“煙塔合一”空冷塔內置脫硫除塵裝置的熱力性能影響分析

吳曉鵬,蔣友偉,李 進,郭佳偉

(1.中國電力工程顧問集團中南電力設計院有限公司,湖北 武漢 430071;2.湖北能源集團襄陽宜城發電有限公司,湖北 襄陽 441400)

0 引言

隨著火電機組容量不斷增大,對間接空冷系統的利用更加成熟,針對冷卻塔的新技術不斷改進和完善[1],“煙塔合一”作為新技術越來越受到電廠和設計單位的青睞。這是由于“煙塔合一”可以使整個循環水溫度降低0.1℃,設立煙氣余熱回收器可增加年供熱收益,同時減少占地,降低投資[2]。

在“煙塔合一”建設方案中,脫硫裝置布置于冷卻塔內,1000 MW機組空冷塔底部直徑在150 m以上,塔高甚至大于200 m,空冷塔占地巨大[3],塔內空間龐大。本文所提出“煙塔合一”方案,將脫硫裝置、濕式除塵器等體積龐大的設備同時布置于冷卻塔內,充分利用冷卻塔內空間,減少電廠占地面積。通過分析這些設備在塔內的布置方式及其對冷卻塔熱力性能的影響,以及將脫硫除塵等裝置布置在冷卻塔內所造成的冷卻塔通風量及散熱器換熱能力的影響,論證該“煙塔合一”方案的可行性。

1 機組概況

本文以某電廠2臺1000 MW超超臨界空冷燃煤發電機組為例,機組安裝有煙氣脫硫、脫硝設施。年平均氣溫9.6℃,相對濕度56%,平均風速2.2 m/s,累年實測高度10 m處最大平均風速為20.7 m/s。采用5℃加權平均法,典型年設計氣溫為12.5℃,夏季氣溫29.4℃。

采用表凝式間接空冷機組,冷卻三角采用垂直布置,小汽輪機排氣接入主機的間接空冷系統。汽輪機特性參數見表1。

表1 汽輪機特性參數

針對該電廠1000 MW機組一機一塔自然通風間接空冷系統進行數值模擬和熱力計算。機組冷端主要設計參數見表2。

表2 機組主要設計參數

2 “煙塔合一”方案建模分析

2.1 計算模型與網格劃分

針對機組情況,采用FL UENT數值模擬方法,建立與實際模型相統一的空冷塔和空冷散熱器的綜合物理數學模型,分別將除塵器等設備置于冷卻塔中心和靠近冷卻塔一側,其布置方案如圖1所示。脫硫除塵裝置設備組合布置,呈近似圓柱狀,設備直徑約57.3 m,高53.5 m,為簡化計算,將脫硫除塵設備簡化成圓柱狀無內熱源的實體。其中除塵器等設備布置于塔外為方案1,即煙塔獨立方案;布置于冷卻塔中心為方案2,即“煙塔合一”中心布置;靠近冷卻塔一側布置為方案3,即“煙塔合一”,偏心布置。

圖1 除塵器等設備布置方案

分別對以上3種方案基于無風工況和有風工況進行建模。脫硫除塵裝置布置于塔內物理模型的計算域如圖2所示。為了消除計算邊界非真實流動引起的空冷塔和散熱器的流動變形,計算域應遠大于空冷塔和空冷散熱器。地面為固體壁面絕熱邊界,空冷塔墻體設為流固耦合邊界條件。無環境風條件,計算域下部四周設為壓力入口邊界條件,計算域上部設為壓力出口,環境溫度為12.51℃。

圖2 計算域

對于有環境風工況,計算域迎風面設為速度入口,背風面采用出流邊界條件,其他方向設為對稱面。速度入口采用冪指數風速輪廓線計算公式。根據氣象部門相關資料,環境風速隨高度的增加而增大,并呈現冪指數變化規律。冪指數函數公式如下

式中:u w為環境風速;u10為高度10 m的風速,本模型取值為4 m/s;冪指數e為地面粗糙度和氣溫層穩定度的函數,根據當地氣象條件和地面狀況,本模型取為0.2;z為海拔高度。

冷卻塔及脫硫除塵裝置的物理模型如圖3所示,上部為空冷塔,下部為空冷散熱器,塔內部為脫硫除塵裝置。

圖3 冷卻塔模型

由于主要研究內置脫硫裝置及濕式除塵器對冷卻塔熱力性能的影響,采用環形Radiator模型處理冷卻塔內散熱器的對流換熱性能[4],將散熱器簡化成一個環形散熱面以降低模擬的難度,增加計算機處理能力;Radiator模型中的阻力損失和換熱能力分別采用壓降和換熱系數隨迎面風速變化的函數來描述[5]。空氣流經翅片管束壓降的表達式如下

