直接空冷凝汽器翅片散熱器流動傳熱特性

朱嵩，李敬莎，楊臘臘，曾敏

(1．廣東省電力設(shè)計(jì)研究院，廣州市，510663;2．熱流科學(xué)與工程教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室(西安交通大學(xué))，西安市，710049)

0 引言

我國是一個(gè)以煤炭資源為主的能源國家，其中燃煤發(fā)電約占全部電源的70%。另外我國還是一個(gè)嚴(yán)重缺水的國家，全國大部分城市都面臨缺水問題［1］，水資源短缺已經(jīng)成為限制發(fā)電裝機(jī)容量提高的主要瓶頸之一。火電廠空冷技術(shù)被證明具有非常顯著的節(jié)水效果，與濕冷技術(shù)相比，采用直接空冷凝汽器可以節(jié)水65%以上［2］，因此，從2002年開始，我國“三北”地區(qū)新增火電機(jī)組基本采用空冷技術(shù)。目前，已經(jīng)投運(yùn)和在建的空冷機(jī)組已經(jīng)接近火電總裝機(jī)容量的10%左右。由于我國“三北”地區(qū)的環(huán)境、氣候和氣象條件與國外存在差別，引進(jìn)機(jī)組投入運(yùn)行后普遍存在翅片管表面容易積灰，影響空冷系統(tǒng)的傳熱能力［3］，多變的環(huán)境風(fēng)導(dǎo)致空冷島產(chǎn)生“熱回流”和夏季的高溫天氣造成進(jìn)口空氣溫度升高［4-6］，以及冬季高寒條件下管束凍裂等問題。上述問題幾乎都會直接導(dǎo)致機(jī)組排汽壓力的升高，做功能力下降，從而造成空冷機(jī)組的經(jīng)濟(jì)性降低，能耗增加。在這些影響因素中，空冷凝汽器的流動傳熱性能是其中最關(guān)鍵的一個(gè)因素，也是易于控制和優(yōu)化的一個(gè)因素。

電廠常采用空冷凝汽器有單排管、雙排管和三排管等形式，目前大容量直接空冷機(jī)組凝汽器多采用單排翅片扁平管束結(jié)構(gòu)，其主要優(yōu)點(diǎn)為:換熱面積利用率高、流動阻力小、冬季防凍性能好、易于清洗、造價(jià)低、重量輕［1］。

本文建立了單排蛇形翅片扁平管束的物理模型并進(jìn)行適當(dāng)簡化，采用計(jì)算流體力學(xué)(computational fluid dynamic，CFD)方法對單排扁平管管外側(cè)的流動與換熱隨換熱器進(jìn)口風(fēng)速和氣溫的變化規(guī)律進(jìn)行研究，為空冷凝汽器的優(yōu)化設(shè)計(jì)提供參考。

1 物理模型及計(jì)算方法

1．1 物理模型

本文空冷凝汽器擬采用單排鋼覆鋁管釬焊鋁翅片。單排扁平管規(guī)格為219 mm×19 mm，壁厚為1.5 mm;翅片規(guī)格為 190 mm×19 mm，壁厚為0.25 mm，翅片間距采用2.3 mm。

對于這種扁平管管翅式換熱器，由于管子和翅片的對稱性，取如圖1所示的結(jié)構(gòu)作為計(jì)算單元。為了在進(jìn)口處采用速度均勻的條件和避免出口有回流現(xiàn)象，分別向上游延長25 mm，向下游延長165 mm［7］。

圖1 扁平翅片管模型Fig.1 Physical model of the flat finned tube

1．2 網(wǎng)格劃分

應(yīng)用ICEM CFD軟件劃分網(wǎng)格，用分塊方法生成結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格。由于模型結(jié)構(gòu)相對簡單，全部采用六面體網(wǎng)格劃分，網(wǎng)格總單元數(shù)為600 498個(gè)，網(wǎng)格分布如圖2所示。

圖2 整體網(wǎng)格分布Fig.2 Overall girds distribution for simulation domainn

1．3 邊界條件

根據(jù)圖3說明邊界條件，模型前后兩側(cè)均為對稱性邊界;扁管內(nèi)為相變換熱壁面，可設(shè)為恒壁溫邊界［8］，溫度為378 K;模型頂部截面均為絕熱邊界條件;對于翅片壁面和扁平管氣側(cè)壁面，由于其和流體是氣固耦合，在ICEM CFD軟件中屬于內(nèi)部面，在導(dǎo)入FLUENT軟件后自動生成耦合邊界進(jìn)行計(jì)算;進(jìn)口為速度進(jìn)口，溫度為302 K;出口為自由出流邊界。

