劉安倉, 陳建忠, 謝穎紈, 楊寶鄂, 唐 強, 江 永, 陳明光
(1. 中國華能集團有限公司南方分公司,廣州 510623;2. 華能汕頭海門發(fā)電有限責任公司,廣東汕頭 515000;3. 重慶大學 低品位能源利用技術與系統(tǒng)重點實驗室,重慶 400044)
在計算機科技水平不斷發(fā)展的背景下,大批有利于電廠技術革新與管理提升的工具和手段出現,并為電廠中各環(huán)節(jié)的工藝改進、挖潛增效方案的實現提供了便利[1-2]。在工程實踐應用中,凝結水管系的流程長,與之連接的設備和閥門多,管道的結構安全性要求高,空間布置的位置有限,流動阻力、應力分布、空間布置等因素相互制約,導致凝結水管系的優(yōu)化難度大[3-6]。
采用PDMS軟件和數值分析方法,對某電廠1 000 MW機組凝結水管系進行了可視化建模,并進行管道應力和流動阻力計算,研究管系的應力分布和流動阻力分布規(guī)律,進一步提出減小凝結水管系流動阻力和強化管道應力安全性的優(yōu)化布置方案。
以凝結水泵出口為模型起點,除氧器進口為模型的終點,采用PDMS軟件,進行三維管系建模。凝結水管系模型見圖1。受汽輪機房布置的限制,該凝結水管系的加熱器布局分散,管系流程較長,彎頭和閥門較多。
圖1 凝結水管系模型圖
采用Caesar Ⅱ軟件校核管道應力分布,并為管道布置及支吊架優(yōu)化設計提供依據。壓力、質量和其他持續(xù)機械載荷產生的縱向應力總和應不超過熱態(tài)條件下的許用應力。管道應力校核分別采用一次應力和二次應力校核。
一次應力的校核公式為:
SSUS=S1=0.75iMA/Z+pd12/(d22-d12)≤Sh
(1)
式中:SSUS為縱向應力的總和;S1為持續(xù)載荷;i為應力增強系數;MA為持續(xù)載荷引起的總彎矩;Z為抗彎截面系數;p為管道介質壓力;d12為管道內徑;d22為管道外徑;Sh為熱態(tài)條件下的許用應力。
二次應力的校核公式為:
Se=iMc/Z≤λ(1.25Sc+1.25Sh-S1)
(2)
式中:Se為二次應力;Mc為二次載荷引起的總彎矩;λ為應力系數;Sc為材料在環(huán)境溫度下的許用應力。
采用EHS軟件,結合Caesar Ⅱ軟件的應力計算結果,對支吊架的布置進行校核計算,并對支吊架進行優(yōu)化設計和布置。
優(yōu)化后的凝結水管系支吊架在安裝和工作狀態(tài)下,最大載荷為該處支吊架結構載荷的70%以內,彈簧支吊架的最大載荷變化率為20%,根據NB/T 47039—2013 《可變彈簧支吊架》彈簧支吊架的最大載荷變化率小于25%,設備端口應力最大增加7.5%,仍在10%的裕量之內,管道一次、二次應力裕量充足。
Flowmaster軟件具有高效的計算效率、精確的求解能力、便捷快速的建模方式等優(yōu)點。根據1 000 MW機組的凝結水管系,以凝結水泵出口為模型起點,除氧器進口為模型的終點,包括全部管子、閥門和彎頭等組件為基本建模單元,采用Flowmaster軟件建立流動阻力計算模型,并分析流動阻力分布與機組負荷變化的關系。
管系摩擦阻力采用Colebrook-White模型方法計算,相關計算式如下:
(3)
式中:f為直管流動阻力系數;fl為對應層流狀態(tài)的直管流動阻力系數;ft為對應湍流狀態(tài)的直管流動阻力系數;ε為管道相對粗糙度;Re為雷諾數。
彎頭流動阻力的計算式如下:
(4)
式中:Δp1為彎頭流動阻力;kb為彎頭流動阻力系數;CRe為層流修正系數;Cε為表面粗糙度修正系數;ρ為流體密度;v為流體流速。
根據閥門的流動阻力系數曲線及流動阻力系數隨閥門開度變化曲線,閥門流動阻力的計算式如下:
(5)
式中:Δp2為閥門流動阻力;ka為閥門流動阻力系數。
采用上述流動阻力計算模型,對原始凝結水管系流動阻力進行計算,并與現場運行數據進行對比,結果表明:總流動阻力相對偏差小于1.3%,模型能較好地反應管系中凝結水的流動阻力。
流動阻力計算結果表明,機組滿負荷運行時,從凝結水精處理出口到除氧器的凝結水管系(不含低壓加熱器)的總流動阻力為0.159 MPa。
凝結水管系的流動阻力分布表明,低壓加熱器旁路系統(tǒng)和閥門的布置對局部流動阻力有顯著影響。以5號低壓加熱器為例,2個T形三通和3個閥門組成加熱器的進出口管道及旁路系統(tǒng)見圖2。低壓加熱器正常運行時,凝結水流經圖2箭頭所標注的T形三通元件,凝結水的流動方向急劇改變,并且容易形成渦流等二次流動,產生了顯著的局部流動阻力。T形三通處的局部流動阻力超過2 000 Pa,最大值為6 000 Pa,遠大于常規(guī)彎頭的局部流動阻力(100~300 Pa)。因此,低壓加熱器旁路系統(tǒng)和閥門的布置,有較大的優(yōu)化潛力。
