邵罡北，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

目前，在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的不均勻、蒸汽流量分配的不均勻，影響設備的正常壽命。

1 模型設計與試驗內容

1.1 數學模型

針對本研究的重點，對于排汽管道模型進行簡化和假設：一是管道內蒸汽流場為穩(wěn)態(tài)，不可壓縮；二是在模擬各個支管流量分配情況時各分配管出口壓力相同[1]；三是忽略重力造成的壓力損失。

汽相湍流的模擬從雷諾時均N-S[2]方程組出發(fā)，選用標準k-ε湍流模型加以封閉。壓力與速度的耦合采用SIMPLE算法，在簡化和假設的條件下，飽和蒸汽流經排汽管道的控制方程組如下。

a）連續(xù)性方程

管道壁面?zhèn)鳠幔寒斣诒诿媸┘右粋€固定的溫度條件時，流體單元對壁面的傳熱為

其中，hf表示流體側傳熱系數，Tf為固體溫度，Tw為壁面溫度，qrad為輻射熱通量。

1.2 幾何模型

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。現將主排汽管道入口稱為入口，蒸汽分配管出口共6個，從左至右分別為出口1～6，具體情況如圖1所示。

圖1 排汽管道幾何模型

1.3 邊界條件

入口條件：在排汽管道入口采用質量流量入口邊界條件，給定入口蒸汽的質量流量。

出口條件：取各分配管道為壓力出口邊界條件，給定參考出口壓力，假設各分配管出口壓力相同。

其他邊界條件：湍流描述采用k-ε模型，考慮水蒸氣在排汽管道內流動過程中通過管壁與外界環(huán)境進行能量交換。

2 排汽管道均流等壓優(yōu)化方案

在汽輪機熱耗保證THA（turbine heat acceptance）工況下，對排汽管道流場進行計算及分析，并在排汽管道原設計的基礎上，提出了實現排汽管道均流均壓的優(yōu)化方案，并對各種優(yōu)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

在原設計基礎上對排汽管道進行數值計算，通過計算結果分析排汽管道流場均勻性，沿+x向6條配汽管道出口分別記為出口1～6，各出口流量見表1。外側的1號、2號、5號、6號排汽管道流量相近，而中間位置的3號、4號管道流量最大，明顯高于其他4條管道。

表1 原設計各出口流量分布

DN6000～DN2600和DN3600～DN2600三通來流方向的倒角區(qū)域存在較大的速度梯度；所有豎直配汽管道沿徑向（平行水平歧管方向）存在速度梯度，來流一側速度較小，該現象在中間配汽管內最為明顯。

排汽管道出口壓力與排氣管入口壓力總壓降為531.132 Pa。各配汽管道入口壓力及排汽管道入口到各配汽管道入口壓降如表2所示。由表2可知，排汽管道入口到中間2條配汽管道入口壓降最小，到2號、5號管道入口壓降最大，到最外側1號、6號管道入口壓降位于二者之間。

表2 原設計各配汽管入口壓降

2.2 彎頭及三通局部導流板優(yōu)化設計

針對彎頭、三通區(qū)域流場，調整導流板的數目、間距和形狀，如在壓損較大區(qū)域對導流板進行加密，適當延長導流板長度等，對該區(qū)域的流場分布進行優(yōu)化。綜合考慮原有結構下排氣管道流場分布特征以及各位置結構特性，在各三通、彎頭原有導流板基礎上在氣流下游方向增加1塊平板，即對原有導流板進行延長。其中，主管的三通DN 6000-1導流板延長410 mm，立管上端的三通DN 6000-2延長300 mm，彎頭DN 2600導流板延長250 mm。

各出口流量如表3所示。由表3可知，2號、5號排汽管道流量最小，1號、6號排汽管道流量次之，而靠近中間位置的3號、4號管道流量最大。優(yōu)化方案與原設計方案相比，流量分布有所改善，中間管道的流量有明顯的降低。

