气液两相流疏水器SWQ自动调节液位控制器后管道应用，为研究汽液两相流管道的流动特性及选型方法,以加热器气液两相流疏水器后汽液两相流动典型代表为例,对汽液两相流的产生机理、危害及其应对策略进行了研究分析,并以工程热力学、流体力学及汽液两相流的均相流模型为主要理论基础,结合核电工程实际,介绍了一种简单、实用的加热器气液两相流疏水器后管道计算选型的方法,填补了设计工作中的“模糊地带”,为后续项目设计工作提供参考。
高、低压加热器利用汽轮机中已做过功的蒸汽来逐级加热给水,以提高机组的循环热效率,是发电机组给水加热系统中不可缺少的重要组成部分.发电厂中主要工作介质为水和蒸汽,一般水或蒸汽在管道中处于单相流动状态,但也会存在汽液两相流动的情况,加热器气液两相流疏水器后管道中的介质流动状态就是发电厂中汽液两相流动的一个典型代表。
两相流动管道与单相流动管道具有不同的流动特性,存在流动阻力大,管道容易振动的问题,是发电厂管道设计的一个难点.本文通过研究分析加热器气液两相流疏水器后汽液两相流的产生机理,针对其带来的危害,提出了相应的改进措施.
由于目前火力发电厂汽水管道设计规范?(DL/T5054-2016)和?核电厂常规岛汽水管道设计技术规范?(NB/T20193-2012)中给出的汽液两相流管道通流能力的计算方法实施难度较大,在电厂实际设计过程中,加热器气液两相流疏水器后管道一般不进行定量计算,而是按照经验,简单地选用比调阀前管道大一规格的管道,因此设计精确度难以保证,无法有效降低管道中介质汽化带来的危害.本文结合工程实际,给出一种简单、实用的选型计算方法,能提高设计精确度和工作效率,为后续项目设计工作提供参考.
1疏水管道汽液两相流产生的机理
流体在管道中流动,遇到突然变窄的断面,因阻力而使流体压力降低的现象称为节流.流体节流过程如图1所示,取流体节流前、后稳定断面,动阀等),由于来不及与外界换热,也没有功的传递,可将其理想化为绝热节流.
图1流体节流过程示意图
绝热节流前后参数变化如图2所示,流体节流前的压力为p1,速度为c1,焓值为h1.流体流经节流装置(后续均以调阀为例)时,速度变大,动能增加,压力下降,并产生强烈扰动和摩擦.流体在缩口处压力达到小值pvc.随后因流通面积增加,流速逐渐减慢至c2.在这个过程中,流体的压力逐渐降低,之后压力恢复至p2,部分静压能逐渐转变为速度动能,而后又有部分速度动能转变为静压能.节流前后流体的焓值不变,即h1=h2.但由于扰动和摩擦的不可逆性,节流后的压力不能恢复到节流前,必然存在p2＜p1.
忽略1-1、2-2断面的高差变化,结合能量守恒定律,利用如下的伯努利方程,也可理解此过程中流体参数的变化和能量的转化.+=++ΔH(1)式中:p为压力,MPa;ρ为密度,kg/m3;g为重力加速度,m/s2;ΔH为阻力损失,m.水在节流的过程中,pvc低于汽化压力pv时,会发生汽化,产生气泡.由于加热器的疏水为饱和或者微过冷的凝结水,p1≈p2,其流经气液两相流疏水器时,在调阀的节流作用下,其压力极易低于pv而产生汽化,汽化产生的蒸汽与疏水混合,形成汽液两相流.
2气液两相流疏水器SWQ自动调节液位控制器应对措施
2.1气液两相流疏水器SWQ自动调节液位控制器的存在形式
当p2＜pv时,产生的气泡会一直存在于水中,疏水以两相流动形式进入下一级容器,即调阀后介质以汽化形式存在.当p2>pv时,产生的气泡经缩口后突然爆破,即调阀后介质以汽蚀形式存在.
2.2汽液两相流的危害
由于汽化,调阀后的疏水中有质量体积更大的蒸汽存在,因此两相流的流速加快会产生强烈的扰动和摩擦,导致管系振动和金属壁面的磨蚀,给电厂的安全稳定运行带来了隐患.若发生气蚀,则随气泡爆破释放出的能量极大,不仅产生噪音,而且在金属表面引起的局部应力值可达689MPa或更高,使金属表面呈现坑洼的斑点.
2.3汽液两相流的应对措施
虽然汽蚀破坏力大,但可采取措施从源头予以抑制,如提高入口压力等.而汽化则是某些系统中无法避免的,如加热器疏水管道,下游压力总是要低于疏水温度下的汽化压力,其工作流程决定汽液两相流必然存在,我们可通过采取如下措施降低或解决其带来的不利影响.
2.3.1材料的选择
因碳钢对汽化的磨蚀较敏感,在可能存在汽化的管道系统中,应采用合金钢和不锈钢.为降低工程造价,通常加热器疏水管调阀前用碳钢.对于调阀后的管材,采用ASTMA335P11,含铬1.25%,含钼0.5%,铬钼含量越高,抗磨性能越好,CPR1000堆型核电厂则采用ASTMA335P22.
