氣液兩相流疏水器SWQ自動調(diào)節(jié)液位控制器后管道應(yīng)用

      氣液兩相流疏水器SWQ自動調(diào)節(jié)液位控制器后管道應(yīng)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(chǎn)生機(jī)理、危害及其應(yīng)對策略進(jìn)行了研究分析,并以工程熱力學(xué)、流體力學(xué)及汽液兩相流的均相流模型為主要理論基礎(chǔ),結(jié)合核電工程實(shí)際,介紹了一種簡單、實(shí)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(bǔ)了設(shè)計工作中的“模糊地帶”,為后續(xù)項目設(shè)計工作提供參考。
      高、低壓加熱器利用汽輪機(jī)中已做過功的蒸汽來逐級加熱給水,以提高機(jī)組的循環(huán)熱效率,是發(fā)電機(jī)組給水加熱系統(tǒng)中不可缺少的重要組成部分.發(fā)電廠中主要工作介質(zhì)為水和蒸汽,一般水或蒸汽在管道中處于單相流動狀態(tài),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(zhì)流動狀態(tài)就是發(fā)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(fā)電廠管道設(shè)計的一個難點(diǎn).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(chǎn)生機(jī)理,針對其帶來的危害,提出了相應(yīng)的改進(jìn)措施.
      由于目前火力發(fā)電廠汽水管道設(shè)計規(guī)范?(DL/T5054-2016)和?核電廠常規(guī)島汽水管道設(shè)計技術(shù)規(guī)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(shí)施難度較大,在電廠實(shí)際設(shè)計過程中,加熱器氣液兩相流疏水器后管道一般不進(jìn)行定量計算,而是按照經(jīng)驗(yàn),簡單地選用比調(diào)閥前管道大一規(guī)格的管道,因此設(shè)計精確度難以保證,無法有效降低管道中介質(zhì)汽化帶來的危害.本文結(jié)合工程實(shí)際,給出一種簡單、實(shí)用的選型計算方法,能提高設(shè)計精確度和工作效率,為后續(xù)項目設(shè)計工作提供參考.
1疏水管道汽液兩相流產(chǎn)生的機(jī)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(xiàn)象稱為節(jié)流.流體節(jié)流過程如圖1所示,取流體節(jié)流前、后穩(wěn)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(jié)流.
圖1流體節(jié)流過程示意圖
      絕熱節(jié)流前后參數(shù)變化如圖2所示,流體節(jié)流前的壓力為p1,速度為c1,焓值為h1.流體流經(jīng)節(jié)流裝置(后續(xù)均以調(diào)閥為例)時,速度變大,動能增加,壓力下降,并產(chǎn)生強(qiáng)烈擾動和摩擦.流體在縮口處壓力達(dá)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(fù)至p2,部分靜壓能逐漸轉(zhuǎn)變?yōu)樗俣葎幽?而后又有部分速度動能轉(zhuǎn)變?yōu)殪o壓能.節(jié)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(jié)流后的壓力不能恢復(fù)到節(jié)流前,必然存在p2＜p1.
      忽略1-1、2-2斷面的高差變化,結(jié)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(shù)的變化和能量的轉(zhuǎn)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(jié)流的過程中,pvc低于汽化壓力pv時,會發(fā)生汽化,產(chǎn)生氣泡.由于加熱器的疏水為飽和或者微過冷的凝結(jié)水,p1≈p2,其流經(jīng)氣液兩相流疏水器時,在調(diào)閥的節(jié)流作用下,其壓力極易低于pv而產(chǎn)生汽化,汽化產(chǎn)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(diào)節(jié)液位控制器應(yīng)對措施
2.1氣液兩相流疏水器SWQ自動調(diào)節(jié)液位控制器的存在形式
      當(dāng)p2＜pv時,產(chǎn)生的氣泡會一直存在于水中,疏水以兩相流動形式進(jìn)入下一級容器,即調(diào)閥后介質(zhì)以汽化形式存在.當(dāng)p2>pv時,產(chǎn)生的氣泡經(jīng)縮口后突然爆破,即調(diào)閥后介質(zhì)以汽蝕形式存在.
2.2汽液兩相流的危害
      由于汽化,調(diào)閥后的疏水中有質(zhì)量體積更大的蒸汽存在,因此兩相流的流速加快會產(chǎn)生強(qiáng)烈的擾動和摩擦,導(dǎo)致管系振動和金屬壁面的磨蝕,給電廠的安全穩(wěn)定運(yùn)行帶來了隱患.若發(fā)生氣蝕,則隨氣泡爆破釋放出的能量極大,不僅產(chǎn)生噪音,而且在金屬表面引起的局部應(yīng)力值可達(dá)689MPa或更高,使金屬表面呈現(xiàn)坑洼的斑點(diǎn).
