核電廠連通管式水位計(jì)測(cè)量值偏大的影響因素分析

(中廣核工程有限公司， 深圳 518124)

1 背景

連通管式水位計(jì)因其便于在線隔離，在線檢修，在線更換的優(yōu)點(diǎn)，廣泛應(yīng)用于火電、核電等能源領(lǐng)域。國(guó)內(nèi)部分采用內(nèi)置水位計(jì)的核電廠也開始逐步改造為連通管式水位計(jì)。

國(guó)內(nèi)某核電廠汽水分離再熱器系統(tǒng)疏水箱改造后采用一個(gè)內(nèi)置水位計(jì)，兩個(gè)連通管式水位計(jì)，通過(guò)水位平均值參與自動(dòng)控制。該機(jī)組在50%負(fù)荷前，3個(gè)水位計(jì)測(cè)量偏差較小，滿足使用要求。負(fù)荷大于50%后，外置水位測(cè)量值逐漸偏大；100%負(fù)荷時(shí)，內(nèi)置水位測(cè)量值與整定值接近，外置水位測(cè)量值接近滿量程(見圖1)。相對(duì)于平均值，3個(gè)測(cè)量值均偏差大，最終導(dǎo)致水位測(cè)量失效。為解決上述問題，本文基于簡(jiǎn)化模型，使用流體力學(xué)理論對(duì)造成偏差的各項(xiàng)因素進(jìn)行了分析、對(duì)比，提出了一般處理原則，并得到實(shí)際應(yīng)用。

圖1 疏水箱水位測(cè)量偏差

2 原因分析

2.1 參考火電汽包水位偏差進(jìn)行分析

參考火電廠汽包水位分析模型(見圖2)，該核電廠疏水箱運(yùn)行過(guò)程中，疏水箱內(nèi)的水和蒸汽近似為飽和狀態(tài)，因?yàn)樯?，水位?jì)中水的平均溫度必然低于疏水箱運(yùn)行壓力下的飽和溫度，其上部由于來(lái)自連通管的飽和蒸汽不斷凝結(jié)，水溫接近飽和溫度，水溫沿高度逐步降低，凝結(jié)水由水側(cè)連通管流入疏水箱[1,2]。

圖2 汽包水位模型

由壓力平衡，得到：

ρ1gH’+ρ2gH=ρ1gh’+ρ4gh

結(jié)論：連通管式水位計(jì)測(cè)量值應(yīng)低于疏水箱內(nèi)實(shí)際水位。此結(jié)論與實(shí)際現(xiàn)象恰恰相反。因此使用以上簡(jiǎn)化模型進(jìn)行分析不能確定偏差的原因。

2.2 建立疏水箱水位分析簡(jiǎn)化模型

與實(shí)際工況對(duì)比，以上簡(jiǎn)化模型未將連通管內(nèi)流體的流動(dòng)損失納入計(jì)算，得到了與實(shí)際情況相反的結(jié)果，因此應(yīng)將連通管流動(dòng)損失納入實(shí)際簡(jiǎn)化模型(見圖3)。并做如下假設(shè)：

(1)取機(jī)組某一負(fù)荷穩(wěn)態(tài)工況，疏水箱內(nèi)水位保持恒定為H，測(cè)量筒內(nèi)水位保持恒定為h。

(2)疏水箱內(nèi)水和蒸汽為飽和狀態(tài)，壓力為P1，測(cè)量筒內(nèi)水和蒸汽為飽和狀態(tài)，壓力為P3；P1>P3。

(3)汽側(cè)連通管內(nèi)蒸汽流速為uW，兩端為截面A和截面C，高度相等；水側(cè)連通管內(nèi)水流速度為uW兩端為截面B和截面D，高度相等。

(4)汽側(cè)與水側(cè)連通管長(zhǎng)度相等，為L(zhǎng)=1.5m。根據(jù)實(shí)際情況，汽側(cè)與水側(cè)隔離閥均為截止閥，彎頭均為90°標(biāo)準(zhǔn)彎頭；汽側(cè)與水側(cè)連通管是同種類型，汽側(cè)和水側(cè)連通管直徑均為d=25mm，截面積為A。

