程友良， 任澤民， 張 寧

(華北電力大學(xué) 電站設(shè)備狀態(tài)監(jiān)測與控制教育部重點實驗室， 保定 071003)

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新型空冷單元的數(shù)值模擬研究

程友良， 任澤民， 張 寧

(華北電力大學(xué) 電站設(shè)備狀態(tài)監(jiān)測與控制教育部重點實驗室， 保定 071003)

為了解決“Λ”形空冷單元換熱中存在的諸多問題，增強空冷凝汽器冷卻效果,以龍山電廠600 MW機組模型為對比對象，借助Fluent軟件對雙曲形和圓臺形2種新型空冷單元進(jìn)行了數(shù)值模擬，得到其溫度場和速度分布情況，分析了頂部擋板空隙率對空冷單元換熱的影響,并以換熱效果為衡量目標(biāo)對其結(jié)構(gòu)進(jìn)行了優(yōu)化.結(jié)果表明：2種新型空冷單元的換熱效果均優(yōu)于原“Λ”形空冷單元，能更有效地降低汽輪機背壓、減少整機煤耗，且頂部擋板空隙率為0時效果最佳；圓臺形空冷單元比雙曲形空冷單元換熱效果更好，更適合安全、經(jīng)濟(jì)、長久運行.

直接空冷單元； 雙曲形機組； 圓臺形機組； 優(yōu)化； 對比分析

在如今“富煤貧水”的大前提下，水冷顯得越來越奢侈，而空冷成了人們?nèi)找骊P(guān)注的對象，越來越多的空冷技術(shù)被應(yīng)用，直接空冷機組在電廠中占有重要地位.直接空冷機組是利用環(huán)境空氣來冷卻汽輪機排汽的，在環(huán)境參數(shù)不變的情況下，空冷單元的換熱效果直接影響凝汽器的真空變化，影響下降管內(nèi)蒸汽的凝結(jié)效率，從而影響直接空冷機組的安全經(jīng)濟(jì)運行，所以改善直接空冷單元換熱效果一直是人們研究直接空冷技術(shù)的重要課題.自直接空冷技術(shù)應(yīng)用以來，“Λ”形空冷單元在速度場和溫度場等方面存在諸如分布不均、局部高溫等缺陷,為了改善空冷單元的流動和換熱情況，加強整個單元的冷卻能力，何青等[1]運用CFD技術(shù)計算分析了不同噴嘴結(jié)構(gòu)參數(shù)下噴嘴的內(nèi)部流場，得到了單元內(nèi)部流場特性、出口參數(shù)等與噴嘴結(jié)構(gòu)參數(shù)的關(guān)系.高建強等[2]以某300 MW直接空冷機組為研究對象,基于直接空冷機組的過程機理,建立了一個經(jīng)濟(jì)背壓計算模型,分析了背壓變化對發(fā)電機端功率和風(fēng)機電耗的影響.楊立軍等[3]模擬了在空冷凝汽器單元內(nèi)部加裝導(dǎo)流板的情形，結(jié)果表明此改變能夠使其內(nèi)部流場和溫度場分布更加均勻，并對降低凝汽器的局部高溫有益.此后各種形式的導(dǎo)流板頻繁出現(xiàn)在人們的視野中，周蘭欣等[4]提出在空冷單元內(nèi)部風(fēng)機出口安裝弧形消旋導(dǎo)流板;呂劍淮等[5]提出加裝一種由防風(fēng)網(wǎng)組成的空冷單元內(nèi)部導(dǎo)流部件，利用一定數(shù)目的防風(fēng)網(wǎng)來實現(xiàn)導(dǎo)流作用; 程友良等[6]和蒲罡等[7]提出在空冷凝汽器單元風(fēng)機出口加裝旋流裝置;程友良等[8]還提出一種導(dǎo)流板在空冷單元內(nèi)部的布置方式.經(jīng)過比較，認(rèn)為這些操作均能改善單元內(nèi)部的流場和溫度場，達(dá)到提高換熱效果、改善流場分布的目的.近期，郭民臣等[9]以冷端系統(tǒng)的變工況模型為基礎(chǔ)，通過計算空冷凝汽器風(fēng)機送風(fēng)量增大時空冷機組發(fā)電功率與對應(yīng)風(fēng)機耗功功率的增量，得到直接空冷機組凝汽器最佳真空的確定方法.趙洪濱等[10]對夏季真空系統(tǒng)變工況下的噴淋效果進(jìn)行了理論分析，并通過機組噴淋運行試驗對模型進(jìn)行驗證，獲得不同噴淋工況下的背壓變化規(guī)律，并得到噴水最大蒸發(fā)量.這些研究均在一定程度上對改善“Λ”形空冷單元速度場和溫度場等方面的問題有重要意義，但是又沒有從根本上考慮怎樣去解決這些問題.

