反应器压力控制（共7篇）
反应器压力控制 篇1
摘要：主要阐述了加氢裂化装置反应系统压力控制,并通过实例分析,结合加氢裂化装置工艺流程对压力控制进行了认真的剖析,提出了作者的观点。
关键词：反应器,高压分离器,反应系统,压缩机出口压力控制,分程控制,选择控制,超驰控制,递推控制
1 引言
加氢裂化是重质油品轻质化的重要手段之一,典型的工艺流程如图1所示。
加氢反应流出物经换热降温,再经空气冷却器使温度达43℃左右进入高压分离器(高分V-2),将氢气与反应产物进行分离。高分顶流出物绝大部分为氢气,进入循环氢压缩机(C-1)升压到18MPa左右,一部分作为急冷氢以控制反应温度;另一部分则与补充的氢气混合。加氢反应耗氢气,因此必须由其它产生氢气的装置来补充氢气,此氢气压力低,要经新氢压缩机(C-2往复式)提升到18～19MPa压力进入加氢装置的氢气系统。混合后的氢气与反应流出物换热升温达300℃左右进入循环氢加热炉。
一种或几种原料按比例混合进入原料缓冲罐(V-1),经加氢进料泵提高压力后与反应流出物换热升温到要求的温度后,与第一循环氢加热炉出口的氢气混合,其温度为344℃左右进入加氢精制反应器(R-1)。反应器的出口物流与循环油(从分馏塔底来)以及第二循环氢加热炉(F-2)出口的氢气混合进入加氢裂化反应器(R-2)。
反应流出物经与循环氢、进料以及低压分离器(V-3)的液体等一系列换热降温,最后经空气冷却器(A-1)降温到43℃左右进入高压分离器(V-2),V-2顶的气体进入循环氢压缩机,高分底的液体部分进入低压分离器(低分)。高分压力一般约为16MPa,低分压力为1.6MPa左右。高分低分为加氢裂化装置高压部分及低压部分的分界点。
低分液体部分与反应流出物换热升温后进入脱丁烷塔(T-1),T-1底液体进入分馏塔(T-2),得到所需的产品棗石脑油、煤油、柴油及循环油。
图1为典型的加氢裂化工艺流程,工业应用中也有一些差异。不管工艺流程如何变化,加氢裂化装置的主要机械设备是:高压进料泵、反应器、加热炉、循环氢压缩机、补充氢压缩机、高压分离器及分馏塔等。
从上述可看出加氢裂化装置的特点:
1、高温、高压(高氢分压)。从高压进料泵及压缩机出口到高压分离器为止,系统的压力在16～1 9 M P a范围,热交换器、加热炉及反应器介质的温度在300～400℃,而且处于氢气环境中。因此,所有仪表材质和压力等级必须适应所处的操作条件。
2、加氢是耗氢强放热反应。加氢是氢气作为反应物参与反应,因此要消耗氢气。如不及时补充,系统压力就会下降。同时加氢裂化是强放热反应,如热量不及时排出、势必加快反应速度而放出更多的热量,继续下去会造成反应失控、温度骤升、造成催化剂及设备的破坏。因此,温度和压力是重要控制参数。
3、由高压部分和低压部分组成。本装置高压及低压部分的分界面在高压分离器及低压分离器之间。避免高压气体串入低压部分极为重要,因此,高压分离器的液位是一个重要控制参数。
由于篇幅有限,本文主要介绍反应系统的压力控制。
2 反应系统压力控制
压力是系统内进出物料不平衡的量度,因而气体压力控制不是改变流入量就是流出量。加氢裂化装置几乎全是气体压力控制。加氢裂化是耗氢反应,即氢气参与反应,必须从外界向系统补充氢气才能维持压力平衡。此压力的平衡点在高压分离器。
加氢反应是烃类与高压氢气发生反应除去杂质或生产我们所需的轻质产品。它是由氢气来维持反应系统的压力。由于反应耗氢、泄漏等因素,如不补充氢气,压力势必下降甚至无法完成加氢反应。
循环氢压缩机出口的氢气一部分作为反应急冷氢控制温度,另一部分与补充的氢气混合,经与反应流出物换热升温后进入循环氢加热炉。原料经进料泵升压后与反应流出物换热升温,与循环氢加热炉加热后氢气混合进入加氢精制、加氢裂化反应器,生成反应产物(反应流出物),经换热降温、冷却后进入高压分离器(V-2参见图1)。上述部分是在高压下进行,只有高的氢分压才能进行加氢反应。无论工艺流程如何变化,只在高压分离器顶或循环氢压缩机入口设有一套压力控制系统。
2.1 高压分离器压力控制[1]
高压分离器压力采用分程--自动选择控制方案,以稳定反应系统压力,自动补充氢气。
由于从制氢装置或其他产氢装置来的氢气压力只有1～2MPa,因此要经过压缩机升压后才能进入反应系统。往复式压缩机最适于压缩流量小、压缩比大、压力高的气体,在高压和超高压(3500公斤/厘米2)时,一般采用往复式压缩机。它是一种固定容量,可变排气压力的转机。常用的控制方法是压缩机外部旁通管的调节,这种调节适用于任何规格的压缩机。由于这种调节方式是使一部分被压缩的气体经过外部旁路管再返回到入口,虽然消耗一部分能量,但操作简单,灵活性大。返回的气体应经过冷凝分去凝液,以防液体带入压缩机和机入口温度的升高。由于在工艺过程中这种气体的压缩往往是分段的,所压缩气体的返回也是分段的。由于生产的连续性,工艺过程的前后工序或前后工段的负荷波动,将会影响压缩机的稳定操作。因此,稳定压缩机入口的压力或者是稳定各分段压缩入口的压力是压缩机稳定操作的关键。本文以加氢裂化装置往复式三级压缩机为例说明。往复式压缩机具有低排量、高出口压力的特点,适合于加氢裂化补充氢压缩机的工艺要求,因此国内外补充氢压缩机都采用往复式。
往复式压缩机主要的应用特性:R=Pd/Ps
R:压缩比
Pd:压缩机出口压力
Ps:压缩机入口压力
往复式压缩机每级(段)最大的压缩比(即压力比)为3:1(也可达4:1)。
高分压力控制往往与补充氢压缩机压力控制系统联系在一起,如图2所示。
当高压分离器压力下降时,高分压力调节器PRC107为正作用,因此输出在0%～70%范围内时,经标度转换(反向)为100%～0%进入低值选择器(LS),当选上时,则由高分压力调节器PRC107控制新氢压缩机三段出口返回阀PV107B,高分压力下降则PV107B开度减小,返回量少则去高分的氢气量多,促使高分压力上升;高分压力上升时调节器输出趋近70%,经标度转换(反向)趋近于0%,三段出口返回阀PV107B开度加大,返回量多去高分的氢气量小,因而压力下降达到给定值。
从上述看出当高分压力下降时,新氢压缩机三段出口返回量少给高分补氢量多,此时二段出口压力会下降即三段入口分液罐压力下降。压力调节器PRC106为正作用,其输出在0%～5 0%范围,经标度转换为0%～100%进入低值选择器(LS),当三段入口分液罐压力很低时,去低值选择器的值接近0%,会由低值选择选上。因此由PRC106控制返回阀PV107B,以保证压缩机三级出口能达到进入系统的压力。选择器起着软保护功能,使被控参数不会超过极限。根据往复式压缩机性能,则二段入口压力也低,一段入口压力也低,即一段入口分液罐压力低,则补充氢气量自动加大。补充氢气至一段入口分液罐只设有流量记录。
