新型空冷单元的数值模拟研究

程友良， 任泽民， 张 宁

(华北电力大学 电站设备状态监测与控制教育部重点实验室， 保定 071003)



新型空冷单元的数值模拟研究

程友良， 任泽民， 张 宁

(华北电力大学 电站设备状态监测与控制教育部重点实验室， 保定 071003)

为了解决“Λ”形空冷单元换热中存在的诸多问题，增强空冷凝汽器冷却效果,以龙山电厂600 MW机组模型为对比对象，借助Fluent软件对双曲形和圆台形2种新型空冷单元进行了数值模拟，得到其温度场和速度分布情况，分析了顶部挡板空隙率对空冷单元换热的影响,并以换热效果为衡量目标对其结构进行了优化.结果表明：2种新型空冷单元的换热效果均优于原“Λ”形空冷单元，能更有效地降低汽轮机背压、减少整机煤耗，且顶部挡板空隙率为0时效果最佳；圆台形空冷单元比双曲形空冷单元换热效果更好，更适合安全、经济、长久运行.

直接空冷单元； 双曲形机组； 圆台形机组； 优化； 对比分析

在如今“富煤贫水”的大前提下，水冷显得越来越奢侈，而空冷成了人们日益关注的对象，越来越多的空冷技术被应用，直接空冷机组在电厂中占有重要地位.直接空冷机组是利用环境空气来冷却汽轮机排汽的，在环境参数不变的情况下，空冷单元的换热效果直接影响凝汽器的真空变化，影响下降管内蒸汽的凝结效率，从而影响直接空冷机组的安全经济运行，所以改善直接空冷单元换热效果一直是人们研究直接空冷技术的重要课题.自直接空冷技术应用以来，“Λ”形空冷单元在速度场和温度场等方面存在诸如分布不均、局部高温等缺陷,为了改善空冷单元的流动和换热情况，加强整个单元的冷却能力，何青等[1]运用CFD技术计算分析了不同喷嘴结构参数下喷嘴的内部流场，得到了单元内部流场特性、出口参数等与喷嘴结构参数的关系.高建强等[2]以某300 MW直接空冷机组为研究对象,基于直接空冷机组的过程机理,建立了一个经济背压计算模型,分析了背压变化对发电机端功率和风机电耗的影响.杨立军等[3]模拟了在空冷凝汽器单元内部加装导流板的情形，结果表明此改变能够使其内部流场和温度场分布更加均匀，并对降低凝汽器的局部高温有益.此后各种形式的导流板频繁出现在人们的视野中，周兰欣等[4]提出在空冷单元内部风机出口安装弧形消旋导流板;吕剑淮等[5]提出加装一种由防风网组成的空冷单元内部导流部件，利用一定数目的防风网来实现导流作用; 程友良等[6]和蒲罡等[7]提出在空冷凝汽器单元风机出口加装旋流装置;程友良等[8]还提出一种导流板在空冷单元内部的布置方式.经过比较，认为这些操作均能改善单元内部的流场和温度场，达到提高换热效果、改善流场分布的目的.近期，郭民臣等[9]以冷端系统的变工况模型为基础，通过计算空冷凝汽器风机送风量增大时空冷机组发电功率与对应风机耗功功率的增量，得到直接空冷机组凝汽器最佳真空的确定方法.赵洪滨等[10]对夏季真空系统变工况下的喷淋效果进行了理论分析，并通过机组喷淋运行试验对模型进行验证，获得不同喷淋工况下的背压变化规律，并得到喷水最大蒸发量.这些研究均在一定程度上对改善“Λ”形空冷单元速度场和温度场等方面的问题有重要意义，但是又没有从根本上考虑怎样去解决这些问题.

为此，程友良等[11]在总结前人研究成果的基础上提出直接改变空冷单元结构形态，将原有的矩形空冷单元入口改成更切合风机冷却空气进入的圆形入口，且将整个空冷单元的换热面改成双曲面结构或圆台面结构.在此基础上，笔者利用Fluent软件对其模型进行数值模拟，最后与原“Λ”形空冷单元进行比较，验证其优劣，优化其结构，以期为空冷单元结构的优化提供更多参考.

1 控制方程和边界条件

由于不考虑空冷单元周边环境风速的影响，空冷单元周围的大气运动可认为是不可压缩定常流动，数值模拟时采用以下控制方程.