為此，程友良等[11]在總結(jié)前人研究成果的基礎(chǔ)上提出直接改變空冷單元結(jié)構(gòu)形態(tài)，將原有的矩形空冷單元入口改成更切合風(fēng)機冷卻空氣進(jìn)入的圓形入口，且將整個空冷單元的換熱面改成雙曲面結(jié)構(gòu)或圓臺面結(jié)構(gòu).在此基礎(chǔ)上，筆者利用Fluent軟件對其模型進(jìn)行數(shù)值模擬，最后與原“Λ”形空冷單元進(jìn)行比較，驗證其優(yōu)劣，優(yōu)化其結(jié)構(gòu)，以期為空冷單元結(jié)構(gòu)的優(yōu)化提供更多參考.

1 控制方程和邊界條件

由于不考慮空冷單元周邊環(huán)境風(fēng)速的影響，空冷單元周圍的大氣運動可認(rèn)為是不可壓縮定常流動，數(shù)值模擬時采用以下控制方程.

連續(xù)性方程：

(1)

動量守恒方程：

(2)

本構(gòu)方程：

(3)

(4)

標(biāo)準(zhǔn)k-ε湍流模型：

(5)

本文由于有熱交換，故采用能量方程：

(6)

式中：ρ為空氣密度；u為速度；u′為脈動速度；i、j、k取值范圍均為1、2、3；p為壓強；μ為流體動力黏度；ul為速度張量；xl為速度方向張量；δij為克羅尼克符號，i=j時，δij=1,i≠j時，δij=0;ut為紊流動力黏性系數(shù)；k為紊動能；vi為一階速度張量；vij為二階速度張量；τij為應(yīng)力張量；εij為應(yīng)變率張量；E為內(nèi)能；q為空氣熱流密度；T為空氣熱力學(xué)溫度.

空冷單元模型計算區(qū)域由直徑15 m、高12 m的圓柱計算域和直徑9.754 m、高2 m的風(fēng)機筒組成，風(fēng)機入口邊界條件設(shè)為質(zhì)量流量為530.9 kg/s的流量入口；風(fēng)機筒壁面設(shè)為沒有換熱的墻面；單元模型頂部設(shè)為表壓力為零的壓力出口邊界；雙曲形換熱翅片管整體設(shè)置為多孔介質(zhì)模型，空隙率為0.567；不考慮橫向風(fēng)影響，模型四周均設(shè)為對稱邊界條件.模擬過程中不考慮蒸汽的冷凝過程，只考慮其散熱，環(huán)境溫度取306 K.

2 雙曲形空冷單元

2.1 雙曲形空冷單元的幾何模型及網(wǎng)格劃分

原“Λ”形空冷單元采用龍山電廠600 MW空冷機組單元實際尺寸，即11.44 m×9.906 m×0.219 m，其傳熱面積為26 813 m2，空冷單元熱負(fù)荷為14.98 MW，所采用的環(huán)境溫度為306 K，風(fēng)機口進(jìn)入空氣質(zhì)量流量為530.9 kg/s，空冷單元軸流風(fēng)機直徑為9.754 m.在保證空冷單元換熱面積不小于原空冷單元換熱面積且其他條件與原來保持一致的前提下進(jìn)行研究.

雙曲形空冷單元面積的計算：

單葉雙曲面的方程為

(7)

雙曲面面積S的求解公式如下

(8)

式中：a、b為該雙曲面的2個參數(shù)；a為實軸長；b為虛軸長;h為空冷單元高度.

原“Λ”形空冷單元模型高度為9.92 m，風(fēng)機直徑為9.754 m.保證空冷單元模型高度和風(fēng)機直徑不變，利用Matlab積分計算，當(dāng)a=2.35、b=5時，雙曲面模型計算面積S為221 m2，大于“Λ”形空冷單元模型計算面積218.89 m2，結(jié)果符合要求，此時頂截面和底截面的半徑分別為2.35 m和4.877 m.

