高温、高压型导波雷达液位仪表的故障分析原因分析与改进

贺治国

(福建福清核电有限公司，福建 福清 350315)

二回路液位控制是核电厂重要的控制系统之一，其测量环境较为苛刻。传统液位仪表因其固有原理，且无法通过自身技术的改进来消除误差。

导波雷达是一种新兴的液位仪表，它克服了传统仪表原理上的不足，在核电厂应用业绩逐渐增多。其中在温度、压力不高的工况中应用成熟。在高温、高压饱和蒸汽工况中使用业绩也逐渐增多，但在实践应用中，蒸汽型仪表还存在一些因仪表设备设计与工程设计原因引起的重复性问题，该类问题不以更换新表而消失。

本文分析了上述问题，并重点分析了原因未明、同行首次出现的测量值周期性漂移问题，该问题严重影响到福清核电某机组的稳定运行，并且同行电厂后续也发现了同样问题。对此，本文通过理论计算、实践验证等措施，找出问题原因和成因，并开展了针对性改进，应用效果良好。

1 二回路液位测量工况及仪表应用效果

核电厂二回路容器液位测量需要经历下述一种或者几种工况：负压工况、高温、高压饱和蒸汽额定功率工况及功率变化工况。

核电厂启动后至低功率运行阶段，二回路各疏水容器处在负压或微负压环境中。这是源于二回路需要进行排气、冲洗、水质净化等工艺作业，且此时容器压力尚未建立，受凝汽器真空的影响处于负压状态或微负压状态。随着机组功率提升，汽轮机的饱和抽汽在容器中建立了稳定压力，容器处在高温、高压的饱和蒸汽环境中。当机组功率变化或者甩负荷时，各容器蒸汽温度、压力都会相应变化。由于测量环境比较苛刻，这给仪表的全工况准确测量带来了挑战。

目前用于核电厂二回路液位控制的测量仪表主要有差压式液位计、浮筒液位计和导波雷达液位计。按照仪表原理与实际应用效果，其特征分析如下。

1)差压式液位计不能实现全工况准确测量。

2)浮筒液位计不能实现全工况准确测量，维修量大。

3)导波雷达采用TDR原理技术，具有测量精度高、不受真空和负压影响、不受液体密度影响，不需要校验、维修工作量少的特点，且蒸汽型导波雷达具有补偿功能，原理上能够对机组全工况进行精确测量，完全克服了差压式、浮筒式等液位测量仪表的缺点，成为二回路气液两相液位测量的应用主流。

2 仪表测量值周期性漂移问题

2.1 问题描述

福清核电高加导波雷达液位测量采用测量筒外置式安装方式，机组在升功率后长期稳定运行中，出现了测量失效的情况，具体表现为：

1)仪表趋势为锯齿波形，变化幅度大。如图1所示，爬升幅度最高为180 mm，超出技术规格书要求为±8 mm，也超过高加解列值(138 mm)；

图1 福清核电某机组高加液位典型故障特征波形Fig.1 Typical fault characteristic waveform of a unit in Fuqing Nuclear Power

2)测量失效具有周期性，6～12 h为一个周期；

3)测量失效具有普遍性，高加所有液位计陆续出现了此问题。

两列高加同时具有解列风险，机组存在降功率和停堆风险。

2.2 原因分析

问题周期性地出现在稳定工况下，排除了工况干扰和蒸汽渗漏的可能；通过更换其他批次产品验证，排除了批次原因。通过对现场采集的数据和信息进行诊断，结果表明仪表信号处理单元、蒸汽补偿参数设置、仪表工作温度、安装问题等方面均无异常。

经分析，认为故障由蒸汽补偿变化引起。在机组满功率稳定运行情况下，对故障仪表进行了连续波形采集，如图2所示，发现同一块仪表在一个时间周期内，蒸汽补偿量与仪表测量值之间的变化趋势一致，确定问题由蒸汽补偿量周期变化导致。

