大型直接空冷机组排汽管道均流等压优化设计研究

邵罡北，沈 春

（1.华润电力（宁武）有限公司，山西 忻州 036700；2.内蒙古京能电力检修有限公司，内蒙古 呼和浩特 010000）

0 引言

目前，在直接空冷凝汽器的设计过程中，蒸汽分配管道的设计并没有考虑各列、各单元因管道长度、弯头差异而产生的流动不均现象，而是假设各空冷单元内流入的蒸汽量是均匀的，但实际运行时管道的差异、双向流的复杂性等原因，必定会导致蒸汽分配管道内压力分布的不均匀、蒸汽流量分配的不均匀，影响设备的正常寿命。

1 模型设计与试验内容

1.1 数学模型

针对本研究的重点，对于排汽管道模型进行简化和假设：一是管道内蒸汽流场为稳态，不可压缩；二是在模拟各个支管流量分配情况时各分配管出口压力相同[1]；三是忽略重力造成的压力损失。

汽相湍流的模拟从雷诺时均N-S[2]方程组出发，选用标准k-ε湍流模型加以封闭。压力与速度的耦合采用SIMPLE算法，在简化和假设的条件下，饱和蒸汽流经排汽管道的控制方程组如下。

a）连续性方程

管道壁面传热：当在壁面施加一个固定的温度条件时，流体单元对壁面的传热为

其中，hf表示流体侧传热系数，Tf为固体温度，Tw为壁面温度，qrad为辐射热通量。

1.2 几何模型

直接空冷机组汽轮机由1根直径为6 m的主排汽管道引出，经上升管进入水平歧管段，管径沿流动方向逐渐减小，变径后各管段直径分别为3.6 m和2.6 m，蒸汽分配管直径为2.6 m。现将主排汽管道入口称为入口，蒸汽分配管出口共6个，从左至右分别为出口1～6，具体情况如图1所示。

图1 排汽管道几何模型

1.3 边界条件

入口条件：在排汽管道入口采用质量流量入口边界条件，给定入口蒸汽的质量流量。

出口条件：取各分配管道为压力出口边界条件，给定参考出口压力，假设各分配管出口压力相同。

其他边界条件：湍流描述采用k-ε模型，考虑水蒸气在排汽管道内流动过程中通过管壁与外界环境进行能量交换。

2 排汽管道均流等压优化方案

在汽轮机热耗保证THA（turbine heat acceptance）工况下，对排汽管道流场进行计算及分析，并在排汽管道原设计的基础上，提出了实现排汽管道均流均压的优化方案，并对各种优化方案进行对比。

2.1 基于原设计的排汽管道流场计算分析

在原设计基础上对排汽管道进行数值计算，通过计算结果分析排汽管道流场均匀性，沿+x向6条配汽管道出口分别记为出口1～6，各出口流量见表1。外侧的1号、2号、5号、6号排汽管道流量相近，而中间位置的3号、4号管道流量最大，明显高于其他4条管道。

表1 原设计各出口流量分布

DN6000～DN2600和DN3600～DN2600三通来流方向的倒角区域存在较大的速度梯度；所有竖直配汽管道沿径向（平行水平歧管方向）存在速度梯度，来流一侧速度较小，该现象在中间配汽管内最为明显。

排汽管道出口压力与排气管入口压力总压降为531.132 Pa。各配汽管道入口压力及排汽管道入口到各配汽管道入口压降如表2所示。由表2可知，排汽管道入口到中间2条配汽管道入口压降最小，到2号、5号管道入口压降最大，到最外侧1号、6号管道入口压降位于二者之间。

表2 原设计各配汽管入口压降

2.2 弯头及三通局部导流板优化设计

针对弯头、三通区域流场，调整导流板的数目、间距和形状，如在压损较大区域对导流板进行加密，适当延长导流板长度等，对该区域的流场分布进行优化。综合考虑原有结构下排气管道流场分布特征以及各位置结构特性，在各三通、弯头原有导流板基础上在气流下游方向增加1块平板，即对原有导流板进行延长。其中，主管的三通DN 6000-1导流板延长410 mm，立管上端的三通DN 6000-2延长300 mm，弯头DN 2600导流板延长250 mm。

各出口流量如表3所示。由表3可知，2号、5号排汽管道流量最小，1号、6号排汽管道流量次之，而靠近中间位置的3号、4号管道流量最大。优化方案与原设计方案相比，流量分布有所改善，中间管道的流量有明显的降低。

表3 局部优化后各出口流量分布

排汽管道出口压力与排气管入口压力总压降为609.326 Pa。各配汽管道入口压力及排汽管道入口到各配汽管道入口压降如表4所示。由表4可知，排汽管道入口到中间2条配汽管道入口压降最小，到2号、5号管道入口压降最大，到最外侧1号、6号管道入口压降位于二者之间。