模型計算區(qū)域的網(wǎng)格采用分塊劃分的方法：換熱管束面及其他規(guī)則區(qū)域采用六面體網(wǎng)格，余下不規(guī)則部分采用非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格.在換熱管束面采用較細(xì)的網(wǎng)格，其他部分采用相對較粗的網(wǎng)格，在保證網(wǎng)格質(zhì)量的前提下，盡可能地減少網(wǎng)格數(shù)量，得到110.4萬個網(wǎng)格單元，重新劃分，按網(wǎng)格無關(guān)性進(jìn)行驗證，最后得到最佳總網(wǎng)格單元數(shù)為86.91萬個.幾何模型和網(wǎng)格劃分見圖1和圖2所示，為了提高網(wǎng)格質(zhì)量并保證模擬的準(zhǔn)確性，在數(shù)值模擬中不畫出蒸汽分配管和凝結(jié)水回收管.

圖1 雙曲形空冷單元的幾何模型

圖2 模型網(wǎng)格

2.2 雙曲形空冷單元的模擬結(jié)果與分析

目前，“Λ”形空冷單元的應(yīng)用已經(jīng)較為普遍，由圖3(a)和圖3(b)可知，換熱器出口最高溫度為348.07 K，平均溫度為335.29 K，出口平面下部四角區(qū)域高溫明顯，速度分布均勻，但是迎面風(fēng)速較小.

為改變“Λ”形空冷單元換熱面出口下部四角高溫的結(jié)構(gòu)缺陷，筆者將新空冷單元空氣入口設(shè)計為圓形，采用雙曲形空冷單元結(jié)構(gòu).由圖3(c)和圖3(d)可以看出，雙曲形空冷單元能夠消除空冷單元下部因結(jié)構(gòu)不合理而導(dǎo)致的明顯高溫，但是由于空冷單元頂部為開放式，許多進(jìn)入空冷單元的冷卻空氣沒有經(jīng)過充分換熱便由頂部排出，造成嚴(yán)重的資源浪費，因此換熱壁面的最高溫度和平均溫度分別為374.41 K和347.94 K.

為了改善雙曲形空冷單元的以上通風(fēng)換熱情況，減少未換熱冷卻空氣的排出量，在空冷單元頂部加裝擋板，使冷卻空氣從四周壁面透出，加強空冷單元的換熱效果.圖3(e)和圖3(f)顯示，冷卻空氣在空冷單元頂部擋板處被擋，大部分空氣改由側(cè)面流出，小部分存在回流現(xiàn)象，空冷單元換熱更加充分，換熱壁面出口最高溫度為336.28 K，比未加裝頂部擋板前降低38.13 K，平均溫度為332.42 K，比未加裝頂部擋板前降低15.52 K，顯然添加頂部擋板后換熱效果更好.

為提高總體換熱量，在雙曲形空冷單元頂部增加部分換熱翅片，空隙率保持在0.567，中間部分依舊使用帶孔擋板擋住，防止過多的冷卻空氣由頂部透出.由于有部分回流的存在，筆者考慮頂部擋板不同空隙率會減少回流，下面驗證空隙率對整個空冷單元換熱的影響，結(jié)果如圖4所示.

由圖4(a)、圖4(c)和圖4(e)可以看出，隨著空隙率的增大，半翅片頂雙曲形空冷單元換熱面出口的最高溫度逐漸升高，空隙率為0、0.5和1時，最高溫度分別為341.04 K、344.46 K和344.66 K，平均溫度也隨之變化.不同空隙率下半翅片頂空冷單元的溫度變化趨勢見圖5.但是其變化趨勢不同于圖3中平頂雙曲形空冷單元的情況，半翅片頂結(jié)構(gòu)下?lián)Q熱面出口溫度升高到一定程度時將逐漸趨于穩(wěn)定，其最高溫度低于圖3中平頂雙曲形空冷單元換熱面出口的最高溫度，并且速度場也會隨著空隙率的變化而變化.

(a) 換熱器出口平面溫度分布

(b) x=0截面速度分布

(c) 平頂空隙率為1的溫度分布

(d)平頂空隙率為1的速度分布(e)平頂空隙率為0的溫度分布(f)平頂空隙率為0的速度分布

圖3 不同類型空冷單元溫度和速度分布

Fig.3 Temperature and velocity distributions of different air-cooling units

(a) 空隙率為0的溫度分布圖

(b) 空隙率為0的速度分布圖

(c) 空隙率為0.5的溫度分布圖

(d) 空隙率為0.5的速度分布圖

(e) 空隙率為1的溫度分布圖

(f) 空隙率為1的速度分布圖

圖5 不同空隙率下半翅片頂空冷單元的溫度變化趨勢

由傳熱角度來說傳熱的變化會引起凝汽器傳熱端差和汽輪機背壓的變化，這樣的變化又會從整體上改變鍋爐煤耗，根據(jù)圖5中數(shù)據(jù)計算得出汽輪機排汽溫度，利用水和水蒸氣性質(zhì)軟件查詢得知對應(yīng)的汽輪機背壓，從而計算出背壓降低幅度和相應(yīng)的煤耗變化量，結(jié)果見表1.