连续性方程：

(1)

动量守恒方程：

(2)

本构方程：

(3)

(4)

标准k-ε湍流模型：

(5)

本文由于有热交换，故采用能量方程：

(6)

式中：ρ为空气密度；u为速度；u′为脉动速度；i、j、k取值范围均为1、2、3；p为压强；μ为流体动力黏度；ul为速度张量；xl为速度方向张量；δij为克罗尼克符号，i=j时，δij=1,i≠j时，δij=0;ut为紊流动力黏性系数；k为紊动能；vi为一阶速度张量；vij为二阶速度张量；τij为应力张量；εij为应变率张量；E为内能；q为空气热流密度；T为空气热力学温度.

空冷单元模型计算区域由直径15 m、高12 m的圆柱计算域和直径9.754 m、高2 m的风机筒组成，风机入口边界条件设为质量流量为530.9 kg/s的流量入口；风机筒壁面设为没有换热的墙面；单元模型顶部设为表压力为零的压力出口边界；双曲形换热翅片管整体设置为多孔介质模型，空隙率为0.567；不考虑横向风影响，模型四周均设为对称边界条件.模拟过程中不考虑蒸汽的冷凝过程，只考虑其散热，环境温度取306 K.

2 双曲形空冷单元

2.1 双曲形空冷单元的几何模型及网格划分

原“Λ”形空冷单元采用龙山电厂600 MW空冷机组单元实际尺寸，即11.44 m×9.906 m×0.219 m，其传热面积为26 813 m2，空冷单元热负荷为14.98 MW，所采用的环境温度为306 K，风机口进入空气质量流量为530.9 kg/s，空冷单元轴流风机直径为9.754 m.在保证空冷单元换热面积不小于原空冷单元换热面积且其他条件与原来保持一致的前提下进行研究.

双曲形空冷单元面积的计算：

单叶双曲面的方程为

(7)

双曲面面积S的求解公式如下

(8)

式中：a、b为该双曲面的2个参数；a为实轴长；b为虚轴长;h为空冷单元高度.

原“Λ”形空冷单元模型高度为9.92 m，风机直径为9.754 m.保证空冷单元模型高度和风机直径不变，利用Matlab积分计算，当a=2.35、b=5时，双曲面模型计算面积S为221 m2，大于“Λ”形空冷单元模型计算面积218.89 m2，结果符合要求，此时顶截面和底截面的半径分别为2.35 m和4.877 m.

模型计算区域的网格采用分块划分的方法：换热管束面及其他规则区域采用六面体网格，余下不规则部分采用非结构化网格.在换热管束面采用较细的网格，其他部分采用相对较粗的网格，在保证网格质量的前提下，尽可能地减少网格数量，得到110.4万个网格单元，重新划分，按网格无关性进行验证，最后得到最佳总网格单元数为86.91万个.几何模型和网格划分见图1和图2所示，为了提高网格质量并保证模拟的准确性，在数值模拟中不画出蒸汽分配管和凝结水回收管.

图1 双曲形空冷单元的几何模型

图2 模型网格

2.2 双曲形空冷单元的模拟结果与分析

目前，“Λ”形空冷单元的应用已经较为普遍，由图3(a)和图3(b)可知，换热器出口最高温度为348.07 K，平均温度为335.29 K，出口平面下部四角区域高温明显，速度分布均匀，但是迎面风速较小.

为改变“Λ”形空冷单元换热面出口下部四角高温的结构缺陷，笔者将新空冷单元空气入口设计为圆形，采用双曲形空冷单元结构.由图3(c)和图3(d)可以看出，双曲形空冷单元能够消除空冷单元下部因结构不合理而导致的明显高温，但是由于空冷单元顶部为开放式，许多进入空冷单元的冷却空气没有经过充分换热便由顶部排出，造成严重的资源浪费，因此换热壁面的最高温度和平均温度分别为374.41 K和347.94 K.

为了改善双曲形空冷单元的以上通风换热情况，减少未换热冷却空气的排出量，在空冷单元顶部加装挡板，使冷却空气从四周壁面透出，加强空冷单元的换热效果.图3(e)和图3(f)显示，冷却空气在空冷单元顶部挡板处被挡，大部分空气改由侧面流出，小部分存在回流现象，空冷单元换热更加充分，换热壁面出口最高温度为336.28 K，比未加装顶部挡板前降低38.13 K，平均温度为332.42 K，比未加装顶部挡板前降低15.52 K，显然添加顶部挡板后换热效果更好.

