热力管网管损原因数值模拟分析

李晓红，杜一庆，李朝辉，龚 箭

（1.湖北能源综合能源投资有限公司，湖北武汉 430073；2.华中科技大学，湖北武汉 430074）

引言

目前，国内外输蒸汽供热管网管损方面的研究与发展包括：保温研究、管网热量损失计算分析、管网现状调查与现场测试等。现有的研究指出［1］，热网损失不仅包含管道保温散热损失，还包括管内蒸汽流动阻力损失和管件散热，这些仍是不够全面的，需要对热网热损进行更加系统的评估。王娟［2］研究了蒸汽过热度与供热管道质量损失的关系，其研究结论如下：蒸汽过热度是影响供热管网质量损失的主要原因；过热度降低，蒸汽凝结，管内质量损失增加；蒸汽携带凝结水，造成质量流量计计量偏小，管损进一步加大。赵建法［3］利用焓降法测量蒸汽热网散热损失特性，充分考虑蒸汽过热度和运行工况的影响，试图考虑实际供热蒸汽存在一定的湿度来完善热网能量平衡模型中实际管损的质量损失计量与散热损失平衡的关系，指出：由于实际的供热蒸汽存在一定的含水率，热网管损与散热损失之间不是简单的线性关系，存在的复杂关联机理有待进一步深入研究；当管内蒸汽为湿蒸汽状态时，焓降法的计算结果受到测量温度波动的影响，甚至会出现负值。相关文献研究说明了，长距离蒸汽管道容易出现蒸汽饱和冷凝，需要加以重点关注。另外，焓降法的计算结果出现负值，说明所测试的温度出现升温，简单归因到温度波动并不是科学的解释。

湖北某热力有限公司开发区热力管网由原“高参数”改“低参数”运行后管损过大，已无法满足用户供热要求，热用户有投诉。为了满足安全和经济供汽的要求，需要对现有管网管损过大的原因进行模拟计算分析。

1 CFD模拟对象与方法

1.1 模拟对象

开发区某热力管网为热电有限公司从西向东的蒸汽管道，三个终端热用户依次为行政中心、核心商业区和产业区，见图1。蒸汽管线原设计操作参数为：压力 1.3 MPa（G，表压，下同），温度300 ℃（高参数）。热电有限公司总装机容量为35 万kW（2×9E 型）的燃气-蒸汽联合循环热电联产机组，投产运行后，由于考虑近端用户的用户安全，实际的运行参数进行了调整，实际参数为：0.71 MPa（G），171 ℃（低参数）。近些年单独使用热电有限公司燃气机组供汽“低参数”方式导致管损过大，已无法满足行政中心点用户（对应节点B）供热要求。

图1 供热管网终端流量分配及走向示意图

供热管网几何参数和原设计操作参数条件下管网关键节点的蒸汽压力、温度计算值，见表1。

由于受到计算机资源限制，目前还少有针对长距离蒸汽管道进行3D模拟计算的文献供借鉴，因此提出以下面向长距离蒸汽管道变工况运行的CFD计算机模拟。

对现有热力管网采用分段模拟方法，相同管径的蒸汽管分成150 m 一段构建几何模型。维持质量流率不变，相邻段的上游段出口参数计算值作为下游段入口的边界条件。采用商用ANSYS FLUENT模拟软件进行数值模拟。

1.2 几何模型及网格划分

采用CFD 对原设计值进行了校核，主要校核了表1 中B 节点的设计参数。为了提高模拟精度和计算机资源，采用分段模拟的方式，将A、B 之间约6 000 m 的管道分成40 节，每节150 m。从上游往下，各节依次编号为A1、A2、A3、……、A40。模拟计算的A1 出口参数作为A2 的入口边界条件，以此类推，最终算出A40的出口参数（即B点参数）。

几何模型及网格划分情况见图2。使用四边形网格，共111 723节点，106 500单元，324 213面。采用Scalable Wall Function 处理壁面，壁面网格适度加密。

图2 网格示意图

1.3 边界条件

出口边界条件：表压，抑制回流；入口边界条件：质量流入口，湍流强度5%，水力直径为0.61 m。初始化表压，入口总温度，液体质量分数，单位体积液滴（按上段出口平均值）。