由第2.1節(jié)和第2.2節(jié)的比較可知，在雙曲形空冷單元頂部加裝半翅片形裝置后再加擋板，雖然空冷單元本身換熱面積有一定增加，但是卻導(dǎo)致?lián)Q熱效果不佳，2種情況都是空隙率為0時換熱效果最好，但是有半翅片形裝置的空冷單元最高溫度和平均溫度均大幅度高于只加擋板的空冷單元.綜合考慮，認(rèn)為針對該尺寸的雙曲形空冷單元，不在頂部加裝半翅片形裝置對換熱更有利.

表1 不同空隙率下半翅片頂雙曲形空冷單元空冷凝汽器背壓及煤耗變化

3 圓臺形空冷單元

由于對雙曲形空冷單元的加工安裝難度、整體通風(fēng)結(jié)構(gòu)等條件的考慮，為了更好地將圓形空氣入口的空冷單元應(yīng)用于實踐，筆者提出一種不同的空冷單元，稱之為圓臺形空冷單元，并已申請專利，下面研究圓臺形空冷單元在不同頂部擋板空隙率(簡稱空隙率)下的換熱情況.

3.1 圓臺形空冷單元的幾何模型和網(wǎng)格劃分

圓臺形空冷單元將原雙曲形空冷單元的雙曲形換熱壁面改為圓臺形換熱壁面，由于雙曲形換熱壁面相比圓臺形換熱壁面是向內(nèi)凹陷一部分形成的，因此同等高度、同等頂截面和同等底截面的情況下，圓臺形空冷單元換熱壁面的面積一定大于雙曲形空冷單元換熱壁面的面積.圖6給出了圓臺形空冷單元的幾何模型.在保證換熱面積不小于雙曲形空冷單元換熱面積的前提下，為盡量減少不同因素，將空冷單元的垂直高度由原來的9.92 m降低到9.00m，同時保證頂截面和底截面的半徑不變，依然取2.35 m和4.877 m，其他初始及邊界條件不變，相應(yīng)的網(wǎng)格劃分仍采用區(qū)域網(wǎng)格劃分的方法，經(jīng)網(wǎng)格無關(guān)性驗證后，所取符合要求的網(wǎng)格數(shù)量為109.4萬.

圖6 幾何模型

3.2 圓臺形空冷單元的模擬結(jié)果與分析

下面驗證空隙率對圓臺形空冷單元換熱的影響，結(jié)果如圖7所示.

(a) 空隙率為0的溫度分布圖

(b) 空隙率為0的速度分布圖

(c) 空隙率為0.5的溫度分布圖

(d) 空隙率為0.5的速度分布圖

(e) 空隙率為1的溫度分布圖

(f) 空隙率為1的速度分布圖

與雙曲形空冷單元相同，在空隙率為0、0.1、0.2、0.3、0.4、0.5、0.6、0.7、0.8、0.9、1的10種情況中，取空隙率為0、0.5和1的圓臺形空冷單元為例進(jìn)行說明.圖7(a)和圖7(b)分別給出了空隙率為0時的溫度和速度分布，在圖中可以明顯看出冷卻空氣在頂部是不能通過的，只能從四周換熱壁面溢出，這無疑增大了換熱壁面的速度流量，增強了空冷單元的換熱效果，在溫度分布圖中可以看出，高溫區(qū)域主要集中在空冷單元中下部區(qū)域，此種情況下的最高溫度和平均溫度分別為335.86 K和334.30 K.與圖7(a)相比，圖7(c)中高溫區(qū)域明顯增多，并且最高溫度和平均溫度也有所提高，分別達(dá)到337.35 K和336.04 K，部分冷卻空氣由頂部擋板溢出，部分由四周壁面溢出，換熱效果相較于空隙率為0時有所下降.空隙率為1對應(yīng)的圖7 (e)和圖7(f)中溫度和速度分布均較圖7(a)和圖7(b)中有較大改變，速度分布圖中大量冷卻空氣直接由空冷單元頂部噴出，只有剩余少量空氣與周圍壁面發(fā)生熱量交換，冷卻空氣嚴(yán)重浪費，其所導(dǎo)致的直接后果是周圍換熱壁面溫度急劇升高，高溫區(qū)域增加且堆積嚴(yán)重，最高溫度達(dá)到356.20 K，盤踞換熱壁面下部，大量的高溫區(qū)域無疑也使平均溫度明顯提高，達(dá)到346.72 K的歷史新高.

