直接空冷機(jī)組單風(fēng)道地下進(jìn)風(fēng)數(shù)值分析

齊陽陽，吳紅杰，劉輝

(電站設(shè)備狀態(tài)檢測與控制教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室(華北電力大學(xué))，河北省保定市 071003)

直接空冷機(jī)組單風(fēng)道地下進(jìn)風(fēng)數(shù)值分析

齊陽陽，吳紅杰，劉輝

(電站設(shè)備狀態(tài)檢測與控制教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室(華北電力大學(xué))，河北省保定市 071003)

地上進(jìn)風(fēng)直接空冷機(jī)組受環(huán)境風(fēng)影響，邊緣風(fēng)機(jī)出現(xiàn)熱風(fēng)回流和“倒灌”現(xiàn)象，使機(jī)組換熱效率降低、凝汽器壓力升高，為此提出了單風(fēng)道地下進(jìn)風(fēng)的冷卻方式。利用數(shù)值模擬Fluent軟件，對(duì)某600 MW機(jī)組空冷島外部流場進(jìn)行了數(shù)值模擬，分析地下進(jìn)風(fēng)方式下風(fēng)機(jī)通風(fēng)量、機(jī)組換熱效率和凝汽器壓力受環(huán)境風(fēng)影響情況，并與地上進(jìn)風(fēng)方式相比較。實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明，采用地下進(jìn)風(fēng)方式極大地提高了凝汽器的換熱效率，使凝汽器壓力維持在較低且平穩(wěn)的狀態(tài)，保證機(jī)組安全經(jīng)濟(jì)運(yùn)行。

直接空冷機(jī)組；地下進(jìn)風(fēng)；空氣流場；環(huán)境風(fēng)；數(shù)值模擬

0 引 言

我國水資源日益緊缺，近年來直接空冷技術(shù)受到了越來越多的關(guān)注。直接空冷技術(shù)具有節(jié)水、環(huán)保、設(shè)備布置簡單，抗腐蝕性強(qiáng)、廠址選擇自由，使用年限長等諸多優(yōu)點(diǎn)，具有廣泛的發(fā)展前景。目前，直接空冷機(jī)組凝汽器多布置于標(biāo)高40多 m的空冷平臺(tái)上，因?yàn)檫M(jìn)風(fēng)口高位布置，受環(huán)境條件影響大，容易出現(xiàn)熱風(fēng)回流、“倒灌”現(xiàn)象，凝汽器翅片表面不清潔，凝結(jié)水含氧量高和冬季設(shè)備凍結(jié)[1-2]等問題，凝汽器換熱效果變差，嚴(yán)重影響機(jī)組安全、經(jīng)濟(jì)運(yùn)行。

為了緩和以上矛盾，許多學(xué)者進(jìn)行了大量的實(shí)驗(yàn)研究。文獻(xiàn)[3-4]得到了環(huán)境風(fēng)速、空冷平臺(tái)高度、擋風(fēng)墻高度與空冷島熱風(fēng)回流率的關(guān)系；文獻(xiàn)[5]通過對(duì)空冷島流動(dòng)傳熱情況的數(shù)值模擬，提出了增加空冷平臺(tái)最外圈風(fēng)機(jī)功率以改善空冷平臺(tái)傳熱效果的建議；文獻(xiàn)[6-9]分析了不同風(fēng)速時(shí)，擋風(fēng)圍墻高度和空冷平臺(tái)高度對(duì)空冷凝汽器換熱效率的影響，得出最佳擋風(fēng)墻墻高度范圍；文獻(xiàn)[10]表明在空冷單元擋風(fēng)墻下端安裝空氣導(dǎo)流裝置(導(dǎo)流板)，可以改變空冷單元下方空氣流場、溫度場，提高空冷凝汽器的傳熱性能；文獻(xiàn)[11]提出了在空冷平臺(tái)邊緣增加水平擋板的方法，以減小環(huán)境風(fēng)對(duì)空冷凝汽器換熱特性的影響。