2.3汽液兩相流的應(yīng)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(tǒng)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(tǒng)中,應(yīng)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(diào)閥前用碳鋼.對于調(diào)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(yīng)的飽和溫度,冷凝水位于加熱器疏水冷卻段內(nèi),由進(jìn)入加熱器內(nèi)的給水進(jìn)行冷卻.熱交換器協(xié)會(HEI)規(guī)定,離開加熱器的疏水溫度和進(jìn)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(xiàn)象的產(chǎn)生.
2.3.3合理布置氣液兩相流疏水器SWQ自動調(diào)節(jié)液位控制器
      先,調(diào)閥應(yīng)靠近疏水接收容器布置,即盡量縮短調(diào)閥后管道的長度,減少受影響的管段,同時擴(kuò)大容器空間,這有利于流體擴(kuò)容,產(chǎn)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(diào)閥前的管道中任何一點(diǎn)始終處于液態(tài)流動狀態(tài),無汽化現(xiàn)象產(chǎn)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(diào)節(jié)閥入口高位差,m.再次,當(dāng)調(diào)閥進(jìn)入下一級加熱器的管道不可避免地出現(xiàn)彎頭時,應(yīng)用三通代替彎頭,流向?yàn)橹蓖ǘ诉M(jìn),側(cè)通端出,且在三通的直通端加不銹鋼靶板.因制作特點(diǎn),彎頭存在局部減薄現(xiàn)象,導(dǎo)致其承載能力小于三通.根據(jù)汽液兩相流特點(diǎn),彎頭極易被流體介質(zhì)沖刷磨損,終導(dǎo)致破裂.
      后,合理選擇疏水管道規(guī)格,使管道中汽液兩相流的流速處于合理范圍內(nèi),這樣可有效降低因兩相流的流速加快引起的強(qiáng)烈擾動和摩擦,進(jìn)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(fā)電廠設(shè)計參考規(guī)范?火力發(fā)電廠汽水管道設(shè)計規(guī)范?(DL/T5054-2016)和?核電廠常規(guī)島汽水管道設(shè)計技術(shù)規(guī)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(yùn)用難度大,耗時長,難于推廣.為保證設(shè)計精確度,合理選擇管徑,從而有效降低管道中介質(zhì)汽化帶來的危害,下文將給出一種簡單、實(shí)用的選型計算方法.
3.1假定條件
      假設(shè)加熱器疏水管道已經(jīng)進(jìn)行了保溫,管道內(nèi)介質(zhì)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(zhì).
3.2數(shù)學(xué)模型
      絕熱節(jié)流前后參數(shù)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(chǎn)生的凝結(jié)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(shè)置有疏水調(diào)節(jié)閥及其上下游的閘閥.
      p1為加熱器1的殼側(cè)壓力;t1為加熱器1的殼側(cè)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(diào)節(jié)閥出口管道內(nèi)介質(zhì)質(zhì)量體積圖3絕熱節(jié)流前后參數(shù)變化示意圖
3.3計算過程
3.3.1阻塞流判斷
      介質(zhì)在管道中流動的過程中,在固定入口條件下,當(dāng)閥前壓力p1保持一定,逐漸降低閥后壓力p2時,流經(jīng)調(diào)節(jié)閥的流量會增加到一個大極限值,若使p2繼續(xù)下降,則流量不再增加,此時流動狀態(tài)即為阻塞流.其判定條件為:設(shè)pM為產(chǎn)生阻塞流的臨界壓力,若pR＜pM,則阻塞流產(chǎn)生.pM＝FFpV(2)FF=0.96-0.28(3)式中:pM為產(chǎn)生阻塞流的臨界壓力,MPa;pV為對應(yīng)某溫度點(diǎn)的液體汽化壓力,MPa;FF為臨界壓力比因數(shù);pC為液體臨界壓力,MPa,對于水為22.115MPa.產(chǎn)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(yīng)確定對應(yīng)的管道大質(zhì)量流速GM及小的管道內(nèi)徑dmin,以防止疏水不暢的情況發(fā)生.根據(jù)美國EBASCO公司的資料,擬合出疏水焓值與質(zhì)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(zhì)量流速,kg/(s.m2);hf1為t1對應(yīng)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(shè)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(xì)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(guān)資料,其中規(guī)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(shù)據(jù)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(jī)組數(shù)據(jù),加熱器編碼依據(jù)火電廠編碼規(guī)則。
3.3.3蒸汽干度計算
      由于絕熱節(jié)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(yīng)的飽和水焓值,kJ/kg;hf2為p2對應(yīng)的飽和水焓值,kJ/kg;hg2為p2對應(yīng)的飽和水和飽和蒸汽的焓值差,kJ/kg.
