发现部分采用低再入口蒸汽作为吹灰汽源的机组出现屏过区域吹灰器多支烧损的现象, 分析主要原因为百万机组炉膛宽, 吹灰器长度过长, 屏过区域炉膛温度高, 吹灰器管材质量达不到设计要求, 同时吹灰气源虽能保证吹灰器的压力、温度要求, 但由于吹灰流量不能保证导致吹灰器烧损。

对邹县电厂1000MW锅炉再热器系统原设计参数与实际运行中各符合段锅炉再热器有关运行参数进行综合分析, 按吹灰蒸汽过热度大于100℃的要求, 低温再热器入口汽温346℃略偏低。低温再热器出口蒸汽温度在500℃以上, 与原汽源温度基本相同, 能满足吹灰器的要求。低温再热器出口蒸汽压力 (60%~100%额定负荷) 基本在2.7MPa~4.5MPa, 能满足吹灰器的参数要求。

因此决定将#7炉吹灰汽源由高温过热器入口优化为低温再热器出口管道, 接口位置确定在低温再热器出口混合集箱至高温再热器入口混合集箱导汽管, 开孔位置在导汽管 (炉后) 正侧面。这样改动后保持蒸汽温度基本不变 (即不降低蒸汽的过热度) , 汽源压力降低80%, 减小减压阀前焊缝应力, 提高了吹灰汽源的安全性, 从而保障人身安全。从再热器减温水引一路水源作为吹灰蒸汽减温水。

因再热蒸汽压力较过热蒸汽低, 为保证低负荷时段长伸缩吹灰器的正常投运, 按照双减压站进行设计, 在炉左和炉右对称位置各布置一套减压站。炉左减压站供左侧长吹和炉膛短吹汽源, 炉右减压站供右侧长吹、空预器、GGH、脱硝吹灰汽源。同时为减小吹灰汽源管道阻力损失, 保证吹灰流量, 按照保证单台吹灰器安全运行的蒸汽流量进行核算, 将减压站前汽源管道通流面积增大, 管道规格由Φ114×24改为Φ133×10, 同时将增加流量测点并引入DCS, 以便对每只吹灰器的流量进行监测, 防止流量低造成吹灰器烧损。

3 锅炉吹灰器改造后效果

吹灰汽源改造完毕后, 适当提高了屏过区域吹灰压力和流量, 并根据各负荷段压力, 规定650MW以上投运高过、高再区域吹灰器。800MW以上方可投运屏过区域吹灰器, 并连续监视吹灰流量, 有效防止吹灰器烧损。

吹灰汽源改造一年运行后, 未发生吹灰汽源减压阀前焊缝漏气现象, 并且屏过区域吹灰器未发生烧损现象, 停炉后对炉内受热面检查, 仅有少量积灰现象。2015年同样对#8炉吹灰气源进行了改造, 目前运行良好。

对于原设计采用过热蒸汽作为吹灰汽源的超超临界百万千瓦机组锅炉, 将汽源优化改移至低温再热器出口, 保持蒸汽温度基本不变 (首先保证吹灰蒸汽的过热度) 。汽源压力降低80%, 通过双减压站设计、分区域供汽、缩短汽源管路长度、增大管路通流面积等措施保证吹灰器进汽压力和流量。在保证吹灰器进汽参数符合要求的前提下, 减小减压阀前后压差, 提高减压阀及前部管道的安全性, 消除炉外吹灰汽源管道泄漏隐患, 提高了工作人员的安全性。同时提高了机组的经济性。为同类型超超临界百万千瓦机组吹灰汽源的优化和初始设计提供了安全性方面的借鉴。

摘要：超超临界机组吹灰气源取自高压汽源, 运行中发生泄漏后, 威胁人员设备安全, 并且影响机组经济性, 通过调研同类型机组和参数, 将吹灰汽源改为低再出口, 保证吹灰参摄, 消除炉外吹灰汽源管道泄漏隐患, 提高机组的经济性。为超超临界百万千瓦机组吹灰汽源的优化和初始设计提供了安全性方面的借鉴。

