摘要：本文针对大型离心泵大流量工况下出现的汽蚀现象，基于离心泵汽蚀机理，分析了两个典型案例中离心泵发生汽蚀的原因，提出了采用改变离心泵的运行方式、改变泵出口管道阻力特性以及优化泵的再循环调阀的热工控制逻辑等三个方面的措施，解决了工程实际问题，为有效避免和预防大型离心泵大流量工况下汽蚀现象的发生，实现泵的安全稳定运行，提供参考。
关键词：离心泵；汽蚀；运行方式及控制逻辑优化
1. 概述
大型发电厂的凝结水泵及锅炉给水泵均采用多级离心泵。在电厂启动至带满负荷过程中，凝结水泵和给水泵流量变化范围大，机组通常设计两台甚至多台离心泵并联运行，以满足不同负荷、不同流量的运行要求。当离心泵在大流量工况下运行时，易出现汽蚀现象，损害设备的同时，严重危害机组运行安全，导致机组停炉停机[1]～[3]。
本文在对离心泵大流量工况下汽蚀机理分析基础上，结合两个典型案例，提出了相应工况下的几点运行优化建议。
2. 离心式水泵大流量工况汽蚀机理分析
离心水泵在运转过程中，当其通流部分液体的绝对压力下降到小于或等于当时温度下的汽化压力时，液体就会汽化，大量蒸汽及溶解在液体中的气体逸出，形成气泡。当气泡随液体从低压区移动到高压区时，气泡在高压作用下迅速凝结而破裂，其所占有的空间就会形成具有高真空的空穴，附近的液体在高压差的作用下以极高的速度流向形成的空穴，形成冲击力。由于气泡中的蒸汽和气体来不及在瞬间全部凝结和溶解，因此，在冲击力作用下又分成小气泡，如此反复。当上述过程在叶轮或叶片等流通部件表面发生，将对金属材料产生机械剥蚀。同时，气泡中逸出的氧气等活性气体也会对金属材料产生化学腐蚀。汽蚀过程发生后将会严重影响设备运行状态，缩短泵的使用寿命，甚至由于附带产生的振动等问题引起设备或人身安全问题[4]。
离心泵内最易发生汽蚀的部位为其通流部分的压力最低点，位于叶片进口端偏后的某一界面k处。当k点绝对压强pk小于或等于汽化压强pv时，即发生汽蚀。根据汽蚀基本方程式：
（1）
式中：p1和c1分别为流体在泵入口界面处压强和速度；c0为流体在叶片进口边前的绝对速度；m为考虑流体在泵入口截面到临界截面间水力损失和液体绝对速度的不均匀性后引入的压降系数；ω0为流体在叶片进口处的相对速度；λ为流体绕流叶片端部所产生的压降系数。
引入有效汽蚀余量NPSHa和必需汽蚀余量NPSHr两个量。NPSHa表示液体到达泵进口处的能量扣除汽化压头所富裕的能量：
（2）
当液体温度、吸入液面压强和泵的安装高度均保持不变情况下，由于吸入管路的流动损失与流量的平方成正比，所以NPSHa随液体流量变化为一条下降的抛物线。
NPSHr表示液体进入泵后压头下降程度：
（3）
由于c0和ω0均与流量的增大而增大，所以NPSHr随流量的变化程一条上升的曲线。
NPSHa的曲线和NPSHr的曲线相交于临界流量点Qk，当泵内流量大于Qk时，NPSHa＜NPSHr，即有效汽蚀余量提供的富裕能量不足以克服泵体进口液体的压头降时，泵将发生汽蚀[5]。
由离心泵汽蚀机理可知，控制泵入口流量是避免汽蚀的关键，实际工程中可从改变泵的运行曲线或泵出口管路的阻力特性入手，改变泵的工作点，使离心泵工作在小于临界流量Qk的稳定区域，避免和预防汽蚀。
3. 案例分析
3.1 机组锅炉跳闸后凝结水泵汽蚀案例分析及运行优化建议
3.1.1 案例过程
某300MW机组采用的是上海凯士比泵有限公司生产的型号为“NLT350-400x5”的凝结水泵，水泵额定参数：流量为907.3m3/h，扬程250m，转速1480rpm，NPSHr≤3.2m，轴功率756.4kW。
2015年12月20日，锅炉跳闸后的机组恢复过程中，出现了凝结水泵B出力不正常的现象，具体过程如下：
15:45:18，机组在高负荷运行过程中锅炉跳闸，此时凝泵B稳定运行，电流83.2A，泵出口母管压力2.22MPa，凝结水流量859t/h，除氧器上水调阀开度74.3%，凝泵再循环开度11.5%且处于自动控制状态；
