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      提高汽輪發(fā)電機定子烘房能效的研究

      2019-10-08 06:10:36汪臘珍潘衛(wèi)國王文歡潘衍行
      發(fā)電設(shè)備 2019年5期
      關(guān)鍵詞:噴口熱風(fēng)氣流

      汪臘珍, 潘衛(wèi)國, 王文歡, 秦 嶺, 潘衍行

      (1. 上海電力學(xué)院 能源與機械工程學(xué)院, 上海 200090;2. 上海發(fā)電環(huán)保工程技術(shù)研究中心, 上海 200090)

      近年來,在電力、鋼鐵、化工等現(xiàn)代化程度相對發(fā)展較快的工業(yè)領(lǐng)域,出現(xiàn)了很多以高效節(jié)能生產(chǎn)為目標(biāo)的研究成果[1-2]。在裝備制造業(yè)中,汽輪發(fā)電機定子烘焙是一個高耗能、高排放的環(huán)節(jié)之一,降低烘焙過程的能耗和成本,提高工件烘焙質(zhì)量是烘焙技術(shù)發(fā)展的主題之一。

      劉洪偉等[3-4]在汽輪發(fā)電機定子線圈、線棒的制造設(shè)備、工裝工具和工藝方面進(jìn)行創(chuàng)新與改進(jìn)。史進(jìn)淵[5]對大型汽輪發(fā)電機定子線圈F級絕緣的老化因子與加速壽命進(jìn)行了預(yù)測。DEPREE N等[6-7]通過熔爐建模來研究連續(xù)退火爐中的溫度,以優(yōu)化熱處理質(zhì)量、工廠產(chǎn)量和能耗。靳慧勇等[8-9]通過對多風(fēng)路空冷汽輪發(fā)電機定子內(nèi)的流體流動與傳熱進(jìn)行數(shù)值模擬。在定子的烘焙過程中容易出現(xiàn)蒸汽耗量大、熱效率低、烘干成本高等一系列問題[10],烘房是定子加熱的必備設(shè)施,在烘房的設(shè)計過程中,通常只關(guān)注烘焙的時間長短,而忽視了烘房的熱效率。

      筆者通過對某電廠汽輪發(fā)電機定子烘焙過程進(jìn)行能效測試,以求得烘房的熱效率,并通過實驗和數(shù)值模擬尋求提高烘房能效的方法。

      1 能效測試

      該廠定子烘房烘焙包含定子嵌線三次烘焙,分別是在下層線圈入槽后(第一次烘焙)、上層線圈入槽后(第二次烘焙)、鼻端絕緣后(總烘焙),筆者測量的烘焙工藝是第二次烘焙。烘房加熱系統(tǒng)由主、輔熱風(fēng)系統(tǒng)組成。烘房內(nèi)室有效尺寸為14 000 mm×6 400 mm×7 400 mm,設(shè)備基本參數(shù)見表1。

      表1 設(shè)備的基本情況

      2 散熱損失分析

      2.1 散熱損失計算

      圖1為烘房熱風(fēng)管道示意圖。

      圖1 烘房熱風(fēng)管道示意圖

      表2為紅外線熱成像儀測量的各區(qū)域溫度。當(dāng)烘房溫度分別達(dá)到80 ℃、130 ℃時,烘房內(nèi)部會進(jìn)行保溫處理,故在這兩個保溫階段進(jìn)行測量,計算在這兩個階段的散熱損失,最后取平均值來計算烘房工作期間的散熱損失。

      表2 各區(qū)域溫度測量結(jié)果 ℃

      假設(shè)環(huán)境溫度為25 ℃,計算得到烘房溫度對應(yīng)的各部分散熱損失見表3。

      表3 烘房各部分散熱損失 kJ/h

      2.2 熱量輸入

      該工件第二次烘培時間總計為45.58 h,蒸汽加熱箱一直處于額定功率運行,保障工件加熱的均勻性。利用三相智能電量儀,記錄了烘房在定子加熱期間的用電量,測得定子此次烘焙用電量為2.723 76×107kJ。額定功率下,主蒸汽加熱箱蒸汽質(zhì)量流量qm1為1 200 kg/h,蒸汽溫度為150 ℃;輔蒸汽加熱箱蒸汽質(zhì)量流量qm2為600 kg/h,蒸汽溫度為150 ℃。主蒸汽加熱箱的供熱量Qzq可根據(jù)下式估算:

      Qzq=qm1(c1t1-c2t2)

      (1)

      式中:c1、c2分別為換熱前、后主蒸汽的比熱容,kJ/(kg·K);t1、t2分別為換熱前、后主蒸汽的溫度,℃。

      輔蒸汽加熱箱的供熱量Qfq可根據(jù)下式計算:

      Qfq=qm2(c1t1-c3t3)

      (2)

