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直接空冷岛数值试验不同单元型式的对比研究

2023-08-01 76 上传者：管理员

摘要：利用ANSYS Fluent软件研究某2×660MW直接空冷岛，以期提高其整体换热性能。对不同单元型式、散热器管束和风机布置方式下的空冷岛方案进行流动和传热特性的数值模拟、分析和研究。在环境风速风向的影响下，不同布置型式的空冷岛出现一定的性能差异。静风状态下，不同布置方案的空冷岛通风量及换热量之间的差别很小，均在1%以内。TRL考核风速各风向下，与常规空冷布置方案相比，双小“A”风机低位布置方案的机组背压较低。炉后风向下，双小“A”风机低位布置方案的机组平均背压低于常规布置方案约1.57kPa。

关键词：
优化设计
数值模拟
直接空冷凝汽器
直接空冷单元
直接空冷岛
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经过近20年的发展，直接空冷系统的散热器和空冷单元型式出现了一些新变化。各种不同类型的空冷散热器和单元型式逐渐涌现。直接空冷单元不同于空冷岛，周边没有建筑物或构筑物的影响。空冷单元四面进风，进风条件优于空冷岛，没有风机间的相互影响。作为直接空冷凝汽器(DACC)的基本单元，空冷单元的优化对空冷岛的优化有一定的指导作用。对直接空冷单元的优化研究包括空冷单元型式[1]、空冷单元的尺寸[2]、散热器和风机布置形式[3]、整流或导流装置等。导流装置分为空冷单元内部导流[4,5]和外部导流[6,7]两种形式。某些空冷单元导流方案已付诸于国内工程实践中[8]。

与常规直接空冷布置方案相比，双小“A”型管束风机低位布置的直接空冷方案具有如下优势：

(1)新型小单排管的阻力较小、传热系数较高。

(2)在相同迎面风速下，可减少DACC的总换热面积。

(3)管束短，蒸汽在顺逆流管束内流动时压降较小。

(4)蒸汽分配管高度低，排汽管道短，蒸汽侧阻力低。

(5)管束短，减少了管束下部过冷区长度，有利于散热器冬季防冻。

(6)管束短，散热器的热媒平均温度和换热效率较高。

(7)考核点高度低，在相同环境风速下，换热条件较好。

(8)管束短，施工吊装比较方便。

目前，双小“A”型管束风机低位布置的DACC在国内已经有一些工程实践，例如，2021年投运的晋能保德2×660MW超超临界低热值煤发电工程等。

本文以晋能保德2×660MW直接空冷项目为依托，对不同单元型式、不同散热器管束和风机布置方式下的空冷岛方案进行数值模拟、分析和研究。确定在相同的汽轮机运行工况、不同环境条件(包括气温、风速和风向)下，大“A”型管束常规风机布置、大“A”型管束风机低位布置和双小“A”型管束风机低位布置的DACC性能和机组背压，以选择最佳的空冷岛方案。

1、直接空冷系统参数

1.1直接空冷系统性能保证[9]

在大气压力915hPa,环境气温32℃,环境自然风风速(最大直径的蒸汽分配管顶上方1m处[10])5m/s,排汽量为(1031.188+152.333)t/h(主汽轮机+小汽轮机)、排汽焓为(2561.2/2603.5)kJ/kg(主汽轮机/小汽轮机)时，风机按100%转速且不采取任何其它辅助措施的条件下，满足汽轮发电机组TRL工况的运行要求，即主机汽轮机排汽装置两根分支管出口处压力应同时满足不大于24kPa。TRL工况下，单台机组设计排热量为755.6MW,设计空冷风机总风量为32 309kg/s。

1.2散热器和风机基本参数

DACC有多排管、双排管和单排管等多种管型。常见的两种单排管为常规大单排管和新型小单排管，二者参数对比详见表1。不同运行工况下，散热器阻力特性和传热系数参见文献[11,12]。目前，绝大多数DACC采用常规大单排管，新型小单排管主要用于双小“A”空冷凝汽器中。

表1两种单排管管型比较

TMCR工况下，DACC设计迎风风速为2.23m/s。不同空冷方案采用相同的空冷风机。空冷风机设计点风量为552m3/s、风压为100Pa。风机选用直径为10.363m电站空冷低噪声玻璃钢(FRP)轴流风机。当风机的风量减小到约310m3/s时，风机将停止运行。

