鄒 迪(深圳中廣核工程設計有限公司， 深圳 518000)

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(huán)熱效率，是發(fā)電機組給水加熱系統(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，加熱器疏水調閥后管道中的介質流動狀態(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)電廠管道設計的一個難點。本文通過研究分析加熱器疏水調閥后汽液兩相流的產(chǎn)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(fā)電廠汽水管道設計規(guī)范》(DL/T 5054-2016)和《核電廠常規(guī)島汽水管道設計技術規(guī)范》(NB/T 20193-2012)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，加熱器疏水調閥后管道一般不進行定量計算，而是按照經(jīng)驗，簡單地選用比調閥前管道大一規(guī)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(xù)項目設計工作提供參考。

1 疏水管道汽液兩相流產(chǎn)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(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1-1，2-2為界面構成控制體，穩(wěn)態(tài)流動的流體快速流過狹窄斷面(節(jié)流裝置，如調節(jié)閥、孔板等)，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[1]。

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)均以調閥為例)時，速度變大，動能增加，壓力下降，并產(chǎn)生強烈擾動和摩擦。流體在縮口處壓力達到最小值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?yōu)樗俣葎幽?，而后又有部分速度動能轉變?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到節(jié)流前，必然存在p2

圖2 絕熱節(jié)流前后參數(shù)變化示意圖

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(shù)的變化和能量的轉化。

(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水，p1≈p2，其流經(jīng)疏水調閥時，在調閥的節(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 汽液兩相流的危害及應對措施

2.1 汽液兩相流的存在形式

當p2

當p2>pv時，產(chǎn)生的氣泡經(jīng)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(chǎn)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(wěn)定運行帶來了隱患。

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力值可達689 MPa[2]或更高，使金屬表面呈現(xiàn)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(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，美國EBASCO公司采用ASTM A335P11，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ASTM A335P22。

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。美國熱交換器協(xié)會(HEI)規(guī)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(xiàn)象的產(chǎn)生。

2.3.3 合理布置疏水調閥

首先，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(chǎn)生的兩相流對容器的影響也會較小。

其次，確保疏水調閥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(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節(jié)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(xiàn)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(xiàn)象，導致其承載能力小于三通。根據(jù)汽液兩相流特點，彎頭極易被流體介質沖刷磨損，最終導致破裂。

最后，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，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(fā)電廠設計參考規(guī)范《火力發(fā)電廠汽水管道設計規(guī)范》(DL/T 5054-2016)和《核電廠常規(guī)島汽水管道設計技術規(guī)范》(NB/T 20193-2012)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(jīng)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(shù)學模型

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(jié)閥及其上下游的閘閥。

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(jīng)調節(jié)閥的流量會增加到一個最大極限值，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[3]。其判定條件為：設pM為產(chǎn)生阻塞流的臨界壓力，若pR

pM=FFpV

(2)

(3)

式中：pM為產(chǎn)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(shù)；pC為液體臨界壓力，MPa，對于水為22.115 MPa。

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，應確定對應的管道最大質量流速GM及最小的管道內徑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量流速的公式，可以方便快速地確定GM[2]。

319.652 573 697 076×hf1-

42 428.698 976 645 5

(4)

(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為阻塞流時最小管徑,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(guī)定，高壓加熱器疏水管系末端壓力為0.276～0.689 MPa[2]，中低壓加熱器為0.01～0.276 MPa[2]。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

3.3.3 蒸汽干度計算[4]

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)

由式(6)得:

(7)

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[4]

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[4]

(9)

式中：Di為疏水管道最小內徑，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(guī)推薦流速范圍20～100 m/s。

3.3.6 管道規(guī)格確定

調閥后管道宜選用合金鋼。依據(jù)3.3.5的計算結果，在標準管道規(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)島汽水管道設計技術規(guī)范》6.5節(jié)、《火力發(fā)電廠汽水管道設計規(guī)范》5.2節(jié)進行計算，取得計算壁厚Sc。

3.3.8 管道規(guī)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(guī)格壁厚S0進行對比，使Scdmin。

基于上述加熱器疏水管道選型方法，對疏水調閥后管道選型的計算步驟進行了總結，如圖4所示。

圖4 管道選型計算流程

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、危急疏水調閥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(shù)據(jù)如表2所示。

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

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

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

管道規(guī)格驗證情況如表6所示。

表6 管道規(guī)格驗證情況

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

5 結 論

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(xiàn)象時有發(fā)生，本文以加熱器疏水調閥后汽液兩相流動典型代表為例，對汽液兩相流的產(chǎn)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，得出一種簡單、實用的加熱器疏水調閥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(xù)項目設計工作提供了參考。