1 000 MW機組凝結水管系節能降壓優化布置

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重點實驗室，重慶 400044)

在計算機科技水平不斷發展的背景下，大批有利于電廠技術革新與管理提升的工具和手段出現，并為電廠中各環節的工藝改進、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化布置方案。

1 凝結水管系建模和分析方法

1.1 物理模型

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

1.2 管道應力計算的數學模型

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化設計提供依據。壓力、質量和其他持續機械載荷產生的縱向應力總和應不超過熱態條件下的許用應力。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為持續載荷；i為應力增強系數；MA為持續載荷引起的總彎矩；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為材料在環境溫度下的許用應力。

1.3 支吊架計算和校核

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，并對支吊架進行優化設計和布置。

優化后的凝結水管系支吊架在安裝和工作狀態下，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。

1.4 流動阻力計算的數學模型

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為對應層流狀態的直管流動阻力系數；ft為對應湍流狀態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。

2 凝結水管系仿真

2.1 流動阻力分布

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，遠大于常規彎頭的局部流動阻力(100～300 Pa)。因此，低壓加熱器旁路系統和閥門的布置，有較大的優化潛力。

圖2 5號低壓加熱器的凝結水管路結構圖

2.2 應力分布及支吊架布置

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范。應力分析結果表明，凝結水管系的剛性較小，有一定的優化布置潛力，例如可以減小管道彎頭數量、管道壁厚和管徑等。

3 優化方案

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。

3.1 7/8號低壓加熱器局部管道優化

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化布置方案

3.2 6號和5號低壓加熱器局部管道優化

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。優化設計時，將旁路閥門位置垂直向上移動，局部優化布置方案見圖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，旁路系統則由T形三通的分支通道和閥門構成。這種布置的優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化布置方案

5號低壓加熱器的管道局部優化布置方法和優化方案與6號低壓加熱器基本相同。

3.3 優化方案的仿真結果與分析

凝結水管系布局優化方案確定后，首先，將優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，優化方案的布局可行。其次，經Caesar Ⅱ軟件計算，優化后的凝結水管系的一次應力及二次應力均符合設計規范，加熱器及凝結水泵接口處的應力分布符合相關技術規范。最后，經EHS軟件校核支吊架布置，優化方案合理。

凝結水管系優化布置后的流動阻力計算結果見表1。優化布置后，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，與優化前的計算結果相比，凝結水管系布置優化后，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。優化布置的凝結水管系在設計條件下仍然具有足夠的柔性。

3.4 節能效果

按照計算結果，當機組為100%負荷，即單臺凝結水泵優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。優化方案的經濟效益較好。

4 結語

對該電廠1 000 MW機組凝結水管道系統布置進行了優化研究，得到以下結論：

(1) 合理優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。按照優化方案，凝結水管系的流動阻力可降低約20%，有較好的節能效果。