圖2 5號低壓加熱器的凝結水管路結構圖
CaesarⅡ軟件的應力計算結果表明,凝結水管系的一次應力及二次應力較小,在機組滿負荷條件下具有足夠的柔性,能夠防止管道因熱脹冷縮、管道支承或端點附加位移造成應力問題。凝結水管系的一次應力最大值為42.6 MPa,該處管道的許用應力為126.8 MPa;二次應力最大值為206.4 MPa,該處管道的許用應力為276.3 MPa。凝結水管系的一次應力及二次應力均符合設計規(guī)范,支吊架布置合理,加熱器及水泵接口處的應力分布符合相關技術規(guī)范。應力分析結果表明,凝結水管系的剛性較小,有一定的優(yōu)化布置潛力,例如可以減小管道彎頭數量、管道壁厚和管徑等。
根據應力分析和流動阻力計算的結果,結合機組凝結水管系的實際布置情況,提出機組凝結水管系的優(yōu)化布置方案,合理改進局部流動阻力較大的結構,并在管道空間布局允許的條件下,盡可能對管道裁彎取直。為了充分利舊,降低成本,管道直徑等尺寸不變。
圖3為7/8號低壓加熱器的出口管路連接到凝結水主管道的實際結構,在7/8號低壓加熱器的出口端,匯合處是突擴結構的2個T形三通,造成該處的局部流動阻力較大,而且2條支路在匯入主路前是平行的。
圖3 7/8號低壓加熱器凝結水出口管路實際結構
提出的優(yōu)化布置方案見圖4。將2根出口支管利用1個Y形三通連接,匯合處的彎頭角度為120°,匯合后的管子直徑與主管道的管徑一致,匯合后的管子經1個Y形三通匯入主管道。
圖4 7/8號低壓加熱器凝結水出口管路優(yōu)化布置方案
圖5為6號低壓加熱器凝結水旁路的實際結構。
圖5 6號低壓加熱器凝結水旁路的實際結構
該實際結構包括2個T形三通,有利于旁路系統(tǒng)及閥門組的布置。但是,在正常運行時,凝結水流經T形三通時,需要轉向90°,并且彎頭結構較差,導致局部流動阻力較大。優(yōu)化設計時,將旁路閥門位置垂直向上移動,局部優(yōu)化布置方案見圖6。加熱器正常運行時,凝結水經T形三通的直通道、彎頭和閥等,進入和流出低壓加熱器,旁路系統(tǒng)則由T形三通的分支通道和閥門構成。這種布置的優(yōu)點是凝結水的局部流動阻力顯著減小,閥門布置和支撐等也比較方便,管道結構緊湊。
圖6 6號低壓加熱器凝結水旁路優(yōu)化布置方案
5號低壓加熱器的管道局部優(yōu)化布置方法和優(yōu)化方案與6號低壓加熱器基本相同。
凝結水管系布局優(yōu)化方案確定后,首先,將優(yōu)化后的模型放入汽輪機房總體模型中,經檢查確認,管路無碰撞,優(yōu)化方案的布局可行。其次,經Caesar Ⅱ軟件計算,優(yōu)化后的凝結水管系的一次應力及二次應力均符合設計規(guī)范,加熱器及凝結水泵接口處的應力分布符合相關技術規(guī)范。最后,經EHS軟件校核支吊架布置,優(yōu)化方案合理。
凝結水管系優(yōu)化布置后的流動阻力計算結果見表1。優(yōu)化布置后,凝結水管系總流動阻力(不含加熱器)降低約20%,效果比較明顯。
表1 凝結水管系優(yōu)化布置后的流動阻力計算結果
根據應力分析的計算結果,與優(yōu)化前的計算結果相比,凝結水管系布置優(yōu)化后,管道的一次應力最大值增加了約6%,為該處管道許用應力的39.6%,二次應力僅減小了3.7 MPa。優(yōu)化布置的凝結水管系在設計條件下仍然具有足夠的柔性。
按照計算結果,當機組為100%負荷,即單臺凝結水泵優(yōu)化前后的功率分別為552 kW和541 kW時,凝結水泵的泵功率消耗下降了11 kW。按電廠每年運行5 000 h,2臺凝結水泵計算,凝結水泵電耗減小11萬kW·h。凝結水泵節(jié)約的電功率全部上網,上網電價按0.4元/(kW·h)計算,每年增加的收入為4.4萬元。優(yōu)化方案的經濟效益較好。
對該電廠1 000 MW機組凝結水管道系統(tǒng)布置進行了優(yōu)化研究,得到以下結論:
(1) 合理優(yōu)化布置管道及閥門后,凝結水管系仍然具有足夠的柔性,其一次應力和二次應力都在許用應力范圍以內。
(2) 凝結水管系繁雜,合理優(yōu)化管道及閥門布置,能夠明顯降低管道局部流動阻力和總流動阻力。按照優(yōu)化方案,凝結水管系的流動阻力可降低約20%,有較好的節(jié)能效果。