劉 學， 李國棟， 張瑞穎， 陳 磊， 楊立軍

(1.華電重工股份有限公司， 北京 100070；2.華北電力大學 能源動力與機械工程學院， 北京 102206)

0 引 言

相對于其他電站冷端系統(tǒng)，空冷系統(tǒng)在節(jié)約水資源方面具有天然優(yōu)勢。其中，直接空冷系統(tǒng)具有初投資低的特點，廣泛應用于我國內(nèi)陸干旱地區(qū)電站。受實驗復雜性的限制，直接空冷系統(tǒng)的流動換熱性能通常采用數(shù)值方法來模擬得出[1]。利用數(shù)值方法，現(xiàn)有研究針對大規(guī)模直接空冷系統(tǒng)(通常機組容量為300 MW及以上)，研究了環(huán)境風對直接空冷系統(tǒng)的負面影響，并且提出了相應的解決方案。YANG等[2]闡明了環(huán)境風對空冷凝汽器的不利影響及其衰減機理，其中考慮了熱流再循環(huán)現(xiàn)象。HE等[3]研究了軸流風扇的進氣溫度分布，并揭示了高溫區(qū)形成的機理。為了限制風的影響，研究了多種類型的擋風玻璃[4，5]。VENTER等[6]研究了擋風玻璃對軸流風機的作用機理，并提出了合理的擋風玻璃高度。此外，CHEN等[7，8]提出了在水平軸向上安裝了感應式軸流風機和軸流風機這一種新的空冷凝汽器布局，從而顯著提高了冷卻性能。不僅如此，還很好的研究了主動調(diào)整風機陣列的方法。為了減弱橫風對空冷凝汽器的不利影響，KONG等[9，10]提出了具有圓形排列和成一直線配置的翅片管束的空冷凝汽器新穎布局。HE等[11，12]研究了軸流風機的轉(zhuǎn)速和設定角規(guī)則，發(fā)現(xiàn)整個風機陣列調(diào)整性能最佳。在我們之前的研究中[13]，提出了軸流風扇的調(diào)整策略以優(yōu)化發(fā)電效率。

現(xiàn)有研究大多針對大規(guī)模直接空冷機組進行研究，通常為發(fā)電功率為300 MW以上的空冷機組，其流動換熱性能變化規(guī)律，尤其是環(huán)境橫向風的不利影響及其優(yōu)化調(diào)整措施已得到了較為全面的理解。然而，小規(guī)模直接空冷系統(tǒng)的環(huán)境風作用機理及規(guī)律與大規(guī)模直接空冷機組并不相同，此方面的研究較為缺乏。因此，本文以某50 MW光熱電站3×4小規(guī)模直接空冷系統(tǒng)為研究對象，深入研究了環(huán)境氣象條件對其流動換熱性能及機組背壓的影響規(guī)律。其中，環(huán)境溫度包括19.2 ℃、38 ℃和45.1 ℃。環(huán)境風向為0°、90°、180°和270°。環(huán)境風速為3 m/s、6 m/s、9 m/s和12 m/s。通過本文的研究，可以為小規(guī)模直接空冷系統(tǒng)的經(jīng)濟運行和優(yōu)化研究提供參考。

1 數(shù)值模型

1.1 控制方程

空氣側(cè)流動換熱控制方程的一般形式為[3]

(1)

式中：φ代表相關變量，Γ表示擴散項，S是源項。

對于連續(xù)性方程，φ=1，Γ=0，S=0。關于能量方程，φ=cpT，Γ=μe/σT，S=0。對于i，j方向的動量方程和k，源項S的表達式如下。

(2)

用可實realizablek-ε模型模擬湍流，湍動能和湍流耗散率表示如下。

S=Gk+Gb-ρε

(3)

(4)

式中：k為湍動能；ε為湍流耗散率；i、j、k為不同方向；ρ為空氣密度；u為氣流速度；μ為空氣的動力粘度；σ為湍流普朗特數(shù)；Gk和Gb分別為由層流速度梯度和浮力產(chǎn)生的湍動能。

