環(huán)境風作用下2×1 000 MW直接空冷機組空冷島布局

肖烈暉，杜小澤，楊立軍，席新銘

(電站設備狀態(tài)監(jiān)測與控制教育部重點實驗室(華北電力大學)，北京市 102206)

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環(huán)境風作用下2×1 000 MW直接空冷機組空冷島布局

肖烈暉，杜小澤，楊立軍，席新銘

(電站設備狀態(tài)監(jiān)測與控制教育部重點實驗室(華北電力大學)，北京市 102206)

單機容量達到百萬kW的直接空冷火電機組空冷島具有龐大的體積和更多的空冷單元，環(huán)境風導致的系統(tǒng)性能空間分布不均勻性更為明顯。空冷島的結構與布局優(yōu)化，為百萬kW空冷機組應對環(huán)境風不利影響提供了可行的技術途徑。針對2×1 000 MW直接空冷機組，建立物理數(shù)學模型，考慮環(huán)境自然風和空冷單元軸流風機輸運空氣流的耦合作用，采用數(shù)值模擬方法，獲得空氣側流場和溫度場的三維分布。特別針對實際運行中最為不利的鍋爐后來風，在不同風速，以及空冷島和主廠房不同距離條件下，從機理上解釋空冷島冷卻通風流量和換熱性能的變化規(guī)律。結果表明：隨著環(huán)境風速增加，空冷島的換熱能力降低；距離增大，隨風速增加換熱性能惡化的趨勢更為顯著；環(huán)境風速大于6 m/s時，距離越大，熱風回流率越高；相比于其他更大距離的布置方式，距離15 m布置方式流動換熱性能更好；環(huán)境風速較大的情況下，緊密的空冷電站建筑布局，更有利于抵御大風的不利影響。

直接空冷；空冷島；流動傳熱特性；距離；熱風回流率

0 引 言

空冷技術是富煤缺水地區(qū)火力發(fā)電的重要途徑[1-2]。由于直接以環(huán)境空氣作為汽輪機排汽的冷卻介質，因此環(huán)境條件，如大氣溫度、風速和風向等，都會影響機組空冷系統(tǒng)的特性。此外，位于機組附近的建筑物如鍋爐房、汽機房等也會影響空冷島的冷卻空氣流場，從而影響空冷凝汽器的傳熱性能。Wang等[3]通過數(shù)值模擬得到了空冷電站的速度場和溫度場，并得出了空氣的熱風回流是由環(huán)境風和風機的抽吸作用共同造成的。顧志福等[4-6]通過風洞實驗對空冷系統(tǒng)在環(huán)境風影響下的運行性能進行了研究，闡述了風速風向以及空冷島平臺高度對空冷島換熱的影響。席新銘等[7]通過實驗研究不同的翅片間距對翅片間冷卻空氣的流動換熱特性的影響，得到了垂直進風和傾斜進風工況下翅片散熱性能的變化。Bredell等[8]模擬了2種不同類型風機在不同平臺高度上對空冷島換熱的影響，結果表明增加步道能夠顯著增加空冷島邊緣處風機的進風量。Yang等[9-11]模擬了不同風速和風向下空冷島的換熱特性，結果表明在高風速下，空冷島熱風回流嚴重，提高了空氣入口溫度使得換熱惡化，并且沿著風速方向，大風對空冷島的影響逐漸減小，并且提出了環(huán)境風誘導裝置以及其他措施以抵抗大風的不利影響從而提高空冷島的流動換熱性能。

近年來，能耗更低、效率更高的1 000 MW超(超)臨界直接空冷機組相繼投運。百萬kW等級直接空冷機組空冷島凝汽器單元達到80個，空冷島巨大的空間尺度，使機組性能對環(huán)境氣象條件的不利影響更為敏感。空冷系統(tǒng)性能空間分布的不均勻性也更為明顯。楊立軍等[12]以某6× 1 000 MW直接空冷電站為例，對環(huán)境風影響下的空冷島冷卻空氣流動傳熱特性進行了數(shù)值模擬，結果表明當空冷島位于鍋爐房等建筑物下游時，迎面風速最小，熱風回流率最高。

本文以典型的2×1 000 MW直接空冷機組為對象，在鍋爐后來風最不利的環(huán)境自然風條件下，分析空冷島和主廠房不同距離對空冷島冷卻通風流量和換熱性能的影響規(guī)律，從多臺聯(lián)建百萬kW直接空冷機組結構布局的角度，為應對環(huán)境風不利影響提供依據(jù)。本文為選型研究，由于環(huán)境風速為自然因素，所以必須考慮選型之后不同風速下的性能變化，為選型研究提供更為充分的依據(jù)。