表3 局部優(yōu)化后各出口流量分布

排汽管道出口壓力與排氣管入口壓力總壓降為609.326 Pa。各配汽管道入口壓力及排汽管道入口到各配汽管道入口壓降如表4所示。由表4可知，排汽管道入口到中間2條配汽管道入口壓降最小，到2號、5號管道入口壓降最大，到最外側1號、6號管道入口壓降位于二者之間。

表4 局部優(yōu)化后各配汽管入口壓降

2.3 三通及彎頭處延長導流板組合優(yōu)化計算分析

采用三通處增加導流板，三通、彎頭處延長導流板組合優(yōu)化后，各出口流量分布如表5所示。由于三通處增加導流板未起到優(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。

表5 延長導流板組合優(yōu)化后各出口流量分布

排汽管道出口壓力與排氣管道入口壓力總壓降為601.923 Pa。各配汽管道入口壓力及排汽管道入口到各配汽管道入口壓降如表6所示。

表6 延長導流板組合優(yōu)化后各配汽管入口壓降

2.4 三通與彎頭處優(yōu)化設計

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，在此基礎上，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中間移動一定距離。為便于表述，將各導流片由上至下分別標為導流片1～7，如圖2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，其他導流片移動距離以導流片3為基礎進行調整。通過計算該優(yōu)化工況，得出各出口流量分布如表7所示，壓降如表8所示。

表7 導流板延長導流與移位后各出口流量分布kg/s

圖2 三通DN6000-2導流片示意

排汽管道出口壓力與排氣管入口壓力總壓降為621.52 Pa。由表8可知，排汽管道入口到中間2條配汽管道入口壓降最小，到2號、5號管道入口壓降最大，到1號、6號管道入口壓降次之。

表8 導流板延長導流與移位后各配汽管入口壓降Pa

綜上所述，采用DN6000-2三通處導流片向里移動250 mm、導流板延長到三通出口端面優(yōu)化方案，得到的蒸汽分配管出口處的蒸汽流量分配最為均勻。

3 排汽管道最優(yōu)方案推薦

3.1 推薦方案一

主管三通DN6000-1導流板向下游方向延長410 mm，水平歧管中間三通DN6000-2導流片在原結構基礎上向中間移動最大250 mm并向兩側延長至三通出口端面，同時將DN2600彎頭內的導流板向下游方向延長250 mm。依據該方案得到的各部件結構及尺寸與原結構相比，7個導流片由上至下分別向中間移動0 mm、120 mm、250 mm、200 mm、150 mm、100 mm、50 mm。

3.2 推薦方案二

主管三通DN6000-1及DN2600彎頭優(yōu)化方式同方案一，水平歧管中間三通DN6000-2導流板在原基礎上向中間移動最大200 mm并向兩側延長至三通出口端面。此外，配汽管道2號、5號處三通DN3600~DN2600增設3個導流板。依據該方案得到的各部件結構及主要尺寸與原結構相比，7個導流片由上至下分別向中間移動0 mm、100 mm、200 mm、160 mm、120 mm、80 mm、40 mm。

4 結論

a）通過對各優(yōu)化方案進行優(yōu)化計算，對比各優(yōu)化方案的流量分配，推薦優(yōu)化方案一：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(yōu)化方案二：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號、5號三通DN3600~DN2600內增設導流板。

b）在汽輪機最大連續(xù)出力工況下，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(yōu)化方案相同，壓力較大區(qū)域存在于各三通及導流板處，中間3號、4號管道壓降較推薦方案中間3號、4號管道壓降??；但是各蒸汽分配管道流量較推薦的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與2.142 kg/s。

c）在氣輪機熱耗保證工況下，采用優(yōu)化方案一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)化方案二得到的各流量分配中2號管道流量偏小，較優(yōu)化方案一增加，為33.931 kg/s，最大流量與最小流量相差0.718 kg/s。

d）在汽輪機熱耗保證工況下，采用兩種優(yōu)化方案得到的管道最大壓降分別為667.519 5 Pa和644.896 Pa，該工況下入口壓力為9.7 kPa，空冷平臺最外側兩列蒸汽分配入口壓力不低于8.78 kPa，滿足設計要求。