2.3.2降低疏水温度
加热器中的冷凝水温度为加热器压力对应的饱和温度,冷凝水位于加热器疏水冷却段内,由进入加热器内的给水进行冷却.热交换器协会(HEI)规定,离开加热器的疏水温度和进入加热器的给水温度差不宜小于10℃,较低的疏水温度有利于抑制汽化现象的产生.
2.3.3合理布置气液两相流疏水器SWQ自动调节液位控制器
先,调阀应靠近疏水接收容器布置,即尽量缩短调阀后管道的长度,减少受影响的管段,同时扩大容器空间,这有利于流体扩容,产生的两相流对容器的影响也会较小.
其次,确保气液两相流疏水器前有足够的静压头和较小的管道压降,以保证在各种工况下调阀前的管道中任何一点始终处于液态流动状态,无汽化现象产生,即:p1-pv+Δh＞0式中:p1为上一级加热器压力,MPa;pv为上一级加热器疏水汽化压力,MPa;Δh为加热器疏水液面与调节阀入口高位差,m.再次,当调阀进入下一级加热器的管道不可避免地出现弯头时,应用三通代替弯头,流向为直通端进,侧通端出,且在三通的直通端加不锈钢靶板.因制作特点,弯头存在局部减薄现象,导致其承载能力小于三通.根据汽液两相流特点,弯头极易被流体介质冲刷磨损,终导致破裂.
后,合理选择疏水管道规格,使管道中汽液两相流的流速处于合理范围内,这样可有效降低因两相流的流速加快引起的强烈扰动和摩擦,进一步减轻管系振动和金属壁面的磨蚀.
3管道选型计算方法
发电厂设计参考规范?火力发电厂汽水管道设计规范?(DL/T5054-2016)和?核电厂常规岛汽水管道设计技术规范?(NB/T20193-2012)中给出了汽液两相流管道通流能力的计算方法,该方法大量地使用积分计算,运用难度大,耗时长,难于推广.为保证设计精确度,合理选择管径,从而有效降低管道中介质汽化带来的危害,下文将给出一种简单、实用的选型计算方法.
3.1假定条件
假设加热器疏水管道已经进行了保温,管道内介质与外界没有热量交换.将汽液两相流视为均相流,即将其看作一种均匀混合的介质.
3.2数学模型
绝热节流前后参数变化如图3所示,逐级自流式疏水方式中,高一级加热器(加热器1)产生的凝结水通过疏水管道流至低一级加热器(加热器2),疏水管道上通常设置有疏水调节阀及其上下游的闸阀.
p1为加热器1的壳侧压力;t1为加热器1的壳侧温度;G为加热器1的疏水流量;p2为疏水管线末端压力;pR为疏水接收容器压力;v为调节阀出口管道内介质质量体积图3绝热节流前后参数变化示意图
3.3计算过程
3.3.1阻塞流判断
介质在管道中流动的过程中,在固定入口条件下,当阀前压力p1保持一定,逐渐降低阀后压力p2时,流经调节阀的流量会增加到一个大极限值,若使p2继续下降,则流量不再增加,此时流动状态即为阻塞流.其判定条件为:设pM为产生阻塞流的临界压力,若pR＜pM,则阻塞流产生.pM＝FFpV(2)FF=0.96-0.28(3)式中:pM为产生阻塞流的临界压力,MPa;pV为对应某温度点的液体汽化压力,MPa;FF为临界压力比因数;pC为液体临界压力,MPa,对于水为22.115MPa.产生阻塞流后,管道的通流能力取决于入口压力,p1一定时,流量一定.此时,应确定对应的管道大质量流速GM及小的管道内径dmin,以防止疏水不畅的情况发生.根据美国EBASCO公司的资料,拟合出疏水焓值与质量流速的公式,可以方便快速地确定GM.GM=-0.00000000000008h2+0.001442001686692×h1-319.652573697076×hf1-dmin=×1000(5)式(4)至式(5)中:GM为质量流速,kg/(s.m2);hf1为t1对应的饱和水焓值,kJ/kg;dmin为阻塞流时小管径,mm;G为疏水流量,kg/s.
3.3.2管系末端压力确定
管系末端压力为疏水接收容器压力,即p2=pR.对于加热器危急疏水管道,管系末端一般设置多孔管或孔板等阻尼装置,而在管道选型时这些阻尼装置的详细资料往往难以获得,为此,本文收集到了来自美国EBASCO公司的相关资料,其中规定,高压加热器疏水管系末端压力为0.276~0.689MPa,中低压加热器为0.01~0.276MPa.也可参照下表中的数据选取危急疏水管系末端压力.
