燃机联合循环机组直接空冷凝气器选型优化

华电技术ＨｕａｄｉａｎＴｅｃｈｎｏｌｏｇｙ

Ｖｏｌ．４０　Ｎｏ．５　Ｍａｙ．２０１８　

燃机联合循环机组直接空冷凝气器选型优化

邱永罡

（上海电气电站集团工程公司，上海　２０１６１２）

摘　要：根据传热学基本原理，建立空冷器初始温差（ＩＴＤ）和迎面风速对直接空冷凝汽器（ＡＣＣ）换热面积和耗电量的影响的数学模型。以某Ｆ级一拖一联合循环项目直接空冷机组为例，计算不同的ＩＴＤ和迎面风速对于电厂净出力和空冷凝汽器换热面积的影响，从而获得最佳的空冷凝汽器选型参数。

关键词：直接空冷凝汽器；传热系数；迎面风速；ＩＴＤ；换热面积；净出力；ＡＣＣ耗电量

中图分类号：ＴＫ１７２　　　文献标志码：Ａ　　　文章编号：１６７４－１９５１（２０１８）０５－００１３－０４

０　引言

直接空冷系统作为汽轮机排汽的主要冷却方案之一，在国内外的应用非常广泛。特别在干旱缺水的地区，如中东地区、国内的西北部地区等，需要减少水资源的损失，提升水资源的利用效率。直接空冷系统是一种兼具技术可行性与经济性的方案。

对于燃机联合循环电站，余热锅炉利用燃机的排烟产生蒸汽送入汽轮机发电。在一定的环境参数下，燃机出力和排烟能量是固定的，蒸汽侧的出力和效率取决于蒸汽循环的热力系统参数的优化选择，其中冷端的优化尤为重要。对于采用直接空冷系统的联合循环电站，空冷器初始温差（ＩＴＤ）和迎面风速的选择不仅影响汽轮机的出力、厂用电量，同时对空冷器换热面积的设计和造价也有直接的影响。冷端优化的目的是使机组的性能和成本间达到一个平衡点，使得电厂投资方获得最佳的经济效益。

本文主要研究空冷器的选型与联合循环项目性能、经济性之间的数学规律，并建立数学模型，通过计算获得不同选型参数对联合循环项目性能和经济性影响，得到最佳的冷端方案。

翅片管外表面积来表示，两个面积可以通过翅化比Ｋ和采用的换热面积基准对应，采用以光进行换算；

管外表面积为基准的换热系数为Ｋ，采用以翅片管０外表面积为基准的换热系数为Ｋ。ｆ

２］

Ｑ可以通过汽轮机的排汽参数进行计算［：

Ｑ＝ｑｈ）。ｍ（１－ｈ２

（２）

式中：Ｑ为热负荷，Ｗ；ｑｍ为汽轮机排汽质量流量，ｋｇ／ｓ；ｈＪ／ｋｇ；ｈ１为凝汽器进口蒸汽比焓值，２为凝汽器出口凝结水比焓值，Ｊ／ｋｇ。

Ｋ值的计算是传热方程计算的关键，由传热学的基本原理可知，总传热系数的倒数，即传热热阻，等于传热过程的各项分热阻之和。空冷凝汽器的传热热阻也可以看作由各项分热阻，从管内到管外“串联”而成。这些分热阻分别产生在不同的传热面积上。为了便于比较和计算，将其转换成以光管表面