当高分压力上升,而高分压力调节器PRC107的输出在70%～100%范围时,经标度转换为0%～100%去作用PV107A,即放空去火炬。装置操作不正常时才会出现此种情况。PRC107输出的另一路0%～70%经标度转换100%～0%,因为信号大于70%去低值选择器的信号为0%,当然为LS选上去PV107B,则PV107B全开使大量氢气从新氢压缩机三段出口返回,因此三段入口分液罐压力上升,PRC106输出在50%～100%范围经标度转换(反向)为100%～0%去低值选择器,根据往复式压缩机的性能,二段入口分液罐压力也高,PRC105的输出在5 0%～1 0 0%范围,因此低值选择器另一个输入为100%,因此低选器选上PRC106的信号,同样低选器也会选上PRC105的输出,即由往复式压缩机每段出口压力控制返回入口阀开度,当压力上升时,调节器输出趋近于100%,经反向标度转换趋近于0%去作用于返回阀(FO),返回氢气量大。V-5一段入口分液罐压力上升,P R C 1 0 4为正作用,输出上升到5 0%～1 0 0%范围,PV104A阀打开氢气出装置,V-5罐压力上升,因而进入氢气量自动减少。
对于每台调节器的输出,调节阀在一定范围内动作如图3所示。
上述的高分压力及新氢压缩机压力控制系统中,补充的新氢与循环氢压缩机出口的循环氢混合进入反应系统。也有采用补充的新氢直接进入高压分离器,其工艺控制流程如图4所示。
此控制方案与前面所述的类似,只是氢气源的压力较高,经二段压缩后直接进入高压分离器。高分上设有压力调节器PRC107,其输出经低值选择后控制压缩机二级出口返回二级入口的调节阀的开度。PRC1017为反作用调节器,高分压力下降时,输出上升因而使返回阀PV107开度变小,因而返回的氢气量少而向高分补充的氢气量多,促使高分压力上升达到给定值。根据往复式压缩的性能,一段入口分液罐(V-5)压力也低则自动增加补充氢气量。当高分压力上升时与此过程相反。
当高分压力低时,根据往复式压缩机的特性,则二级入口压力也低,其调节器PRC106输出在0～50%范围内,经标度转换为0～100%进入低值选择器(LS)PRC106调节器为正作用,当二级入口压力低到一定程度则去低选器之值低会被选上而控制返回阀的开度,保证二级入口压力从而使出口氢气有足够的压力进入高分,以保证压缩机不受到损坏。所以称低值选择器(LS)起到“软保护”作用,自动选择又称为超驰控制。
从上述两个相近的控制流程看出,高分压力低时,则由高分压力调节器的输出和压缩机末段入口压力调节器的输出选择控制返回阀,其他段则由入口压力调节器控制返回阀,向系统补充的氢气量多;当高分压力高时,则由高分压力调节器的输出和压缩机各段出口压力调节器的输出控制返回阀,向系统补充氢气量少。我们称往复式压缩机逐段分程选择控制的方法为压力递推自平衡控制。
我们不难看出高分压力及新氢压缩机控制的目的:
(1)自动补氢以平衡加氢裂化的氢耗,稳定反应系统的压力;
(2)自制氢装置来的氢气经三级压缩,以满足加氢原料预加氢所需的氢气压力;
(3)由于往复式压缩机每段都有氢气返回,因此每段的压缩比都等于或接近于设计值,保证机器稳定地长周期运行。
2.2 循环氢(气)压缩机出口压力控制[2]
循环氢压缩机(C-1)出口压力可认为反应系统的启始压力,而高压分离器(V-2)的压力可视为反应系统的终点压力,而两点的压力差即为物料流动的推动力。因此压缩机出口压力是主要的控制参数,涉及到补充氢气的压力,反喘振控制等,对于平稳操作,设备保护起着重要作用。
一般加氢裂化循环氢压缩机选用离心式,蒸汽透平驱动,以适应负荷变化大,循环氢(气)分子量变化的要求。
我们知道压缩机出口的压力与转速有关系,当转速增加时,出口压力及流量都会变化,如流量不变则出口压力就会上升。因此采用调节蒸汽透平入口蒸汽量从而改变压缩机转速的方法控制压缩机出口压力,如图5所示。
从循环氢压缩机出口压力与转速关系图6看出,当转速从额定转速的8 0%上升到9 0%时,出口压力从P1上升到P2。因此调节压缩机转速,只需蒸汽透平的主汽门开大,进入更多的蒸汽,压缩机转速加大,出口压力就会上升,因此调整非常方便。
3 结束语
从上述可以看出,压力控制系统的关键在压缩机的控制,新氢压为整个系统提供了外在动力;而循环氢压缩机出口压力则是系统的启始压力,它为整个系统提供了内在动力。因此控制好了压缩机的出口压力就能够很好的控制整个反应系统的压力。
参考文献
[1]陆德民,张振基,黄步余等.石油化工自动控制设计手册[M].3版.北京:化学工业出版社,2000.
[2]陈以虎.加氢裂化装置氢气流路压力控制[J].石油化工自动化,2009,(5):36-39.
反应器压力控制 篇2
关键词：压力-转速串级分程控制,连续重整装置,PID参数优化
中国石油大连石化公司年产220万吨重整装置采用美国环球油品公司超低压连续重整工艺技术,可得到高的液体产率、高的芳烃产率和氢气产率。装置原料来源于上游年产380万吨石脑油预加氢装置,主要产品是把低辛烷值的直馏石脑油转化为富含芳烃的高辛烷值汽油组分、C6/C7馏分、不稳定液化气和含氢气体,从重整生成油中分离出混合二甲苯和高辛烷值汽油调合组分。重整反应过程生成的焦炭由催化剂带入再生系统进行连续再生,恢复活性的催化剂再经循环系统回到反应器床层中,继续重整反应。如此循环往复,实现过程的连续性。
自装置建成投运以来,由于认知不足,设计上通过调节压缩机转速和分程保护来控制反应压力的控制方案一直未投用。反应压力采用压缩机定转速控制,导致反应压力波动大,影响产品质量;且压缩机防喘阀一直保持一定的开度,导致压缩机能耗也大[1]。为了提高产品收率和质量,降低能耗,公司组织技术人员对压力-转速串级分程控制方案[2]进行分析和论证,成功将该方案在生产实际中加以投用,提高了企业的经济效益。
1 重整工艺简介(1)
重整工艺是在一定的操作条件和催化剂作用下,使烃类分子重新排列,将烷烃和环烷烃转化为芳烃或异构烃。重整反应的深度取决于原料油性质、催化剂性能和操作条件的苛刻程度。降低反应压力有利于芳构化而抑制裂化反应;相反,提高反应压力将增加加氢裂化反应而减低芳构化作用。为了获得更多的目的产物,降低反应压力是条很好的途径。但是,重整催化剂在低压操作条件下,催化剂的结炭速率会迅速增加,将严重影响催化剂的使用周期。为此,重整装置必须保持一个适宜的反应压力,避免过高的结炭速率。因此,控制重整反应压力至关重要,实际生产中通过控制产品分离器的压力来稳定反应压力。
2 压力控制方案解析
中国石油大连石化公司年产220万吨重整装置的反应压力是以反应产物分离器压力PI4008为控制基准点,与重整氢增压机入口分液罐压力PI4012组成串级调节控制系统。PI4012的控制器PIC4012为三分程控制,一路控制放空阀,一路与重整氢增压机转速控制器组成串级调节控制系统,另一路参与压缩机防喘振控制。
图1中的反应产物分离器压力PI4008和重整氢增压机K1402入口分液罐V1402的压力PI4012是一个串级控制,PI4008的控制器PIC4008的输出作为PIC4012的给定。PIC4012输出的0%~33%参与防喘振控制,33%~66%调节压缩机转速,66%~100%给系统放空阀PV4012。正常操作时,PIC4012通过调整增压机K1402的转速来维持系统压力。两段防喘阀XV4004、XV4006和系统放空阀PV4012都是关闭的。当V1402压力降低时,PIC4012将降低K1402的转速直到最小运行转速,若压力继续降低,PIC4012的0%~33%输出将给K1402一段防喘阀XV4004一个开的信号来维持V1402的压力。当V1402压力增加时,PIC4012将增加K1402的转速直到最大运行转速,若压力继续增加,PIC4012的66%~100%输出将打开PV4012放空阀来维持V1402的压力。在正常调速模式下,PIC4012的33%~66%输出对应压缩机的调速范围是6 751~8 751r/min,调节器为正作用[3]。
