直接空冷排汽管道均流均壓研究與應用

邵罡北，劉賀，沈春

（1.華潤電力（寧武）有限公司，山西 忻州，036700；2.內蒙古京能電力檢修有限公司，內蒙古 呼和浩特， 010000）

0 引言

發電廠空冷技術是1種以空氣取代水為冷卻介質的冷卻方式，極大地減少了水資源消耗，對富煤缺水地區的經濟發展有重大推動作用。目前直接空冷凝汽器的設計過程中，蒸汽分配管道的設計并沒有考慮各列、各單元因管道長度、彎頭差異而產生的流動不均現象，而是假設各空冷單元內流入的蒸汽量是均勻的，但實際運行時管道的差異、雙向流的復雜性等原因必定會導致蒸汽分配管道內壓力分布和蒸汽流量分配不均勻。

1 模型設計

1.1 數學模型

利用Caesar II計算流體軟件，對該直接空冷島排汽管道的蒸汽流場進行模擬，并通過在管道內增加和調整導流板進行模擬得到最佳導流板的安裝方式，從而達到均衡各分配管的流量和降低各管壓降的目的，實際上管道內水蒸氣的流動是復雜的三維汽液兩相流動。針對本研究的側重點，對于排汽管道模型做如下簡化和假設：（1）管道內蒸汽流場為穩態，不可壓縮；（2）在模擬各個支管流量分配情況時假設各分配管出口壓力相同[1]；（3）忽略重力造成的壓力損失。

1.2 幾何模型

該直接空冷機組汽輪機由1根直徑為6 m的主排汽管道引出，經上升管進入水平歧管段，管徑沿流動方向逐漸減小，變徑后各管段直徑分別為3．6 m和2．6 m，蒸汽分配管直徑為2．6 m，其幾何模型及各主要位置如圖1所示。

圖1 排汽管道幾何模型

2 排汽管道均流均壓優化方案

在TMCR工況下，對排汽管道流場進行計算及分析，在排汽管道原設計的基礎上，提出排汽管道均流均壓的優化方案，并對各種優化方案進行對比。

2.1 基于原設計的排汽管道流場計算分析

通過計算結果分析排汽管道流場均的勻性，沿+x向6條配汽管道出口分別記為outlet 1～6，見表1。外側的1、2、5、6排汽管道流量相近，而中間位置的3、4管道流量最大，遠高于其他4條管道。

表1 各出口流量分布

DN6000-DN2600和DN3600-DN2600三通來流方向倒角區域存在較大速度梯度；所有豎直配汽管道沿徑向存在速度梯度，來流一側速度較小，該現象在3、4號管內最為明顯。

排汽管道出口壓力與入口壓力總壓降為531．132 Pa，各配汽管道入口壓力及壓降見表2，可見3、4配汽管道入口壓降最小，2、5號管道入口壓降最大，最外側1、6管道入口壓降次之。

表2 各配汽管入口壓降

2.2 基于導流板的三通局部流場結構優化計算分析

在連接水平歧管和中間4條配汽管的三通DN6000-DN2600和DN3600-DN2600（圖2中紅色圈選位置）僅各1個導流板，引流作用有限，易導致該區域流場分布不均，甚至在管道壁面附近產生漩渦。合理設置導流板一方面可以使水平歧管中的氣流更加均勻地進入配汽管道，減小或消除漩渦區域，從而減小壓損，另一方面也有助于平衡各配汽管流量分配。

圖2 三通處增加導流板

外側1、6號配汽管道流量最小，2、5號配汽管道流量次之，而中間位置的3、4號配汽管道流量最大，見表3。

表3 各出口流量分布

優化方案與原設計方案相比，分布趨勢相同，但未起到優化效果，導致流量分配更加不均勻。

2.3 彎頭、三通局部導流板優化設計計算分析

針對彎頭、三通區域流場，調整導流板的數目、間距和形狀，如在針對壓損較大區域對導流板進行加密，適當延長導流板長度等，對該區域的流場分布進行優化。其中，主管三通DN6000-1導流板延長410 mm，立管上端三通DN6000-2延長300 mm，彎頭DN2600導流板延長250 mm。延長后的導流板形狀如圖3所示，其中綠色為延長部分。

