氣液兩相流疏水器SWQ自動調節液位控制器后管道應用，為研究汽液兩相流管道的流動特性及選型方法,以加熱器氣液兩相流疏水器后汽液兩相流動典型代表為例,對汽液兩相流的產生機理、危害及其應對策略進行了研究分析,并以工程熱力學、流體力學及汽液兩相流的均相流模型為主要理論基礎,結合核電工程實際,介紹了一種簡單、實用的加熱器氣液兩相流疏水器后管道計算選型的方法,填補了設計工作中的“模糊地帶”,為后續項目設計工作提供參考。
高、低壓加熱器利用汽輪機中已做過功的蒸汽來逐級加熱給水,以提高機組的循環熱效率,是發電機組給水加熱系統中不可缺少的重要組成部分.發電廠中主要工作介質為水和蒸汽,一般水或蒸汽在管道中處于單相流動狀態,但也會存在汽液兩相流動的情況,加熱器氣液兩相流疏水器后管道中的介質流動狀態就是發電廠中汽液兩相流動的一個典型代表。
兩相流動管道與單相流動管道具有不同的流動特性,存在流動阻力大,管道容易振動的問題,是發電廠管道設計的一個難點.本文通過研究分析加熱器氣液兩相流疏水器后汽液兩相流的產生機理,針對其帶來的危害,提出了相應的改進措施.
由于目前火力發電廠汽水管道設計規范?(DL/T5054-2016)和?核電廠常規島汽水管道設計技術規范?(NB/T20193-2012)中給出的汽液兩相流管道通流能力的計算方法實施難度較大,在電廠實際設計過程中,加熱器氣液兩相流疏水器后管道一般不進行定量計算,而是按照經驗,簡單地選用比調閥前管道大一規格的管道,因此設計精確度難以保證,無法有效降低管道中介質汽化帶來的危害.本文結合工程實際,給出一種簡單、實用的選型計算方法,能提高設計精確度和工作效率,為后續項目設計工作提供參考.
1疏水管道汽液兩相流產生的機理
流體在管道中流動,遇到突然變窄的斷面,因阻力而使流體壓力降低的現象稱為節流.流體節流過程如圖1所示,取流體節流前、后穩定斷面,動閥等),由于來不及與外界換熱,也沒有功的傳遞,可將其理想化為絕熱節流.
圖1流體節流過程示意圖
絕熱節流前后參數變化如圖2所示,流體節流前的壓力為p1,速度為c1,焓值為h1.流體流經節流裝置(后續均以調閥為例)時,速度變大,動能增加,壓力下降,并產生強烈擾動和摩擦.流體在縮口處壓力達到小值pvc.隨后因流通面積增加,流速逐漸減慢至c2.在這個過程中,流體的壓力逐漸降低,之后壓力恢復至p2,部分靜壓能逐漸轉變為速度動能,而后又有部分速度動能轉變為靜壓能.節流前后流體的焓值不變,即h1=h2.但由于擾動和摩擦的不可逆性,節流后的壓力不能恢復到節流前,必然存在p2＜p1.
忽略1-1、2-2斷面的高差變化,結合能量守恒定律,利用如下的伯努利方程,也可理解此過程中流體參數的變化和能量的轉化.+=++ΔH(1)式中:p為壓力,MPa;ρ為密度,kg/m3;g為重力加速度,m/s2;ΔH為阻力損失,m.水在節流的過程中,pvc低于汽化壓力pv時,會發生汽化,產生氣泡.由于加熱器的疏水為飽和或者微過冷的凝結水,p1≈p2,其流經氣液兩相流疏水器時,在調閥的節流作用下,其壓力極易低于pv而產生汽化,汽化產生的蒸汽與疏水混合,形成汽液兩相流.
2氣液兩相流疏水器SWQ自動調節液位控制器應對措施
2.1氣液兩相流疏水器SWQ自動調節液位控制器的存在形式
當p2＜pv時,產生的氣泡會一直存在于水中,疏水以兩相流動形式進入下一級容器,即調閥后介質以汽化形式存在.當p2>pv時,產生的氣泡經縮口后突然爆破,即調閥后介質以汽蝕形式存在.