关键词：吹灰汽源,过热器,裂纹

参考文献

临界安全篇9

为了节能和环保, 我国目前正在批量投运600 MW超临界和1 000MW超超临界火力发电机组。超临界和超超临界锅炉的主汽温度和再热汽温为570℃和605℃/603℃, 比亚临界锅炉提高了30℃到65℃。由于存在热偏差, 过热器再热器偏差管的出口汽温比平均温度高20～40℃, 达到590～610℃ (超临界) 及625～645℃ (超超临界) 。而其炉内壁温又要比汽温高10～30℃, 可能达到600～620℃ (超临界) 及650～660℃ (超超临界) 。在这样高的温度下, 耐热钢材的使用极限受到3方面的限制, 即超温、管外烟气侧腐蚀和管内生成氧化垢速度过高。按ASME规范, 各种耐高温钢材管外腐蚀的温度限值是:

T91——————————650℃

TP347H;Super304H——700℃

HR3C—————————750℃

但是耐热钢材在管内允许氧化速率方面的温度限值要低很多。目前还没有各种耐高温钢材的管内氧化垢生成速度与管壁温度等因素的准确计算公式, 也没有系统地积累大容量锅炉过热器再热器管子炉内壁温的数据。随着国内外超临界锅炉实践经验的增加, 目前普遍认为一些耐高温钢材在控制管内氧化速率方面的温度限值是:

T91——————610～620℃

TP347H;——————630℃

Super304H;HR3C——650℃

如果超过上述温度, 管内氧化垢的生成速度将以指数方程的关系提高。另外, 在超过550～600℃的高温下, 耐高温钢材的许用应力随温度的升高而下降的趋势加剧 (见图1) 。钢材的壁温如超过蠕变或持久强度的容许温度限值10℃, 其使用寿命将缩短40%以上。因此超临界和超超临界锅炉安全运行的关键在于控制过热器和再热器的温度工况。

2 超临界锅炉在运行中应监测过热器再热器的炉内管子壁温

在电厂中各段高温管屏管子的规格和材料已经确定, 保证锅炉安全和经济运行的手段主要是通过各种运行上的措施使管子的炉内壁温不超过设计限值。这些措施包括:

(1) 炉膛中的结渣不太多而使各段受热面的烟温过度升高;

(2) 最后二级减温器的喷水量不太多而使喷水上游各段受热面的汽温过度升高;

(3) 调整燃烧工况, 尽量减小热偏差 (即温度偏差) 。

控制炉渣及喷水量是电厂运行人员都能做到的。调整燃烧则由于牵涉锅炉沿宽度的烟气侧吸热偏差和蒸汽侧流量偏差, 以及同片各管的吸热和蒸汽流量偏差, 情况比较复杂, 而且各台锅炉的设计不同, 所以运行人员单凭常规的运行参数难以监测和控制管子的炉内壁温。

造成温度偏差的因素有2方面。一个是设计因素;另一个是运行因素。前者表现为沿宽度各片屏的蒸汽流量的不均匀及同屏各管的流量及吸热量的不均匀。而后者可以采用调整燃烧工况, 优化运行的措施使温度偏差减小。例如引进型300MW切向燃烧锅炉的末级过热器和再热器的宽度吸热偏差系数Kr值通常为1.3～1.4, 而谏壁电厂通过精心调整燃烧工况, 将高温再热器的Kr值控制在1.2以内。而Kr=1.2正好是高温再热器超温与不超温的分界线。

在我国有不少引进型的和进口的大容量电站锅炉都因热偏差太大而发生超温爆管事故。因此, 在运行中控制吸热偏差是至关重要的。

3 采用过热器再热器炉内壁温在线监测系统保障超临界锅炉的安全运行

常州电厂1、2号炉是哈尔滨锅炉厂引进英巴公司技术的前后墙燃烧方式的600MW超临界锅炉。该锅炉在BMCR工况下的主蒸汽参数为:25.4MPa/571℃, 再热蒸汽参数为4.19MPa/569℃。主要燃料为低灰融点的神华煤。前后墙各布置有4层LNASB燃烧器 (低NOx轴向旋流燃烧器) , 每层5只, 共20只燃烧器 (最上层为OFA燃烧器) 。再热汽温采用挡板调温方式, 后烟道前部为低温再热器, 后部为低温过热器。过热器再热器受热面布置的特点是:

(1) 不设分隔屏过热器, 炉膛上部折烟角前方布置屏式过热器;

(2) 水平烟道沿烟气流程依次布置末级过热器和高温再热器;

(3) 低温再热器与高温再热器管子直接连接, 不设中间混合集箱;

(4) 屏式过热器和末级过热器每片管屏的管子先与各自的进出口小集箱连接, 小集箱再与进出口汇总集箱连接。除了2、3根外圈管外, 在进口小集箱与管子的连接部位, 集箱上开不等口径的孔 (小于管子内径) 作为节流圈。再热器同片10根管子的第2～9管的进口也在进口集箱上开小于管子内径的孔作为节流圈。这些节流圈的作用是调节同片各管的流量偏差以减小同片热偏差;

(5) 屏式过热器同屏有28根管子。设计上为了避免屏间结渣搭桥 (屏间节距为690mm) , 第1～15管的下部水平段用不锈钢扁钢焊成膜式受热面。

屏过、末过、高再所用的最高档耐温材料为T91和TP347H。电厂对管组进行核算后发现, 如运行热偏差增大, 这3个管组都容易发生超温, 因此决定采用过热器再热器安全性在线监测专家系统来监测这3个管组以及低温再热器的热偏差和管子炉内壁温。如发现超温则进行燃烧调整, 控制各级管组的炉内壁温在安全的范围内。

锅炉高温管屏安全性在线监测系统的工作原理是利用对SIS系统中锅炉的主要运行参数和所装设的炉外壁温 (测量的实际上是管内的汽温) 测点的实时数据, 实时计算各级过热器再热器的热偏差系数和所有管子沿长度的炉内汽温、壁温和寿命损耗。

监测系统中, 炉内壁温计算数学模型的准确性是关键, 如果炉内壁温计算准确性不高, 超温判断、管子寿命监测和监测系统的其他功能均无从谈起。

4 第3代在线监测系统的功能和对600MW超临界锅炉安全运行所起的作用

常州电厂1号炉所采用的锅炉高温管屏安全性在线监测系统已在4台亚临界300MW锅炉上得到成功的应用, 其数学模型已经在20多台300～600MW引进型和进口亚临界锅炉的超温爆管改造、设计改进和炉内壁温核算等多方面取得了良好的业绩。其准确性和显示精度经过了广泛和严格的考验, 并在电厂进行了为期1年的大型试验验证。该系统经过不断的开发改进, 目前在常州电厂1号炉上应用的是其第3代产品。第3代产品针对超临界锅炉具有下列一些功能:

(1) 1分钟1次显示各监测管组所有管子沿长度各点的炉内壁温和寿命损耗, 每根管子显示5～7点的壁温和汽温。4个管组19 090个监测点, 每分钟共显示57 000多个数据, 如有超温则会报警;

(2) 优化运行。系统实时计算并比较各监测管组的吸热偏差系数, 筛选出吸热偏差最小的运行工况, 记录并可打印出来, 供运行人员作为优化运行的依据和参考;

(3) 显示偏差屏的烟温偏差。烟温偏差是运行人员判断热偏差大小的主要依据。但是常规的炉膛出口烟温测点只从两侧炉墙伸入1～2m, 并未达到偏差屏的位置, 而且在10多米的高度上只有1组测点, 缺少代表性。即便采用红外烟温测量方法也有类似的问题。在线监测系统可以实时计算出偏差屏的吸热偏差系数, 直接得出代表整个偏差屏的烟温偏差值。这样得出的烟温偏差不但能有针对性地代表整个偏差屏的吸热偏差, 而且对运行人员来说仍保留了一个熟悉的运行指标;

(4) 超温统计。对超温部位、超温时段和最高超温值的统计、记录和显示;

(5) 历史数据的查询。便于作深入的分析;

(6) 中间点温度及其变化速率的显示。可使运行人员随时了解中间点的拟过热温度, 保持锅炉运行工况的稳定。当发生煤水比失调 (注:煤水比失调会发生短时间蒸汽温度大幅度超过额定值而使几级过热器受热面管子受损) 等突发性扰动时可马上报警, 防止事故的扩大;