為了更加直觀地了解圓臺形空冷單元空隙率變化對空冷單元整體換熱的影響，將空隙率0～1情況下的空冷單元最高溫度和平均溫度與原始的“Λ”形空冷單元最高溫度和平均溫度進(jìn)行比較，結(jié)果示于圖8.由圖8可以看出，圓臺形空冷單元的最高溫度和平均溫度大部分在“Λ”形空冷單元最高溫度和平均溫度形成的區(qū)域中間，并且圓臺形空冷單元的最高溫度和平均溫度相差不大，說明圓臺形空冷單元整體溫度分布比較均勻，更利于長久使用.

不同頂部擋板空隙率下圓臺形空冷單元空冷凝汽器背壓及煤耗變化見表2.由表2可知，從整個機組換熱和經(jīng)濟(jì)性考慮，并不是任何空隙率下的圓臺形空冷單元都是有利的，只有在頂部擋板空隙率為0時才是所需要的最佳結(jié)果.

圖8 不同空隙率下圓臺形空冷單元的溫度變化趨勢

4 結(jié) 論

(1) 改變原“Λ”形空冷單元為雙曲形空冷單元或圓臺形空冷單元，均能夠從根本上解決“Λ”形空冷單元換熱面底部四角存在的高溫問題，且雙曲形空冷單元或圓臺形空冷單元換熱壁面出口最高溫度明顯比“Λ”形空冷單元換熱壁面出口最高溫度低，即換熱效果更佳.

表2 不同空隙率下圓臺形空冷單元空冷凝汽器背壓及煤耗的變化

(2) 不同頂部擋板空隙率下的雙曲形空冷單元或圓臺形空冷單元換熱效果有明顯差距，空隙率為0時整體換熱效果最好.

(3) 雙曲形空冷單元或圓臺形空冷單元整體換熱效果隨空隙率不同變化較大，最高溫度整體上低于“Λ”形空冷單元換熱面最高溫度，平均溫度則整體走高，對比可知，其溫差小，受熱更加均勻，更利于空冷單元長久安全運行.

(4)雙曲形空冷單元或圓臺形空冷單元的換熱效果比“Λ”形空冷單元的換熱效果好，但是雙曲形空冷單元的換熱效果比圓臺形空冷單元的換熱效果差，空隙率為0的圓臺形空冷單元在換熱改進(jìn)方面效果更好.

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Numerical Study of New Air-cooling Units

CHENGYouliang,RENZemin,ZHANGNing

(MOE's Key Laboratory of Condition Monitoring and Control for Power Plant Equipment, North China Electric Power University, Baoding 071003, Hebei Province, China)

To solve the problems existing in the "Λ" shaped air cooling unit and enhance the cooling effectiveness of air-cooled condensers, numerical simulations were conducted on the hyperboloid and frustum cone-shaped two new air-cooling units using Fluent software by taking the 600 MW power generation set in Longshan Power Plant as the comparison object, so as to obtain its temperature and velocity field, and analyze the influence of porosity of top baffle on the heat-transfer effectiveness of the air-cooling unit. To achieve good heat-transfer effectiveness, the power generation set was structurally optimized. Results show that both the new air-cooling units are better than the "Λ" shaped one, which are able to reduce the back pressure of the steam turbine and lower the coal consumption of the generation set, and when the porosity of top baffle is 0, optimum effects can be obtained; the frustum cone-shaped air-cooling unit is better than the hyperboloid one not only in heat-transfer effectiveness but also in safety and economy.

air-cooling unit; hyperboloid-shaped unit; frustum cone-shaped unit; optimization; comparative analysis

2015-10-30

2016-01-11

中央高?；究蒲袠I(yè)務(wù)費專項資金資助項目(2016XS107)

程友良(1963-)，男，湖北荊州人，教授，博士生導(dǎo)師，主要從事流體動力學(xué)及流體設(shè)備與節(jié)能方面的研究. 任澤民(通信作者)，男，碩士研究生，電話(Tel.)：15712552692；E-mail：925143565@qq.com.

1674-7607(2016)10-0834-08

TK264.1

A 學(xué)科分類號：470.30