      式中:c3為換熱后輔蒸汽的比熱容,kJ/(kg·K);t3為換熱后輔蒸汽的溫度,℃。

      該烘房整體輸入熱量Qsr為:

      Qsr=Qd+Qzq+Qfq

      (3)

      式中:Qd為電能產(chǎn)生的熱量,kJ/h。

      2.3 熱量輸出

      2.3.1 加熱定子的有效熱

      發(fā)電機定子材質(zhì)為硅鋼,其質(zhì)量md為66 000 kg、比熱容cg為0.46 kJ/(kg·K),定子被加熱有效熱可按下式計算:

      Qyx=md(tout1-tin1)cg/τ

      (4)

      式中:tin1為工件進(jìn)入退火爐的初始溫度,℃;tout1為工件保溫溫度,℃;τ為工件加熱至保溫溫度的時間,h。

      2.3.2 砌體蓄熱

      估算砌體材料為石棉,其體積Vqt為95.05 m3、密度ρqt為80 kg/m3、比熱容cqt為0.8 kJ/(kg·K),故砌體蓄熱為:

      Qxu=Vqtρqtcqt(tout2-tin2)/τqt

      (5)

      式中:tin2、tout2為加熱前、后砌體的溫度,℃;τqt為砌體加熱至保溫溫度的時間,h。

      2.3.3 熱平衡對比結(jié)果

      烘房輸入熱量為1 255 934.01 kJ/h,列出該定子加熱過程的輸出熱量表,具體見表4。

      表4 輸出熱量表

      該烘房的熱效率為76.15%,烘房的熱效率反映了熱能的利用情況,是評價烘房的重要指標(biāo)[11]。熱損失主要在于該烘房設(shè)備、管道處,假設(shè)在烘房溫度達(dá)到130 ℃,管道外壁的溫度控制在38 ℃,求得各管道散熱損失見表5。由此計算烘房設(shè)備、管道總共散熱損失為112 464.6 kJ/h,散熱損失率為8.95%,較原始散熱損失率(14.18%)降低了5.23百分點。

      表5 管道外壁溫度為38 ℃時的散熱損失 kJ/h

      3 內(nèi)部傳熱的數(shù)值模擬

      3.1 物理模型

      烘房外部結(jié)構(gòu)和尺寸見圖2,烘房前墻上有一個圓形輔熱風(fēng)進(jìn)口,烘房頂部有10個矩形的主熱風(fēng)進(jìn)口。烘房外墻鋪設(shè)有用石棉做成的保溫層,保溫層厚度為500 mm。烘焙定子為600 MW水氫冷定子鐵心,長度為6 300 mm,最大水平高度為5 346 mm。

      圖2 烘房外部結(jié)構(gòu)和尺寸

      3.2 數(shù)學(xué)模型

      筆者主要模擬烘房內(nèi)熱空氣的流動與傳熱,將熱空氣作為可壓縮理想氣體,空氣在烘房內(nèi)的流動滿足連續(xù)性方程、動量方程和能量方程[12],空氣在烘房內(nèi)的流動為紊流,湍流模型選用標(biāo)準(zhǔn)k-ε模型[13]。

      3.3 網(wǎng)格劃分和邊界條件

      計算區(qū)域為整個烘房區(qū)域,按照實際烘房尺寸進(jìn)行建模,利用ANSYS ICEM軟件對模型進(jìn)行網(wǎng)格劃分,網(wǎng)格采用六面體結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格,后墻輔助熱風(fēng)進(jìn)口部分采用O形網(wǎng)格技術(shù)進(jìn)行處理[11],網(wǎng)格數(shù)量為12萬,三維網(wǎng)格劃分見圖3。

      圖3 烘房計算區(qū)域網(wǎng)格劃分示意圖

      輔助熱風(fēng)進(jìn)口和主熱風(fēng)進(jìn)口均采用速度入口邊界條件,出口采用壓力出口,出口表壓為大氣壓力,模擬計算其他條件見表6。

      表6 模擬計算其他條件參數(shù)

      為了評定烘房內(nèi)部流場及溫度場的分布是否合理,以比較不同的調(diào)整方案的優(yōu)劣,按照圖4所示的位置選取縱向截面對流場及溫度場進(jìn)行分析。

      圖4 縱向截面示意圖

      3.4 模擬結(jié)果分析

      3.4.1 原始設(shè)計方案

      對原始設(shè)計方案進(jìn)行模擬的結(jié)果見圖5。

      圖5 原始設(shè)計模擬結(jié)果

      由圖5可得:原始設(shè)計方案中,烘房內(nèi)部熱風(fēng)在靠近烘房前墻部分產(chǎn)生了堆積,導(dǎo)致前墻部分溫度比后墻部分溫度高,前后溫度分布不均;截面3速度集中在四周,中心位置速度較小,并且從速度矢量圖中可以看出,靠近輔助熱風(fēng)進(jìn)口位置截面矢量圖分布稀疏,空氣在烘房內(nèi)部擾動較小,導(dǎo)致熱風(fēng)與烘房內(nèi)部加熱工件換熱較差;截面3高溫區(qū)域主要集中在中心偏上位置,而加熱的工件往往處在烘房下部,可能導(dǎo)致工件上部區(qū)域受熱比下部區(qū)域受熱多,工件受熱不均勻。為了得到理想的烘房氣流分布和溫度分布,對烘房的噴口進(jìn)行優(yōu)化調(diào)節(jié)。