(7) 受热面结渣的分析。受热面结渣过多时报警, 防止发生大块结渣掉落的大事故;

(8) 自动定期生成各种分析报表, 供电厂领导层随时了解锅炉运行情况。

在线监测系统的界面主页见图2。

主页上所显示的屏过、末过、高再和低再4个管组沿宽度的温度棒状图是各片屏中最高的管子汽温和炉内壁温。从主页开始可以进入各监测管组的各屏间温度分布、同屏各管温度分布, 各段管子及集箱、分离器的剩余寿命、历史情况查询、超温统计和超温时间详情和优化运行等页面。同时还附有各监测管组的管屏结构简图及所用各段管子的钢材和规格。在主页上还显示锅炉当时的主要运行参数、烟温偏差、优化运行、结渣指标、中间点温度变化速率, 以及各监测管组的当前最高壁温和最大寿命损耗等主要监测参数。

在线监测系统的确发挥了极其重要的作用。主要表现在:

(1) 减少了高再和末过的超温频次。在2007年5月份, 高温再热器曾发生128次共103小时的超温工况。当运行人员熟悉了监测系统以后, 根据监测系统超温统计、超温详情及优化运行的指导调整燃烧工况, 使得6月份的超温次数和超温时间减少到19次共10小时, 7月份的超温时间更少 (见图3) 。从图3可以看出, 优化运行前左侧的热负荷很大, 靠左侧墙的管屏超温;燃烧调整后将靠左侧墙区域的热负荷降低后就不超温了。

(2) 有利于状态检修。可使检修人员了解高温管组中哪些部位的炉内壁温较高, 可以作为重点检修的依据;

(3) 使管子寿命监测得以实现。在线监测系统所计算的寿命损耗和残余寿命结合锅炉检修期间的离线检查, 可以更科学地建立电厂的高温部件寿命管理档案;

(4) 促进实现电厂高科技管理。电厂的各级领导可以随时打开监测系统的页面了解锅炉的实时运行情况。

5 结语

(1) 高参数大容量电厂锅炉通常利用DCS系统的CRT显示屏监视过热器再热器的炉外壁温温度工况。实际上这种炉外壁温是所测管子内的蒸汽温度。通常运行人员按这种温度加30～100℃来推算炉内壁温, 这种方法对超临界锅炉来说是不足取的。原因在于各个管组 (例如过热器与再热器) 、各个部位 (例如管子出口与前下部) 的壁温与管子出口汽温之间的温度差是差别很大的, 无法有一个统一的温差值。利用CRT显示还有一个缺点是没有超温的统计。不打印则没有超温记录;打印数据时超温和不超温的数据全部打印出来, 没有区别和重点。高精度炉内壁温在线监测技术的成熟使电厂运行人员能够随时了解是否有超温情况、超温的部位及超温的幅度, 使电厂做到状态检修、寿命管理和高科技管理, 同时也是一种电厂的反事故措施;

(2) 采用在线监测系统的关键是其炉内壁温在线计算数学模型的精度。反观许多进口的大容量锅炉就是由于设计计算有缺陷而导致超温爆管事故;

(3) 高精度的在线监测系统能够防止过热器再热器超温爆管, 优化运行, 在运行中减小热偏差和延长高温管屏的使用寿命。对超临界锅炉的运行安全性和经济性都有很大的意义。监测系统还能够查出过热器再热器设计上的问题, 为结构改进提供依据;

(4) 在锅炉高温管屏安全性在线监测系统中, 炉内19 090个监测点所对应的19 090段炉内管段都被赋予了一个超温函数, 所以每1个管段的超温值随时跟随锅炉当前运行的温度和压力变化, 而不是原来概念上的什么材料对应一个固定超温温度, 这对电厂超临界锅炉的运行提出了一个新的管理理念。

参考文献

[1]孙建.超临界压力锅炉的过热器、再热器热偏差问题探讨[J].锅炉技术, 2006, 37 (5) :48-51.