表4 局部优化后各配汽管入口压降

2.3 三通及弯头处延长导流板组合优化计算分析

采用三通处增加导流板，三通、弯头处延长导流板组合优化后，各出口流量分布如表5所示。由于三通处增加导流板未起到优化作用，所以两者组合优化后流量分布并未得到优化。

表5 延长导流板组合优化后各出口流量分布

排汽管道出口压力与排气管道入口压力总压降为601.923 Pa。各配汽管道入口压力及排汽管道入口到各配汽管道入口压降如表6所示。

表6 延长导流板组合优化后各配汽管入口压降

2.4 三通与弯头处优化设计

通过上述计算结果可以得出，三通、弯头处延长导流板效果较佳，为了实现排汽管道蒸汽流向各配汽管道更加均匀，在此基础上，将水平歧管中间三通DN6000-2内部导流片分别在原来的基础上向中间移动一定距离。为便于表述，将各导流片由上至下分别标为导流片1～7，如图2所示。其中最上侧的弧形导流片1位置不变，导流片3向中间移动距离最大，各方案导流片3移动距离分别定为60 mm、100 mm、150 mm、180 mm、200 mm、220 mm及250 mm，其他导流片移动距离以导流片3为基础进行调整。通过计算该优化工况，得出各出口流量分布如表7所示，压降如表8所示。

表7 导流板延长导流与移位后各出口流量分布kg/s

图2 三通DN6000-2导流片示意

排汽管道出口压力与排气管入口压力总压降为621.52 Pa。由表8可知，排汽管道入口到中间2条配汽管道入口压降最小，到2号、5号管道入口压降最大，到1号、6号管道入口压降次之。

表8 导流板延长导流与移位后各配汽管入口压降Pa

综上所述，采用DN6000-2三通处导流片向里移动250 mm、导流板延长到三通出口端面优化方案，得到的蒸汽分配管出口处的蒸汽流量分配最为均匀。

3 排汽管道最优方案推荐

3.1 推荐方案一

主管三通DN6000-1导流板向下游方向延长410 mm，水平歧管中间三通DN6000-2导流片在原结构基础上向中间移动最大250 mm并向两侧延长至三通出口端面，同时将DN2600弯头内的导流板向下游方向延长250 mm。依据该方案得到的各部件结构及尺寸与原结构相比，7个导流片由上至下分别向中间移动0 mm、120 mm、250 mm、200 mm、150 mm、100 mm、50 mm。

3.2 推荐方案二

主管三通DN6000-1及DN2600弯头优化方式同方案一，水平歧管中间三通DN6000-2导流板在原基础上向中间移动最大200 mm并向两侧延长至三通出口端面。此外，配汽管道2号、5号处三通DN3600~DN2600增设3个导流板。依据该方案得到的各部件结构及主要尺寸与原结构相比，7个导流片由上至下分别向中间移动0 mm、100 mm、200 mm、160 mm、120 mm、80 mm、40 mm。

4 结论

a）通过对各优化方案进行优化计算，对比各优化方案的流量分配，推荐优化方案一：将水平歧管中间三通DN6000-2导流片向中间移动250 mm并向两侧延长到三通出口端面，同时延长主管三通DN6000-1、弯头处的导流板；推荐优化方案二：将水平歧管中间三通DN6000-2导流片向中间移动200 mm并向两侧延长到三通出口端面，同时延长主管三通DN6000-1、弯头处的导流板，且在配汽管道2号、5号三通DN3600~DN2600内增设导流板。

b）在汽轮机最大连续出力工况下，减小DN6000-2三通处顶部导流板长度后，压力分布趋势与推荐优化方案相同，压力较大区域存在于各三通及导流板处，中间3号、4号管道压降较推荐方案中间3号、4号管道压降小；但是各蒸汽分配管道流量较推荐的2个优化方案效果差，最大流量与最小流量相差分别为1.673 kg/s与2.142 kg/s。

c）在气轮机热耗保证工况下，采用优化方案一得到的各流量分配为2号管道流量偏小，为33.866 kg/s，最大流量与最小流量相差0.85 kg/s；采用优化方案二得到的各流量分配中2号管道流量偏小，较优化方案一增加，为33.931 kg/s，最大流量与最小流量相差0.718 kg/s。

d）在汽轮机热耗保证工况下，采用两种优化方案得到的管道最大压降分别为667.519 5 Pa和644.896 Pa，该工况下入口压力为9.7 kPa，空冷平台最外侧两列蒸汽分配入口压力不低于8.78 kPa，满足设计要求。