基于cfd的直接空冷機組外部流場數(shù)值模擬

基于cfd的直接空冷機組外部流場數(shù)值模擬

0外部環(huán)境的影響熱能發(fā)電研究所的空冷機械技術（以下簡稱空冷技術）是近年來發(fā)展最快的工業(yè)節(jié)水技術之一。該技術使電廠的耗水量節(jié)省80%以上,以2×600MW機組為例,年節(jié)約水資源將達到1300萬噸,可見其節(jié)水效果相當顯著。而直接空冷機組的運行特點決定了其運行過程必然受到外界環(huán)境的影響,外界環(huán)境對直接空冷機組的經(jīng)濟性及安全性有極大的影響,這直接制約了直接空冷機組在我國的發(fā)展。文中以內(nèi)蒙古達拉特旗電廠600MW直接空冷機組為例,對其進行數(shù)值研究,分析不同環(huán)境風對其換熱的影響。1數(shù)值建模1.1空冷島的設計整個空冷島由8×8個空冷凝汽器組成,空冷凝汽器的核心部件是與豎直方向各成30°的單排并列換熱器管束組成的A型換熱器。A型換熱器頂部是蒸汽分配管(直徑×厚度=3020mm×11mm,A型下方左右兩側(cè)是凝結水收集管,正下方是冷卻風機,風機直徑為9.144m,并配有高為2.74m的風筒(見圖1)。空冷平臺的高度為50m,平臺下方為43m高、直徑4.75m的16根支撐柱;擋風墻高×寬(12.8m×0.2m),擋風墻距凝汽器(即過道)1.2m;空冷島總高(Z方向)62.8m,總寬(X方向)91.7m,總長(Y方向)92.24m;鍋爐房長×寬×高(40m×60m×85m);汽機房長×寬×高(40m×92m×35m)且距空冷島14m;模型總長×寬×高為(550m×550m×260m)(見圖2)。1.2網(wǎng)格無關性驗證利用FLUENT自帶的網(wǎng)格劃分軟件對模型進行網(wǎng)格劃分(見圖3)。為了減少網(wǎng)格數(shù)量,采用了分塊劃分方法,盡量采用結構化網(wǎng)格,對無法用結構化網(wǎng)格的局部采用非結構化網(wǎng)格。局部關鍵區(qū)域進行細化,通過采用不同網(wǎng)格劃分,驗證了網(wǎng)格無關性。最后得到網(wǎng)格數(shù)為170多萬。1.3計算模型的建立由于計算區(qū)域的高度差較大,因此有必要考慮體積力的作用,本模型的豎直方向為Z軸,在Z方向設定重力加速度。模型下部為壁面,模型上方設為壓力出口,當有橫向風時設為速度進口以模擬自然環(huán)境;模型四周設為速度入口,當有橫向風時進風側(cè)為速度入口,出風側(cè)為壓力出口;鍋爐、汽機房均設為固體邊界;凝汽器間由墻體隔開;凝汽器換熱管束采用多孔介質(zhì)邊界條件,風機用無限薄的圓面代替,采用風扇入口。1.3.1大氣邊界層函數(shù)文章通過設置不同的風向入口角,來實現(xiàn)不同的環(huán)境風向?？紤]到平均風速與高度之間關系,利用大氣邊界層函數(shù)即迪肯(Deacon)的冪定律:ui=u0(zi/z0)a(1)式中,z0為氣流達到均勻流時的高度;u0為z0處來流平均風速,文中u0取當?shù)貧庀箫L速;zi為任意高度;ui為zi處平均風速;a為地面粗糙系數(shù),粗糙度越大a越大,文中取0.16。1.3.2結構方程的修正本模型中的散熱器處理為多孔介質(zhì),換熱管束采用多孔介質(zhì)邊界條件,且屬于簡單、均勻的多孔介質(zhì),需要確定每個方向上的1/α(黏性阻力系數(shù))和C2(慣性阻力系數(shù))。二者計算的關鍵是找出動量方程中應附加的源項與空氣自由流速度的關系,即根據(jù)實驗測得的散熱器阻力性能數(shù)據(jù)求阻力系數(shù)。根據(jù)實際測試的翅片散熱器阻力特性數(shù)據(jù)擬合得到阻力與散熱器法向速度u之間的關系式(1)考慮多孔介質(zhì)即散熱器的厚度為0.2m,得到散熱器法向方向單位長度阻力損失與自由流速度之間的關系為式(2),式(2)對比簡化的多孔介質(zhì)的動量方程(3)可以求出1/α和C2為3375757和24.3,但在數(shù)值模擬中發(fā)現(xiàn),空冷凝汽器的迎面風速要比實際空冷凝汽器的迎面風速2.16m/s大,本文為了滿足空冷凝汽器迎面風速與實際迎面風速相近,將1/α和C2最終修改為3290000和115。