临界安全篇10

近年来在大容量火力发电机组中, 为提高机组的运行经济性, 通常采用汽动给水泵 (简称汽泵) 作为运行泵。同时为了满足机组启动灵活的要求, 通常配有电动给水泵组 (简称电泵) 。采用电泵作为备用泵的优点是不因汽泵的故障而影响机组保持在高负荷下可靠运行, 但缺点是大大增加了初投资。

贵州华电桐梓发电有限公司 (简称桐梓公司) 2×600 MW超临界机组给水系统配置采用2×50%容量的汽泵和1×30%容量的定速电泵。本文针对无电泵启停运行方式的可行性和经济性分析, 旨在建议采用无电泵启停模式的可行, 提高机组运行可靠性和灵活性, 并为二期火电项目拟计划取消电泵做出分析和探索。

2给水泵汽机汽源配置

桐梓公司给水泵汽轮机采用典型的三路汽源配置:一路来自再热冷段蒸汽的高压汽源, 另一路来自四段抽汽的低压汽源, 再一路来自辅助蒸汽系统的调试汽源。辅助蒸汽汽源能满足一台给水泵汽轮机调试用汽需要, 经过改进也可使机组带一定负荷, 从而实现机组无电泵启停[1], 而高压汽源在机组低负荷或给水泵高出力时投入使用。

3汽泵启动/备用汽源采用辅助蒸汽的可行性分析

3.1 各种汽源作为驱动给水泵汽轮机可行性分析

在30%THA～VWO各工况间, 各种汽源的参数如表1所示。比较表中三种可能的汽源参数, 可见辅助蒸汽系统的设计参数与主机抽汽参数 (即汽泵的低压蒸汽参数) 最为匹配, 能有效的避免汽源切换时的扰动;仅就蒸汽流量方面稍差一些, 机组启动时间会稍长, 因此, 辅助蒸汽系统的参数和容量均能够满足给水泵汽轮机的使用要求。

桐梓公司的辅助蒸汽系统设计为两台机组公用, 且互为备用;机组的冷再汽源和四抽汽源均能向辅助蒸汽系统供汽, #1机组的辅助蒸汽可由启动锅炉汽源来汽, 因而采用辅助汽源具有很高的可靠性。

3.2 锅炉蒸汽吹管单独采用汽泵供水的可行性分析

火电机组锅炉安装完毕后, 首次启动前, 必须对主、再热蒸汽管道进行吹洗管路。

根据其他600 MW超临界机组经验, 超临界直流锅炉吹管蒸汽参数一般是:汽水分离器压力6.3 MPa, 主蒸汽温度450 ℃, 主汽流量900 t/h～1 000 t/h。在辅助汽源充足的情况下, 采用一台50%容量的汽泵满负荷运行, 可以满足吹管时的供水要求。

采用汽泵供水的优点有:操作简单, 供水可直接输入给水泵汽轮机转速控制指令, 保持给水流量稳定, 安全性和经济性均高于汽泵、电泵联合供水。

3.3 锅炉吹管辅助汽源供汽的可行性分析

当第一台锅炉安装完毕进行吹管时, 一台50%容量的给水泵汽轮机需满负荷运行, 另一台备用, 需要的低压蒸汽 (1.0 MPa, 300 ℃) , 流量约为30 t/h, 汽源来自辅助蒸汽系统。除此之外, 辅助蒸汽系统还提供机组启动时的其他用汽、低负荷时厂用汽系统用汽、机组跳闸时备用汽及停机时保养用汽。第一台机组投产时所需启动辅助蒸汽将由启动锅炉 (1.3 MPa, 350 ℃, 50 t/h) 供应。第二台机组投产后, 两台机组可相互供给辅助蒸汽。

由表2可知, 机组无论是启动还是锅炉蒸汽吹管情况下, 辅助蒸汽用量共约94 t/h。

3.4 机组启动采用汽泵给水的必要性和可行性

600 MW机组给水泵组采用汽泵和电泵相结合的配置方式, 在启动过程初期用电泵供水, 逐步提高电泵转速, 增加给水泵流量, 当负荷升至约180 MW时, 启动第一台汽泵, 随着汽泵转速上升, 流量也逐渐增加, 电泵流量逐渐减少, 负荷升至约300 MW时, 启动第二台汽泵, 停止电泵。这种运行方式缺点是:机组冷态启动时, 从启动电泵到负荷180 MW (即启动汽泵) 需较长的时间, 消耗大量的厂用电。汽泵启动时, 需要一段暖机暖泵时间, 在机组汽泵未启动之前, 如电泵发生故障, 汽泵不能立即投运, 可能造成锅炉给水中断, 从而使整个机组启动失败。