PI4008为重整循环氢压缩机K1401的入口压力,而PI4012是K1401机出口、K1402机的入口压力,所以K1401机的转速影响着K1402机的入口压力和流量。反应压力控制组态如图2所示,可以看出,当K1401机入口压力PI4008发生变化时,在保持K1401机转速不变的情况下,可通过调节其出口压力PI4012进行调节修正。即当PI4008升高时,通过降低压缩机出口压力使得压缩机入口流量增加而降低入口压力;当PI4008降低时,通过增加压缩机出口压力使得流量减少而增加入口压力。控制器PIC4008的控制方式为反作用。通过PI4008与PI4012的串级控制就能实现反应压力的稳定调节。所以,将PIC4008作为此控制回路的主控制器,PIC4012为副控制器,同时作为下游三分程控制的主控制器来调节转速、防喘振阀和放空阀[4]。
3 压力控制方案投用前的运行状态和影响
该装置的压力控制方案(压力-转速串级分程控制)自2008年开工以来,由于各种原因一直没有投入自动控制,而是采用定速控制(手动调节转速),高低压两段防喘阀都保持12%左右的开度,这样K1402机虽然转速恒定,且工作点远离喘振线,但是不能有效及时地调节反应压力;反应压力波动较大,影响反应器内的氢油比;脱戊烷塔压力不稳定,液化气质量波动大;另外,由于防喘阀的开度大,导致压缩机效率低下且蒸汽能耗大,给企业带来较大的经济损失。因此,该控制方案投用与否,将对装置的生产优化和蒸汽能耗产生较大影响。
4 压力控制方案的实施
2013年初公司组织技术人员对国内相关炼厂的重整装置反应压力的控制情况进行调研,了解相关的控制方案和技术参数,确定相关控制器PID参数的大致范围。为此后进行压力控制方案试投用奠定基础。
4.1 控制方案的整定与投用
为了防止分液罐V1401~V1403的液位在投用过程中出现波动,导致带液联锁停机,重新整定了液面控制PID参数,加强控制作用,使调节更加及时有效。然后将高、低压两段的防喘振控制器都打在半自动位置,保持两个防喘阀现有开度不变,避免出现喘振。
将各主要控制对象的PID参数按照经验值和调研的数据写入:反应产物分离器压力控制器PIC4008的控制参数设置为P=80%、I=25s、D=0s。分液罐压力控制器PIC4012的控制参数设置为P=100%、I=0s、D=0s(先采用纯比例控制)。调速器的控制参数设置为P=150%、I=15s[5]。
各项准备工作就绪后,观察转速控制器的运行情况,发现当前的PI参数不能满足控制要求,偏差过大,最高时达到30r/min,于是逐渐将转速控制器的PI参数改为P=20%、I=2s,调整后转速偏差不超过3r/min,效果明显改善。
观察当前转速与K1402机入口分液罐压力控制器PIC4012的输出是否一致,如果二者偏差超过5r/min,则不允许投入串级,微调PIC4012的输出值等于转速设置值时将转速控制器打到串级模式,再将PIC4012由手动位打到串级位,将主回路控制器PIC4008投入自动。观察整个回路的运行情况,发现PIC4012的控制效果明显偏弱,偏差过大,不能及时有效地调节PI4008的压力。针对此问题,重新调整PID参数,首先把PIC4012控制器改为自动方式,观察它与转速的响应关系,判断出该变量的波动周期为30s左右。以此为基础重新设置,将PIC4012控制器的控制参数修改为P=100%、I=60s、D=0s。PIC4008控制器的控制参数修改为P=80%、I=60s、D=0s。然后再将此回路投入串级。经过长时间观察,PIC4012反应迅速、跟踪及时,控制效果良好,PIC4008明显趋于稳定,波动很小,标准偏差由原来的8.2减少为0.4左右,投入自动控制的效果非常明显,PI4008和PI4012的压力曲线如图3所示。
最后,观察K1402机当前的运行工况,逐渐将一段、二段防喘阀关闭,一段的防喘振阀开度为2%,二段的防喘振阀全关,K1402机的一段、二段工作点均在喘振控制线附近。此时,蒸汽耗量减少8t/h,如图4所示。
4.2 投用过程中出现的问题与对策
方案投用后出现了转速差超限5r/min(转速差为压力控制器要求的转速与调速器设定值之差)的情况,导致转速控制器与压力串级控制切为手动,由于没有及时发现,压力系统出现波动。经认真研究调速逻辑,将此偏差限值改为200r/min,同时在操作画面上加设声光报警功能,一旦出现偏差报警和手自动切换现象,就发出声光报警提醒操作员及时对转速控制做出调整[6]。
由于防喘阀的关闭,工作点移至喘振控制线附近,随后由于外部工艺条件波动,工作点进一步左移,防喘振控制器迅速将一、二段防喘振阀打开,给K1402机出入口压力带来冲击,造成生产波动。针对当前工况和生产负荷,将一、二段防喘振阀开度分别设在4%和8%,使压缩机工作点右移,远离喘振线,避免一有波动就打开防喘阀的现象发生。同时,观察生产负荷情况,如果产氢量增加,即压缩机入口流量增加,工作点进一步远离喘振线,则可关闭防喘阀,降低能耗。
5 压力控制方案的影响因素
中国石油大连石化公司年产220万吨重整装置的压力控制方案为三重串级-分层控制,由于有循环氢压缩机K1401的引入,增加了干扰对象,给此压力控制增加难度,所以要尽量保证K1401的运行稳定和转速恒定。
重视防喘振控制器的影响,工作点尽可能远离喘振线。投用前保证压缩机组后路畅通,不憋压。将一、二段出入口压力控制器和放空阀控制投入自动控制,将后路进入管网的氢气压力设定好,然后根据工艺允许的最大压比逐级设定好一、二段出入口压力控制器的设定值,以保证PIC4012至防喘振控制器的输出值为0%(这样做可以留有一定的余量调节,防止防喘阀频繁开关)。可将防喘振控制器打在半自动模式或自动模式下。
K1402机自身状态良好,调速机构稳定可靠,响应迅速,保证压力调节的及时有效。
逻辑中转速差超限切为手动的功能没有实际意义,建议此功能只做报警提示,不更改控制模式,避免出现压力波动。
工况稳定,避免开停工期间或生产负荷过低时投用。
6 结束语
中国石油大连石化公司年产220万吨重整装置的压力-转速串级分程控制方案投用后,控制效果突出,反应压力稳定,提高了重整单元的运行稳定性,也保证了目标产品的生产效率。同时,大幅提高了装置的自控率水平。更重要的是节能效果非常突出,仅蒸汽消耗量每小时节省近8t,而且还有很大潜力可挖,随着工况的稳定和负荷的调整还可进一步节省蒸汽量,提高压缩机的效能,给企业带来更大的经济效益。
参考文献
[1]王骥程,祝和云.化工过程控制工程[M].北京:化学工业出版社,2000:174~184.
[2]姚春东.离心式压缩机调速运行的节能率计算及优化[J].压缩机技术,2003,(6):4~7.
[3]胡海军.催化重整装置反应压力控制方案讨论[J].石油化工自动化,2013,49(1):6~10.
[4]黄凡峻.天津石化100万吨/年重整抽提装置反应压力控制[J].中国仪器仪表,2010,(8):29~31.
[5]粟雪云.重整装置反应及油气再接触系统压力平衡控制分析[J].炼油技术与工程,2002,32(10):1~3.