1 1 000 MW直接空冷機組物理數(shù)學模型

圖1為2×1 000 MW直接空冷機組布局示意圖。考慮汽機房、鍋爐房以及煙囪等靠近空冷島的建筑物。根據(jù)行業(yè)規(guī)定，單臺機組空冷島為8行、10列設計，2臺機組聯(lián)建空冷島共有160個空冷單元，其編號方式表示在圖2上。空冷島單元為“A”型框架結構，由蒸汽分配管、上下聯(lián)箱、管束、軸流風機組成。

圖1 2×1 000 MW直接空冷機組物理模型Fig.1 Physical model of 2×1 000 MW direct air-cooled units

圖2 空冷平臺及單元編號Fig.2 ACC platform and condenser cell serial number

采用散熱器模型描述直接空冷凝汽器翅片管束，空氣流經(jīng)翅片管束的壓降Δp為

(1)

式中：ρ為空氣密度；v為空氣流經(jīng)管束的速度；kL為無量綱壓力損失系數(shù)，表述為流速的函數(shù)，即

(2)

rn為多項式系數(shù)，根據(jù)空冷翅片管束流動數(shù)據(jù)擬合得到r1=71.689、r2=-31.707、r3=4.798[9]。其準確度和精度已經(jīng)過檢驗并達到計算要求，后文中經(jīng)驗系數(shù)的確定與此類似。

空氣和翅片管束之間的換熱量q為

q=h(Ts-Ta，d)

(3)

式中：Ts為空冷凝汽器蒸汽凝結溫度，該模型忽略了管壁導熱熱阻，認為蒸汽凝結溫度等于管外表面溫度；Ta，d為換熱器下游空氣溫度；h為對流換熱系數(shù)，表示為流速的多項式形式，即

(4)

hn為多項式系數(shù)，根據(jù)空冷凝汽器對流換熱數(shù)據(jù)擬合后得到h1=536.993、h2=2 016.089、h3=-97.772[9]。

直接空冷凝汽器單元內的軸流風機簡化為一個壓力躍升面，通過風機的壓升Δp，擬合為軸向流速的多項式函數(shù)形式，即

(5)

fn為多項式系數(shù)，對典型的空冷風機性能曲線進行擬合后可以得到f1=195.596、f2=-19.998、f3=3.967、f4=-0.570、f5=0.022[9]。

若忽略風機的徑向速度，則切向速度uθ可表示為半徑的多項式形式，即

(6)

gn為多項式系數(shù)，當葉片形式確定后，g-1= -15.1、g0=25.76、g1=-11.791、g2=4.321、g3=-0.354[9]。

在上述條件下，2×1 000 MW直接空冷機組空氣側流動和傳熱過程的控制方程為

(7)

(8)

(9)

采用RNGk-ε湍流模型，該模型應用于空冷機組流動和傳熱模擬時的有效性驗證可參見文獻[13]。關于變量湍動能k和耗散率ε的方程表示為

(10)

(11)

式中：Gk為由于平均流速梯度引起的湍動能生成項；Gb為由于浮力引起的湍動能生成項；αk和αε為k和ε的反有效普朗特數(shù)；C1=1.42；C2=1.68；Rε代表平均應變力對ε的影響，其表達式為

(12)

給定環(huán)境溫度為14 ℃。考慮環(huán)境自然風和空冷凝汽器單元軸流風機空氣流場對空冷島空氣流動和傳熱性能的耦合影響。從地面開始，環(huán)境自然風風速沿高度方向遵照冪定律變化，即

(13)

式中：u表示任意高度z位置的空氣平均速度；u0表示10 m高度處空氣的平均速度；m表示平坦地帶的地面粗糙度系數(shù)，m=0.16。速度入口面的湍動能k，湍流耗散率ε以及湍流強度I之間的關系表示為

(14)

式中l(wèi)表示湍流積分尺度，根據(jù)日本載荷規(guī)范[14]，l=100(y/300)0.5。

對上述數(shù)學模型利用基于有限容積法的商用軟件Fluent，應用數(shù)值計算方法進行模擬求解。圖3給出了數(shù)值模擬的計算域。計算域中心區(qū)域采用非結構化網(wǎng)格進行劃分，外部區(qū)域采用結構化網(wǎng)格劃分。動量方程、能量方程、湍動能方程和湍動能耗散率方程的離散均采用二階迎風差分格式，壓力和速度的耦合采用Simple算法。計算過程中，能量離散方程殘差控制在10-6以下，其他方程殘差控制在10-4以下。為了進行網(wǎng)格無關性驗證，考察了距離15 m、鍋爐后來風風速9 m/s條件下，網(wǎng)格數(shù)量分別為2 020 000、2 512 000和3 120 000的空冷島的流動和換熱性能。由于網(wǎng)格數(shù)量較多的2個模型的冷卻空氣體積流量和風機入口溫度的差別都在0.8%以下，所以最終選擇的網(wǎng)格數(shù)量為2 512 000。