2.2汽液兩相流的危害
由于汽化,調閥后的疏水中有質量體積更大的蒸汽存在,因此兩相流的流速加快會產生強烈的擾動和摩擦,導致管系振動和金屬壁面的磨蝕,給電廠的安全穩定運行帶來了隱患.若發生氣蝕,則隨氣泡爆破釋放出的能量極大,不僅產生噪音,而且在金屬表面引起的局部應力值可達689MPa或更高,使金屬表面呈現坑洼的斑點.
2.3汽液兩相流的應對措施
雖然汽蝕破壞力大,但可采取措施從源頭予以抑制,如提高入口壓力等.而汽化則是某些系統中無法避免的,如加熱器疏水管道,下游壓力總是要低于疏水溫度下的汽化壓力,其工作流程決定汽液兩相流必然存在,我們可通過采取如下措施降低或解決其帶來的不利影響.
2.3.1材料的選擇
因碳鋼對汽化的磨蝕較敏感,在可能存在汽化的管道系統中,應采用合金鋼和不銹鋼.為降低工程造價,通常加熱器疏水管調閥前用碳鋼.對于調閥后的管材,采用ASTMA335P11,含鉻1.25%,含鉬0.5%,鉻鉬含量越高,抗磨性能越好,CPR1000堆型核電廠則采用ASTMA335P22.
2.3.2降低疏水溫度
加熱器中的冷凝水溫度為加熱器壓力對應的飽和溫度,冷凝水位于加熱器疏水冷卻段內,由進入加熱器內的給水進行冷卻.熱交換器協會(HEI)規定,離開加熱器的疏水溫度和進入加熱器的給水溫度差不宜小于10℃,較低的疏水溫度有利于抑制汽化現象的產生.
2.3.3合理布置氣液兩相流疏水器SWQ自動調節液位控制器
先,調閥應靠近疏水接收容器布置,即盡量縮短調閥后管道的長度,減少受影響的管段,同時擴大容器空間,這有利于流體擴容,產生的兩相流對容器的影響也會較小.
其次,確保氣液兩相流疏水器前有足夠的靜壓頭和較小的管道壓降,以保證在各種工況下調閥前的管道中任何一點始終處于液態流動狀態,無汽化現象產生,即:p1-pv+Δh＞0式中:p1為上一級加熱器壓力,MPa;pv為上一級加熱器疏水汽化壓力,MPa;Δh為加熱器疏水液面與調節閥入口高位差,m.再次,當調閥進入下一級加熱器的管道不可避免地出現彎頭時,應用三通代替彎頭,流向為直通端進,側通端出,且在三通的直通端加不銹鋼靶板.因制作特點,彎頭存在局部減薄現象,導致其承載能力小于三通.根據汽液兩相流特點,彎頭極易被流體介質沖刷磨損,終導致破裂.
后,合理選擇疏水管道規格,使管道中汽液兩相流的流速處于合理范圍內,這樣可有效降低因兩相流的流速加快引起的強烈擾動和摩擦,進一步減輕管系振動和金屬壁面的磨蝕.
3管道選型計算方法
發電廠設計參考規范?火力發電廠汽水管道設計規范?(DL/T5054-2016)和?核電廠常規島汽水管道設計技術規范?(NB/T20193-2012)中給出了汽液兩相流管道通流能力的計算方法,該方法大量地使用積分計算,運用難度大,耗時長,難于推廣.為保證設計精確度,合理選擇管徑,從而有效降低管道中介質汽化帶來的危害,下文將給出一種簡單、實用的選型計算方法.
3.1假定條件
假設加熱器疏水管道已經進行了保溫,管道內介質與外界沒有熱量交換.將汽液兩相流視為均相流,即將其看作一種均勻混合的介質.