表1加热器危急疏水管系末端压力
加热器编号 压力/MPa
1 0.551
2 0.345
3 0.276
5 0.086
6 0.028
7 0.025
8 0.009
注:此表为600MW火电机组数据,加热器编码依据火电厂编码规则。
3.3.3蒸汽干度计算
由于绝热节流前后焓值不变,而汽液两相流的总焓值为其中疏水焓值与蒸汽焓值之和,由此求得汽液两相流中蒸汽的干度.hf1=(1-x)hf2+xhg2 (6)(7)x= hf1-hf2 式中:x为蒸汽干度;hf1为t1对应的饱和水焓值,kJ/kg;hf2为p2对应的饱和水焓值,kJ/kg;hg2为p2对应的饱和水和饱和蒸汽的焓值差,kJ/kg.
3.3.4两相流质量体积计算
v＝vl＋xvg(8)式中:v为两相流质量体积,m3/kg;vl为疏水流质量体积,m3/kg;vg为蒸汽流质量体积,m3/kg.
3.3.5管道内径计算
Di=594.7×(9)式中:Di为疏水管道小内径,mm;G为疏水流量,kg/s;v为汽液两相流质量体积,m3/kg;w为流速,m/s,选用核管规推荐流速范围20~100m/s.3.3.6管道规格确定调阀后管道宜选用合金钢.依据3.3.5的计算结果,在标准管道规格库中选取合适管道规格D0×S0.
3.3.7管道壁厚计算
管道壁厚的计算与单相流体管道壁厚计算相同,参考?核电厂常规岛汽水管道设计技术规范?6.5节、?火力发电厂汽水管道设计规范?5.2节进行计算,取得计算壁厚Sc.
3.3.8管道规格选取验证
将3.3.7计算出的壁厚Sc与3.3.6中选取的管道规格壁厚S0进行对比,使Sc＜S0;将3.3.6中选取的管道规格内径与3.3.1中计算出的阻塞流小内径dmin进行对比,使(D0-2S0)＞dmin.基于上述加热器疏水管道选型方法,对气液两相流疏水器后管道选型的计算步骤进行了总结,如图4所示.
4管道选型方法的实际应用
以某核电厂为例,对6号高加正常疏水、危急气液两相流疏水器后管道进行选型计算,阐述上述选型方法在实际工程设计中的应用.计算输入数据如表2所示.
表2计算输入数据
项目 符号 数据
6HP正常疏水6HP危急疏水
加热器疏水量
/(kg.s-1) G 172.22222172.22222
加热器压力/MPa p1 2.0222.022
疏水温度/℃ t1 183.2183.2
疏水接收容器压力/MPa pR 0.97410.00578
管系末端压力/MPa p2 0.97410.2756
阻塞流判断计算数据描述如表3所示.
表3阻塞流判断
项目 符号 描述
6HP正常疏水 6HP危急疏水
汽化压力(t1)/MPa pV 1.079 1.079
阻塞流临界压力/MPa pM 0.96879808 0.96879808
是否存在阻塞流 否 是
大质量流速/(kg.s-1.m-2) Gm — 16172.405
小内径/mm dmin — 116.47
两相流质量体积计算如表4所示.
表4两相流质量体积计算
项目 符号 数据
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
汽化潜热(p2)/(kJ.kg-1) hg2 2017.6 2171.6
疏水质量体积(p2)/
(m3.kg-1) vl 0.001126 0.001071
蒸汽质量体积(p2)/
(m3.kg-1) vg 0.199217 0.655702
干度/% x 0.98 10.50
两相流质量体积/(m3.kg-1) v 0.0310 0.0699
管道规格初选情况如表5所示.
表5管道规格初选情况
项目 符号 描述
6HP正常疏水6HP危急疏水
管道小内径/mm dimin 260.7391.6
管道大内径/mm dimax 583.0875.7
材质 A335P22A335P22
外径/mm D0 508.0610.0
壁厚/mm S0 20.6214.70
质量流速是否合理 是是管道规格验证情况如表6所示.
表6管道规格验证情况
项目 符号 描述
6HP正常疏水 6HP危急疏水
许用应力/MPa [σ]t 103 103
温度修正因数 — 0.4 0.4
许用应力修正因数 — 1 1
设计压力/MPa(g) P 2.12 2.12
附加厚度/mm c 2 2
负偏差系数 — 0.143 0.143
小壁厚/mm Sm 7.20 8.24
负偏差的附加值/mm c1 1.03 1.18
计算壁厚/mm Sc 8.22 9.42
选型结果可行性判断 — 是 是
由上述计算得出的管道选型计算结果如表7所示.
表7管道选型计算结果
项目 6号高加正常气液两相流疏水器SWQ自动调节液位控制器后管道 6号高加危急气液两相流疏水器后管道
管道规格
(外径×壁厚)/mm 508×20.62 610×14.7
管道材质 A335P22 A335P22
电力工程中由于汽液两相流动导致管道剧烈振动、管材磨损严重的现象时有发生,本文以加热器气液两相流疏水器后汽液两相流动典型代表为例,对汽液两相流的产生机理、危害及其应对策略进行研究分析,并以工程热力学、流体力学及气液两相流疏水器SWQ自动调节液位控制器的均相流模型为主要理论基础,结合核电工程实际,得出一种简单、实用的加热器气液两相流疏水器后管道计算选型方法,填补了设计工作中的“模糊地带”,提高了管道选型计算结果的精确度,为后续项目设计工作提供了参考.