圖3 計算域及計算風向Fig.3 Computational domain and calculative wind direction

2 結果與討論

在最不利的鍋爐后來風自然風向下進行分析。環(huán)境自然風速u0的變化范圍為3～9 m/s。研究不同的空冷島和主廠房的距離對空冷島流動換熱的影響，圖4給出了本文中空冷島和主廠房距離d的定義。

圖4 空冷島和主廠房距離的定義Fig.4 Distance definition between air-cooled condensers and main buildings

2.1 空冷島整體流動換熱性能比較

圖5給出了不同的空冷島和主廠房距離以及不同風速下空冷島的總換熱量和冷卻空氣總體積流量。從圖5可看出：不管在何種距離下，隨著風速的增加換熱性能總是不斷惡化。在d=15 m，風速為3 m/s時，相比其他距離總換熱量和體積流量最小。但該距離下，換熱量和總體積流量隨風速降低的速度最為緩慢。當風速到達9 m/s時，其總換熱量和體積流量比其他距離都大。而在30 m的距離下，風速為3 m/s時相比其他距離換熱性能最好，隨著風速的增加總換熱量和體積流量減小迅速，當風速超過6 m/s時，換熱性能最差。可見，當空冷島距離主廠房的距離增加時，空冷島的換熱能力隨風速的變化更為明顯。所以d=15 m的空冷島和汽機房的布置，雖然在小風速下較為不利，但當風速超過6 m/s時，其抗大風的性能顯著，特別是對于我國北方經(jīng)常大風的天氣，緊密的布置方式能增加空冷島的換熱性能。

圖5 空冷島換熱量和體積流量隨著風速和距離的變化Fig.5 Total heat rejection and volumetric flow rate of ACCs versus wind speed and distance

2.2 不同風速下的流動換熱特性

為了進一步解釋空冷島的換熱特性，分別對風速3 m/s和9 m/s進行研究。由于本文的研究重點是主廠房對流動換熱的影響，因此以包含了汽機房和鍋爐房的空冷島第14列的yoz平面作為典型截面進行對比，圖6給出了爐后來風，風速為3 m/s，距離分別為15、30 m時此截面的流線圖。圖7為對應的溫度云圖。

對于爐后來風的速度為3 m/s這一低風速的情況，環(huán)境風對空冷島換熱的影響較小，流經(jīng)翅片管束后的熱空氣容易排出。從圖6、7可以看出，環(huán)境風在

圖6 爐后來風的速度為3 m/s時，不同距離的截面流線圖Fig.6 Streamlines at a cross section with wind speed of 3 m/s and different distance

圖7 爐后來風的速度為3 m/s時，不同距離的截面溫度云圖Fig.7 Temperature contours at a cross section with wind speed of 3 m/s and different distance

主廠房后部產(chǎn)生了渦流，流經(jīng)主廠房的空氣得到一定程度的加熱后流向空冷凝汽器入口，使凝汽器進口溫度升高。對于d=15 m這種較為緊密的布局結構中，在靠近主廠房、空冷島的下方出現(xiàn)了明顯的渦流，而在d=30 m時，空冷島的下方流場并未出現(xiàn)漩渦，并且風機進風量更大，這說明緊密的布置方式阻礙了風機進風，并且使得風機入口溫度升高，從而導致了在低風速下，近距離的廠房布置不利于空冷島的換熱。

圖8給出了爐后來風速度為9 m/s，d分別為15 m和30 m時，空冷島第14列的yoz平面的流線圖。圖9為對應的溫度云圖。從圖8、9可以看出，相比3 m/s的風速，速度為9 m/s的環(huán)境風嚴重影響了風機進風，特別是在第8行空冷單元，即迎面風的第1行單元，在風機的進口處出現(xiàn)了渦流，減小了單元的體積流量，阻礙了換熱。從流線圖可以看出在d=30 m時，主廠房處出現(xiàn)了嚴重的渦流，阻礙了風機的進風。從溫度云圖可以看出，由于d=30 m時主廠房處的大渦流，導致了流經(jīng)主廠房后的空氣溫度顯著升高，增加了風機的進口溫度，使得傳熱性能惡化。