壁面边界条件：无滑移静止壁面，标准粗糙度，粗糙高度0.2 mm，粗糙度常数0.5。由于各段进出口温差不大，壁面按入口温度给定热通量q（W/m2）是合适的。热通量依据《城镇供热管道保温结构散热损失测试与保温效果评定方法》（GB/T 28638-2023）的测试结果，换算成管道内壁热流q后拟合成温度的公式q=0.800 5t-25.338，根据入口温度值t（℃）计算给出。

1.4 模型选择

湍流模型等基本设置为3d，double precision，pressure-based，dynamic mesh，realizable k-epsilon。本次模拟计算是模拟蒸汽冷凝过程，关键点是多相流模型的选择。

FLUENT 提供了四种多相流模型：VOF（Volume of Fluid）模型、Mixture（混合）模型、Eulerian（欧拉）模型和Wet Steam（湿蒸汽）模型。VOF模型、混合物模型和欧拉模型这三种模型都属于用欧拉观点处理多相流的计算方法，其中VOF 模型适合于求解分层流和需要追踪自由表面的问题，比如水面的波动、容器内液体的填充等；混合物模型和欧拉模型则适合计算体积浓度大于10%的流动问题。

早期FLUENT 湿蒸汽模型在求解类型是Density-Based 时，才能被激活。入口与出口的边界条件用压力入口、流量入口和压力出口。在蒸汽的快速膨胀过程中，经过饱和状态后不久将发生冷凝过程，路径越过气相饱和线。膨胀过程使过热的干蒸汽首先过冷，然后成核，形成饱和蒸汽和细液滴的两相混合物，称为湿蒸汽。湿蒸汽模型在蒸汽管道的分析和设计中具有十分重要的意义。Ansys Fluent采用欧拉-欧拉方法对湿蒸汽流动进行建模。流动混合物模型使用可压缩的Navier-Stokes 方程，以及两个液相质量分数和每单位体积液滴数的输运方程。

相变模型以经典的非等温成核理论为基础，涉及液滴在均匀非平衡凝结过程中的形成。在蒸汽膨胀时，随着压力减低就可能出现冷凝。按照成核机制，蒸汽膨胀引起液滴的形成。液滴形成的相变模型是基于该成核理论。

欧拉-欧拉方法里两相分开处理，这意味各相有自己所占的时间和空间，因而各相用各自的守恒方程。换句话说，纯蒸汽独立于液滴分开求解，但蒸汽冷凝形成液滴采用经典的成核理论。

多相阶段的蒸汽冷凝机制比较复杂，开始时在流场中出现非常小的液滴。成核分为同性或异性两类，这里同性成核意味流场中没有外界可溶盐或者其他悬浮颗粒物。

在管道中随着蒸汽流动压力和温度下降开始发生冷凝，出现非常小的液滴。当小液滴形成时，出现两种类型。一种是经典成核理论，成核后液滴尺寸不断增大，形成较大的液滴群；另一种是液滴生长理论，这些液滴会重新蒸发，主要看液滴的分压和温度，无论液滴温度高于分压下的沸点与否。

基于以上分析及大量的前期试算经验，实际运行参数下蒸汽的模拟采用Wet Steam（湿蒸汽）模型。

2 CFD模拟分析

2.1 “高参数”模拟校核

图3 给出蒸汽管内的速度矢量，符合管道流动的流场分布规律。

图3 管内速度矢量示意图

A1～A40 段的模拟结果统计分别取各段进出口截面的平均值。首先按“高参数”对AB 管段进行了校核，模拟中未出现蒸汽冷凝现象，计算A40出口参数（B点参数）为1.08 MPa（G），260 ℃，原设计B点计算值为1.04 MPa（G），264 ℃，说明原设计的参数计算是可靠的。

2.2 “低参数”模拟分析

按A 点“低参数”最大负荷（120 t/h，0.71 MPa，171 ℃）对AB 段进行了模拟计算。CFD 模拟结果显示，A1～A21 段并未出现蒸汽冷凝，段号A22 开始蒸汽出现凝结，参见图4 中湿度（出口截面平均值）变化，其中x=0 m 对应A21 出口，显示A、B 之间干管在A 点下游3 150 m 就开始出现蒸汽凝结，说明“低参数”干管在最大负荷时也出现蒸汽冷凝，造成疏水损失。图5 给出A21～A40 段出口湿度变化趋势，同样图中横坐标x=0 m 与A21 出口对应，从左到右各点依次对应A21～A40 出口值，以下同。图4 是图5中头3点（A21，A22，A23）的局部放大。