1.2 幾何模型及邊界條件

如圖1所示，表示的是空冷島及其周邊主要建筑物的幾何模型。由于集熱塔熱量主要集中在塔頂部，距離空冷島平臺較遠，可以忽略其對空冷島的影響。因此，主要考慮建筑物外形對流場的影響。通過建立與實際尺寸相一致的幾何模型，并建立如圖2所示的環(huán)境大空間計算域，進行如圖3所示的網(wǎng)格劃分，導入數(shù)值模擬軟件中進行模擬計算。其中，計算域尺寸應足夠大，以消除不真實外邊界對計算結(jié)果的影響。網(wǎng)格獨立性驗證采用的是在設計工況下，比較生成不同網(wǎng)格數(shù)量的模型模擬所得的計算熱負荷與設計熱負荷之間的相對誤差，如表1所示?？梢钥闯?，最后兩套網(wǎng)格數(shù)量之間，計算熱負荷誤差最大為0.043 6%，因此選取網(wǎng)格數(shù)量為19, 598, 791。同時，論文中所使用空冷單元模型已在發(fā)表論文[9]的?；瘜嶒烌炞C部分進行了模型實驗驗證，保證了計算結(jié)果的準確性。

表1 網(wǎng)格無關性驗證Tab.1 Grid independence verification

圖1 光熱電站幾何模型Fig. 1 Geometric model of solar-thermal power plant

圖2 計算域示意圖Fig. 2 Schematic of computational domain

圖3 網(wǎng)格劃分Fig. 3 Illustration of meshes

計算域的邊界條件選取如下：將有風一側(cè)計算域邊界設置為速度入口(velocity-inlet)，相對一側(cè)設為壓力出口界條件(pressure-outlet)，底部為地面(wall)，內(nèi)部計算域分塊輔助面為內(nèi)部面(interior)，主廠房等設置為等熱流壁面(wall)。流體為理想不可壓空氣。

用穩(wěn)態(tài)模型處理帶有非穩(wěn)態(tài)特性的工況，殘差的收斂情況僅是一個計算過程的參考因素，不再是決定收斂與否的判據(jù)。空冷單元模型計算結(jié)果的收斂準則采用如下標準：最小絕對壓強為1 Pa；最大絕對壓強限制是5e+10 Pa；最小和最大溫度為1 K、5 000 K；監(jiān)測實體風機模型出口平面的體積流量；監(jiān)測換熱器換熱量，監(jiān)測數(shù)值與設定換熱器參數(shù)所使用的實際數(shù)據(jù)之間的差值范圍是否合理。檢查流入和流出整個系統(tǒng)的質(zhì)量、動量、能量是否守恒。若守恒，則認為計算收斂。計算過程中，所監(jiān)測的空冷島各性能參數(shù)之間的誤差，包括空冷島冷卻空氣流量、熱負荷等參數(shù)少于0.1%，也可以認為計算是收斂的。

在計算過程中，采用的是simple算法，為了加速計算收斂，可以先計算流場，再計算溫度場，這樣可以有效的提高計算效率，同時可以有效的防止計算過程中出現(xiàn)計算發(fā)散的情況產(chǎn)生，尤其是在高風速的情況下，流場比較紊亂，給模擬造成很大困難，在此過程中可以首先采用上述方法。也可以通過修改松弛因子，來控制計算過程，達到比較好的收斂效果。

1.3 迭代計算流程

如圖4所示，表示的是數(shù)值計算過程中的迭代計算流程圖?？梢钥闯?，在給定汽輪機排汽流量的情況下，首先，通過假設機組背壓設置初值，可以查取相應的排汽溫度，將其作為空冷凝汽器翅片管束Radiator模型的參考溫度，進行冷卻空氣與翅片管束內(nèi)蒸汽的換熱模擬。其次，給定軸流風機模型性能參數(shù)和空冷凝汽器翅片管束流動換熱性能參數(shù)，實現(xiàn)空冷系統(tǒng)流動換熱過程的模擬。再次，通過統(tǒng)計數(shù)值計算結(jié)果，包括空冷凝汽器冷卻空氣流量和入口空氣溫度，計算得到機組背壓計算值。最終，通過比較機組背壓設置初值和計算值，若誤差在允許范圍內(nèi)，則認為計算收斂；否則，重新假定背壓初值，直到計算收斂。通過數(shù)值計算，可以獲得不同環(huán)境氣象條件下的機組背壓、空氣側(cè)流動換熱性能變化規(guī)律，實現(xiàn)環(huán)境風對空冷機組不利影響的研究。

圖4 計算迭代流程圖Fig. 4 Schematic of iterative procedure

2 結(jié)果及討論

如圖5所示，表示的是空冷島與廠區(qū)建筑物及風向角之間的相對位置關系，并對空冷單元進行了編號?？梢钥闯?，該小規(guī)?？绽鋶u空冷凝汽器單元成矩陣式分布，包含4行3列共12個單元。