圖3 疏水箱水位簡(jiǎn)化模型

2.3 測(cè)量筒水位h與疏水箱水位H的關(guān)系

對(duì)于水在水側(cè)連通管內(nèi)的流動(dòng)，水只受到重力作用，所管內(nèi)水的流動(dòng)可視為定常運(yùn)動(dòng)。截面B和截面D截面積相等，水為粘性不可壓縮流體。根據(jù)實(shí)際流體的伯努利方程可得：

(1)

其中hw為水在水側(cè)連通管內(nèi)流動(dòng)的各項(xiàng)水頭損失之和[3]。

對(duì)于蒸汽在汽側(cè)連通管內(nèi)的流動(dòng)，由于管壁外側(cè)有保溫層，且管道長(zhǎng)度較短，近似視為絕熱流動(dòng)，截面A與截面C水蒸氣的焓值不變。由于截面A和截面C，截面積相等，水蒸氣的流動(dòng)可近似視為不可壓縮氣體的絕熱流動(dòng)，因此，實(shí)際流體的伯努利方程仍然成立，對(duì)于截面A和截面C可得到：

(2)

其中hS為蒸汽在汽側(cè)連通管內(nèi)流動(dòng)的各項(xiàng)水頭損失之和。

由于

PB=ρ2gH+P1；PD=ρ4gh+P3

(3)

可將(1)(2)(3)聯(lián)立，消去P1、P3得到：

(4)

由(4)式可以看出，造成連通管水位測(cè)量值偏高的因素為水側(cè)管道的流阻和汽側(cè)管道的流阻。

3 測(cè)量偏差的主要因素

3.1 將hW和hS展開

對(duì)于水側(cè)管道內(nèi)流體的流動(dòng)損失，hw包含水在水側(cè)連通管流動(dòng)的管道沿程損失hW4、彎頭局部損失hW5、閥門局部損失hW6。根據(jù)達(dá)西公式有：

(5)

其中λW、ξW5、ξW6分別為水在管道內(nèi)流動(dòng)的沿程阻力系數(shù)、彎頭阻力系數(shù)、閥門阻力系數(shù)[4]。

對(duì)于汽側(cè)管道流動(dòng)損失，hS包含蒸汽在汽側(cè)連通管流動(dòng)的管道沿程損失hS1、彎頭局部損失hS2、閥門局部損失hS3。根據(jù)達(dá)西公式有：

(6)

其中λS、ξS2、ξS3、分別為蒸汽在管道內(nèi)流動(dòng)的沿程阻力系數(shù)、彎頭阻力系數(shù)、閥門阻力系數(shù)。

《火力發(fā)電廠汽水管道設(shè)計(jì)規(guī)范》給出了前蘇聯(lián)、德國(guó)、美國(guó)三個(gè)國(guó)家對(duì)于管道元件能量損失計(jì)算的推薦標(biāo)準(zhǔn)，為了量化hw與hS的關(guān)系，在此選取美國(guó)推薦標(biāo)準(zhǔn)確定ξWi與ξSi的數(shù)值。該標(biāo)準(zhǔn)規(guī)定各種管道附件的阻力系數(shù)采用ξ=Ldλ表示，Ld為管件的當(dāng)量長(zhǎng)度，λ是與管件連接管線的沿程摩擦阻力系數(shù)[5,6])。

根據(jù)以上標(biāo)準(zhǔn)：

ξW5=30λW，ξW6=340λW

ξS2=30λS，ξS3=340λS

因此，(5)和(6)可表達(dá)為：

(7)

(8)

由于疏水箱及測(cè)量筒內(nèi)的水位保持恒定，因此根據(jù)質(zhì)量守恒定律，可得到：

AuSρ1=AuWρ4

即

(9)