图4 A21～A23段湿度变化趋势

图5 蒸汽管道A21～A40段湿度变化趋势

图6 给出A40 段出口处湿度（图例：Liquid mass fraction，液态水质量分数）分布，靠近壁面处由于壁面散热损失出现冷凝，使局部湿度增大。

图6 A40出口段处湿度分布

改用燃气机组“低参数”供汽后，A1～A40 段模拟计算的阻力明显增加，模拟的阻力比原设计的“高参数”阻力增加了25%左右，主要原因是“高参数”改“低参数”后蒸汽比体积增加，同样负荷下流速增加引起阻力升高。图7给出A21～A40段蒸汽冷凝后出口平均压力变化趋势。

图7 蒸汽管道A21～A40段出口平均压力P变化趋势

图8给出A21～A40段蒸汽冷凝后出口平均温度变化趋势，显示随着冷凝过程发展，刚开始在A21～A29 段温度下降，在A30～A39 段出现温升现象，温升恢复到温降的转折点位于A40 段。模拟结果发现，蒸汽管道冷凝是典型的非平衡冷凝。水滴成核过程中释放的凝结潜热对流动蒸汽起到加热作用，使得蒸汽冷凝后的流动出现“回温”现象。这种蒸汽管道非平衡冷凝“回温”现象能解释文献［3］的测试结果，这从实际测量上侧面验证了蒸汽管道冷凝是典型的非平衡冷凝。

图8 蒸汽管道非平衡冷凝“回温”现象

图9 给出A40 出口段温度分布，可以看出蒸汽在壁面边界附近温度较高，这是由于边界层效应和非平衡冷凝，边界层发生冷凝后（见图6）的凝结潜热对流动蒸汽加热作用占主导地位。径向焓值（见图10）与径向温度分布（见图9）并不一致，焓值分布遵从蒸汽冷凝和散热规律，而温度分布则出现异常，这需要非平衡冷凝理论解释这一现象。通常情况下，壁面散热，边界层蒸汽出现冷凝，湿度增高，焓值低，温度低，热量从管中心向四周管壁传热。但凝结潜热加热作用占主导地位时会出现边界层升温现象。升温现象并不违反散热过程能量方程，此时热量从冷凝边界层向管中心和管壁传热。蒸汽焓值不单与温度相关，还与湿度等参数相关，边界层温度虽然比中心温度略高，但边界层湿度大，此时焓值主要受湿度影响，相对较低。

图9 A40出口段温度云图

图10 A40出口段焓值云图

3 结论与建议

通过对现有开发区管网调研、资料收集，利用CFD 对管损进行综合分析，找出管损过大的主要原因，并提出改进方案。主要研究结论如下：

（1）采用分段方法构建蒸汽流动的几何模型，同时参考蒸汽温度给出各段热流密度边界条件，节约计算资源的同时提高了计算精度。

（2）原蒸汽管道按“高参数”设计。通过CFD 数值模拟验证了原设计给出重要节点的温度和压力推算值是合理的，原有蒸汽管道的原始设计按“高参数”运行时并不存在蒸汽冷凝现象。模拟值与原设计预测吻合，同时也说明研究所采用CFD 数值模拟方法是可信的。

（3）CFD 数值模拟显示，“低参数”运行后阻力增加25%，这是管损过大的原因之一。

（4）“低参数”运行CFD 数值模拟还显示，在干管3 km 后就发生蒸汽冷凝。模拟首次发现了蒸汽管道非平衡冷凝“回温”现象。这个研究结果也与有关文献公布的实际测试吻合。

（5）CFD 数值模拟结果发现：蒸汽干管过早出现冷凝，增加了疏水损失，这是现有行政中心管线蒸汽耗量不低而用户点蒸汽参数偏低的第二个根本原因。

根据研究结论，建议管网改造采用“高参数”供汽方案，管网改造后能解决开发区蒸汽管网管损过大问题，实现安全经济供汽，解决热用户投诉问题，避免经济纠纷造成损失，而且为热电有限公司进一步拓展低碳校园、低碳园区等以蒸汽供热为主线的冷热电三联供、综合能源系统项目奠定基础。