为提高总体换热量，在双曲形空冷单元顶部增加部分换热翅片，空隙率保持在0.567，中间部分依旧使用带孔挡板挡住，防止过多的冷却空气由顶部透出.由于有部分回流的存在，笔者考虑顶部挡板不同空隙率会减少回流，下面验证空隙率对整个空冷单元换热的影响，结果如图4所示.

由图4(a)、图4(c)和图4(e)可以看出，随着空隙率的增大，半翅片顶双曲形空冷单元换热面出口的最高温度逐渐升高，空隙率为0、0.5和1时，最高温度分别为341.04 K、344.46 K和344.66 K，平均温度也随之变化.不同空隙率下半翅片顶空冷单元的温度变化趋势见图5.但是其变化趋势不同于图3中平顶双曲形空冷单元的情况，半翅片顶结构下换热面出口温度升高到一定程度时将逐渐趋于稳定，其最高温度低于图3中平顶双曲形空冷单元换热面出口的最高温度，并且速度场也会随着空隙率的变化而变化.

(a) 换热器出口平面温度分布

(b) x=0截面速度分布

(c) 平顶空隙率为1的温度分布

(d)平顶空隙率为1的速度分布(e)平顶空隙率为0的温度分布(f)平顶空隙率为0的速度分布

图3 不同类型空冷单元温度和速度分布

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

(a) 空隙率为0的温度分布图

(b) 空隙率为0的速度分布图

(c) 空隙率为0.5的温度分布图

(d) 空隙率为0.5的速度分布图

(e) 空隙率为1的温度分布图

(f) 空隙率为1的速度分布图

图5 不同空隙率下半翅片顶空冷单元的温度变化趋势

由传热角度来说传热的变化会引起凝汽器传热端差和汽轮机背压的变化，这样的变化又会从整体上改变锅炉煤耗，根据图5中数据计算得出汽轮机排汽温度，利用水和水蒸气性质软件查询得知对应的汽轮机背压，从而计算出背压降低幅度和相应的煤耗变化量，结果见表1.

由第2.1节和第2.2节的比较可知，在双曲形空冷单元顶部加装半翅片形装置后再加挡板，虽然空冷单元本身换热面积有一定增加，但是却导致换热效果不佳，2种情况都是空隙率为0时换热效果最好，但是有半翅片形装置的空冷单元最高温度和平均温度均大幅度高于只加挡板的空冷单元.综合考虑，认为针对该尺寸的双曲形空冷单元，不在顶部加装半翅片形装置对换热更有利.

表1 不同空隙率下半翅片顶双曲形空冷单元空冷凝汽器背压及煤耗变化

3 圆台形空冷单元

由于对双曲形空冷单元的加工安装难度、整体通风结构等条件的考虑，为了更好地将圆形空气入口的空冷单元应用于实践，笔者提出一种不同的空冷单元，称之为圆台形空冷单元，并已申请专利，下面研究圆台形空冷单元在不同顶部挡板空隙率(简称空隙率)下的换热情况.

3.1 圆台形空冷单元的几何模型和网格划分

圆台形空冷单元将原双曲形空冷单元的双曲形换热壁面改为圆台形换热壁面，由于双曲形换热壁面相比圆台形换热壁面是向内凹陷一部分形成的，因此同等高度、同等顶截面和同等底截面的情况下，圆台形空冷单元换热壁面的面积一定大于双曲形空冷单元换热壁面的面积.图6给出了圆台形空冷单元的几何模型.在保证换热面积不小于双曲形空冷单元换热面积的前提下，为尽量减少不同因素，将空冷单元的垂直高度由原来的9.92 m降低到9.00m，同时保证顶截面和底截面的半径不变，依然取2.35 m和4.877 m，其他初始及边界条件不变，相应的网格划分仍采用区域网格划分的方法，经网格无关性验证后，所取符合要求的网格数量为109.4万.

图6 几何模型

3.2 圆台形空冷单元的模拟结果与分析

下面验证空隙率对圆台形空冷单元换热的影响，结果如图7所示.