3.2 假設(shè)水側(cè)和汽側(cè)均處在層流區(qū)

假設(shè)水側(cè)和汽側(cè)連通管內(nèi)的流動(dòng)都是層流，則有：

(10)

(11)

其中ReW、ReS分別為水側(cè)流體流動(dòng)的雷諾數(shù)和汽側(cè)流體流動(dòng)的雷諾數(shù)，νW、νS分別為水側(cè)流體的運(yùn)動(dòng)粘度和汽側(cè)流體的運(yùn)動(dòng)粘度。

由(7)～(11)可得到：

根據(jù)水的物理性質(zhì)，

其中νS、ν2分別為飽和蒸汽與飽和水的運(yùn)動(dòng)粘度。

由于該疏水箱運(yùn)行溫度不大于280℃，根據(jù)100℃～280℃飽和蒸汽與飽和水運(yùn)動(dòng)粘度的比值曲線(圖4)：

圖4 飽和蒸汽與飽和水運(yùn)動(dòng)粘度比

得到：

由以上假設(shè)可得到如下結(jié)論：當(dāng)連通管內(nèi)流體均處于層流區(qū)時(shí)，汽側(cè)的流動(dòng)損失小于水側(cè)流動(dòng)損失的20.1%，即水側(cè)流動(dòng)損失是水位測(cè)量偏差的主要因素。

3.3 假設(shè)水側(cè)和汽側(cè)均處在紊流光滑區(qū)

假設(shè)水側(cè)和汽側(cè)連通管內(nèi)的流動(dòng)都處于紊流光滑區(qū)，根據(jù)布拉修斯經(jīng)驗(yàn)公式，有：

(12)

(13)

由(7)～(9)、(12)、(13)得到：

根據(jù)100℃～280℃飽和蒸汽與飽和水的密度和運(yùn)動(dòng)粘度計(jì)算得到：

由以上假設(shè)可得到如下結(jié)論：當(dāng)連通管內(nèi)流體均處于紊流光滑區(qū)時(shí)，水側(cè)的流動(dòng)損失小于汽側(cè)流動(dòng)損失的15.8%，即汽側(cè)流動(dòng)損失是水位測(cè)量偏差的主要因素。

3.4假設(shè)水側(cè)和汽側(cè)均處在紊流粗糙區(qū)

假設(shè)水側(cè)和汽側(cè)連通管內(nèi)的流動(dòng)都處于紊流粗糙區(qū)，根據(jù)希弗林松經(jīng)驗(yàn)公式，λ與雷諾數(shù)無(wú)關(guān)，僅與管道的當(dāng)量粗糙度ks和直徑有關(guān)，

(14)

(15)

由(7)～(9)、(14)、(15)得到：

根據(jù)100℃～280℃飽和水與飽和蒸汽密度的比值曲線(圖5)：

圖5 飽和水與飽和蒸汽密度比

得到：

由以上假設(shè)可得到如下結(jié)論：當(dāng)連通管內(nèi)流體均處于紊流粗糙區(qū)時(shí)，汽側(cè)的流動(dòng)損失大于水側(cè)流動(dòng)損失的22.61倍，即汽側(cè)流動(dòng)損失占據(jù)主導(dǎo)地位，占比超過(guò)95.8%。

3.5 對(duì)各項(xiàng)損失系數(shù)進(jìn)行分析

將d=25mm，L=1.5m帶入由(7)、(8)，得到表1。

表1 影響流動(dòng)損失的因子

3.6 對(duì)于影響測(cè)量偏差的因素

根據(jù)層流區(qū)，紊流光滑區(qū)，紊流粗糙區(qū)的對(duì)比，損失系數(shù)的對(duì)比以及流體力學(xué)一般原理，得到以下結(jié)論：