15:49:27，由于给水流量迅速下降，除氧器上水调阀快速关至18.4%，凝泵B电流降至48.9A，泵出口母管压力升至2.84MPa，凝结水流量降至121t/h，凝泵再循环调阀超弛开至98.1%，该调阀切至手动控制；
15:50:32，手动打开除氧器上水调门至81.0%，凝泵B电流81.1A，出口母管压力1.29MPa，凝结水流量855t/h，再循环调阀开度98.1%；
15:51:22，除氧器上水调阀再度关小至4.1%，凝泵B电流74.9A，出口母管压力2.48MPa，凝结水流量677t/h，再循环调阀开度98.2%；该工况运行约7min，15:56:07，除氧器上水调阀再度关小至2.2%，凝泵B电流85.3A，出口母管压力2.17MPa，凝结水流量621t/h，再循环调阀开度98.6%；
15:58:27，手动开启除氧器上水调阀至43.3%，凝泵B电流81.1A，出口母管压力1.22MPa，凝结水流量615t/h，再循环调阀开度98.5%；
16:00:57，凝泵出口压力1.18MPa，泵出口母管压力低联锁启动凝泵A，16:01:02，凝泵A运行电流78.6A，凝泵B电流75.9A，此时除氧器上水调阀开度48.3%，再循环开度98.5%，凝泵出口母管压力2.08MPa，凝结水流量857t/h；
16:08:02，排汽装置液位低信号发“1”；
16:09:32，手动关小除氧器上水调门至16.1%，凝泵A运行电流70.3A，凝泵B电流69.7A，再循环开度98.7%，凝泵出口母管压力2.61MPa，凝结水流量762t/h；
16:10:27，手动停凝泵A，此时除氧器上水调阀开度17.0%，再循环开度98.7%，凝泵B运行电流84.3A，凝泵出口母管压力1.99MPa，凝结水流量625t/h；此后，凝泵B出力迅速降低，泵运行电流逐渐下降、出口母管压力和流量逐渐下降，即便16:11:17，排汽装置液位低信号消失，，此时除氧器上水调阀开度16.9%，再循环开度98.7%，凝泵出口母管压力0.82MPa，凝结水流量397t/h，凝泵B电流55.2A，出力下降现象仍未改善；
16:16:07，手动开启除氧器上水调阀至35.2%，凝泵B电流38.5A，出口母管压力0.46MPa，凝结水流量307t/h，再循环调阀开度98.5%；
16:17:42，除氧器上水调阀开至86.2%，凝泵B电流35.4A，出口母管压力0.34MPa，凝结水流量301t/h，再循环调阀开度98.3%；
16:18:07，手动启动凝泵A，16:18:22，凝泵A运行电流68.3A，凝泵B电流38.5A，此时除氧器上水调阀开度86.1%，再循环开度89.5%，凝泵出口母管压力0.59MPa，凝结水流量624t/h；
手动关小再循环调阀，凝泵出口母管压力迅速建立，16:20:47，凝泵A运行电流81.7A，凝泵B电流42.7A，此时除氧器上水调阀开度95.3%，再循环开度26.5%，凝泵出口母管压力1.29MPa，凝结水流量846t/h；
之后，两次手动停凝泵A，均出现凝结水流量大幅下降，致再循环调阀超弛开，凝泵B出力迅速恶化的现象循环出现；16:31:42，维持凝泵A运行，停运凝泵B。
3.1.2 案例分析及运行优化建议
对上述案例过程分析如下：
①从锅炉跳闸开始，除氧器上水调阀快速关闭后，凝泵再循环调阀切为手动控制，超弛开至98%，且整个过程中，该调阀一直处于全开状态，由15:56:07工况可知，再循环流量约为621t/h；
②首次恢复上水过程中，打开除氧器上水调阀后，由于凝泵出口管路阻力减小，管路阻力曲线趋于平滑，凝泵B工作点向大流量方向移动，泵的扬程随之下降，表现为出口压力下降，导致凝泵A联锁启动；
③16:10:27，手动停凝泵A时，除氧器上水调阀维持17%开度，凝泵再循环全开，凝结水母管出口流量仍维持在725t/h，大流量下凝泵B的必需汽蚀余量NPSHr提高，此时排汽装置液位较低，不足以提供足够的汽蚀余量，凝泵B出力之后大幅下降，证明此时开始凝泵B已开始出现汽蚀现象，并影响其性能；
