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(nèi)蒙古京能電力檢修有限公司，內(nèi)蒙古 呼和浩特， 010000）

0 引言

發(fā)電廠空冷技術(shù)是1種以空氣取代水為冷卻介質(zhì)的冷卻方式，極大地減少了水資源消耗，對富煤缺水地區(qū)的經(jīng)濟(jì)發(fā)展有重大推動作用。目前直接空冷凝汽器的設(shè)計過程中，蒸汽分配管道的設(shè)計并沒有考慮各列、各單元因管道長度、彎頭差異而產(chǎn)生的流動不均現(xiàn)象，而是假設(shè)各空冷單元內(nèi)流入的蒸汽量是均勻的，但實(shí)際運(yùn)行時管道的差異、雙向流的復(fù)雜性等原因必定會導(dǎo)致蒸汽分配管道內(nèi)壓力分布和蒸汽流量分配不均勻。

1 模型設(shè)計

1.1 數(shù)學(xué)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(jìn)行模擬，并通過在管道內(nèi)增加和調(diào)整導(dǎo)流板進(jìn)行模擬得到最佳導(dǎo)流板的安裝方式，從而達(dá)到均衡各分配管的流量和降低各管壓降的目的，實(shí)際上管道內(nèi)水蒸氣的流動是復(fù)雜的三維汽液兩相流動。針對本研究的側(cè)重點(diǎn)，對于排汽管道模型做如下簡化和假設(shè)：（1）管道內(nèi)蒸汽流場為穩(wěn)態(tài)，不可壓縮；（2）在模擬各個支管流量分配情況時假設(shè)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(jī)組汽輪機(jī)由1根直徑為6 m的主排汽管道引出，經(jīng)上升管進(jìn)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(yōu)化方案

在TMCR工況下，對排汽管道流場進(jìn)行計算及分析，在排汽管道原設(shè)計的基礎(chǔ)上，提出排汽管道均流均壓的優(yōu)化方案，并對各種優(yōu)化方案進(jìn)行對比。

2.1 基于原設(shè)計的排汽管道流場計算分析

通過計算結(jié)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(cè)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(yuǎn)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(qū)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(cè)速度較小，該現(xiàn)象在3、4號管內(nèi)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(cè)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(dǎo)流板的三通局部流場結(jié)構(gòu)優(yōu)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(dǎo)流板，引流作用有限，易導(dǎo)致該區(qū)域流場分布不均，甚至在管道壁面附近產(chǎn)生漩渦。合理設(shè)置導(dǎo)流板一方面可以使水平歧管中的氣流更加均勻地進(jìn)入配汽管道，減小或消除漩渦區(qū)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(dǎo)流板

外側(cè)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(yōu)化方案與原設(shè)計方案相比，分布趨勢相同，但未起到優(yōu)化效果，導(dǎo)致流量分配更加不均勻。

2.3 彎頭、三通局部導(dǎo)流板優(yōu)化設(shè)計計算分析

針對彎頭、三通區(qū)域流場，調(diào)整導(dǎo)流板的數(shù)目、間距和形狀，如在針對壓損較大區(qū)域?qū)?dǎo)流板進(jìn)行加密，適當(dāng)延長導(dǎo)流板長度等，對該區(qū)域的流場分布進(jìn)行優(yōu)化。其中，主管三通DN6000-1導(dǎo)流板延長410 mm，立管上端三通DN6000-2延長300 mm，彎頭DN2600導(dǎo)流板延長250 mm。延長后的導(dǎo)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(dǎo)流板延長示意圖

外側(cè)2、5號排汽管道流量最小，最外側(cè)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(yōu)化方案與原設(shè)計方案及優(yōu)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(cè)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(dǎo)流板及三通、彎頭處延長導(dǎo)流板組合優(yōu)化計算分析

采用三通處增加導(dǎo)流板及三通、彎頭處延長導(dǎo)流板組合優(yōu)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(dǎo)流板未起到優(yōu)化作用，所以兩者組合優(yōu)化后流量分布并未得到優(yōu)化。