圖3 邊界條件的設(shè)置Fig.3 Boundary conditions

1．4 數(shù)學(xué)模型

描述上述散熱器模型內(nèi)流動與換熱的控制方程通用形式［9］如下。

連續(xù)性方程:

動量方程:

能量方程:

式中:ρ為密度;μ為動力黏度;T為溫度;p為壓力;λ為導(dǎo)熱系數(shù);Cp為比熱容;ui為速度矢量的3個(gè)分量。

根據(jù)迎風(fēng)空氣風(fēng)速(風(fēng)速范圍1.08～5.0 m/s)，結(jié)合換熱器流動通道進(jìn)口處的尺寸結(jié)構(gòu)，可以計(jì)算出空氣在翅片內(nèi)的雷諾數(shù):

式中:umax為最窄面處空氣流速，即翅片截面處的空氣流速;de為換熱器翅片截面處的特征尺寸，de=4Ac/P=0.003 86;ν為空氣的運(yùn)動粘性系數(shù)，取18．6×10－6m2/s［7］。當(dāng)迎面風(fēng)速取到模擬中的最大值5 m/s時(shí)，翅片內(nèi)的風(fēng)速為8.527m/s。經(jīng)計(jì)算整個(gè)模擬工況下的最大雷諾數(shù)Remax=1 770，根據(jù)經(jīng)驗(yàn)數(shù)值計(jì)算取層流模型。

2 數(shù)值計(jì)算結(jié)果及分析

本文使用FLUENT6.3.26軟件進(jìn)行計(jì)算，采用SIMPLE算法［10］耦合壓力和速度場，根據(jù)不同的工況，分析總結(jié)扁平翅片管的出口截面空氣平均溫度、整個(gè)流動中的壓降及空氣側(cè)的換熱系數(shù)隨著不同的進(jìn)口風(fēng)速變化的規(guī)律。

2．1 不同風(fēng)速條件下翅片通道內(nèi)速度場和溫度場分布

圖4 不同迎面風(fēng)速下z=0.5 mm截面速度分布圖Fig.4 Velocity distribution for cross-section of z=0．5 mm under various face velocities

圖4 為不同迎面風(fēng)速v=1.51，3.12和4.14 m/s下，計(jì)算得到的翅片通道內(nèi)速度分布圖。從速度分布圖可見，由于扁管前后的流通截面積突變，扁管前后的速度也存在突變，在有翅片的截面處速度較大，且在換熱器出口處有回流，形成1個(gè)大的漩渦，這是由于換熱器出口處相比較翅片區(qū)，流通面積突然增大，在扁管的尾端后面形成死區(qū)，從而造成一定程度的滯留渦流。

為了便于觀察翅片上的溫度分布，選z軸中心截面的溫度分布云圖進(jìn)行分析，如圖5所示。由圖可知，隨著迎面風(fēng)速的增大，進(jìn)口的空氣流量增大，對流換熱效果增強(qiáng)，故整個(gè)翅片區(qū)和出口延長區(qū)的空氣溫度降低。隨著離開基管的距離增加，翅片表面溫度逐漸降低。在扁管的上風(fēng)側(cè)，溫度變化較大;在扁管的背風(fēng)側(cè)，由于渦流的存在，使得翅片管尾部的空氣冷卻效果較差。同時(shí)，由于翅片溫度本身高于周圍空氣的溫度，翅片前后的溫度分布存在突變。

圖5 不同迎面風(fēng)速下z軸中心截面溫度分布圖Fig.5 Temperature distribution for central cross-section of z direction under various face velocities

2．2 空冷翅片管流動換熱特性分析

根據(jù)模擬中所得的空氣的進(jìn)出口溫差Δt以及質(zhì)量流量qm，可以確定空氣側(cè)的吸熱量為

式中cp為空氣的定壓比熱容。

由傳熱學(xué)知，空氣側(cè)到內(nèi)表面的傳熱系數(shù)

式中:ΔT=(Tout－Tin)/ln［(Twall－Tin)/(Twall－Tout)］，Tin、Tout分別為計(jì)算單元進(jìn)、出口空氣溫度;Twall為扁平管內(nèi)壁溫度;Ao為空氣側(cè)總換熱面積(包括翅片及基管面積)。

傳熱過程的總熱阻與分熱阻的關(guān)系式為

式中:ηo為肋面總效率;ho為分離后的空氣側(cè)換熱系數(shù);Aw為扁平管的換熱面積。

肋面總效率ηo由下式計(jì)算:

式中:Af為翅片面積;η為翅片效率。η通常均可由下式計(jì)算:

式中H為翅片的高度。

由式(5)得到總的換熱量，再由式(6)得到總的傳熱系數(shù)k;先假定1個(gè)η值，通過式(8)得到η0，進(jìn)而由(7)分離得到ho;將此ho代入式(10)中，再由式(9)得到η'，然后比較η和η'，如滿足一定的誤差(如兩者之差小于0.000 1)，則停止計(jì)算，否則令η=η'，按上述步驟繼續(xù)計(jì)算。通過對式(7)～(10)進(jìn)行迭代計(jì)算，就可以計(jì)算空氣側(cè)換熱系數(shù)。

根據(jù)上述扁平管翅管式換熱器模型流場和溫度場的模擬結(jié)果，整理出整體的出口截面上空氣的平均溫度﹑分離后的空氣側(cè)換熱系數(shù)以及整個(gè)流動中的壓降隨風(fēng)速的變化規(guī)律，結(jié)果如圖6～8所示。隨著流速的增加，空氣流量也不斷增加，進(jìn)而出口截面上的空氣溫度不斷降低;空氣側(cè)的換熱系數(shù)隨風(fēng)速的增加逐漸提高，但空氣側(cè)壓降的增加更為劇烈。

圖8 空氣側(cè)壓降隨入口風(fēng)速的變化Fig.8 Dependence of pressure drop at air side on inlet velocity

2．3 計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)對比

為了校核計(jì)算模型，將本文模擬的翅片單元和文獻(xiàn)［7］中的實(shí)驗(yàn)值和模擬值進(jìn)行對比。由于本文所使用的翅片單元在尺寸上存在一定差別(如表1所示)，且本文翅片材料為鋁，而文獻(xiàn)翅片材料為鋁合金，因此計(jì)算結(jié)果也存在一定的差異。對比情況如圖9和圖10所示，結(jié)果存在少許差異，但整體變化趨勢是一致的。

表1 本文換熱器尺寸與文獻(xiàn)對比情況Tab.1 Comparison between heat exchanger sizes of this paper and reference

圖9 本文氣側(cè)換熱系數(shù)與文獻(xiàn)對比情況Fig.9 Comparison between the heat transfer coefficients at air side of this paper and reference

2．4 環(huán)境溫度對散熱器散熱的影響

為了研究不同進(jìn)口風(fēng)速下環(huán)境溫度對散熱器散熱量的影響趨勢，本文選取迎風(fēng)速度v=1.5，2.5和3.5 m/s下，進(jìn)口氣溫分別為280，300，311 K時(shí)的9個(gè)工況進(jìn)行了分析。由圖11可知，在同一迎風(fēng)速度下，進(jìn)風(fēng)溫度越高，單元換熱量越小，繼而整個(gè)空冷島的效率也越低;隨著迎風(fēng)速度的增大，在同一進(jìn)風(fēng)溫度下，單元換熱量越高，空冷島的效率也隨之升高，但同時(shí)風(fēng)機(jī)的耗電量也增大，所以需要綜合考慮各方面的因素，選取合適的迎風(fēng)速度。由于空冷系統(tǒng)都有自己的設(shè)計(jì)氣溫，在非設(shè)計(jì)氣溫下，必須在空冷系統(tǒng)的運(yùn)行上進(jìn)行必要的調(diào)節(jié)，以保證空冷系統(tǒng)安全有效地運(yùn)行。比如冬季降低風(fēng)機(jī)流量，或在允許的情況下增加空冷島的熱負(fù)荷，做好防凍措施;而夏季則應(yīng)適當(dāng)?shù)亟地?fù)荷運(yùn)行或適當(dāng)增大風(fēng)機(jī)流量。

圖10 本文氣側(cè)流動壓損與文獻(xiàn)對比情況Fig.10 Comparison between pressure drops at air side of this paper and reference

圖11 翅片單元散熱量隨風(fēng)速的變化Fig.11 Dependence of heat dissipation capacity of air-cooled cell on inlet velocity

3 結(jié)論

(1)通過分析翅片通道內(nèi)的溫度場和速度場分布發(fā)現(xiàn)，在換熱器出口處有回流，形成一大的漩渦，使得翅片管尾部的空氣冷卻效果較差。

(2)根據(jù)不同風(fēng)速下的排扁管翅片單元空氣側(cè)換熱系數(shù)以及整個(gè)流動中的壓降隨風(fēng)速的變化規(guī)律，發(fā)現(xiàn)隨著迎面風(fēng)速的增大，表面換熱系數(shù)和壓降均有顯著增加。

(3)環(huán)境溫度的變化對空冷單元的散熱量影響較大，應(yīng)該根據(jù)季節(jié)的變化進(jìn)行負(fù)荷的調(diào)整。

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