圖5 空冷凝汽器單元編號及風向角方位Fig. 5 Serial number of air-cooled condenser and wind directions

2.1 空氣流場及溫度場分布

為了直觀地展示環(huán)境氣象條件對空冷島流動換熱性能的影響，下面以設計環(huán)境溫度19.2 ℃為例，圖6至圖9展示了0°、90°、180°和270°共4個風向角下，環(huán)境風速為3 m/s和12 m/s時，沿風速方向豎直截面內(nèi)空氣流場和溫度場分布情況。其中，彩色云圖表示的是溫度場，帶線頭的曲線簇表示的是流場分布情況。

圖6 0°風向角下不同風速截面溫度速度分布(℃)Fig. 6 Temperature and flow field in cross section under different wind speeds at wind direction of 0° (℃)

圖7 90°風向角下不同風速截面溫度速度分布(℃)Fig. 7 Temperature and flow field in cross section under different wind speeds at wind direction of 90° (℃)

圖8 180°風向角下不同風速截面溫度速度分布(℃)Fig. 8 Temperature and flow field in cross section under different wind speeds at wind direction of 180° (℃)

圖9 270°風向角下不同風速截面溫度速度分布(℃)Fig. 9 Temperature and flow field in cross section under different wind speeds at wind direction of 270° (℃)

可以看出，各個風向角下，迎風面空冷凝汽器單元內(nèi)部流場紊亂，空氣溫度較高，導致該位置凝汽器單元流動換熱性能差。造成這種現(xiàn)象的原因是環(huán)境風作用下迎風側(cè)空冷凝汽器單元軸流風機入口條件惡化，其氣動性能受到環(huán)境風的嚴重不利影響，最終導致通過軸流風機冷卻空氣流量下降，該位置空冷凝汽器單元流動換熱性能惡化。并且，隨環(huán)境風速不斷增加，軸流風機氣動性能持續(xù)惡化，導致迎風側(cè)單元內(nèi)部空氣流程紊亂程度加劇，冷卻空氣流量降低，空冷凝汽器單元流動換熱性能進一步惡化。另一方面，隨環(huán)境風速增加，空冷島出口熱空氣抬升高度明顯降低，導致環(huán)境風對空冷島出口熱空氣的壓制作用愈發(fā)明顯，不利于空冷島整體的流動換熱性能。不同的是，在270°風向角下，由于上游建筑物的遮擋，在空冷島上游形成了明顯擾動，導致該風向角下空冷島流動換熱性能與其他風向角差異較大。總之，不同風向角下，空冷島迎風側(cè)空冷凝汽器單元流動換熱性能將受到環(huán)境風的不利影響，并且風速越大，環(huán)境風的不利影響越明顯。

2.2 軸流風機流量和入口空氣溫度分布

為了評價環(huán)境氣象條件對空冷島流動換熱性能的影響，下面以設計環(huán)境溫度19.2 ℃為例，以柱狀體的形式，統(tǒng)計了0 °、90 °、180 °和270 °共4個風向角下，當環(huán)境風速為3 m/s和12 m/s時，各空冷凝汽器單元軸流風機冷卻空氣流量及其入口空氣溫度變化情況，如圖10～17所示。

圖10 0°風向角下不同風速各軸流風機流量分布Fig. 10 Flow rate distributions of axial flow fans under different wind speeds at wind direction of 0°

圖11 0° 風向角下不同風速各空冷凝汽器單元入口空氣溫度分布Fig. 11 Inlet air temperature distributions of condenser cells under different wind speeds at wind direction of 0°

圖12 90°風向角下不同風速各軸流風機流量分布Fig. 12 Flow rate distributions of axial flow fans under different wind speeds at the wind direction of 90°

圖13 90°風向角下不同風速各軸流風機入口空氣溫度分布Fig. 13 Inlet air temperature distributions of condenser cells under different wind speeds at wind direction of 90°

圖14 180°風向角下不同風速各軸流風機流量分布Fig. 14 Flow rate distributions of axial flow fans under different wind speeds at wind direction of 180°

圖15 180°風向角下不同風速各空冷凝汽器單元入口空氣溫度分布Fig. 15 Inlet air temperature distributions of condenser cells under different wind speeds at wind direction of 180°

圖16 270°風向角下不同風速各軸流風機流量分布Fig. 16 Flow rate distributions of axial flow fans under different wind speeds at wind direction of 270°