④16:16:07，手动增加除氧器上水调阀开度，管道阻力大幅下降，加剧了凝泵B汽蚀程度，16:18:07，运行人员不得不手动启动凝泵A，维持上水；
⑤凝泵A启动后，凝泵B长时间无法恢复正常运行状态，可见其流道内集聚了大量气体，为其设置的脱空气管路不足以排出这些气体；之后两次手动停凝泵A，均出现凝泵B工作性能迅速恶化，也验证了上述解释。
由上述分析可知，这是一个典型的凝泵大流量工况下出现汽蚀进而影响其工作性能的案例。事故处理过程中，凝泵再循环阀超弛开后未能及时调整开度，减小凝泵出口流量，是导致这次凝泵汽蚀的关键原因。
根据上述分析，提出以下运行优化建议：
①由于该机组采用循环流化床锅炉，锅炉跳闸后也会维持上水，机组跳闸或甩负荷后，凝结水流量会短暂快速减小，导致再循环调阀超弛开，在锅炉恢复启动过程中，凝结水流量逐渐增大，应注意手动调整再循环调阀开度，维持凝结水泵出口流量在合理水平；
②优化凝泵再循环调阀逻辑，在超弛开条件消失后，恢复自动控制状态，设定值跟踪超弛开前记忆的设定值，自动控制凝结水流量在合理水平。
3.2 锅炉降压吹管过程中给水泵汽蚀案例
3.2.1 案例过程及分析
某1000MW机组配置三台容量35%的电动调速给水泵，并相应配置前置泵，电机与前置泵通过联轴器直接相连，给水泵与电机之间配置由福伊特公司生产的行星齿轮结构的液力耦合器。前置泵额定参数：流量为1310.8m3/h，扬程134.5m，转速1490rpm，NPSHr≤5m，轴功率503.2kW；给水泵额定参数：流量为1379.1m3/h，扬程3494.3m，转速5621rpm，NPSHr≤47.5m，轴功率13538.3kW。
2016年10月11日，锅炉吹管采用稳压吹管降压打把的方式，降压打靶过程中出现了给水泵B振动大跳闸的现象，具体过程如下：
20:06:34，给水旁路调阀开度3.5%，给水泵再循环调阀全开，锅炉贮水箱液位8m且已开始下降，给水母管压力16.7MPa，仅电泵B运行，其运行电流347A，入口压力1.91MPa，入口流量481t/h，液耦导叶位置2.0%，电泵转速3490rpm，其泵体最大振动为1.8mm/s（出水端Y向）；
运行人员手动增开给水旁路开度，随之提高液耦导叶位置；
20:07:22，给水旁路调阀开度15.9%，给水泵再循环调阀全开，锅炉贮水箱液位4m且继续下降，给水母管压力16.0MPa，电泵B运行电流370A，入口压力1.81MPa，入口流量730t/h，液耦导叶位置7.2%，电泵转速3501rpm，其泵体最大振动为1.7mm/s（出水端Y向）；
由于锅炉贮水箱液位继续下降，运行人员手动迅速打开给水旁路调门；
20:07:43，给水旁路调阀开度40.1%，给水泵再循环调阀全开，锅炉贮水箱液位1.2m且继续下降，给水母管压力4.4MPa，电泵B运行电流468A，入口压力1.54MPa，入口流量＞1400t/h（超量程），液耦导叶位置15.8%，电泵转速4070rpm，泵体振动为6.1mm/s（进水端X向）、6.4mm/s（进水端Y向）、4.4mm/s（出水端X向）、2.7mm/s（出水端Y向）；
20:08:05，给水旁路调阀开度46.3%，给水泵再循环调阀全开，锅炉贮水箱液位0.2m且没有回升，给水母管压力5.3MPa，电泵B运行电流790A，入口压力1.39MPa，入口流量＞1400t/h（超量程），液耦导叶位置57.1%，电泵转速5697rpm，泵体振动均超过跳闸值（11.2mm/s），电泵B跳闸，就地同时检查发现电泵跳闸前运行声音十分尖锐。
上述过程中给水泵的运行参数如图1所示。
（a）
（b）
图1 给水泵汽蚀过程运行参数的变化