式中:ΔP為散熱器流動壓降;ρ為空氣密度;v為散熱器表面的法向速度;K L為無量綱壓力損失系數。通常K L用多項式表達為流速的函數

式中:N為多項式系數,一般取值為3。

散熱器的換熱系數隨迎面風速變化的表達式如下

式中:h為對流換熱系數;h n為多項式系數。

空冷散熱器采用Forge2型鋁管鋁翅片4排管。所對應的阻力損失多項式系數為r1=36.983,r2=-10.416,r3=1.264;對流換熱多項式系數為h1=1563.528,h2=1532.598,h3=-93.425。將散熱器的流動換熱性能參數作為輸入條件導入該模型。

采用Ga mbit進行網格劃分。計算域部分采用multi-block hybrid網格,網格大小在10～20 m不等。中間區域采用四面體非結構化網格處理,由于換熱器為間接空冷系統核心元件,考慮其尺寸參數較小,網格大小為0.2 m,空冷塔則采用1 m大小的網格。為了控制網格數量,網格大小采用連續漸變法,離空冷塔越遠,網格尺寸越大。分別建立3201860,5505300和7258900網格,以進行網格無關性驗證,最終網格數為5505300。

2.2 模型建立與計算

為方便建模及計算,對模型做如下基本假設:

(1)忽略空冷散熱空間分布差異,將散熱器作為一個整體進行建模。

(2)管內水流動為穩定流,管壁設為定壁溫。

(3)簡化脫硫裝置及濕式除塵器物理模型,采用圓柱形模型進行替代,忽略其輻射換熱。

(4)計算域內空氣的流動換熱為穩態,且流體在固體壁面無滑移。

(5)不考慮空氣密度變化對流動換熱的影響,翅片的導熱系數為常量,即不考慮物性參數對流動換熱的影響。

空氣穩態對流換熱過程的控制方程可表示為

式中:ρ為密度;μj為x j方向的速度分量;k為湍動能;ε為湍動能耗散率;φ、Γφ、Sφ分別為控制變量、擴散系數及源項。

采用可實現(realizable)k-ε湍流模型,描述空氣經過翅片通道的流動。與標準k-ε模型相比,可實現k-ε湍流模型引入了新的湍流黏度表達式,且湍流耗散率由渦脈動量均方根真實輸運方程導出,因而更適用于存在邊界層分離和流體回流的湍流流動問題。

利用基于有限容積法的商用軟件Fl uent,對式(5)及邊界條件進行求解。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SI MPLE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。

3 方案對比分析

冷卻塔的熱力性能指標為空氣流量和熱負荷。在相同的塔型下,冷卻塔的空氣流量越大,熱負荷越高,表明冷卻塔的熱力性能越好[6],相應的在相同的循環水量下,其出塔水溫越低。通過數值模擬研究煙塔獨立方案和“煙塔合一”方案冷卻塔內的流動情況,獲得不同工況下冷卻塔的空氣流量和熱負荷,從而分析脫硫除塵等裝置布置在冷卻塔內對冷卻塔熱力性能的影響。

空冷塔內置脫硫除塵設備不同布置方案下的冷卻塔空氣流量和熱負荷對比結果見表3。

表3 不同布置方案下的冷卻塔空氣流量和熱負荷

從表3的數據中可以看出,不論是無風工況還是有風工況,相較于煙塔獨立方案,將脫硫除塵等設備布置于冷卻塔內部時,其流動換熱性能均有所減弱,表現為冷卻塔的空氣流量和散熱器的熱負荷降低,但是其變化幅度較小。比較表3的變化率數據,在無風工況下,中心布置方案的空氣流量和熱負荷分別減少1.48%和1.70%;在有風工況下中心布置方案的空氣流量和熱負荷減少0.87%和0.62%。在無風工況下,偏心布置的空氣流量和熱負荷減少2.16%和2.68%;在有風工況下,偏心布置的空氣流量和熱負荷減少3.45%和2.06%。表明對于有風工況,脫硫除塵裝置布置在塔中心對于削弱環境風對冷卻塔性能的影響有積極的意義,而當設備布置不當,即偏心布置時,會加劇環境風對冷卻塔性能的惡化作用。

4 結論

采用CFD方法,對間接空冷塔內置脫硫除塵裝置進行了數值模擬,并對脫硫除塵裝置不同布置方式對冷卻塔性能的影響進行了研究。

數模和分析計算表明,“煙塔合一”方案將脫硫除塵等設備布置于冷卻塔內,對間接空冷系統的流動換熱性能影響很小,該布置方案是可行的。同時“煙塔合一”中心布置方案要優于“煙塔合一”偏心布置;而在有風工況下“煙塔合一”中心布置方案能夠削弱環境風對冷卻塔性能的影響;故建議將脫硫除塵等設備布置于冷卻塔中心。