以上研究都是在地上進(jìn)風(fēng)直接空冷機(jī)組的基礎(chǔ)上進(jìn)行優(yōu)化，以降低環(huán)境風(fēng)產(chǎn)生的熱風(fēng)回流、“倒灌”等現(xiàn)象對(duì)凝汽器換熱的影響。本文提出地下通道進(jìn)風(fēng)方式，將空冷平臺(tái)低位放置，高出地面的平臺(tái)四周用擋風(fēng)墻與外界環(huán)境隔開，空氣只通過地下通道進(jìn)入凝汽器進(jìn)行熱交換。

1 模型的建立及計(jì)算方法

1.1 幾何模型的建立及網(wǎng)格的劃分

以某600 MW直接空冷凝汽器為例，采用地下通道進(jìn)風(fēng)，如圖1所示。整個(gè)空冷凝汽器由7×8個(gè)空冷單元組成，上擋風(fēng)墻高度為10 m，空冷平臺(tái)下沿距地面8 m，16根鋼筋水泥支柱直徑均為4 m。地下通道長為100 m，橫截面均為80 m×45 m，地下風(fēng)室為80 m×70 m×45 m，鍋爐房為80 m×35 m×90 m，汽機(jī)房為80 m×35 m×35 m。整個(gè)計(jì)算區(qū)域?yàn)?00 m×600 m×200 m。

利用Gambit軟件生成相應(yīng)的幾何模型及計(jì)算網(wǎng)格。為減少網(wǎng)格數(shù)量，采用分塊劃分方法，采用結(jié)構(gòu)化和非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格進(jìn)行劃分，通過采用不同的網(wǎng)格劃分檢驗(yàn)了網(wǎng)格無關(guān)性，網(wǎng)格劃分如圖2所示。

1.2 湍流模型及主控方程

該模擬對(duì)象為三維不可壓湍流流動(dòng)過程，所用控制方程如下。

圖2 計(jì)算區(qū)域網(wǎng)格劃分

連續(xù)性方程：

(1)

本構(gòu)方程：

(2)

(3)

動(dòng)量方程：

(4)

采用標(biāo)準(zhǔn)k-ε湍流模式：

(5)

能量方程：

(6)

式中：ρ為空氣密度；u為流體速度向量；i，j，k=1，2，3；μ為流體動(dòng)力粘性系數(shù)；p為壓力；εij為應(yīng)變率張量；τij為應(yīng)力張量。

1.3 邊界條件

本模型數(shù)值方向?yàn)閦軸，在z軸設(shè)定重力加速度。計(jì)算區(qū)域按環(huán)境風(fēng)的主導(dǎo)風(fēng)向設(shè)置2個(gè)速度入口(velocity-inlet)邊界，如圖2中紅色面，計(jì)算區(qū)域外邊界其余面均為壓力出口(pressure-outlet)邊界；風(fēng)機(jī)進(jìn)口處的邊界條件設(shè)置為風(fēng)扇(fan)邊界；地下通道進(jìn)風(fēng)口設(shè)為內(nèi)部面(interior)；空冷凝汽器的柱子、空冷島擋風(fēng)墻墻體、地下風(fēng)室、地下通道壁面以及地面的邊界條件均采用墻壁(wall)邊界。

1.3.1 風(fēng)速邊界的設(shè)定

模擬環(huán)境進(jìn)口采用大氣邊界層函數(shù)即迪肯(Deacon)的冪定律

vi=v0(zi/z0)a

(7)

式中：z0為氣流達(dá)到均勻流時(shí)的高度；v0為z0高度處來流平均風(fēng)速；zi為任意高度值；vi為zi高度處的平均風(fēng)速；α為地面粗糙系數(shù)，地面的粗糙度越大α值也就越大，文中取0.2，該條件利用自定義邊界條件編程加載。

1.3.2 多孔區(qū)域邊界條件的設(shè)定

本模型散熱器采用多孔介質(zhì)[12-13]模型，就是在動(dòng)量方程中增加1個(gè)代表動(dòng)量的源項(xiàng)來模擬出多孔介質(zhì)的作用。源項(xiàng)由粘性損失項(xiàng)和慣性損失項(xiàng)組成，其表達(dá)式為

(8)

式中：sj為動(dòng)量方程中應(yīng)附加的源項(xiàng)；μ為粘性系數(shù)；vj為j方向的速度；vmag為速度；1/α為粘性阻力系數(shù)；C2為慣性阻力系數(shù)。