根据上述现象，可以判断给水泵在跳闸前已发生汽蚀，这也是导致泵体振动大跳闸的原因。在降压打靶过程中，机组仅一台给水泵运行，其再循环调阀一直处于全开状态，随着给水旁路调阀开度逐渐增加，给水泵出口管路节流损失下降，管路阻力曲线趋于平滑，给水流量增加，给水母管压力下降，给水泵所需的必需汽蚀余量增加，当给水旁路调门迅速增大到40%及以上时，给水泵入口流量以超过其设计的最大流量，前置泵扬程下降，给水泵入口压头已不足以克服泵的必需汽蚀余量，最终导致汽蚀。
3.2.2 运行优化方法及建议
①考虑到稳压吹管和降压打靶过程中给水流量大于单台给水泵的最大设计流量，改为采用双泵并联运行方式向锅炉上水，两给水泵液耦投入自动，运行人员通过给水总操指令手动同时改变两泵的运行转速，使二者始终处于近似的工况。双泵并联运行较单泵运行的性能曲线斜率更平滑，出口管路阻力特性相同的情况下，泵工作的稳定流量区域更宽，单泵入口流量下降，可有效避免汽蚀。
②由于给水旁路调阀的节流降压作用主要体现在其开度＜30%时，建议在降压吹管过程中，锅炉大量上水时，给水旁路调门最大开度不宜超过30%。
③降压打靶过程中，在锅炉蓄能、吹管的循环过程中，给水量会发生大幅变化。该给水泵采用行星齿轮结构的液耦调速装置，其最低运行转速＞3000rpm，此时要求再循环调阀全开才能满足其最小运行流量，约240t/h。为了防止了给水泵在大流量和小流量运行下出现汽蚀，须对给水泵入口流量精确调节。给水泵再循环调阀正是通过控制给水泵的入口流量来确保泵的安全运行的设备。现场对给水泵再循环调阀自动逻辑进行优化，使之能实现在锅炉蓄能过程中快速打开，在吹管过程锅炉大量上水时快速关闭，保护设备运行安全。
给水泵再循环阀自动逻辑通过采集给水泵转速反馈，根据一个函数f（x1）计算出当前转速对应的给水泵的最小流量，实际的给水泵入口流量与计算得出的最小流量的“差值”送入两个折线函数f（x2）和f（x3）中，这两个函数分别对应了给水泵入口流量上升和下降过程中需保证的“差值”对应的阀门开度。两个函数发生器输出的阀门指令，再经小选和大选后形成最终的再循环调阀开度指令。选择关系逻辑示意图如图2所示。
图2 给水泵再循环热工控制逻辑示意图
根据上述曲线可知，当给水泵入口流量增加时，最终输出的阀位指令应为两函数间的较大值，即f（x2）为关门函数；当给水泵入口流量减小时，最终输出的阀位指令应为f（x2）与f（x3）间的较小值，即f（x3）为开门函数。对两个折线函数的参数进行优化后，实现了给水泵最小流量调阀阀位与给水泵入口流量的快速响应关系，实现了对给水泵入口流量的控制。
在后续的锅炉吹管及机组试运过程中，采用了上述运行优化措施。一次典型的锅炉降压打靶过程中给水泵的运行参数如图3所示，泵体最大振动为3.2mm/s（进水端X向）、1.9mm/s（进水端Y向）、1.2mm/s（出水端X向）、2.7mm/s（出水端Y向）。由此可知，上述措施有效防止了给水泵大流量工况下的汽蚀及泵体振动大的现象出现。
图3 优化后锅炉降压吹管过程中给水泵运行参数的变化
4.结论
本文基于离心泵汽蚀的机理，结合两个典型案例，分析了导致离心泵大流量工况下出现汽蚀问题的原因，并在运行方式的角度提出了合理的优化建议：
（1）通过多台离心泵并联运行，提高泵的输出性能，以满足大流量的运行工况，可有效避免单台泵大流量工况下发生汽蚀；
（2）通过对离心泵出口管路的节流调节，改变泵出口管路的阻力曲线，使其在设计的工况范围内运行，避免汽蚀；
（3）通过离心泵再循环调阀逻辑的优化可实现对泵流量的辅助控制，将泵维持在一个稳定的工作区间，实现对泵的流量保护，预防汽蚀。
参考文献:
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论文作者:赵英淳,毛伟峰,刘攀
论文发表刊物:《电力设备》2018年第1期
论文发表时间:2018/5/28
标签：流量论文; 凝结水论文; 给水泵论文; 离心泵论文; 再循环论文; 压力论文; 电流论文; 《电力设备》2018年第1期论文;