      3.4.2 調(diào)節(jié)方案

      (1) 改變噴口射流方向。

      將主熱風(fēng)噴口方向調(diào)整為斜向下60°噴入烘房,噴入角度見圖6。

      圖6 主熱風(fēng)噴入示意圖

      按照此設(shè)計方案對烘房進(jìn)行了模擬,結(jié)果見圖7。

      圖7 改變噴口射流方向模擬結(jié)果

      由圖7可得:只有輔助熱風(fēng)進(jìn)口位置的速度分布集中在中心位置,截面1、2的速度分布并不均勻,傾斜的噴口會導(dǎo)致高溫更加偏向烘房中心偏上的位置,由于傾斜的噴口導(dǎo)致在烘房中心偏上位置形成兩個渦旋,將熱氣流整體抬升;并且在靠近烘房前墻位置的溫度分布均勻度低于原始設(shè)計方案。

      (2) 改變噴口面積。

      圖8為保持主熱風(fēng)的風(fēng)量不變的情況下,噴口面積縮小10%后的模擬結(jié)果。

      圖8 改變噴口大小模擬結(jié)果

      由圖8可得:縮小主熱風(fēng)噴口對改善烘房內(nèi)部氣流和溫度有著顯著效果,縮小噴口面積后,烘房內(nèi)部氣流分布均勻,溫度分布相對合理。在保持熱風(fēng)風(fēng)量不變的情況下,縮小噴口面積會使噴入烘房的主熱風(fēng)速度顯著增加,原始設(shè)計方案下的噴口噴入速度過小,導(dǎo)致噴入的熱風(fēng)與輔助熱風(fēng)不易形成強烈的紊流,流場擾動不夠強烈;垂直噴入的高速主熱風(fēng)與水平方向噴入的輔熱風(fēng)在擾動作用下形成渦旋,并且氣流混合更加均勻??s小噴口后,前墻溫度依然比后墻溫度高,主要是烘房出風(fēng)口位于烘房靠近后墻部分,在烘房靠近前墻部分集聚了較多的熱空氣,導(dǎo)致烘房靠近前墻的位置溫度稍高;但是改變噴口面積后,烘房溫度分布更加均勻合理。

      3.4.3 換熱量分析

      分別取截面1、2、3中高度為定子高度的溫 度平均值作為氣流溫度、速度平均值作為氣流速度,根據(jù)數(shù)值模擬結(jié)果:原始工況氣流溫度、改變噴射角度后氣流溫度、縮小噴口面積后氣流溫度分別為49.90 ℃、149.84 ℃、149.98 ℃,原始工況氣流速度、改變噴射角度后氣流速度、縮小噴口面積后氣流速度分別為1.71 m/s、1.66 m/s、1.81 m/s。

      取環(huán)境溫度為20 ℃,溫度變化本身不大,所以忽略溫度變化對物性參數(shù)的影響,計算得到改變氣流噴射角度后換熱量相對于原始工況換熱量減少了2.41%,縮小噴口面積后換熱量相對于原始工況換熱量增加了4.75%,說明改變氣流噴射角度對于增加換熱量并沒有貢獻(xiàn),反而會減小換熱量;縮小噴口面積,增大噴射速度,可使換熱量增加。

      4 結(jié)語

      筆者通過實驗和數(shù)值模擬以提高烘房能效,即降低烘房外在的散熱損失和強化烘房內(nèi)部流場的均勻性,并得出如下結(jié)論:

      (1) 通過對發(fā)電機定子烘房的能效測試發(fā)現(xiàn),整個烘房的散熱損失占比最大的是烘房設(shè)備、管道的散熱損失,占14.18%,假如在其他條件不變的情況下,烘房管道外壁溫度降到38 ℃,該區(qū)域的散熱損失率將降低5.23百分點。

      (2) 原始設(shè)計方案中,在烘房的前墻部分熱風(fēng)產(chǎn)生了堆積,前后溫度分布不均勻,并且烘房氣流擾動不強,與工件換熱不強烈。

      (3) 將主熱風(fēng)噴口方向調(diào)整為斜向下60°噴入烘房,使高溫區(qū)域提高到了烘房中心線以上,不利于與工件的換熱;將主熱風(fēng)噴口縮小10%,烘房內(nèi)產(chǎn)生渦流,氣流擾動明顯,烘房溫度分布較為均勻,氣流與工件的換熱量提高4.75%。

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