3.2數學模型
絕熱節流前后參數變化如圖3所示,逐級自流式疏水方式中,高一級加熱器(加熱器1)產生的凝結水通過疏水管道流至低一級加熱器(加熱器2),疏水管道上通常設置有疏水調節閥及其上下游的閘閥.
p1為加熱器1的殼側壓力;t1為加熱器1的殼側溫度;G為加熱器1的疏水流量;p2為疏水管線末端壓力;pR為疏水接收容器壓力;v為調節閥出口管道內介質質量體積圖3絕熱節流前后參數變化示意圖
3.3計算過程
3.3.1阻塞流判斷
介質在管道中流動的過程中,在固定入口條件下,當閥前壓力p1保持一定,逐漸降低閥后壓力p2時,流經調節閥的流量會增加到一個大極限值,若使p2繼續下降,則流量不再增加,此時流動狀態即為阻塞流.其判定條件為:設pM為產生阻塞流的臨界壓力,若pR＜pM,則阻塞流產生.pM＝FFpV(2)FF=0.96-0.28(3)式中:pM為產生阻塞流的臨界壓力,MPa;pV為對應某溫度點的液體汽化壓力,MPa;FF為臨界壓力比因數;pC為液體臨界壓力,MPa,對于水為22.115MPa.產生阻塞流后,管道的通流能力取決于入口壓力,p1一定時,流量一定.此時,應確定對應的管道大質量流速GM及小的管道內徑dmin,以防止疏水不暢的情況發生.根據美國EBASCO公司的資料,擬合出疏水焓值與質量流速的公式,可以方便快速地確定GM.GM=-0.00000000000008h2+0.001442001686692×h1-319.652573697076×hf1-dmin=×1000(5)式(4)至式(5)中:GM為質量流速,kg/(s.m2);hf1為t1對應的飽和水焓值,kJ/kg;dmin為阻塞流時小管徑,mm;G為疏水流量,kg/s.
3.3.2管系末端壓力確定
管系末端壓力為疏水接收容器壓力,即p2=pR.對于加熱器危急疏水管道,管系末端一般設置多孔管或孔板等阻尼裝置,而在管道選型時這些阻尼裝置的詳細資料往往難以獲得,為此,本文收集到了來自美國EBASCO公司的相關資料,其中規定,高壓加熱器疏水管系末端壓力為0.276~0.689MPa,中低壓加熱器為0.01~0.276MPa.也可參照下表中的數據選取危急疏水管系末端壓力.
表1加熱器危急疏水管系末端壓力
加熱器編號 壓力/MPa
1 0.551
2 0.345
3 0.276
5 0.086
6 0.028
7 0.025
8 0.009
注:此表為600MW火電機組數據,加熱器編碼依據火電廠編碼規則。
3.3.3蒸汽干度計算
由于絕熱節流前后焓值不變,而汽液兩相流的總焓值為其中疏水焓值與蒸汽焓值之和,由此求得汽液兩相流中蒸汽的干度.hf1=(1-x)hf2+xhg2 (6)(7)x= hf1-hf2 式中:x為蒸汽干度;hf1為t1對應的飽和水焓值,kJ/kg;hf2為p2對應的飽和水焓值,kJ/kg;hg2為p2對應的飽和水和飽和蒸汽的焓值差,kJ/kg.
3.3.4兩相流質量體積計算
v＝vl＋xvg(8)式中:v為兩相流質量體積,m3/kg;vl為疏水流質量體積,m3/kg;vg為蒸汽流質量體積,m3/kg.
3.3.5管道內徑計算
Di=594.7×(9)式中:Di為疏水管道小內徑,mm;G為疏水流量,kg/s;v為汽液兩相流質量體積,m3/kg;w為流速,m/s,選用核管規推薦流速范圍20~100m/s.3.3.6管道規格確定調閥后管道宜選用合金鋼.依據3.3.5的計算結果,在標準管道規格庫中選取合適管道規格D0×S0.
3.3.7管道壁厚計算
管道壁厚的計算與單相流體管道壁厚計算相同,參考?核電廠常規島汽水管道設計技術規范?6.5節、?火力發電廠汽水管道設計規范?5.2節進行計算,取得計算壁厚Sc.
