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行創(chuàng)新與改進。史進淵[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。當烘房溫度分別達到80 ℃、130 ℃時，烘房內(nèi)部會進行保溫處理，故在這兩個保溫階段進行測量，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[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)進口，烘房頂部有10個矩形的主熱風(fēng)進口。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，湍流模型選用標準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行建模，利用ANSYS ICEM軟件對模型進行網(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)進口部分采用O形網(wǎng)格技術(shù)進行處理[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)進口和主熱風(fēng)進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。縮小噴口后，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，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%。