图2 蒸汽补偿量与仪表测量值变化趋势图Fig.2 Trend chont of steam compensation and meter measurement

3 补偿量问题的理论分析与验证

基于对补偿量问题分析和处理的复杂性，本文建立导波雷达电气模型进行理论分析，并结合仪表应用环境、仪表结构、采集故障波形，找出引起补偿量变化的原因，并经试验验证正确，给出问题结论。

3.1 导波雷达电气建模

导波雷达电磁脉冲采用同轴传输结构。由于频率高，在同轴线上已经具有明显的波动效应。利用电磁波传输的长线理论，将导波雷达的同轴传输线划分为很多极小微分段，如图3所示，每个微分段的分布参数等效为由电阻L、电容C、电感L和电导G等元件组成的Γ型网络。由于电阻Y和电感L的存在，信号在沿传输线传播时会发生金属损耗效应，对信号传输起着消耗、阻隔的作用；横截方向有电容和电导并联，对信号传输起着分流、短路的作用，电导G也会介质损耗效应，导致信号传输衰减。

图3 均匀传输线等效示意图Fig.3 The equivalent schematic of uniform transmission line

(1)特性阻抗Z0

信号沿传输线传播时，均匀传输线上任何一点的电压和电流的关系称为特性阻抗Z0。Z0的大小由给定长线的横向尺寸和周围所填介质的特性所决定，与信号源及负载无关。同轴线的特性阻抗为：

(1)

式中：εγ为介质的相对介电常数；D为同轴外套管的内径；d为波导直径。

(2)波速度

电磁波在电缆中的波速度与电缆的绝缘介质有关，而与导体芯线的材料与截面积无关，只要绝缘介质相同，其波速度基本不变。波速表达式为：

(2)

式中：c为光在真空中的传播速度，3.0×108m/s。

3.2 补偿问题原因分析

补偿实质是对电磁波速的动态补偿。根据公式(2)可知，波速由气相介质的介电常数决定。气相只有蒸汽和蒸汽冷凝的水两个动态干扰因素会对波速产生周期性的影响。通过计算不同工况下(压力、温度)两干扰因素的最大补偿量，得出工况之间最大变化量，与漂移值比较，并结合试验验证，确定故障关键因素。

(1)补偿量的计算

(3)

表1给出了机组高加各功率平台的介电常数。

表1 高加各功率平台的介电常数Table 1 Dielectric constants of each power platform

计算值与实际值对比如下。

1)满功率下，补偿最大计算值(117.5 mm)与补偿的实际值(110 mm)比较接近，计算结果可信，也说明了导波雷达进行补偿的必要性。

2)对比工况330 MW和1 089 MW，蒸汽的最大补偿变化量为117.5-50=67.5 mm。可知机组热态下，因蒸汽介电常数变化而引起的补偿量变化只有67.5 mm，远远小于180 mm的跳变量。

经1)、2)得出，工况变化引起的蒸汽补偿量变化较小，故障原因应为冷凝液滴引起。

(2)验证

验证1：在机组稳定功率运行下，关小蒸汽取样阀门至1/8圈，减少蒸汽进汽量，并调整了联通孔的角度，仪表过补偿趋势无明显变化。

验证2：机组经历了多次满功率至80%功率之间的升、降负荷，工况引起的补偿量变化小于15 mm。

验证3：机组经历1次启堆升功率过程，从300 MW至满功率升负荷过程，工况引起的蒸汽补偿变化小于40 mm。

(3)结论

经上述计算和验证结果可得出，机组稳定工况下，蒸汽引起测量值变化值相对较小，故障原因应为周期性的冷凝液滴导致。

3.3 冷凝液滴的定位分析

冷凝液滴的定位分析需要先计算出探杆各段阻抗，得出仪表的标准波形，结合周期变化的故障波形进行对比分析，找出冷凝液滴形成的位置和成因。

图4为故障仪表采集信号周期性变化示意图，蒸汽补偿量从b1向b3增大时，冷凝波形相应从a1变到a3。对比标准波形，图中冷凝波形在蒸汽目标上方区域。经对探杆结构的了解，分析认为补偿量变化的过程为冷凝液滴在探杆顶部形成-变大-掉落的过程。

图4 故障仪表采集信号变化示意图Fig.4 The schematic of signal change collected by fault instrument