3.3.4兩相流質(zhì)量體積計算
      v＝vl＋xvg(8)式中:v為兩相流質(zhì)量體積,m3/kg;vl為疏水流質(zhì)量體積,m3/kg;vg為蒸汽流質(zhì)量體積,m3/kg.
3.3.5管道內(nèi)徑計算
      Di=594.7×(9)式中:Di為疏水管道小內(nèi)徑,mm;G為疏水流量,kg/s;v為汽液兩相流質(zhì)量體積,m3/kg;w為流速,m/s,選用核管規(guī)推薦流速范圍20~100m/s.3.3.6管道規(guī)格確定調(diào)閥后管道宜選用合金鋼.依據(jù)3.3.5的計算結(jié)果,在標(biāo)準(zhǔn)管道規(guī)格庫中選取合適管道規(guī)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(guī)島汽水管道設(shè)計技術(shù)規(guī)范?6.5節(jié)、?火力發(fā)電廠汽水管道設(shè)計規(guī)范?5.2節(jié)進(jìn)行計算,取得計算壁厚Sc.
3.3.8管道規(guī)格選取驗(yàn)證
      將3.3.7計算出的壁厚Sc與3.3.6中選取的管道規(guī)格壁厚S0進(jìn)行對比,使Sc＜S0;將3.3.6中選取的管道規(guī)格內(nèi)徑與3.3.1中計算出的阻塞流小內(nèi)徑dmin進(jìn)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(jìn)行了總結(jié),如圖4所示.
4管道選型方法的實(shí)際應(yīng)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(jìn)行選型計算,闡述上述選型方法在實(shí)際工程設(shè)計中的應(yīng)用.計算輸入數(shù)據(jù)如表2所示.
表2計算輸入數(shù)據(jù)
項目 符號 數(shù)據(jù)
  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(shù)據(jù)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(zhì)量流速/(kg.s-1.m-2) Gm — 16172.405
小內(nèi)徑/mm dmin — 116.47
兩相流質(zhì)量體積計算如表4所示.
表4兩相流質(zhì)量體積計算
項目 符號 數(shù)據(jù)
  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(zhì)量體積(p2)/
(m3.kg-1) vl 0.001126 0.001071
蒸汽質(zhì)量體積(p2)/
(m3.kg-1) vg 0.199217 0.655702
干度/% x 0.98 10.50
兩相流質(zhì)量體積/(m3.kg-1) v 0.0310 0.0699
管道規(guī)格初選情況如表5所示.
表5管道規(guī)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(nèi)徑/mm dimin 260.7391.6
管道大內(nèi)徑/mm dimax 583.0875.7
材質(zhì)   A335P22A335P22
外徑/mm D0 508.0610.0
壁厚/mm S0 20.6214.70
質(zhì)量流速是否合理   是是管道規(guī)格驗(yàn)證情況如表6所示.
表6管道規(guī)格驗(yàn)證情況
項目 符號 描述
  6HP正常疏水 6HP危急疏水
許用應(yīng)力/MPa [σ]t 103 103
溫度修正因數(shù) — 0.4 0.4
許用應(yīng)力修正因數(shù) — 1 1
設(shè)計壓力/MPa(g) P 2.12 2.12
附加厚度/mm c 2 2
負(fù)偏差系數(shù) — 0.143 0.143
小壁厚/mm Sm 7.20 8.24
負(fù)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(jié)果可行性判斷 — 是 是
由上述計算得出的管道選型計算結(jié)果如表7所示.
表7管道選型計算結(jié)果
項目 6號高加正常氣液兩相流疏水器SWQ自動調(diào)節(jié)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(guī)格
(外徑×壁厚)/mm 508×20.62 610×14.7
管道材質(zhì) A335P22 A335P22
      電力工程中由于汽液兩相流動導(dǎo)致管道劇烈振動、管材磨損嚴(yán)重的現(xiàn)象時有發(fā)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(chǎn)生機(jī)理、危害及其應(yīng)對策略進(jìn)行研究分析,并以工程熱力學(xué)、流體力學(xué)及氣液兩相流疏水器SWQ自動調(diào)節(jié)液位控制器的均相流模型為主要理論基礎(chǔ),結(jié)合核電工程實(shí)際,得出一種簡單、實(shí)用的加熱器氣液兩相流疏水器后管道計算選型方法,填補(bǔ)了設(shè)計工作中的“模糊地帶”,提高了管道選型計算結(jié)果的精確度,為后續(xù)項目設(shè)計工作提供了參考.