(1)連通管內(nèi)流體的流動(dòng)損失與流速的平方成正比。

(2)在層流區(qū)，水側(cè)管道內(nèi)的流動(dòng)損失是測(cè)量偏差的主要因素；

(3)隨著水側(cè)和汽側(cè)流速增加，汽側(cè)流動(dòng)損失所占比重逐漸增大，并最終占據(jù)主導(dǎo)地位；

(4)不論在水側(cè)還是汽側(cè)，閥門損失均為流動(dòng)損失的主要因素。

4 優(yōu)化措施與驗(yàn)證

4.1 減小連通管內(nèi)流體的流速

由熱力學(xué)原理可知uS的大小取決于P1與P3的差值，而P1與P3產(chǎn)生差值的原因?yàn)檫B通管側(cè)的散熱。因此減小連通管內(nèi)流速的關(guān)鍵在于減小連通管及測(cè)量筒的散熱，應(yīng)適當(dāng)增加連通管和測(cè)量筒的保溫厚度，并將閥門、支架處進(jìn)行嚴(yán)密保溫。

4.2 減小連通管內(nèi)流體的損失系數(shù)

在層流區(qū)，水側(cè)閥門為管路阻力的主要因素。因此在保溫良好的情況下，至少應(yīng)將水側(cè)截止閥更換為阻力系數(shù)更小的閥門，如球閥(3λ)、旋塞閥(18λ)、閘閥(8λ)等。

如果具備條件，應(yīng)盡可能將汽側(cè)連通管閥門更換為阻力系數(shù)更小的閥門；

另外，減少連通管彎頭的使用量，或使用彎管代替彎頭也能減小連通管的損失系數(shù)。

4.3 實(shí)踐驗(yàn)證

該機(jī)組在100%負(fù)荷時(shí)，連通管水位計(jì)測(cè)量值已接近滿量程，偏差問題十分嚴(yán)重。經(jīng)現(xiàn)場(chǎng)檢查，連通管和測(cè)量筒保溫較差，連通管存在Z型布置，彎頭使用較多。因此為避免多次施工，采取了多種優(yōu)化措施。具體措施如下：

(1)增加保溫厚度至100mm，閥門和支架處制作鋁制外殼，改進(jìn)保溫工藝，確保保溫良好；

(2)連通管水側(cè)和汽側(cè)截止閥均更換為球閥；

(3)連通管重新施工，去除彎頭，全部使用小于等于90°彎管替代，并使連通管具備一定斜度。

采取以上措施后，該機(jī)組從0到100%負(fù)荷任一功率平臺(tái)，汽水分離再熱器疏水箱內(nèi)置水位計(jì)與外置水位計(jì)測(cè)量偏差均在10%以內(nèi)，完全滿足機(jī)組運(yùn)行要求，在此基礎(chǔ)上順利完成了各項(xiàng)瞬態(tài)試驗(yàn)。

5 結(jié)論與應(yīng)用

根據(jù)分析結(jié)果及實(shí)踐驗(yàn)證，針對(duì)核電廠連通管式水位計(jì)測(cè)量值偏大問題，得到以下處理原則：

(1)首先，必須確保連通管及測(cè)量筒保溫良好；

(2)其次，必須盡可能減小水側(cè)連通管流體的流動(dòng)損失，例如使用球閥、閘閥作為隔離閥，使用彎管代替彎頭，盡可能減小管道長(zhǎng)度等；

(3)最后，在條件允許情況下，可將汽側(cè)連通管的閥門和管道按照水側(cè)進(jìn)行優(yōu)化。

以上原則對(duì)于熱態(tài)工況下連通管式水位測(cè)量值偏大問題具有普遍適用性。國(guó)內(nèi)某EPR核電機(jī)組汽水分離再熱器系統(tǒng)連通管式水位計(jì)也曾出現(xiàn)測(cè)量值偏大的情況。根據(jù)以上原則，在確認(rèn)該水位計(jì)保溫良好，連通管安裝工藝良好的情況下，將水側(cè)截止閥改為閘閥后，測(cè)量值偏差大問題得到解決。