圖3 三通彎頭處導流板延長示意圖

外側2、5號排汽管道流量最小，最外側1、6號排汽管道流量次之，中間位置的3、4號管道流量最大，流量見表4。

表4 各出口流量分布

優化方案與原設計方案及優化方案1相比，流量分布有所改善，中間管道的流量明顯降低。

各配汽管道入口壓力及排汽管道入口到各配汽管道壓降見表5，可見中間2條配汽管道入口壓降最小，2、5號管道入口壓降最大，最外側1、6號管道入口壓降位次之。

表5 各配汽管入口壓降

2.4 三通處增加導流板及三通、彎頭處延長導流板組合優化計算分析

采用三通處增加導流板及三通、彎頭處延長導流板組合優化后，各出口流量見表6。

表6 各出口流量分布

由于三通處增加導流板未起到優化作用，所以兩者組合優化后流量分布并未得到優化。

2.5 三通、彎頭處延長導流板及三通導流板向里移動優化計算分析

通過上述計算結果可以得出，三通、彎頭處延長導流板效果較佳，為了實現排汽管道蒸汽流向各配汽管道更加均勻，將水平歧管中間三通DN6000-2內部導流片分別在原來的基礎上向移動一定距離。為便于表述，將各導流片由上至下分別標號1～8，如圖4所示。其中最上側的弧形導流片1位置不變，導流片3向中間移動距離最大，各方案導流片3移動距離分別定為60 mm、100 mm、150 mm、180 mm、200 mm、220 mm及250 mm，不同方案各導流片向中間移動距離見表7。

圖4 三通DN6000-2導流片示意

表7 各方案導流片移動距離

2.6 優選導流片向里移動并在2、5號配汽管道內增加導流板計算分析

2.2中增加導流板結果不理想主要表現為增加導流板會增加該配汽管道內蒸汽流量，由于僅移動水平歧管中間三通DN6000-2導流板后配汽管道2、5號內蒸汽流量較小，為達到均流效果，同時調節配汽管道內的速度分布，故在2.5節中DN6000-2三通處導流片向里移動200 mm、250mm的基礎上，在2、5號配汽管道內增加導流板。

2.6.1 DN6000-2三通處導流片向里移動200 mm

通過計算該優化工況，計算結果得出各出口流量分布見表8。

表8 各出口流量分布

在2、5號管道處增加導流板后，2、5號管道流量增加，各出口流量較未增加導流板時均勻性得到明顯改善，見圖5，最大流量與最小流量差值為0.718 kg/s。

圖5 配汽管道流速分布

排汽管道的出口壓力與入口壓力總壓降為642.711 Pa，配汽管道入口壓力及排汽管道入口壓降見表9，可見最外側1、6號管道入口壓降最小，2、5號管道入口壓降最大，到3、4配汽管道入口壓降次之。

表9 各配汽管入口壓降

2.6.2 DN6000-2三通處導流片向里移動250 mm

通過計算該優化工況，計算結果得出各出口流量分布見表10。

中間最大流量與最小流量相差0．746 kg/s，管道4蒸汽流量最小。較導流片向里移動200 mm效果較差。

排汽管道的出口壓力與入口壓力總壓降為647．962 Pa，配汽管道入口壓力及排汽管道入口壓降見表11，可見最外側1、6號管道入口壓降最小，2、5號管道入口壓降最大，到3、4號配汽管道入口壓降次之。

表11 各配汽管入口壓降

對比上述2種優化方案可知，較2、5號管道不加導流板優化方案，對實現管道蒸汽均流效果起到改善作用，且總壓降降低。在DN6000-2三通處導流片向里移動200 mm的基礎上，2、5號配汽管道內增加導流板效果最好，最大流量與最小流量差值為0．718 kg/s，排汽管道出口壓力與排汽管道入口總壓降最小為642．711 Pa。

3 排汽管道最優方案推薦

各優化方案得到的流量分配結果匯總見表12。

表12 各方案流量分配結果kg／s

通過對比各方案流量分配結果可知，方案11～13流量分配較為均勻。方案11為水平歧管中間三通DN6000-2導流片向中間移動250 mm并向兩側延長到三通出口端面，同時延長主管三通DN6000-1、彎頭處的導流板。