Δp=2.4543u2+13.368u(2)ΔpΔx=12.2715u2+66.84u(3)Si=-(μαui+C212ρ|ui|ui)(4)式中,Si是第i個(x、y或z方向)動量方程中的源項;ρ為流體的密度;μ為流體動力黏性系數(shù);式中1/α為黏性阻力系數(shù);C2是慣性阻力因子;u為速度,i=1,2,3;Δp為壓力損失;Δx為散熱器厚度。1.4流體動力本構方程該模型是一個包含有風機,多孔換熱器和防風網(wǎng)的復雜三維不可壓湍流流動過程,文章選用標準k-e方程考慮模型區(qū)域的湍流運動。用到的控制方程主要有連續(xù)性方程、本構方程、N-S方程、湍流動能方程k、擴散方程e:連續(xù)性方程:?ρ?t+??(ρ→v)=0(5)本構方程:τij=2μεij-23μ??→vΙij(6)N-S方程:ρduidt=ρfi-?p?xi+μ?2ui?xj?xj(7)湍流動能方程k:ˉuj?k?xj=Ck??xj(k2ε?k?xj)-ˉui′uj′?ˉui?xj+υ?2k?xj?xj-ε(8)擴散方程e:ˉuj?ε?xj=??xj[Cεk2ε?ε?xj+υ?ε?xj]+Cε1εk(-ˉui′uj′)?ˉui?xj-Cε2ε2k(9)其中,ρ為流體密度,kg/m3;→v為速度矢量;τij為應力張量;εij為應變率張量;P為壓強;μ為流體動力黏性系數(shù);u為速度,i、j=1,2,3;u′、ˉu分別為瞬時速度、時均速度;Ck=0.225,Cε=0.13,Cε1=1.45,Cε2=1.92。1.5顯著風速下5/s風向的選取機組所在地多年平均風速3m/s,大風出現(xiàn)的頻率較大。在夏季空氣干球溫度為32℃,不利風向風速為5m/s。由干球溫度≥26℃,瞬時風速≥4m/s各風向出現(xiàn)次數(shù)和頻率選取出現(xiàn)次數(shù)和頻率較大的8個風向:W、WNW、WN、NNW、N、E、ESE、SSE,分別對其進行研究(如圖4所示)。為了表述方便,首先對64個空冷單元進行編號,用F(i、j)表示對應的空冷單元,i、j分別代表該單元所在的行與列,如圖5所示。2計算結果和分析2.1不穩(wěn)定區(qū)域c文章研究的是機組在TRL(考核)工況下空冷島的換熱量,其設計參數(shù)為:環(huán)境溫度32℃、凝結水溫度67.7℃、過冷度1℃、排汽熱量812.7MW?？绽鋶u換熱量的計算公式如下:Qd=n?Qn(10)Qn=D?(Τd-Τa)?η?Cp(11)式中,Qd為空冷島換熱量,MW;Qn為單個空冷凝汽器的換熱量,MW;n為空冷島所含凝汽器的個數(shù);D為單個空冷凝汽器的空氣流量,kg/s;Td為凝汽器內(nèi)蒸汽溫度,℃;Ta為環(huán)境溫度,℃;η為凝汽器換熱效率;Cp為空氣定壓比熱,J/(kg·℃)。由于文章主要研究環(huán)境風對空冷島換熱量的影響程度,所以可假設空氣經(jīng)過散熱器后溫度與凝結水溫度相同,即假設η=1。其計算還需假設條件:(1)傳熱系數(shù)不變;(2)各流體的流量不變;(3)各流體比熱不變;(4)各流體不發(fā)生相變;(5)散熱損失不計。2.2空冷島的供熱環(huán)境文章研究了8個風向下的典型風速0、2m/s、3m/s、4m/s、5m/s、6m/s、9m/s、11m/s對空冷島換熱效率的影響,得出不同風向、不同風速對空冷島的換熱效率的影響。文中的換熱效率等于各個風向下不同風速時計算所得的空冷島換熱量與風速為0時換熱量的比值,而不是與實際排汽熱量的比值(見圖6)。從圖中可以看出每種風向?qū)绽鋶u換熱的影響程度是不同的,其中西風(爐后來風)對本機組的影響最大,稱其為最不利風向。從圖中可以看出越是偏向西的風對空冷島的影響程度越大;在發(fā)生頻率較大的8種風向中越是偏向東的風對空冷島的換熱影響越小,這與雷和平等所寫文章中得到的“直接空冷平臺的布置,其平臺正面應基本對準主導風向,或至少爐后來風避開主導風向”是一致的。其中北風、西北偏西風、西北偏北風在風速達到7m/s左右時,空冷島的換熱效率下降程度較其它風速明顯,這與張海新在第三屆全國火電廠空冷專題會上提出的“除了爐后來風的影響較大外,從已運行電廠的資料顯示,有較大風時,平行于汽機房A列的環(huán)境風對空冷機組背壓影響也較大”相吻合。