反应器压力控制 篇3
关键词：反应堆压力容器,并联机器人,运动控制,表面检测
1 引言
核电厂在一个核燃料循环周期结束后需要开启反应堆压力容器进行换料维修。压力容器的密封面上通常会存留一些异物( 如粉尘、锈迹)、印痕和划痕, 它们会影响压力容器的密封性能[1]。因此, 在每次换料大修期间,需要对压力容器密封面进行打磨抛光处理, 并对密封面进行表面检查。目前, 国内外对压力容器密封面进行打磨抛光的工具, 仅能实现打磨抛光处理, 密封面的表面检查通常需要人工完成, 无法精确测量划痕数据, 不仅影响工作效率, 也提高了操作人员的累积辐射照射剂量。
根据核电厂压力容器密封面的技术规范和用户的需求, 结合反应堆压力容器密封面自动抛光机, 采用机器人视觉和光学测量的方法, 设计了一种反应堆压力容器密封面并联检测机器人, 用于对压力容器密封面进行表面检查, 实现对压力容器密封面划痕的自动识别和检测。
2 反应堆压力容器并联检测机器人
反应堆压力容器密封面自动抛光机会对压力容器的密封面进行打磨抛光等操作, 清除掉密封面上的灰尘、锈迹、压痕等, 使密封面的表面粗糙度系数达到0.8。由于自动抛光机打磨抛光运行过程中机械振动等因素的影响, 它仅可以对打磨抛光处理中的表面进行预检, 识别并记录存在划痕的区域, 不能对划痕深度进行测量。为了测量划痕的深度、宽度等数据, 设计了一种可以检测划痕宽度和深度的反应堆压力容器密封面并联检测机器人。它有4 个自由度, 分别是沿压力容器圆周方向的运动、X Y移动平台轴向的直线运动和Z轴的直线运动。
3 轨迹规划与运动控制
3.1 图像坐标变换
以XY移动平台的轴向建立物点的坐标系, 以显示器图像平面的水平(x) 和垂直方向(y) 建立像点坐标系( 像素值)。两个坐标系存在如下的转换关系:
式中k1,k2为放大系数,X0,Y0为偏移量, 它们是常值。当XY移动平台处于原点位置时, 通过测量两个给定物点在像平面的坐标位置, 可以求解方程组, 得出放大系数和偏移量, 从而对图像和测量结果进行标定。
3.2 划痕宽度测量轨迹规划
为了精确测量划痕的宽度, 需要识别划痕可能最宽的位置, 通常选取4 个位置进行测量。对机器人视觉获得的图像进行二值化处理[2,3], 可以去除掉划痕的背景噪声, 获得清晰的划痕轮廓信息。通过指定或者对划痕区域图像进行自动分割和加窗的方法可以获得划痕宽度的测量区域。
采用灰度重心法提取划痕宽度测量区域图像的特征点a(xa,ya)。过a点的直线方程为:
式中 θ 为过a点的直线与X轴的夹角, 沿着该直线方向对划痕图像的轮廓边缘进行识别, 可以获取划痕两个轮廓点a′ (xa′ ,ya′ ) 和a″ (xa″ ,ya″ ), 且a′ a″的距离L。
为了求出L的最小值, 将 θ 在[0° ,360° ] 范围内以6°为间隔均匀取值, 并沿着该直线方向对划痕轮廓进行60 次边缘检测, 计算两个端点的距离, 求出最小距离值即为划痕宽度值。
3.3 光学测量系统的目标运动轨迹规化
采用白光共焦的光学测量系统测量划痕深度, 需要控制XY移动平台使得光学系统沿着垂直划痕轮廓线切线并经过图像灰度重心的方向进行测量。由于划痕轮廓线的曲率半径近似无穷小, 划痕同一侧轮廓线上的两点构成的直线可近似为划痕轮廓线的切线( 见图3)。
灰度图像的重心是测量划痕深度的特征点。在同一轮廓线上选取最小宽度测量直线两侧最近的点b(xb,yb)和c(xc,yc),bc的直线方程为:
垂直bc且过特征点a( 图像重心) 的直线方程为
光学测量系统沿着这条直线路径对划痕进行扫描,光点直径为8μm, 因此每8μm规化一次路径就不会漏掉任何一个测量点。两个光点测量的高度差即为该处的相对深度, 光点从划痕的起始点到达终止点之间的距离便是该划痕在特征点的真实宽度。
该直线在划痕轮廓线上的点为a1′ (xa1′ ,ya1′ )和a2′ (xa2′ ,ya2′ )。若测量起始点为a1(xa1,ya1), 测量终点为a2(xa2,ya2), 选取轨迹余量l( 见图1), 则
由此可确定a1和a2的坐标, 直线a1a2即为划痕深度测量光学系统的目标运动轨迹。
3.4 XY移动平台的运动控制
若用s表示路径规划的间隔(s=8μm), 它沿x和y轴的分量为△ x和△ y。光学系统移动s距离所需要的时间为tf, 在坐标系中的位置为m(xm,ym), 初始位置和终点位置为m0(xm0,ym0) 和mf(xmf,ymf), 初始速度和终点速度为v0(vx0,vy0) 和vf(vxf,vyf)。
以x轴为例, 为了保证速度和加速度的连续性, 采用三次多项式对光学系统s距离内x轴的运动轨迹进行规划, 则有:
求解上述方程有:
通过目标运动轨迹直线的斜率, 可以计算每段s距离路径的初始位置xm0和终点位置xmf。由于目标运动轨迹是一条直线, 每段路径初始速度和终点速度( 除目标轨迹的初始位置和终点位置) 为该段位移的平均速度vxm, 若光学系统移动的平均速度为vm, 则
由此, 可以计算得到A,B,C,D的值, 从而确定每段s距离内的运动路径xm(t), 对xm(t) 求导, 即获得s距离内的任一位置x轴的速度指令, 同理对y轴的运动轨迹以s距离间隔进行规划, 可以获得y轴的规划路径和速度指令。
通过对x,y轴运动路径的离线规划,根据位置反馈,以查表的方式获得光学系统扫描路径每一个控制周期的速度指令, 并分别送到XY移动平台的控制器进行运动控制。控制器驱动XY轴伺服电机使得光学系统沿着目标运动轨迹对划痕深度进行测量。
4 控制系统的结构
考虑现场设备安装、供电及使用环境要求, 控制系统设置在远程约30m的位置, 远离具有较强辐射照射的区域, 同时为了减少通信及测量驱动信号在传输过程中的电磁干扰及信号衰减问题, 将伺服驱动器、机器人视觉及光学测量系统信号处理布置在并联检测机器人上, 伺服控制系统的指令、反馈信号、图像及光学测量信号与远程的控制器使用工业以太网通信方式交换数据。控制系统采用主从的计算机控制, 控制系统的结构如图3 所示。
5 试验验证
采用模拟压力容器打磨抛光处理后划痕的表面检测部件对系统进行了实验, 通过图像边缘检测的方法测得划痕的宽度为0.065mm。
光学系统的光斑为8μm, 光学系统位移传感器平均扫描速度设定为0.05mm/s, 对划痕的测量位置进行光学测量, 图4 是划痕深度测量的曲线, 从图上可以计算得出划痕深度约为20μm(0.02mm), 宽度约为0.07mm。
6 结束语
采用机器人视觉和白光共焦光学测量的方法, 设计了一种用于对反应堆压力容器密封面进行表面检查的并联机器人, 实现了对划痕的自动识别和测量。实验表明,它可以测量约0.1mm宽度和0.02mm深度的划痕, 为反应堆压力容器密封面的维护提供了准确信息。
参考文献
[1]郑连钢,张丽屏,杨宇,藏峰刚.反应堆压力容器的密封分析技术[J].核动力工程,2009,(3):4-6.
[2]张卫,张俊杰.基于机器视觉的钢板表面缺陷检测系统[J].山西冶金,2011,(4):51-53.
[3]CHUN B S,KIM K,GWEON D.Three-dimentional surface profile measurement using a beam scanning chromatic confocal microscope[J].Reriew of Scien-tific In struments,2009,7(80):73706-73712.
[4]A HMED A,HAZEM M,HESHAM E,ETAL,etal.Automated vision system for locazing strutural defects in textile fabrics[J].Pattern Recognition Letters,2005,26:1435-1443.
[5]林晓敏,桂婷,胡同森.基于重心的一种灰度图像边缘检测算法[J].计算机系统应用,2010,19(12):235-237.