圖8 爐后來風的速度為9 m/s時，不同距離的截面流線圖Fig.8 Streamlines at a cross section with wind speed of 9 m/s and different distance

為了進一步分析大風情況下不同的空冷島距主廠房距離對空冷島流動換熱的影響，計算了15 m和30 m距離下的熱風回流率。熱風回流率定義為空冷

圖9 爐后來風的速度為9 m/s時，不同距離的 截面溫度云圖Fig.9 Temperature contours at a cross section with wind speed of 9 m/s and different distance

凝汽器進風中所含有的由凝汽器排出又重新吸入空冷島進口的空氣質量流量與空冷凝汽器入口處的總質量流量的比值[12]，即

(15)

式中：T1為凝汽器入口空氣溫度；T2為凝汽器出口空氣溫度；T0為環(huán)境溫度。

經(jīng)過計算可得：爐后來風的速度為9 m/s、距離為15 m時的熱風回流率是8.148 3%，而當距離變?yōu)?0 m時，熱風回流率達到了9.312 2%。這表明了當空冷島和主廠房的距離增加后，空冷島整體的熱風回流率將升高。

圖10給出了爐后來風的速度為9 m/s條件下，距離為15 m和30 m的空冷單元熱風回流率的空間變化規(guī)律。由于幾何結構的對稱性，空冷單元熱風回流率也近似軸對稱。從圖10可以看出，靠近主廠房的空冷單元熱風回流率最高，其中第3列和第18列附近的空冷單元熱風回流最為明顯，而遠離主廠房的空冷單元熱風回流率較小。當空冷島和主廠房的距離越大，熱風回流率也越高。當距離為30 m時，其中第3列的空冷單元的回流率最高達到了79.926%。這說明了緊致的廠房布置，有利于減小大風對空冷島換熱的不利影響。

圖10 爐后來風的速度為9 m/s時，不同距離的空冷 單元熱風回流率Fig.10 Recirculation flow ratio of condenser cells at wind speed of 9 m/s and different distance

3 結 論

(1) 不管在何種距離下，隨著風速的增加換熱性能總是不斷惡化。當空冷島和主廠房的距離增大，隨風速的增加換熱能力減小得更為迅速。

(2) 在爐后來風的速度為3 m/s的情況下，距離為15 m的空冷島和主廠房距離換熱能力較差；但是當風速超過6 m/s后，緊密的電站布置相比于其他更大距離的布置方式流動換熱能力有所增強。

(3) 空冷單元熱風回流率呈近似軸對稱，靠近主廠房的熱風回流率最高。在爐后來風的速度為9 m/s的條件下，當距離達到30 m時，整體熱風回流率達到9.3122%，局部的熱風回流率最高達79.926%，說明此時熱風回流嚴重，不利于空冷島換熱。因此更為緊致的空冷電站的建筑布局，有利于抵抗大風對空冷島的不利影響，為電站的布局設計提供了依據(jù)。

[1]卜永東，楊立軍，杜小澤，等.電站空冷技術[J].現(xiàn)代電力，2013，30(3)：69-79. Bu Yongdong，Yang Lijun，Du Xiaoze，et al.Review of dry cooling technologies in power plants[J].Modern Electric Power，2013，30(3)：69-79.

[2]戴振會，孫奉仲，王宏國.國內外直接空冷系統(tǒng)的發(fā)展及現(xiàn)狀[J].電站系統(tǒng)工程，2009，25(3)：1-4. Dai Zhenhui，Sun Fengzhong，Wang Hongguo.Present status and development of direct air-cooling unit in the world[J].Pow System Engineering，2009，25(3)：1-4.

[3]Wang Q W，Zhang D J，Zeng M，et al.CFD simulation on a thermal power plant with air-cooled heat exchanger system in north China[J].Engineering Computations，2008，25(4)：342-365.

[4]Gu Z，Li H，Zhang W，et al.Wind tunnel simulation on re-circulation of air-cooled condensers of a power plant[J].Journal of Wind Engineering and Industrial Aerodynamics，2005，93(6)：509-520.

[5]顧志福，陳學銳，李燕，等.大型電廠直冷系統(tǒng)風效應風洞模擬[J].力學學報，2005，37(5)：558-563. Gu Zhifu，Chen Xuerui，Li Yan，et al.Wind tunnel simulation on wind effects on air-coolede condensers of a large power plant[J].Jornal of Theoretical and Applied Mechanics，2005，37(5)：558-563.