圖17 270°風向角下不同風速各空冷凝汽器單元入口空氣溫度分布Fig. 17 Inlet air temperature distributions of condenser cells under different wind speeds at wind direction of 270°

可以看出，在0°風向角下，迎風側(cè)第一列空冷凝汽器單元軸流風機流量最低，入口空氣溫度相對較高，導致迎風側(cè)空冷凝汽器單元流動換熱性能惡化。尤其是高風速12 m/s條件下，環(huán)境風的不利影響明顯增強。下游第二、三列空冷凝汽器單元受環(huán)境風影響較弱。在90°風向角下，迎風側(cè)第四行空冷凝汽器單元軸流風機流量隨風速增加而下降，其入口空氣溫度隨風速增加而上升。在180°風向角下，第三列空冷凝汽器單元處于迎風位置，明顯受到環(huán)境風的不利影響。在270°風向角下，由于建筑物的遮擋，使得通過各個位置的軸流風機冷卻空氣流量差異較小。相對于其他風向角，軸流風機入口空氣溫度整體相對較高。然而，處于空冷島中心的第二例空冷凝汽器單元入口空氣溫度最高，并且隨風速增加，空冷凝汽器單元入口空氣溫度變化并不明顯?？傊煌L向角下，環(huán)境風的不利影響主要體現(xiàn)在空冷島迎風側(cè)空冷凝汽器單元冷卻空氣流量和入口空氣溫度的變化，并且下游空冷凝汽器單元受環(huán)境風影響并不明顯。在270°特殊風向角下，環(huán)境風受建筑物的干擾作用，雖然空冷凝汽器相互間差異不明顯。

2.3 機組背壓

最終，在不同環(huán)境氣象條件下，環(huán)境風的不利影響將反映在機組背壓的變化。如圖18至圖20所示，展示的是不同環(huán)境風向、風速和溫度條件下機組背壓變化情況。

圖18 環(huán)境溫度為19.2 ℃下背壓隨風速和方向的變化Fig. 18 Variation of turbine back pressure versus wind speed and direction under 19.2 ℃

圖19 環(huán)境溫度為38 ℃下背壓隨風速和方向的變化Fig. 19 Variation of turbine back pressure versus wind speed and direction under 38 ℃

圖20 環(huán)境溫度為45.1 ℃下背壓隨風速和方向的變化Fig. 20 Variation of turbine back pressure versus wind speed and direction under 45.1 ℃

可以看出，不同環(huán)境氣象條件下，直接空冷機組背壓變化趨勢基本一致。隨風速增加，機組背壓呈不同程度的上升趨勢；隨環(huán)境氣溫增加，機組背壓整體有所上升。另一方面，90°和270°風向角下，機組背壓在所有風速范圍內(nèi)均較低。然而，0°和180°風向角下，機組背壓在所有風速范圍內(nèi)均較高。這是由于90°和270°風向角下，受環(huán)境風不利影響的迎風側(cè)空冷凝汽器單元數(shù)量高于0°和180°風向角，使得直接空冷系統(tǒng)流動換熱性能整體下降，最終導致機組背壓上升。同時，90°風向角下，空冷島上游并無遮擋，使得其流動換熱性能最佳，機組背壓最低。

3 結(jié) 論

本文采用數(shù)值模擬方法，建立了某50 MW光熱電的直接空冷系統(tǒng)數(shù)學物理模型，研究了不同環(huán)境氣象條件下該小規(guī)模直接空冷系統(tǒng)流動換熱性能變化規(guī)律，獲得了不同工況下空氣側(cè)流場及溫度場分布規(guī)律，并對空冷島各空冷凝汽器單元軸流風機冷卻空氣流量和入口空氣溫度進行了統(tǒng)計，繪制了機組背壓隨環(huán)境氣象條件的變化曲線。通過對計算結(jié)果進行分析，得出以下結(jié)論：

(1)迎風側(cè)空冷凝汽器單元受環(huán)境風不利影響影響較大，并且隨風速增加，影響程度逐漸加深，下游空冷凝汽器單元受影響并不明顯；

(2)在所有風向角下，機組背壓隨風速增加而上升，隨環(huán)境溫度上升而上升；

(3)0°和180°風向角下，空冷島流動換熱性能受影響程度比90°和270°風向角高；

(4)建筑物的擾流作用對直接空冷系統(tǒng)流動換熱性能具有不利影響。