反应器压力控制 篇4
船用柴油机排气中含有氮氧化物,通过选择性催化还原(selective catalytic reduction,SCR)系统降低排气中氮氧化物,以满足排放要求[1,2,3]。由于SCR系统存在反应器,柴油机排气经过反应器时必然会产生压力损失,过高的压力损失会导致柴油机运行异常[4]。因此,在SCR系统反应器单元的设计过程中,压力损失是一个需要控制的参数。
分析船用柴油机SCR系统时,可以参考车用、电厂SCR系统反应器单元的研究方法。但是,由于结构形态、选用催化剂种类等有着较大的差别。需要针对船用柴油机SCR系统反应器的具体特点,分析其压力损失特性。
本文针对船用柴油机SCR系统反应器压力损失问题,分析了压力损失的产生因素,建立了压力损失的计算方法,通过样机实验,进行了计算值与实验值的对比。
1 船用柴油机SCR系统反应器单元
SCR系统的作用是治理尾气中的氮氧化物,其原理是在催化剂的作用条件下,喷入排气管路中的尿素水溶液热解成NH3优先和排气中的NOX发生还原反应,生成无害的N2和H2O[5]。常见的船用SCR系统一般包括反应器单元、计量喷射单元和控制单元等几大部分。
反应器单元是SCR系统的核心部件,它是排气在催化剂表面发生SCR反应的场所,反应器单元设计影响SCR系统的投入成本、运行成本、催化剂用量及系统运行效果等许多方面。
常见的船用SCR系统反应器单元一般由两部分组成:催化剂和反应器壳体。图1为典型的船用SCR系统反应器单元外形图。
2 船用SCR系统反应器单元压力损失
船用SCR系统反应器单元的压力损失主要由两部分构成:一部分是反应器内壁、催化剂孔道内壁等与排气气流摩擦所产生的沿程压力损失;另一部分是反应器出入口锥壳段截面变化、气流进出催化剂引起的截面变化等结构变化所产生的局部压力损失[6]。
2.1 沿程压力损失
沿程压力损失的影响因素很多,一般与流速、管壁粗糙程度、管道长度等因素有关,因此,很难运用精确的公式进行描述,在实际工程运用中,可以参考消声器、管路等压力损失的计算,对于类似于图1中SCR系统反应器,其沿程压力损失可按式(1)计算:
式中:ξ1为摩擦阻力系数,一般根据相对粗糙度确定;l为所计算沿程压力损失段的长度;de为通道等效直径,圆形通道为其直径,矩形通道其中a、b为矩形的边长;ρ为柴油机排气密度;v为排气流速;g为重力加速度。其中排气流速为:
式中:Vout为柴油机排气的体积流速,S是排气通道的横截面积。通常情况下,柴油机的排气流速可以通过进气的体积流速求得:
式中:Vin为柴油机进气的体积流速;Tout为柴油机的排气温度,可以通过安装在排气管路上的温度传感器取得;Tin为柴油机的进气温度,一般可以取室温。
2.2 局部压力损失
局部压力损失是反应器单元压力损失的主要部分,在工程运用中,一般采用实验的方法获得。对于船用SCR系统反应器单元的常见结构,其压力损失一般也可以近似计算:
式中,ξ2为局部阻力系数,其余参数意义与式(1)中各参数的意义相同。计算局部压力损失的关键就是确定局部阻力损失系数ξ2。
对于类似于图1所示的反应器结构,其局部压力损失主要包括两部分:一部分是反应器出、入口截面积变化所引起的局部压力损失,另一部分是排气进入蜂窝状结构的催化剂载体流通面积收缩和排气流出催化剂载体流通面积扩张所引起的局部压力损失。
入口、出口截面变化所引起的局部压力损失可根据伯努利方程和动量方程进行推导[7],推导结果分别如式(5)和式(6)所示:
式中:S0是变化截面小截面的面积,S是变化截面中大截面的面积。
催化剂所引起的局部压力损失为:
式中,α为催化剂的开孔率。
2.3 反应器单元压力损失
反应器单元的压力损失包含了以上沿程压力损失和局部压力损失,总的压力损失即对以上压力损失求和:
3 结果分析与讨论
为了进一步考核以上计算方法是否能够有效地计算反应器单元前后的压力损失,现进行实验室实验予以考核。
实验台架柴油机为河柴重工TBD234型柴油机,该柴油机额定功率167 k W。与柴油机所匹配的SCR系统为中国船舶重工集团公司第七一一研究所研制的SCR系统样机。图2为实验室现场布置,其中压力测试的2个传感器分别安装于距反应器出入口200 mm的排气管路上,如图3所示。
反应器的其他主要参数如表1所示。
实验过程中,分别在柴油机的不同工况下进行压力损失等参数的测量,得到的结果如表2所示。
同样,针对以上4种工况,按照前述计算方法,计算结果如表3所示。
将实验值与计算值进行对比,可以求得计算值相对于实验值的平均误差:
通过实验和理论分析,可得出如下结论:
1)采用理论计算的方法求得的压力损失值较实验值存在一定的误差,但对于一般的工程运用,该误差在可接受范围内,可以在反应器单元的设计阶段起到一定的参考作用。
2)对于船用SCR系统反应器单元,局部压力损失是产生压力损失的主要原因。
4 结语
针对船用柴油机SCR系统反应器单元压力损失问题,分析了压力损失产生的因素,建立了压力损失的计算方法,通过样机实验,进行了计算值与实验值的对比。结果表明:该计算方法所得到的计算结果与实验测试数据吻合,且局部压力损失是造成反应器单元压力损失的主要因素。
摘要：针对船用柴油机SCR系统反应器单元压力损失问题,分析了压力损失产生的因素,建立了压力损失的计算方法,通过样机实验,进行了计算值与实验值的对比。结果表明:该计算方法所得到的计算结果与实验测试数据吻合,且局部压力损失是造成反应器单元压力损失的主要因素。
关键词：船用柴油机,选择性催化还原,反应器,压力损失
参考文献
[1]Koebel M,Elsener M,Kleemann M.Urea-SCR:a promising technique to reduce NOx emissions from automotive diesel engines[J].Catalysis today,2000,59(3):335-345.
[2]Fang H L,Da Costa H F M.Urea thermolysis and NOx reduction with and without SCR catalysts[J].Applied Catalysis B:Environmental,2003,46(1):17-34.
[3]谭青,冯雅晨.我国烟气脱硝行业现状与前景及SCR脱硝催化剂的研究进展[J].化工进展,2011,30(s1):709-713.
[4]Chen M,Williams S.Modelling and optimization of SCR-exhaust aftertreatment systems[R].SAE Technical Paper,2005.
[5]韩升.燃煤电厂SCR反应装置数值模拟及优化研究[D].南京:南京理工大学,2010.
[6]帅石金,王建昕.车用催化转化器的压力损失[J].清华大学学报(自然科学版),2001(4):85-88.
反应器压力控制 篇5
核电站反应堆压力容器(简称RPV)是承受高温、高压、长期辐照的厚壁高压容器,反应堆压力容器有3个基本作用:(1)作为包容反应堆堆芯的容器,起固定和支撑堆内构件的作用,保证燃料组件按一定间距在堆芯内的支撑与定位;(2)作为反应堆冷却剂系统的一部分,是承受一回路冷却剂与外部压差的压力边界;(3)防止中子的泄漏外逸,起到生物保护作用。
反应堆压力容器是由顶盖组件、筒体组件、容器密封环、螺栓螺母连接而成的圆柱形容器。容器上装设进口接管和出口接管,冷却剂通过进口接管进入压力容器,向下流过堆芯吊篮和容器内壁之间的环形空间,在底部转向,向上流经堆芯后抵达出口接管,将核反应产生的热能送到反应堆容器外部。反应堆压力容器是核电站中非常重要并且不可更换的设备。
某核电厂反应堆压力容器主要锻件共9大类,分别为上封头、顶盖法兰、容器法兰、接管段筒体、堆芯筒体、下封头过渡段、下封头、进出口接管;主线锻件为容器法兰、接管段筒体、堆芯筒体、进口接管、出口接管。自2009年4月开工制造以来,产品不合格已报废7件(分别为容器法兰2件、进口接管2件、下封头1件、堆芯筒体2件)。通过对报废锻件质量分析,发现报废的主要原因有2个,制造厂炼钢质量不稳定及缺乏必要的内控手段。
1报废锻件质量问题的描述
1.1容器法兰(1)
在对容器法兰(1)的粗加工后超声波探伤中,发现一处线性超标缺陷(缺陷性质为夹杂物,直径2 mm条状,最大当量直径3.4 mm,深度330~350 mm,长度630 mm),导致容器法兰报废,缺陷在工件中位置见图1~图3。图1产品粗加工后示意图中,细实线包围部分为产品精加工后理论状态。图3所示实际粗加工至要求尺寸后即使采取借心加工,也已无法去除缺陷。