[6]Gu Z，Chen X，Lubitz W，et al.Wind tunnel simulation of exhaust recirculation in an air-cooling system at a large power plant[J].International Journal of Thermal Sciences，2007，46(3)：308-317.

[7]席新銘， 董澤文， 賀威，等. 直接空冷扁平翅片管束散熱性能的實驗研究[J]. 電力建設， 2015， 36(3)： 21-26. Xi Xinming， Dong Zewen， He Wei，et al.Experimental study on heat transfer property of direct air-cooling flat finned tube bundle[J]. Electric Power Construction， 2015， 36(3)： 21-26.

[8]Bredell J R，Kr?ger D G，Thiart G D.Numerical investigation of fan performance in a forced draft air-cooled steam condenser[J].Applied Thermal Engineering，2006，26(8)：846-852.

[9]Yang L J，Du X Z，Yang Y P.Wind effect on the thermo-flow performances and its decay characteristics for air-cooled condensers in a power plant[J].International Journal of Thermal Sciences，2012，53：175-187.

[10]Yang L J，Du X Z，Yang Y P.Measures against the adverse impact of natural wind on air-cooled condensers in power plant[J].Science China Technological Sciences，2010，53(5) ：1320-1327.

[11]Yang L J，Du X Z，Yang Y P.Influences of wind-break wall configurations upon flow and heat transfer characteristics of air-cooled condensers in a power plant[J].International Journal of Thermal Sciences，2011，50(10) ：2050-2061.

[12]楊立軍，杜小澤，楊勇平.環(huán)境風影響下的空冷島運行特性[J].工程熱物理學報，2009，30(2)：325-328. Yang Lijun，Du Xiaoze，Yang Yongping.Influences of natural wind upon the operation characteritics of air-cooled condenser system[J].Journal of Engineering Thermophysics，2009，30(2)：325-328.

[13]Liu P，Duan H，Zhao W.Numerical investigation of hot air recirculation of air-cooled condensers at a large power plant[J].Applied Thermal Engineering，2009，29(10) ：1927-1934.

[14]AIJ Rec`ommendations for Loads on Buildings[S]，Architectural Institute of Japan，1996，6.1-6.56.

(編輯：蔣毅恒)

Air-Cooling Condenser Layout of 2×1 000 MW Direct Air-Cooled Units under Effect of Ambient Natural Wind

XIAO Liehui， DU Xiaoze， YANG Lijun， XI Xinming

(Key Laboratory of Condition Monitoring and Control for Power Plant Equipment of Ministry of Education,North China Electric Power University, Beijing 102206, China)

Air-cooled condensers (ACCs) of direct air-cooled plant with unit capacity of 1 000 MW have huge size and more cells, and the inhomogeneity of system performance in space distribution by ambient wind is obvious. The optimization of the structure and layout can provide feasible technical approach for 1 000 MW ACCs to replay to ambient wind. On the basis of 2×1 000 MW direct air-cooled units, this paper constructed physical and mathematical models with considering the coupling effect of ambient wind and air flow from unit fans, and presented the three-dimensional distribution of flow and temperature fields by using numerical simulation method. Then the variation mechanism of the cooling ventilation flow rate and heat transfer performance of ACCs with wind speed and distance between ACCs and the main buildings was explained, especially for the wind from boiler house which was most unfavorable. The results show that the heat thermo-flow performance of ACCs is decreased with the increase of the wind speed. With the increase of wind speed, the heat capacity decreases more rapidly when the distance between ACCs and the main buildings increases. When the wind speed is over 6 m/s, the exhaust plume recirculation flow ratio increases with the distance increases; the heat transfer performance of 15 m is better than other more lager distance. Therefore it’s benefit to resist adverse effect by strong wind with tight air-cooled plant layout at high wind speed.

direct air-cooled; air-cooled condenser (ACC); thermo-flow performances; distance; exhaust plume recirculation flow ratio

國家重點基礎研究發(fā)展計劃項目(973項目)(2015CB251503)。

TK 124; TM 621

A

1000-7229(2015)06-0007-07

10.3969/j.issn.1000-7229.2015.06.002

2015-03-25

2015-04-29

肖烈暉(1991)，男，博士研究生，主要從事電站直接空冷系統(tǒng)優(yōu)化等研究；

杜小澤(1970)，男，博士，教授，通訊作者，主要從事強化傳熱與電力節(jié)能、新能源發(fā)電等研究；

楊立軍(1970)，男，博士，教授，主要從事火力發(fā)電空冷技術等研究；

席新銘(1979)，男，碩士，工程師，主要從事火力發(fā)電空冷技術等研究。

Project Supported by National Basic Research Program of China (973 Program)(2015CB251503).