2.5 三通、彎頭處延長導(dǎo)流板及三通導(dǎo)流板向里移動優(yōu)化計算分析

通過上述計算結(jié)果可以得出，三通、彎頭處延長導(dǎo)流板效果較佳，為了實(shí)現(xiàn)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(nèi)部導(dǎo)流片分別在原來的基礎(chǔ)上向移動一定距離。為便于表述，將各導(dǎo)流片由上至下分別標(biāo)號1～8，如圖4所示。其中最上側(cè)的弧形導(dǎo)流片1位置不變，導(dǎo)流片3向中間移動距離最大，各方案導(dǎo)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(dǎo)流片向中間移動距離見表7。

圖4 三通DN6000-2導(dǎo)流片示意

表7 各方案導(dǎo)流片移動距離

2.6 優(yōu)選導(dǎo)流片向里移動并在2、5號配汽管道內(nèi)增加導(dǎo)流板計算分析

2.2中增加導(dǎo)流板結(jié)果不理想主要表現(xiàn)為增加導(dǎo)流板會增加該配汽管道內(nèi)蒸汽流量，由于僅移動水平歧管中間三通DN6000-2導(dǎo)流板后配汽管道2、5號內(nèi)蒸汽流量較小，為達(dá)到均流效果，同時調(diào)節(jié)配汽管道內(nèi)的速度分布，故在2.5節(jié)中DN6000-2三通處導(dǎo)流片向里移動200 mm、250mm的基礎(chǔ)上，在2、5號配汽管道內(nèi)增加導(dǎo)流板。

2.6.1 DN6000-2三通處導(dǎo)流片向里移動200 mm

通過計算該優(yōu)化工況，計算結(jié)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(dǎo)流板后，2、5號管道流量增加，各出口流量較未增加導(dǎo)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(cè)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(dǎo)流片向里移動250 mm

通過計算該優(yōu)化工況，計算結(jié)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(dǎo)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(cè)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(yōu)化方案可知，較2、5號管道不加導(dǎo)流板優(yōu)化方案，對實(shí)現(xiàn)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(dǎo)流片向里移動200 mm的基礎(chǔ)上，2、5號配汽管道內(nèi)增加導(dǎo)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(yōu)方案推薦

各優(yōu)化方案得到的流量分配結(jié)果匯總見表12。

表12 各方案流量分配結(jié)果kg／s

通過對比各方案流量分配結(jié)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(dǎo)流片向中間移動250 mm并向兩側(cè)延長到三通出口端面，同時延長主管三通DN6000-1、彎頭處的導(dǎo)流板。

4 減小DN6000-2三通頂部導(dǎo)流板長度與推薦方案結(jié)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(dǎo)流片向中間移動250 mm并向兩側(cè)延長到三通出口端面，同時延長主管三通DN6000-1、彎頭處的導(dǎo)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(dǎo)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(dǎo)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(qū)域存在于各三通及導(dǎo)流板處，但減小DN6000-2頂部導(dǎo)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(dǎo)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(dǎo)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(dǎo)流板長度增加導(dǎo)致局部阻力損失增大。

表14 2種優(yōu)化條件下排汽管道進(jìn)出口壓降Pa

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

在保持其他優(yōu)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(dǎo)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(dǎo)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?？梢姴捎?種方式壓力分布趨勢相同，壓力較大區(qū)域存在于各三通及導(dǎo)流板處，但減小DN6000-2頂部導(dǎo)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(dǎo)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(yōu)化條件下排汽管道進(jìn)出口壓降Pa

減小DN6000-2三通處頂部導(dǎo)流板長度后，壓力分布趨勢與推薦優(yōu)化方案相同，壓力較大區(qū)域存在于各三通及導(dǎo)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??；但各蒸汽分配管道流量較推薦2個優(yōu)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(jié)論

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

（2）采用優(yōu)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(yōu)化方案2得到的各流量分配中2號管道流量偏小，較優(yōu)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(yōu)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(cè)蒸汽分配入口壓力不低于8.78 k P a，滿足設(shè)計要求。