1.2容器法兰(2)
在对压力容器-容器法兰(2)的粗加工后超声波探伤中,共发现12处超标夹杂物缺陷,缺陷均布整个锻件,导致该容器法兰报废。
1.3进口接管A和B
对接管取样进行机械性能试验后,发现几组冲击值不合格。进口接管A调质态轴向-20℃冲击值一组为31 J,46 J,40 J;另一组为50 J,26 J,26J;模拟态轴向-20℃冲击值一组为22J,30 J,33J;另一组为28 J,36J,26 J;进口接管B模拟态轴向-20℃冲击值一组为48 J,56J,40J,上述试验结果不满足规范RCC M2000+2002补遗要求:-20℃冲击值,最小平均56 J(轴向)、最小单个冲击值40 J(轴向)。后续对2件接管进行产品化学分析,结果均不合格,导致2件进口接管报废。
1.4下封头
对下封头锻件钢锭浇铸前进行熔炼化学分析,元素钨(V)含量0.011%,硼(B)含量<0.0005%,不满足规范RCC M2000+2002补遗要求:V≤0.01%、B≤0.0003%,化学分析结果表明钢锭熔炼分析不合格,后经讨论分析,判定钢锭报废。
2报废锻件原因分析
针对锻件超声波探伤检验或机械性能试验及化学分析试验不合格问题,进行原因分析、论证,认为主要有2个原因。
2.1制造厂炼钢质量不稳定
由于制造厂炼钢质量不稳定致报废的锻件有容器法兰(2)、进口接管、出口接管、下封头过渡段及下封头。
(1)容器法兰(1)、容器法兰(2)直接报废的原因,均为超声波探伤发现超标夹杂物。夹杂物是考核一个企业炼钢水平最重要的参数之一,钢锭中的夹杂物主要来源是耐火材料的冲蚀物和钢水的二次氧化物,偶尔也有卷入钢锭的炉渣或保护渣。
(2)制造厂为项目共浇铸5个钢锭,产出共计10件进、出口接管,浇铸前熔炼分析表明化学成分均合格。但在其中一对同炉进口接管机械性能试验发现冲击值不合格后,进一步对进口接管取成品样进行化学分析,却发现锻件镍(Ni)含量0.84%~0.85%,而规范要求为0.5%~0.8%,结果不合格。Ni是16MND5钢主要元素,加入Ni是为了提高容器大型化以后的淬透性,改善低温韧性,且只有Ni能改善16MND5钢低温韧性。大量试验数据证明,低铜(Cu)时,Ni增加对辐照脆化影响不大;当Ni超过0.6%,Cu为0.05%时,在热峰作用下使晶格畸变增加,辐照效应较大,脆化异常明显。所以为保证锻件低温韧性性能,Ni含量应控制在下限。如果Cu含量<0.035%,Ni则应控制为上限。16MND5钢冶炼过程Cu控制得很严,所以Ni应为0.65%~0.8%,进口接管成品Cu含量为0.04%。
(3)下封头钢锭浇铸前熔炼分析,其中V含量为0.011%,规范要求V≤0.01%,熔炼结果不合格;后对钢锭冒口端、水口端取样进行化学分析,发现V含量均为0.015%,化学分析均不合格。V可细化晶粒,减小辐照脆性,主要是因细晶粒钢抗辐照能力强于粗晶粒钢,但V不能加得太多,太多的V又容易产生焊接开裂,增加钢的“再热裂纹”的敏感性,在实际生产时V应控制在0.001%~0.005%。
2.2制造厂在炼钢质量不稳定的前提下缺乏必要的内控手段
由于制造厂缺乏必要的内控手段导致报废的锻件有容器法兰(1)和堆芯筒体。以容器法兰(1)为例,通常制造厂的制造工艺路线为:炉料准备→冶炼(粗炼+精炼)→熔炼分析→铸锭→锻造→锻后热处理(正火+回火)→为探伤准备的粗加工(见光粗加工)→超声波摸底检测→正式粗加工→超声波检测→性能热处理(正火+调质)→取样和标识→试样的模拟热处理→化学成分检验→力学性能检验→金相检验→精加工→超声波检验→渗透检验→磁粉检验→标识→清洁→包装→运输→交货。
承制该核电站产品的制造厂在制造工艺路线中,去掉了“为探伤准备的粗加工(见光粗加工)→超声波摸底检测”这2个工序,直接粗加工至图纸要求尺寸,而在粗加工后超声波探伤再发现缺陷时,已无法采取补救手段“借加工”去掉缺陷。经仔细核图、详细尺寸计算分析,锻件投产后毛坯可借加工裕量为端面向下至少可借100 mm,内孔至少可借70 mm;如果从容器法兰端面高度向下借加工30 mm或内孔借加工55 mm,均完全可以去掉缺陷,可以挽救锻件。实际最终由于制造厂忽略了超声波摸底探伤的重要性,导致容器法兰报废,直接经济损失几百万元。
3锻件报废后的处理方案
(1)容器法兰(1),容器法兰(2)在超声波探伤检出超标缺陷后,经制造厂内部复核探伤结果,确认缺陷超标,判定两件容器法兰报废,重新投料。2件进口接管在机械性能试验发现冲击不合格后,后进一步对进口接管取样进行化学分析,再发现Ni含量超标,经制造厂内部讨论、分析,判定2件进口接管报废,重新投料。
(2)下封头钢锭浇铸前熔炼分析不合格后,制造厂最初认为熔炼分析过程可能存在误差,开启了内部不符合项流程,批复锻件正常转后序工作,在后序成品化学分析时再最终分析判定结果。对于制造厂的这一处理方式,核电站项目管理人员认为,钢锭熔炼分析结果已不合格,成品化学分析合格的概率较低,如果现状转下序,将来成品时报废,既给项目制造周期造成严重滞后,也不利于制造厂成本控制,要求制造厂对钢锭冒口端、水口端分别取样进行化学分析,如果不合格,则建议报废立即重新投料,事后经取样化学分析,V含量严重超标,说明项目管理人员的判定是及时的、有效的、正确的,最后制造厂立即启动了钢锭的报废流程,重新投料。
(3)堆芯筒体、下封头过渡段经超声波探伤判定不合格,分别报废重新投料。
4报废锻件对设备制造的影响
(1)容器法兰属于整台压力容器制造中的关键路径部件,其报废、重新投料,将直接导致部件交货期滞后3个月以上,进而直接冲击压力容器供货周期;同时容器法兰的报废,也直接导致制造厂制造成本的增加,对项目管理极为不利;尽管在不同的场合,核电厂项目管理人员多次强调制造厂应加强内控超声波探伤,但未引起制造厂足够的重视。事后分析表明,如果制造厂当时实施摸底超声波探伤工序,完全能够发现缺陷,采取借心粗加工措施后,可以有效去除超标缺陷,得到一个质量合格的容器法兰锻件,而实际由于制造厂没有采取内控措施,直接将产品粗加工符图,已失去借心加工方案的可能性,导致产品报废。有无内控措施,直接导致了两种不同的结果。
(2)针对下封头钢锭,由于项目管理人员及时提出了积极建议,在得到制造厂的响应后,直接判定该下封头钢锭报废。如果下封头钢锭前期不报废,到下封头成品化学分析不合格时再报废,将直接导致下封头滞后5个月以上工期,进而滞后压力容器整台设备制造供货进度,影响较大。
(3)建议。针对已出现的不符合项,制造厂应进行充分的原因分析、举一反三,并提出纠正措施。炼钢前炉料应严格筛选,特别是选低Cu生铁和废钢,有害残余元素也应严格控制;磷、硫(P,S)在炼钢时尽量控制,使其含量最低,以保证产品的冲击韧性、抗辐照性能以及可焊性。
炼钢时各元素应设置内控指标,以确保锻件化学成分结果合格。钢锭发现熔炼分析接近或超过标准时,及时在钢锭水口端、昌口端取样,进行化学分析,以验证钢锭的化学成分是否合格,若不合格,则应及时报废,避免不必要的资源浪费。
制造单位要对设备制造工艺进一步完善,加强制造过程中必要的内控手段。驻厂监制人员要进一步加强对锻件制造和工艺纪律执行情况的监督,做到“脑勤、腿勤、眼勤、手勤、嘴勤、耳勤”,第一时间发现问题、第一时间反馈问题、及时跟踪问题,以保证锻件的制造质量和进度。以上建议已在该核电厂项目管理中得到充分落实,经过半年多实践检验、验证,上述建议对工程建设是积极有益的。
5结束语
在国内,16MND5钢大锻件的冶炼及锻造一直是各制造厂生产的难点,也是制约核电压力容器设备制造的一个主要瓶颈,主锻件的质量直接影响压力容器能否保质、按期交货,进而影响核电站能否按期投入运营。需要各方在主锻件制造过程中,通过细化工艺、经验反馈、必要的内控措施、技术投入、质量监督和质量保证等各个方面进行充分准备,并落实到主锻件制造的各个环节,保证交付质量合格、进度保障的主锻件,进而保障压力容器设备保质、按期交付,实现项目效益最大化。
摘要：核电厂1#,2#机组压力容器关键锻件制造过程中,遇到容器法兰粗加工后超声波探伤发现线性超标缺陷并有夹杂物;下封头锻件钢锭浇铸前进行熔炼化学分析,有关元素含量不合格;进行质量分析,给出处理方法。
反应器压力控制 篇6
反应堆压力容器主管道是保证核电站一回路压力边界完整性的关键部件, 为了确保一回路压力边界完整性, 及时发现核反应堆压力容器接管焊缝材料缺损及其不良趋势, 我国核安全法规要求对上述焊缝进行全面在役检查或每隔固定周期需对接管安全端焊缝进行超声检查。