采用无电泵启动模式下, 机组启动初期, 利用汽泵的前置泵开始向锅炉上水, 当锅炉压力逐渐升高至前置泵上不进水时, 直接启动汽泵 (汽源由辅助蒸汽供给) , 利用给水泵汽轮机升速暖机的机会进一步提高给水压力以满足锅炉供水需要。升至一定负荷时, 进行给水泵汽轮机的汽源切换, 采用冷段或四抽来汽。这种启动方式的优点是:由于给水泵汽轮机在负荷变化时效率变化较小, 又是直接驱动给水泵, 中间能量转换的环节少, 机组热经济性好。

4采用无电泵的安全性分析

4.1 其他电厂对无电泵启动和危险点的分析

无电泵启动机组属于非设计工况, 丰富了机组的启停方式;存在一定风险的同时, 减少了机组启动初期对电泵的依赖, 增强了机组启动的灵活性。国内已有多家电厂尝试无电泵启动的先例, 并都不同程度获得了成功[2,3], 并将不断地增强无电泵启动的经验积累。

对于机组无电泵启停的安全性, 也有不少积累和经验积累[4,5], 分别从一般方法、特殊条件及针对主汽轮机、给水泵汽轮机、锅炉启停过程中分析了无电泵启动的危险点和容易出问题的地方, 并为其他同类型机组总结并制定适合自身机组的启动方案提供了借鉴的方向。

4.2 无电泵运行中存在的风险及防范措施分析

取消电泵后在系统清洗及锅炉启动上水、冲管等过程中, 需要由汽泵的前置泵或主给水泵提供锅炉给水, 但当机组运行中出现一台或两台汽泵跳闸的情况下, 对锅炉上水压力、流量将产生影响, 汽水分离器的中间点温度较难掌握, 极有可能出现给水转态过程, 对机组寿命影响较大, 尤其是并泵过程中不能出现断水现象, 否则易引起炉膛水冷壁超温而导致锅炉主燃料跳闸 (MFT) 。为此, 需考虑给水泵自身工作特性, 如最小流量、稳定转速以及汽泵出口压力、流量等参数在启动并泵过程中稳定, 压力、流量波动要控制在允许范围内, 故要求断水现象不能出现。

机组在省煤器入口的给水操作台旁路设有调节阀, 以增加机组启动和低负荷时对流量的调节, 使得在锅炉上水、冲管以及机组低负荷运行初期具有良好的给水效果。同时, 该阀还可在低负荷时对过热器减温水增压以满足锅炉过热器减温水压力的要求。机组正常运行时, 通过调节给水泵汽轮机转速来控制给水流量。

此外, 机组单机运行, 汽轮机在热态、极热态启动和停机时要防止主汽轮机轴封进冷汽及给水泵汽轮机负温差进汽。

5多种方案技术经济性比较

以2台机组30%容量启动定速电泵和具有液力耦合器的启动/备用电泵与无电泵多方案比较, 三种方案经济性比较见表3。

由表3可见, 无电泵启动模式相较于启动/备用电泵节约前期投资2 446万元, 相较于定速电泵节省投资946万元。

6结语

1) 从可靠安全性、减少备用和节省初投资、电泵长期故障检修同时又满足区域内负荷要求角度综合考虑, 当启动用汽参数和用汽量都有可靠保证时, 建议在运行方案可控和运行操作人员经验积累可尝试采用汽泵启动。

2) 二期工程上, 可以利用现有汽源 (冷再汽源、四抽汽源、辅助汽源) 采用汽泵启动, 建议不采用多机共用一台电泵, 甚至是取消电泵的给水配置模式。

摘要：对600MW超临界机组取消启动电泵配置方案的可行性、安全性和经济性进行分析, 并为扩建工程在具备条件的情况下取消启动电泵提供建议。

关键词：电泵,超临界,可行性,安全性,经济性

参考文献

[1]樊印龙, 李飞燕.给水泵汽轮机汽源配置浅析[J].浙江电力, 2005 (1) :29-31.