4 減小DN6000-2三通頂部導流板長度與推薦方案結果對比

4.1 TMCR工況下對比分析

推薦方案1：將水平歧管中間三通DN6000-2導流片向中間移動250 mm并向兩側延長到三通出口端面，同時延長主管三通DN6000-1、彎頭處的導流板，見表13。

表13 各出口流量分布對比

由表13對比可知，將水平歧管中間三通DN6000-2頂部導流板的長度減小后，各配汽管道出口流量分配較推薦方案1不均勻，中間配汽管道3、4蒸汽流量最大，最大流量與最小流量相差1．673 kg/s；推薦方案1最大流量與最小流量相差0．850 kg/s。管道流速分布見圖6。

圖6 1DN6000-2三通頂部1、2導流板配汽管道流速分布

排汽管道主要截面壓力分布見圖7。采用2種方式壓力分布趨勢相同，壓力較大區域存在于各三通及導流板處，但減小DN6000-2頂部導流板1、2長度后，中間位置3、4號配汽管道壓力明顯較其他配汽管道壓力小。

圖7 DN6000-2三通頂部1、2導流板截面壓力分布

2種方案排汽管道入口到各配汽管道出口壓降對比見表14。可見減小DN6000-2頂部導流板1、2長度后，配汽管道3、4號壓降較推薦方案1小，推薦方案1由于導流板長度增加導致局部阻力損失增大。

表14 2種優化條件下排汽管道進出口壓降Pa

推薦方案2：將水平歧管中間三通DN6000-2導流片向中間移動200 mm并向兩側延長到三通出口端面，同時延長主管三通DN6000-1、彎頭處的導流板，且在配汽管道2、5號三通DN3600-DN2600內增設導流板。

在保持其他優化措施不變的情況下，僅改變水平歧管中間三通DN6000-2頂部導流板的長度，見表15。

由表15可知，將水平歧管中間三通DN6000-2頂部導流板的長度減小后，配汽管道出口流量分配不均勻，中間3、4號配汽管道蒸汽流量最大，最大流量與最小流量相差2.142 kg/s；采用推薦方案2最大流量與最小流量相差0.781 kg/s。

排汽管道主要截面壓力分布見圖8。可見采用2種方式壓力分布趨勢相同，壓力較大區域存在于各三通及導流板處，但減小DN6000-2頂部導流板1、2長度后，中間位置3、4號配汽管道壓力較其他各條配汽管道壓力小。

圖8 截面壓力分布

2種方案排汽管道入口到各配汽管道出口壓降對比見表16。減小DN6000-2頂部導流板1、2號長度后，3、4號配汽管道壓降較推薦方案2小。

表16 2種優化條件下排汽管道進出口壓降Pa

減小DN6000-2三通處頂部導流板長度后，壓力分布趨勢與推薦優化方案相同，壓力較大區域存在于各三通及導流板處，中間3、4號管道壓降較推薦方案中間3、4號管道壓降小；但各蒸汽分配管道流量較推薦2個優化方案效果差，最大流量與最小流量相差分別為1.673 kg／s和2.142 kg／s。

5 結論

（1）通過對各優化方案進行優化計算，對比各優化方案的流量分配，推薦優化方案1：將水平歧管中間三通DN6000-2導流片向中間移動250 mm并向兩側延長到三通出口端面，同時延長主管三通DN6000-1、彎頭處的導流板；推薦優化方案2：將水平歧管中間三通DN6000-2導流片向中間移動200 mm并向兩側延長到三通出口端面，同時延長主管三通DN6000-1、彎頭處的導流板，且在配汽管道2、5三通DN3600-DN2600內增設導流板；

（2）采用優化方案1得到的各流量分配為2號管道流量偏小，為33.866 kg/s，最大流量與最小流量相差0.85 kg/s；采用優化方案2得到的各流量分配中2號管道流量偏小，較優化方案1增加為33.930 kg/s，最大流量與最小流量相差0.718 kg/s。

（3）采用2種優化得到的管道最大壓降分別為667.520 Pa、644.896 Pa，該工況下入口壓力為9.7k P a，空冷平臺最外兩側蒸汽分配入口壓力不低于8.78 k P a，滿足設計要求。