目前, 国内运行压水堆核电厂均采用接触式超声技术的大型压力容器检查装置对压力容器实施检查, 包括筒体环焊缝、筒体-接管焊缝和安全端焊缝, 尚无独立的安全端焊缝超声检查装置[1,2]。若使用大型压力容器检查装置实施接管安全端焊缝检查时, 需要大量的人力、物力, 而且检查设备占反应堆时间过长, 检查响应速度慢。鉴于此, 世界核电国家正在开发各种接管安全端超声检查装置[3]。
1 检查对象描述与环境条件分析
1.1 检查对象描述
反应堆压力容器是放置核燃料并承受高温高压的密闭容器, 是压水堆核电站中的关键设备。压力容器结构如图1所示, 反应堆压力容器接管位于反应堆压力容器上部, 与压力容器筒体焊接在一起, 同时与蒸发器主管道焊接在一起, 是反应堆一回路的压力边界, 其焊缝完整性将影响核电站正常运行。
接管超声检查在水下进行, 超声扫查方式为接触式。检查2条焊缝:接管与安全端连接焊缝 (低合金钢/奥氏体不锈钢, 异种金属焊缝) ;安全端与主管道连接焊缝 (焊缝两侧均为奥氏体不锈钢, 同种金属焊缝) 。检查区域包括焊缝金属和焊缝两侧各150 mm母材。焊缝结构示意图如图2所示。
1.2 环境条件描述
反应堆压力容器接管安全端位于RPV接管筒体段, 该区域为高辐射区, 无法实施手动超声检查。须从接管内侧实施检查, 设备定位安装位置位于换料水池近15 m深的水下。
2 接管安全端焊缝超声检查装置总体设计
2.1 检查装置机械结构设计
根据反应堆压力容器进出水接管的管道结构形式及超声检查规范要求, 检查装置机械结构为两端三脚架内部支撑, 机架布置直线、旋旋两运动轴结构。检查装置机械机构由轴向定位模块、管道支撑顶紧模块、直线扫查模块、旋转扫查模块、联接管、视频监视模块、吊装头、轴向定位指示模块组成。
机械系统安装操作如图3所示, 检查实施时, 长杆检查装置吊装头连接, 核岛环形吊车吊装长杆, 将机械装置放入水池, 检查人员操作长杆工具, 利用长杆工具将检查装置装入接管内部, 通过轴向定位模块和轴向定位指示模块确定接管安全端定位精度, 确定完超声检验扫查的坐标基准后, 管道支撑顶紧模块动作, 机械装置在管道内安装固定。长杆工具脱离机械装置, 反应堆厂房外的超声采集人员通过远程控制器遥控直线扫查模块和旋转扫查模块实现超声检查。通过视频监视模块实时监视探头托盘贴合情况及探头托盘运动情况。检查装置上布置2个超声托盘, 超声托盘沿接管径向对称分布, 保证两个托盘同时扫查记录, 缩短接管超声检查时间。超声探头在直线扫查模块伸缩气缸作用下顶紧, 伸缩气缸压力可调, 调节超声探头与被检管道表面贴合耦合情况, 探头托盘与大型反应堆压力容器检查系统通用, 保证超声检验一致性。
1.便桥2.长杆工具3.控制电缆及气管4.电气控制系统5.反应堆压力容器水池平台6.压力容器水池7.接管8.接管超声扫查工具9.压力容器
2.2 检查装置系统说明
实施检查时, 超声检查装置、控制系统等布置在反应堆厂房内, 检查人员操作长杆工具将检查设备安装在接管内, 通过终端传输装置, 厂房外控制系统、超声数据采集系统对远端实施远程遥控, 在接管内进行焊缝超声扫查。检查系统连接示意图如图4所示。超声检查系统采用多通道超声数据采集和分析系统, 与其配套的软件控制系统采用自研的通用多轴控制器和驱动器。检查装置接管安全端检查状态如图5所示。
1.浮筒2.前支腿3.中支腿4.直线运动部件5.托盘6.周向运动部件7.限位杆8.吊装机构9.筒体10.限位机构11.接管
3 主要技术研究
3.1 设备安装吊运及操作实施性研究
反应堆压力容器接管安全端焊缝距压力容器中心轴线大于3000mm, 检查装置超声扫查区间为2700~3300mm, 安全端异种焊缝距离压力容器筒壁大于1 200 mm, 检查装置在接管内的长度大于1 500 mm, 为狭长杆结构, 检查装置重心与长杆重心偏离1 m, 检查装置吊装高度要求大于15 m, 使用常规吊运方式检查装置吊运过程非常危险, 考虑检查实施困难、操作风险大等难点, 设计吊装模块、浮力调节装置。
吊装模块实现机械系统远程安全吊装, 检查装置定位安装完毕后, 长杆工具可与检查设备水下对接、脱钩等功能。吊装模块主要由吊装头、吊装铰链座、锁紧顶珠、销轴等组成, 吊装头可绕销轴在吊装铰链座内90°范围内转动, 锁紧顶珠在长杆工具脱钩时锁固吊装头。吊装模块的翻转铰链设计, 避免了由于检查工具的长杆结构, 吊装点重心不均匀, 需要额外增加吊装配重块等不足。
浮力调节装置在检查装置前端, 吊装模块在检查设备末端, 浮力调节装置采用高抗压、低吸水性的高密度浮力材料, 浮力调节装置入水前垂直向下, 水中往上的翻转力矩略大于检查装置在水下的重力下垂力矩, 保持水中平衡。该浮力可以通过改变浮块的体积或改变模块相对铰链的位置来调节, 保证检查装置在水下处于最佳安装状态。
3.2 检查装置接管轴向及周向扫查定位方法研究
超声检查需要检查装置在接管内部轴向定位和圆周方向定位, 确定记录起始点, 保证检查装置扫查范围为实际范围一致, 并能通过其他方式复查检查记录的准确性。因检查操作人员很难在15 m以上的距离操作柔性的长杆工具将检查工具准确定位在接管内部, 且保证重复定位误差在可控范围内, 需要检查装置具有自动定位功能。超声扫查基准的确定, 是该检查装置能否实施超声检查的最重要环节, 该环节决定了超声检验的定位精度、重复定位精度。
3.2.1 检查装置接管轴向扫查定位方法研究
反应堆压力容器接管与压力容器筒壁连接处相贯母线作为沿接管轴向方向定位起始基准, 以该起始基准确定接管安全端焊缝中心线距母线距离, 确定反应堆压力容器接管坐标, 该相贯母线与轴向定位指示模块接触, 轴向定位指示模块为检查装置上机械部件, 根据检查装置机械系统结构位置关系, 实现检查装置扫查轴的坐标转换到反应堆压力容器接管实际坐标关系。轴向坐标确定示意图见图6。
轴向定位模块上的回拉气缸实现检查装置在接管内部的轴向伸缩移动。在轴向伸缩移动和管道支撑顶紧模块相互作用下, 检查工具自移动进入接管内部, 直至轴向定位指示模块与基准相贯线接触停止动作。轴向定位指示模块上的水下定位指示开关与压力容器筒壁接触, 开关动作指示检查装置的伸缩移动到位。移动到位后, 轴向定位指示模块上安装的超声探头进行水深层测距, 精确测定检查装置轴向定位误差, 对轴向定位基准纠偏。
3.2.2 检查装置接管周向扫查定位方法研究
接管圆周方向扫查基准确定, 依据轴向定位指示模块上双轴倾角仪测定偏转角度, 检查工具的吊装模块翻转法线与检查工具轴线平行, 长杆工具与检查工具为刚性连接;双轴倾角仪可以测量出检查工具相对于接管轴向、接管径向上的角度偏差。按照倾角仪测量的角度偏差, 调整旋转模块周向零点, 旋转模块的周向零点在下压力容器前人工校零, 如接管安装完毕后产生的径向偏转, 可以通过控制系统调节。
上述设计解决了超声检验所需要的扫查基准难题, 使得接管安全端焊缝检查工具实施超声检查可行, 保证了超声检查结果的准确性, 为与大型压力容器检查系统相同位置超声检查数据结果的一致性提供了保障。
4 检查装置应用情况
研制的反应堆压力容器接管安全端超声检查装置各项技术指标满足接管安全端超声在役检查要求, 通过了英国验证中心的压力容器接管安全端焊缝检验技术的验证。既可适用于M310型, 也可适用于AP1000型, 为国内核电单独实施接管安全端超声检查提供了一种高效、安全的检查手段。该装置已成功完成了多个核电机组的接管安全端焊缝役前和在役超声检查工作。
5 结语
反应堆压力容器接管安全端超声检查装置的研制成功, 解决了反应堆压力容器接管安全端独立实施水下超声检验的技术难题, 满足了安全端焊缝独立实施超声检查的要求。
通过使用该安全端超声检查装置, 缩短了反应堆压力容器检查时间, 提供了快速有效的反应堆压力容器接管安全端焊缝超声检验方式, 降低了核电站运行风险。
摘要：针对反应堆压力容器接管安全端焊缝超声检查装置进行了总体结构设计, 设计的吊装机构解决了偏心吊装问题, 轴向拉伸机构提高了设备安装效率, 轴向与周向定位方法保证了超声检查定位精度与重复定位精度。该检查装置独立携带多超声托盘实施接管安全端超声检查, 能与大型压力容器检查装置并行工作, 可为压力容器接管安全端超声检查提供一种高效、安全的接管安全端焊缝超声检验方式。
关键词：反应堆压力容器,接管安全端焊缝,超声检查,检查装置
参考文献
[1]李田生, 刘志远.焊接结构现代无损检测技术[M].北京:机械工业出版社, 1999.