1.3空冷单元及空冷岛方案

3种空冷岛的单元方案如图1所示。3种空冷单元方案组成3种的空冷岛方案。3种空冷单元的平面尺寸完全相同，为11.940m×12.375m。

方案A为常规直接空冷布置方式。采用大单排管，大“A”形散热器布置方式；空冷轴流风机布置在空冷平台下方、DACC下部钢桁架的顶部，称为风机高位布置方案。风机风筒出口位于空冷平台平面上。目前直接空冷系统中绝多数采用这种型式。

方案B为方案A采用风机低位布置的型式，风机位于平台下方7m处。风筒的上边缘固定在钢桁架平台的下底面，轴流风机布置在风筒中。风机组的电机、齿轮箱、风机桥架等均位于钢桁架平台上顶面以下。

方案C采用双小“A”管束、风机低位布置方式。与方案A/B不同，方案C采用新型小单排管、双小“A”形管束及风机低位布置方式。方案C与方案A的平台高度相同，风机位于空冷平台下方7m处。

图1不同空冷岛方案的空冷单元模型

1.4空冷岛布置及风向角定义

空冷岛包括汽机房、煤仓间、锅炉房、主控室和直接空冷凝汽器(DACC)等。除了空冷单元和风机布置型式外，3个方案的其它条件完全相同。

图2方案C的空冷岛模型

DACC布置在主厂房A列外，每台机组设56个冷却单元，为8×7布置方案。沿汽机房A列方向布置8列空冷器，每列为7个冷却单元。顺、逆流单元分别设置顺、逆流风机。两台机组DACC平台总面积为191.84m×86.625m,两台机组空冷平台之间步道宽度为0.8m。空冷平台高度为45m,挡风墙高度为14m、21m或14.5m。混凝土支撑柱直径为4.0m,高度约为38m。走廊宽度分别为1.5m和2.0m。方案C的空冷岛模型如图2所示。定义主进风侧来风为0°风向，炉后来风为180°风向。以Z轴为轴心，在XY平面顺/逆时针方向旋转，间隔45°共定义8个风向角。

1.5空冷岛方案之间的异同

根据设计资料，建立3种空冷单元型式的直接空冷岛。3种空冷岛方案之间的异同见表2。

表2 3种空冷岛方案之间的异同

假定DACC入口蒸汽背压为23.5kPa。由于方案C蒸汽侧总阻力低于方案A和方案B约0.30kPa,因此，该方案具有0.30kPa的背压裕量。

2、数值模型及边界条件

描述直接空冷岛空气流动和换热的连续性方程、动量方程、能量方程，以及描述壁面的导热微分方程可以统一写成式(1)的通用形式[13]。动量方程采用Realizable k-ε双方程湍流模型，并考虑由于温度变化而导致的空气密度的变化和浮升力的影响。

div(ρUϕ)=div(Γϕgradϕ)+Sϕ (1)

式中，ρ为密度，kg/m3; ϕ为通用变量，可以代表u、v、w、T等求解变量； Γϕ为广义扩散系数；Sϕ为广义源项；U为速度矢量，m/s。

根据文献[14],计算区域的范围为(-800,-800,0)m～(800,800,800)m。控制微分方程的离散化采用有限容积法。大气边界层内沿高度方向，环境风速分布为梯度风；采用速度入口边界条件，编写用户自定义函数(UDF)程序。DACC采用fluent散热器模型。

3、结果及分析

对静风状态和不同环境风速风向下3种空冷岛的DACC性能进行数值模拟。得到每台机组各风机的风量和机组总风量、各散热器的散热量、DACC总散热量和平台换热效率，各风机和散热器入口和出口温度、温度变化值及热风回流率，每台机组的背压等。

3.1静风工况

表3为TRL工况静风状态下，各方案的两台机组的总风量、总散热量、热风回流率、百分比和相对差值的模拟结果。由表3可见，静风状态下，不同布置方案的空冷岛通风量及换热量之间的差别很小，均在1%以内，热风回流率很低。

表4为3种空冷布置方案下，两台机组在风筒入口和风筒出口处的全压。风筒出口全压与风筒入口全压的差值可近似认为是风机的全压或系统总阻力。由表4可见，A、B、C 3个方案之间的风机平均全压差很小，最大约为1.0Pa。以方案A为基准，最大相对差值在1.19%左右。A、B、C 3个方案之间的最大风机平均静压差约为0.87Pa。根据风机性能曲线可知，各空冷方案的风机总风量差别较小，与表3得到的结论基本一致。