(a) 空隙率为0的温度分布图

(b) 空隙率为0的速度分布图

(c) 空隙率为0.5的温度分布图

(d) 空隙率为0.5的速度分布图

(e) 空隙率为1的温度分布图

(f) 空隙率为1的速度分布图

与双曲形空冷单元相同，在空隙率为0、0.1、0.2、0.3、0.4、0.5、0.6、0.7、0.8、0.9、1的10种情况中，取空隙率为0、0.5和1的圆台形空冷单元为例进行说明.图7(a)和图7(b)分别给出了空隙率为0时的温度和速度分布，在图中可以明显看出冷却空气在顶部是不能通过的，只能从四周换热壁面溢出，这无疑增大了换热壁面的速度流量，增强了空冷单元的换热效果，在温度分布图中可以看出，高温区域主要集中在空冷单元中下部区域，此种情况下的最高温度和平均温度分别为335.86 K和334.30 K.与图7(a)相比，图7(c)中高温区域明显增多，并且最高温度和平均温度也有所提高，分别达到337.35 K和336.04 K，部分冷却空气由顶部挡板溢出，部分由四周壁面溢出，换热效果相较于空隙率为0时有所下降.空隙率为1对应的图7 (e)和图7(f)中温度和速度分布均较图7(a)和图7(b)中有较大改变，速度分布图中大量冷却空气直接由空冷单元顶部喷出，只有剩余少量空气与周围壁面发生热量交换，冷却空气严重浪费，其所导致的直接后果是周围换热壁面温度急剧升高，高温区域增加且堆积严重，最高温度达到356.20 K，盘踞换热壁面下部，大量的高温区域无疑也使平均温度明显提高，达到346.72 K的历史新高.

为了更加直观地了解圆台形空冷单元空隙率变化对空冷单元整体换热的影响，将空隙率0～1情况下的空冷单元最高温度和平均温度与原始的“Λ”形空冷单元最高温度和平均温度进行比较，结果示于图8.由图8可以看出，圆台形空冷单元的最高温度和平均温度大部分在“Λ”形空冷单元最高温度和平均温度形成的区域中间，并且圆台形空冷单元的最高温度和平均温度相差不大，说明圆台形空冷单元整体温度分布比较均匀，更利于长久使用.

不同顶部挡板空隙率下圆台形空冷单元空冷凝汽器背压及煤耗变化见表2.由表2可知，从整个机组换热和经济性考虑，并不是任何空隙率下的圆台形空冷单元都是有利的，只有在顶部挡板空隙率为0时才是所需要的最佳结果.

图8 不同空隙率下圆台形空冷单元的温度变化趋势

4 结 论

(1) 改变原“Λ”形空冷单元为双曲形空冷单元或圆台形空冷单元，均能够从根本上解决“Λ”形空冷单元换热面底部四角存在的高温问题，且双曲形空冷单元或圆台形空冷单元换热壁面出口最高温度明显比“Λ”形空冷单元换热壁面出口最高温度低，即换热效果更佳.

表2 不同空隙率下圆台形空冷单元空冷凝汽器背压及煤耗的变化

(2) 不同顶部挡板空隙率下的双曲形空冷单元或圆台形空冷单元换热效果有明显差距，空隙率为0时整体换热效果最好.

(3) 双曲形空冷单元或圆台形空冷单元整体换热效果随空隙率不同变化较大，最高温度整体上低于“Λ”形空冷单元换热面最高温度，平均温度则整体走高，对比可知，其温差小，受热更加均匀，更利于空冷单元长久安全运行.

(4)双曲形空冷单元或圆台形空冷单元的换热效果比“Λ”形空冷单元的换热效果好，但是双曲形空冷单元的换热效果比圆台形空冷单元的换热效果差，空隙率为0的圆台形空冷单元在换热改进方面效果更好.

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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

中央高校基本科研业务费专项资金资助项目(2016XS107)

程友良(1963-)，男，湖北荆州人，教授，博士生导师，主要从事流体动力学及流体设备与节能方面的研究. 任泽民(通信作者)，男，硕士研究生，电话(Tel.)：15712552692；E-mail：925143565@qq.com.

1674-7607(2016)10-0834-08

TK264.1

A 学科分类号：470.30