3.3.8管道規格選取驗證
將3.3.7計算出的壁厚Sc與3.3.6中選取的管道規格壁厚S0進行對比,使Sc＜S0;將3.3.6中選取的管道規格內徑與3.3.1中計算出的阻塞流小內徑dmin進行對比,使(D0-2S0)＞dmin.基于上述加熱器疏水管道選型方法,對氣液兩相流疏水器后管道選型的計算步驟進行了總結,如圖4所示.
4管道選型方法的實際應用
以某核電廠為例,對6號高加正常疏水、危急氣液兩相流疏水器后管道進行選型計算,闡述上述選型方法在實際工程設計中的應用.計算輸入數據如表2所示.
表2計算輸入數據
項目 符號 數據
6HP正常疏水6HP危急疏水
加熱器疏水量
/(kg.s-1) G 172.22222172.22222
加熱器壓力/MPa p1 2.0222.022
疏水溫度/℃ t1 183.2183.2
疏水接收容器壓力/MPa pR 0.97410.00578
管系末端壓力/MPa p2 0.97410.2756
阻塞流判斷計算數據描述如表3所示.
表3阻塞流判斷
項目 符號 描述
6HP正常疏水 6HP危急疏水
汽化壓力(t1)/MPa pV 1.079 1.079
阻塞流臨界壓力/MPa pM 0.96879808 0.96879808
是否存在阻塞流 否 是
大質量流速/(kg.s-1.m-2) Gm — 16172.405
小內徑/mm dmin — 116.47
兩相流質量體積計算如表4所示.
表4兩相流質量體積計算
項目 符號 數據
6HP正常疏水 6HP危急疏水
疏水焓值(t1)/
(kJ.kg-1) hf1 777.3 777.3
疏水焓值(p2)/(kJ.kg-1) hf2 757.6 549.2
汽化潛熱(p2)/(kJ.kg-1) hg2 2017.6 2171.6
疏水質量體積(p2)/
(m3.kg-1) vl 0.001126 0.001071
蒸汽質量體積(p2)/
(m3.kg-1) vg 0.199217 0.655702
干度/% x 0.98 10.50
兩相流質量體積/(m3.kg-1) v 0.0310 0.0699
管道規格初選情況如表5所示.
表5管道規格初選情況
項目 符號 描述
6HP正常疏水6HP危急疏水
管道小內徑/mm dimin 260.7391.6
管道大內徑/mm dimax 583.0875.7
材質 A335P22A335P22
外徑/mm D0 508.0610.0
壁厚/mm S0 20.6214.70
質量流速是否合理 是是管道規格驗證情況如表6所示.
表6管道規格驗證情況
項目 符號 描述
6HP正常疏水 6HP危急疏水
許用應力/MPa [σ]t 103 103
溫度修正因數 — 0.4 0.4
許用應力修正因數 — 1 1
設計壓力/MPa(g) P 2.12 2.12
附加厚度/mm c 2 2
負偏差系數 — 0.143 0.143
小壁厚/mm Sm 7.20 8.24
負偏差的附加值/mm c1 1.03 1.18
計算壁厚/mm Sc 8.22 9.42
選型結果可行性判斷 — 是 是
由上述計算得出的管道選型計算結果如表7所示.
表7管道選型計算結果
項目 6號高加正常氣液兩相流疏水器SWQ自動調節液位控制器后管道 6號高加危急氣液兩相流疏水器后管道
管道規格
(外徑×壁厚)/mm 508×20.62 610×14.7
管道材質 A335P22 A335P22
電力工程中由于汽液兩相流動導致管道劇烈振動、管材磨損嚴重的現象時有發生,本文以加熱器氣液兩相流疏水器后汽液兩相流動典型代表為例,對汽液兩相流的產生機理、危害及其應對策略進行研究分析,并以工程熱力學、流體力學及氣液兩相流疏水器SWQ自動調節液位控制器的均相流模型為主要理論基礎,結合核電工程實際,得出一種簡單、實用的加熱器氣液兩相流疏水器后管道計算選型方法,填補了設計工作中的“模糊地帶”,提高了管道選型計算結果的精確度,為后續項目設計工作提供了參考.