根據(jù)實(shí)際測試的翅片阻力特性數(shù)據(jù)擬合得到阻力壓降與散熱器法向速度之間的關(guān)系

Δp=2.4543u2+13.368u

(9)

考慮到空冷單元模型通流面積約為實(shí)際凝汽器迎風(fēng)面積的一半，多孔介質(zhì)模型厚度為10 m，得到散熱器模型單位長度阻力壓降與速度之間的關(guān)系為

(10)

由式(8)、(10)可求得多孔介質(zhì)模型通流方向的粘性阻力系數(shù)和慣性阻力系數(shù)分別為35 179和0.313。

1.4 定義風(fēng)向

地下進(jìn)風(fēng)方式的主導(dǎo)風(fēng)向?yàn)榇怪庇谄麢C(jī)房，如圖3所示。

圖3 空冷島風(fēng)向示意圖

2 計(jì)算結(jié)果及分析

2.1 換熱量及換熱效率定義

以某600 MW直接空冷機(jī)組為例進(jìn)行換熱計(jì)算，計(jì)算條件為：在額定工況下，當(dāng)環(huán)境溫度為33 ℃，壓力為97.4 kPa時(shí)，機(jī)組56個(gè)空冷單元的排汽熱量Q為785 MW，每個(gè)空冷單元熱負(fù)荷為14.02 MW，風(fēng)機(jī)風(fēng)量為437 m3/s。

空冷凝汽器換熱效率定義為實(shí)際換熱量Qr除以機(jī)組額定工況下的熱負(fù)荷Q所得到的無量綱數(shù)，其中空冷島實(shí)際換熱量[14]的計(jì)算公式為

(11)

式中：Di為空冷凝汽器空氣流量，kg/s；Δti為凝汽器空氣進(jìn)出口溫差， ℃；Cp為空氣定壓比熱容，kJ/(kg ℃)。

2.2 地上進(jìn)風(fēng)和地下進(jìn)風(fēng)方式對(duì)凝汽器換熱的影響

分析地下進(jìn)風(fēng)和目前常用的地上45 m標(biāo)高空冷島進(jìn)風(fēng)這2種進(jìn)風(fēng)方式對(duì)凝汽器換熱的影響。

2.2.1 通風(fēng)量的比較

在全年的主導(dǎo)風(fēng)向下，地上進(jìn)風(fēng)和地下進(jìn)風(fēng)方式的通風(fēng)量如圖4所示，空氣流量如圖5、6所示(圖中橫坐標(biāo)為空冷單元橫排序號(hào))。

圖4 地上進(jìn)風(fēng)和地下進(jìn)風(fēng)方式下風(fēng)機(jī)風(fēng)量的變化

從圖4可看出，由于地下進(jìn)風(fēng)流動(dòng)阻力大，當(dāng)環(huán)境風(fēng)速小于3 m/s時(shí)，地下進(jìn)風(fēng)量小于地上進(jìn)風(fēng)量。之后隨著環(huán)境風(fēng)速的增加，地下進(jìn)風(fēng)方式始終保持較高且平穩(wěn)的通風(fēng)量，這主要是由于風(fēng)道內(nèi)通風(fēng)量穩(wěn)定，受外界環(huán)境風(fēng)速影響較小，如圖5(b)、6(b)所示；而地上進(jìn)風(fēng)的迎風(fēng)面前兩排空冷單元出現(xiàn)局部熱風(fēng)回流和“倒灌”現(xiàn)象，如圖5(a)、6(a)所示，成為影響通風(fēng)量的主要因素。當(dāng)環(huán)境風(fēng)速為9 m/s時(shí)，地下進(jìn)風(fēng)通風(fēng)量比地上進(jìn)風(fēng)多7 844 kg/s，經(jīng)計(jì)算，地下進(jìn)風(fēng)量比地上進(jìn)風(fēng)平均提高30.71%。