導致出現(xiàn)以上結果的主要原因是因為,在不同的環(huán)境風向和環(huán)境風速下形成的熱風回流和倒灌的程度不同。2.2.1熱風回流與汽器內(nèi)部熱空氣混合關系由于直接空冷凝汽器在換熱后,周圍的空氣溫度上升,這種已被加熱的空氣又被風機再次吸入與散熱器換熱的現(xiàn)象;或者由于環(huán)境風的作用,將上風向熱源加熱的空氣被風機再次吸入并重新參與換熱的現(xiàn)象稱之為熱風回流,熱風回流對機組的經(jīng)濟和安全運行極為不利。倒灌是指當環(huán)境風速較大時出現(xiàn)的空冷凝汽器內(nèi)的部分熱空氣逆向流動與剛?cè)肟诘睦鋮s空氣混合的現(xiàn)象。下面以北風為例,研究風速與熱風回流和倒灌的關系。圖7中凝汽器的入口溫度去風扇平面的平均溫度,從圖中可以看出當環(huán)境風速小于等于3m/s時,幾乎沒有倒灌現(xiàn)象發(fā)生,只有熱風回流出現(xiàn),且當橫向風的速度不斷增加時,熱風再回流的影響越來越大,回流區(qū)域由尾部擴大到整個平臺,同時回流的溫度也越來越高。熱風回流主要發(fā)生在空冷島的第1列和第8列,且沿著環(huán)境風的方向空冷凝汽器的熱風回流程度逐漸加重,此時影響空冷島換熱效率的主導因素是熱風回流。隨著風速的提高,發(fā)生倒灌的空冷凝汽器數(shù)量在增加,發(fā)生倒灌的空冷凝汽器多為迎風側(cè)的凝汽器,當風速介于3m/s到6m/s之間時,熱風回流與倒灌共同影響空冷島的換熱效率。從圖中可以看出環(huán)境風速大于等于6m/s時空冷島發(fā)生熱風回流的空冷凝汽器的數(shù)量在隨著風速的增大而減少,而發(fā)生倒灌的凝汽器數(shù)量在逐步增加,此時影響空冷島換熱效率的主導因素為倒灌。2.2.2風機入口采用改造的方法由圖4可以看出8種發(fā)生頻率較高的風向中,對空冷島換熱最不利的風向是西風(爐后風)。由空氣動力學知識可知,當自然風從鍋爐房和汽機房后方吹來時,熱空氣在汽機房上部形成一個巨大的尾流區(qū)(見圖8)。在空冷島與汽機房相鄰的一側(cè),由于該區(qū)域的風機抽吸和汽機房背部形成的渦流區(qū)的共同作用,在該區(qū)域形成一個局部負壓區(qū),使附近空冷散熱器排出的部分熱風又被抽吸到風機的入口,加之從鍋爐后方吹來的風本身要比環(huán)境空氣的溫度高,所以導致該區(qū)域的風機入口溫度升高較多。同時,當環(huán)境風通過鍋爐汽機房后,在其后方形成較大的水平渦流區(qū),使得空冷島下方的流場非?；靵y(見圖9),風機入口抽風困難。而在空冷島外側(cè),大風在空冷島后部形成一個較強的尾跡回流區(qū)并發(fā)展成很強的渦流,在空冷島擋風墻的下風側(cè)也形成水平渦流,進而將熱風抽回這一區(qū)域的風機入口,使得這一區(qū)域的進風口空氣溫度隨之升高。2.2.3空冷凝汽器風機處理壓力加當有平行于A列的橫向自然風通過空冷平臺時,由于遇到鍋爐和汽機房以及空冷島的阻擋,使得環(huán)境風的通流面積減小。由流體力學知識可知,通流面積減小時環(huán)境風速將增大,尤其在空冷島與主機房之間的狹小區(qū)域環(huán)境風速將變得更大。由流體力學知識可知,當風速增加時,周圍區(qū)域的壓力將減小,出現(xiàn)負壓區(qū),使得空冷凝汽器風機入口處于負壓區(qū),風機的抽風量減小,而且鍋爐側(cè)的空冷凝汽器的熱風回流將更加嚴重,空冷凝汽器的換熱效率降低。因此在較大的平行風出現(xiàn)時,臨近鍋爐和汽機房側(cè)的空冷凝汽器的換熱效率將大幅度減小,導致整個空冷島的換熱效率降低(見圖10)。3空冷島換效率研究文章較為全面地分析了空冷島外部流場特性,研究了環(huán)境風作用時空冷島的外部流場的特性及換熱效率。分析了環(huán)境風速、風向?qū)绽鋶u外部流場及換熱效率的影響,并對熱風回流、倒灌、爐后來風和平行A列的環(huán)境風進行了重點研究。通過本文的研究可以得出以下結論:(1)環(huán)境橫向風對空冷島外部流場和換熱效率的影響非常大,且不同