3.2考核风速(5m/s环境风速)

不同空冷方案在考核风速、不同风向角下的机组背压如图3所示，图3中左侧为1号机组背压，右侧为2号机组背压。两台机组的背压曲线大致对称。不利风向为炉后和侧炉后来风。由于侧炉后来风造成的1号和2号机组的高背压并不同时出现，因此，炉后来风为最不利风向。

为掌握两台机组的整体性能，同时消除模拟中机组间存在的计算误差，采用两台机组的平均背压进行方案间的比较。不同空冷方案在考核风速、不同风向角下的机组背压，如图4所示。

表3 3种空冷岛方案的通风量和换热量比较

表4 3种方案不同位置处的全压和静压

图3考核风速、不同风向角下各方案的机组背压(kPa)

由图4可见，考核风速各风向下，与方案A相比，方案B机组背压较高。主进风侧风向下，方案B机组平均背压高于方案A约0.47kPa。炉后风向下，方案B机组平均背压高于方案A约1.06kPa。

考核风速各风向下，与方案A相比，方案C的机组背压较低。主进风侧风向下，方案C机组平均背压高于方案A约0.05kPa。炉后风向下，方案C机组平均背压低于方案A约1.27kPa。由于TRL考核工况下，方案C蒸汽侧总阻力裕量为0.30kPa,因此，主进风风向下，方案C的机组背压可比常规布置方案A低约0.25kPa。炉后风向下，方案C的机组背压可比常规布置方案A低约1.57kPa。

图4考核风速、不同风向角下各方案的机组平均背压(kPa)

数值计算中，各方案采用相同的DACC冷凝温度。由于未考虑方案间的汽侧阻力差，实际上降低了方案C的计算ITD值，使得其计算结果偏于保守。另外，模拟中，各方案DACC考核点风速相同。而实际运行中，在相同的环境风速下，由于方案C的考核点位置较低，对应的风速也较低，有利于空冷岛的换热。综上所述，考核工况最不利风向下，方案C为最优方案。

3.3 8m/s和12m/s环境风速

在8m/s和12m/s环境风速、不同风向角下，各方案的机组平均背压对比如图5所示。总体而言，高风速下，方案A的背压较低。

图5 8m/s和12m/s环境风速、不同风向角下各方案的机组平均背压(kPa)

综上所述，环境风出现时，由于不同空冷岛方案的空冷单元布置型式不同，导致空冷岛的通风量、换热量和机组背压出现一些差异。不同环境风速下，规律有所不同。

4、结论

本文依托晋能保德2×660MW直接空冷项目，仅在空冷单元型式、散热器和风机位置不同，其它条件完全相同的情况下，对TRL工况3种空冷岛的流动和换热性能进行了数值模拟、分析和研究，确定了最佳的空冷岛方案。小结如下：

(1)静风状态下，不同布置方案的空冷岛通风量及换热量之间的差别很小，均在1%以内。3个方案之间的风机平均全压差很小，最大约为1.0Pa。

(2)当环境风出现时，由于空冷单元布置型式不同，导致空冷单元和空冷岛的通风量、换热量和机组背压出现一些差异。不同环境风速下，规律有所不同。

(3)TRL考核风速各风向下，与方案A相比，方案B机组背压较高。主进风侧风向下，方案B机组平均背压高于方案A约0.47kPa。炉后风向下，方案B机组平均背压高于方案A约1.06kPa。

(4)TRL考核风速各风向下，与方案A相比，方案C机组背压较低。主进风侧风向下，方案C机组平均背压高于方案A约0.05kPa。炉后风向下，方案C机组平均背压低于方案A约1.27kPa。

(5)TRL考核工况下，方案C蒸汽侧总阻力低于方案A约0.30kPa。当考虑此背压裕量时，主进风风向下，方案C的机组背压可比常规布置方案A低约0.25kPa。炉后风向下，方案C的机组背压可比常规布置方案A低约1.57kPa。

考核风速下，3种直接空冷岛方案中，方案C为最优方案。

参考文献：

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[14] JGJ/T 338-2014建筑工程风洞试验方法标准[S].北京:中国建筑工业出版社, 2014.

基金资助：中央高校基本科研业务费专项资金(2011JBM266)；

文章来源：石磊,余喆,薛海君等.不同单元型式的直接空冷岛数值试验对比研究[J].汽轮机技术,2023,65(04):271-274+282.

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