[2]刘坤.管道焊缝超声检测扫查器机械装置研究[D].武汉:武汉理工大学, 2002.
反应器压力控制 篇7
1 基于Morison方程的桥梁供水压力计算
Morison方程将动水压力按两部分来计算, 一部分是由流体的黏滞效应而引起的拖拽力, 另一部分则是由附加质量效应而引起的惯性力。
设处于水中的铅直柱体的运动位移为x, 波浪水质点在柱体轴中心位置处的水平位移为u, 地面运动位移为xg, 由Morison方程, 单位长度铅直柱体上沿x轴方向的波浪力为[2,3,4]:
式中:ρ为水的密度;V为单位长度柱体的体积;AP为单位长度柱体在垂直于波浪运动方向上的投影面积;为水的绝对速度和绝对加速度;为柱体结构的相对速度和相对加速度;;为地面运动速度和加速度;CM为动水惯性力系数;CD为动水阻力系数。
假定水流速度为零, 同时Morison方程忽略了结构存在对水的影响, 结构运动不会产生水的运动, 这样水的速度和加速度都为零[2,3,4]。则上式就可以写成
式中: (CM-1) ρV为柱体单位长度上的动水附加质量;12CDtAP为柱体单位长度上的动水附加阻尼。
由Morison方程建立考虑动水压力的结构在地震作用下的运动方程为:
式中:M、K和C分别为结构的质量、刚度和阻尼矩阵;Mw和Cw分别为由Morison方程得到的结构附加质量和附加阻尼矩阵。
在有限元模型中, Mw和Cw的元素可按下式计算:
式中:Mwi为第i个单元的附加质量;Cwi为第i个单元的附加阻尼。
以上公式都是由圆柱体推导出来的, 对于桥梁中常见的矩形桥墩 (见图1) , 其单位高度上的动水附加质量可通过等效圆柱体单位高度上的动水附加质量乘以一个修正系数Kc得到[5], 即:
式中:D为垂直于柱体运动方向的截面尺寸;B为平行于柱体运动方向的截面尺寸;Mwr为矩形截面柱体单位高度上的动水附加质量;Mwc为直径为D的等效圆柱体单位高度上的动水附加质量。
利用文献[6]给出的试验数据, 得到以矩形截面形状参数D/B为参数的修正系数的近似计算公式:
对于群桩基础, 桩与桩之间会产生干扰效应和遮蔽效应, 并且这2种效应会随着桩间距的增大而减小。设l为桩柱中心距, D为桩柱直径, 当l/D≥4时, 可以忽略干扰效应和遮蔽效应;当l/D<4时, 则必须考虑干扰效应和遮蔽效应[4], 计算动水质量时应将作用于单桩上的动水压力乘以相应的群桩系数 (见表1) 。根据以上计算得到桥梁各部位的动水附加质量见表2。
t
2 动水压力下桥梁地震反应分析
预应力混凝土连续刚构桥的跨径为 (68+125+68) m, 横断面为单箱单室直腹板, 采用高桩承台桩基础。河床表面为较薄的卵石层, 其下均为砂质泥岩。总体布置图如图2所示。混凝土等级主梁为C55, 墩身为C35, 承台和基础为C30, 设计基本地震加速度峰值为0.20 g。桩-土相互作用采用土弹簧模拟, 土弹簧刚度采用m法计算[8]。混凝土的本构采用Mander模型, 钢材的本构采用Menegotto-Pinto模型;非弹性铰特性值采用kinematic hardening滞回模型, 由此建立的纤维模型如图3所示。
采用El Centro波进行非线性时程反应分析, 其加速度时程曲线和傅里叶谱曲线如图4和图5所示, 从傅里叶谱曲线中可以看出El Centro波的卓越频率为1.47 Hz。
对相对水深为0%、45%、65%和100%时全桥的地震响应进行分析, 其中相对水深= (水深/河床以上下部结构高度) ×100%, 而河床以上下部结构高度包括河床以上的桩身高度 (9 m) 、承台高度 (3.5 m) 和墩身高度 (6.5 m) 。桥梁处于不同水深时前5阶自振频率和振型特征见表3。由表可知, 随着水深的增加, 施加在结构上的动水附加质量也增加, 所以自振频率会减小。
表4为全桥在El Centro波作用下2#桥墩的墩顶位移和墩底内力, 从表中可以看出, 无论顺桥向还是横桥向墩顶位移均随水深的增加而增大, 在相对水深为65%时顺桥向的墩底轴力、墩底剪力和墩底弯矩达到最大值, 以后随着水深的增加而减小;在相对水深为45%时横桥向的墩底轴力、墩底剪力和墩底弯矩达到最大值, 以后随着水深增加而减小, 说明桥梁已进入塑性且横桥向要比顺桥向更易进入塑性。
图6和图7为2#桥墩墩顶位移在不同水深时与无水时的时程曲线, 从曲线中可以看出, 在同一时刻有水时的墩顶位移均要大于无水时的墩顶位移, 说明动水附加质量会增大桥梁的地震反应, 且水深越大地震反应也越大。
3 结论
(1) 动水压力会改变桥梁的自振特性, 且自振频率会随着水深的增加而减小。
(2) 动水压力会增大桥梁的地震反应, 水深越大地震反应也越大, 尤其进入塑性后, 位移发展很快, 在本工程中动水压力的影响最大可达40%以上。
综上, 处于深水中的高桩承台连续刚构桥在进行抗震设计时应考虑动水压力的影响。
参考文献
[1]袁迎春, 赖伟, 王君杰, 等.Morison方程中动水阻力项对桥梁桩柱地震反应的影响[J].世界地震工程, 2005, 21 (4) :88-94.
[2]叶建.考虑墩—水耦合作用的桥梁地震反应分析[D].哈尔滨:中国地震局工程力学研究所, 2013.
[3]杨万理.深水桥梁动水压力分析方法研究[D].成都:西南交通大学, 2011.
[4]王树青, 梁丙臣.海洋工程波浪力学[M].青岛:中国海洋大学出版社, 2013.
[5]Borgman L E, Spectral analysis of ocean wave forces on pilling[J].Proc of ASCE, 1967, 93 (2) :129-156.