2.2.2 換熱效率的比較

地上進(jìn)風(fēng)和地下進(jìn)風(fēng)方式下凝汽器換熱效率隨風(fēng)速變化情況如圖7所示。由圖7可看出，地上進(jìn)風(fēng)方式下空冷凝汽器換熱效率隨風(fēng)速的增加逐漸降低[15-17]；而地下進(jìn)風(fēng)方式幾乎不受外界環(huán)境風(fēng)的影響，且換熱效率一直很高，平均換熱效率為63.35%。

圖5 環(huán)境風(fēng)速為5 m/s時(shí)，地上進(jìn)風(fēng)和地下進(jìn)風(fēng)方式下的空氣流量

圖6 環(huán)境風(fēng)速為9 m/s時(shí)，地上進(jìn)風(fēng)和地下進(jìn)風(fēng)方式下的空氣流量

圖7 地上進(jìn)風(fēng)和地下進(jìn)風(fēng)方式下平均換熱效率的比較

2.2.3 凝汽器壓力的比較

地上進(jìn)風(fēng)和地下進(jìn)風(fēng)方式下凝汽器壓力隨風(fēng)速變化情況如圖8所示。由圖8可看出，地上進(jìn)風(fēng)方式下凝汽器壓力隨風(fēng)速的增加逐漸升高[17]，在環(huán)境風(fēng)速約6 m/s時(shí)，其壓力將超過所允許的極限值35 kPa，而地下進(jìn)風(fēng)方式下風(fēng)速則一直平穩(wěn)，這主要是由于地下通道進(jìn)風(fēng)方式通風(fēng)量穩(wěn)定。環(huán)境風(fēng)速為6，9 m/s時(shí)，地下進(jìn)風(fēng)的凝汽器壓力比地上進(jìn)風(fēng)分別低5.49，22.65 kPa，并隨著風(fēng)速增大其差別繼續(xù)增大，平均低9.76 kPa。

圖8 地上進(jìn)風(fēng)和地下進(jìn)風(fēng)方式下凝汽器壓力的比較

3 結(jié) 論

(1)空冷凝汽器外部流場受環(huán)境風(fēng)變化的影響很小，不存在回流和“倒灌”現(xiàn)象，且風(fēng)機(jī)通風(fēng)量較穩(wěn)定，比地上進(jìn)風(fēng)平均提高30.71 %。

(2)地下風(fēng)室空氣流場穩(wěn)定，平均換熱效率為63.35%。

(3)凝汽器壓力受環(huán)境風(fēng)變化影響不大，地下進(jìn)風(fēng)方式下凝汽器壓力比地上進(jìn)風(fēng)下平均降低9.76 kPa。

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(編輯：蔣毅恒)

NumericalAnalysisofDirectAir-CoolingUnitwithSingleDuctUndergroundVentilation

QI Yangyang, WU Hongjie, LIU Hui

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

Due to the influence of environmental wind on direct air-cooling unit with overground ventilation, the hot air recirculation and intrusion phenomenon occurred on the edge fan, which would cause the decrease of unit’s heat transfer efficiency and the increase of condenser pressure. Therefore, this paper proposed a cooling mode with single duct underground ventilation. The external flow field of air cooling island in a 600 MW unit was numerically simulated with using Fluent software. Then, the influence of environmental wind on fan ventilation, unit’s heat transfer efficiency and condenser pressure was analyzed under underground ventilation mode, and compared with that under overground ventilation mode. The experimental results show that the underground ventilation mode can greatly improve the heat exchanger efficiency of condenser, and make the condenser pressure maintain at low and stable state, which can ensure the safe and economic operation of units.

direct air-cooling unit; underground ventilation; air flow field; environmental wind; numerical simulation

TK 262

： A

： 1000-7229(2014)05-0094-05

10.3969/j.issn.1000-7229.2014.05.016

2013- 11- 01

：2013- 12- 21

齊陽陽(1987)，男，碩士研究生，研究方向?yàn)橹苯涌绽錂C(jī)組節(jié)能；

吳紅杰(1985)，女，碩士研究生，研究方向?yàn)橹苯涌绽錂C(jī)組結(jié)構(gòu)優(yōu)化，E-mail：hbwaygirl@163.com；

劉輝(1987)，男，碩士研究生，研究方向?yàn)殡姀S熱力學(xué)分析。