(1)验证

验证方案用注射器往探杆顶部喷射少量冷凝水，试验在相同位置复现了冷凝液滴的故障波形，且在试验中发现探杆顶部存在一个较深的封闭空腔。

(2)液滴形成原因

根据文献可知，仪表过程连接部分的封闭空腔属于仪表的散热、绝热设计部分。蒸汽容易在空腔顶部容易形成周期性冷凝液滴，冷凝液滴一方面减缓了波速，另一方面产生了负极性的冷凝波形。

(3)结论

M6型和M5型过程连接处的空腔属于绝热、散热设计。蒸汽在探杆顶部空腔易形成冷凝液滴，由于重力关系，冷凝液滴形成-变大-掉落的周期性过程导致了蒸汽补偿量的周期性变化。

3.4 探杆的K值分析

(1)K值定义与误差放大计算

福清核电高加液位计探杆同轴长度为2 800 mm(量程为2 500 mm)，而蒸汽目标在探杆螺纹连接下方125 mm处，为了较好说明该仪表的蒸汽补偿误差放大系数，定义K值如下：

福清高加M6型探杆的K放大系数为22.5。如蒸汽目标产生10 mm误差扰动，最大可产生225 mm的巨大误差。K值设置不合理导致了仪表周期性高漂的严重后果。为验证上述结论，在确保机组运行安全的情况下，进行了关闭仪表蒸汽补偿的试验验证。

(2)验证

仪表关闭蒸汽补偿后，经过长时间的观察，液位趋势无异常，能够在稳定工况下控制液位。为了避免机组因高加解列引起的降功率与停堆事件，机组采取了关闭液位计蒸汽补偿方案来控制高加液位。

(3)结论

K值越大，抗干扰性能越差，因此需要选择合适的K值。增大蒸汽目标，且将蒸汽目标段设置在较稳定流场中，减少冷凝水、取样口等干扰因素的影响。

4 设计改进与长期验证结论

(1)设计改进

新设计采取了下述措施：

1)减少蒸汽冷凝水凝结，取消探杆过程连接的空腔设计，用低介电常数的密封、绝热材料填充；

2)优化蒸汽目标位置，降低误差放大系数；

3)优化探杆阻抗，增加探杆抗干扰性。

(2)机组长期验证效果评价

M6改进型投入机组工作，经历了长期的验证，期间经历了长期机组实际验证，效果较好。如图5所示，与M6型比较，M6改进型趋势无跳变、无漂移。如表2所示，M6改进型与实际液位波动范围一致，测量偏差小于±8 mm，符合规格书的要求。

表2 升级前后仪表性能对比Table 2 Comparison of instrument performance before and after upgrade

图5 产品升级前、后趋势对比Fig.5 Comparison of trends before and after product upgrade

5 结束语

导波雷达已经成为二回路液位测量应用趋势，本文分析了蒸汽型导波雷达在实践应用中的重复性问题，并给出分析结论与改进措施。重点分析了补偿量问题，运用一套理论分析与试验验证相结合的诊断方法，确定了问题原因，该方法的意义主要有：

(1)精确地计算出各工况间蒸汽补偿量的最大差值，确定故障原因为冷凝液滴引起，通过关小蒸汽取样阀门和机组升降功率验证了此结论。

(2)在冷凝液滴对补偿影响的定位分析中，采集了周期性故障波形变化趋势，通过与标准波形对比，确定故障由探杆头部冷凝液滴引起，通过往探杆顶部空腔注射水的试验验证了分析结论，并对探杆液滴形成原因进行详细的阐述。

(3)创新性地给出蒸汽补偿K值的定义与作用，对后续蒸汽型导波雷达的产品设计提供借鉴，并对蒸汽型同轴套管的尺寸给出优化参数。

本文总结了重复性问题的措施，给出了仪表的设计改进方案，并促进厂家对现有产品进行改进。产品改进后，经机组长期验证合格，仪表符合规格书和系统液位控制的要求。实践证明本课题理论分析正确、验证方案有效、设计改进方案先进。综上，本文成果将促进导波雷达在核电厂二回路液位测量中的广泛应用。