３］

积为基准，总的热阻可以用下式来表达［，

ｂ１１１

＝１＋Ｒ＋＋１＋Ｒ。（３）ｉａ

ＫＦＦＦＦλｈｈ００ｉｗｍ０ｉａ

()()２

式中：ＫＷ／（ｍ·℃）；ｈ０为光管换热系数，ｉ为以管２内表面积为基准的管内膜传热系数，Ｗ／（ｍ·℃）；２Ｒｍ·℃／Ｗ；ｂ为管壁厚度，ｍ；ｉ为以管内污垢热阻，

１　空冷凝汽器的数学模型

１．１　空冷凝汽器传热系数的计算

１］

空冷凝汽器的传热满足以下基本方程［，

Ｗ／（ｍ·℃）；ｈλｗ为管壁导热系数，ａ为以管外表面

２

Ｗ／（ｍ·℃）；Ｒ积为基准的管外膜传热系数，ａ为以２

管外污垢热阻，ｍ·℃／Ｗ；Ｆ，ＦＦｉｍ，０分别为管子２

ｍ。内、中、外表面积，

Ｑ＝ＫＡＴΔｍ。

（１）

空冷凝汽器管内为蒸汽凝结换热，根据努塞尔理论分析，蒸汽管内凝结放热系数可采用下式来表

４］

达［，

２３１／４

ｇｓｉｎφρλγｈ．１３×。ｉ＝１

（ｔ－ｔ）ｌμｓｗ

Ｑ为汽轮机排汽热负荷，Ｗ；Ｋ为总表面换热式中：

２２

系数，Ｗ／（ｍ·℃）；Ａ为换热面积，ｍ；ＴΔｍ为传热

对数平均温差，℃。

Ｑ由汽轮机的排汽参数对于空冷凝汽器来说：

决定；Ａ可以采用光管外表面积来表示，也可以采用

收稿日期：２０１８－０４－２４；修回日期：２０１８－０５－１５

()（４）

２

式中：ｇ为重力加速度，ｍ／ｓ；°；φ为翅片管倾角，３为凝结水密度，ｋｇ／ｍ；Ｗ／ρλ为凝结水导热系数，（ｍ·℃）；ｋＪ／ｋｇ；γ为排汽凝气潜热，μ为动力黏度，

　·１４·华电技术第４０卷　

Ｐａ·ｓ；ｔ℃；ｔ℃；ｌ为翅ｓ为排汽温度，ｗ为管壁温度，ｍ。片管长度，

管壁热阻Ｒｗ为以基管平均表面积为基准的管

５］壁本身的导热热阻［

２

ＡＣＣ光管换热面积，ｍ；Ｃ式中：０为Ａａ为空气比热，３

Ｊ／（ｋｇ·℃）；ｋｇ／ｍ；Ｋρ为空气密度，０为翅片管光

Ａ０２管换热系数，Ｗ／（ｍ·℃）；其中Ｚ＝为光管换热

Ａｗ面积和迎风面积的比，由空冷凝汽器的换热器的结构设计决定。

蒸汽在管内侧凝结换热过程中存在相变，则效

４］

：能［

Ｒ／。（５）λｗ＝ｂｗ

　　空冷凝汽器外侧与空气强迫对流换热，其换热系数一般由厂家通过试验提供。通过对翅片椭圆管

６］

，管外对束的放热系数和气流阻力进行实验论证［

流换热系数经验公式：

ε＝１－ｅ

－ＮＴＵ

＝

ｔΔａ

。（１３）

Ｎｕ＝０

．０４４Ｒｅ０．７１

，（６）

式中：Ｎｈａ

ｌｕ为努塞尔数，Ｎｕ＝λ；ｈａ为对流换热系数，ａ

Ｗ／（ｍ２·℃）；λａ为空气定温条件下的导热系数，

Ｗ／（ｍ·℃）；ｌ为翅片间距的特征长度，ｍ；Ｒｅ为雷诺数，Ｒｅ＝ｖｎｆ

ｖ，ｖｎｆ为凝汽器表面迎面风速，ｍ／ｓ，ｖａ为空ａ

气定温条件下的运动粘度，

ｍ２

／ｓ。由此：

ｈλａ(ｖ０．７１ａ＝０．０４４ｎｆ

ｌｖ。）

ａ

)（７１．２　直接空冷凝汽器耗电量的计算

直接空冷凝汽器（ＡＣＣ）的耗电主要来自于风

机，风机的电耗可用以下公式进行计算［４］

：

Ｎ＝Ｖｐ

１０００η。

（８）

１ηｅ

式中：

Ｎ为风机耗电量，ｋＷ；Ｖ为风量，ｍ３

／ｓ；ｐ为风机全压，Ｐａ；η１为风机效率，％；ηｅ为电机效率，

％。Ｖ＝Ａｗｖｎｆ

，（９）

式中：Ａｗ为ＡＣＣ的迎风面积，ｍ２

；ｖｎｆ

为ＡＣＣ的迎风风速，ｍ／ｓ。

其中：

Ｐ＝１６．２５ρｖ１．２４

ρｖ２

ｎｆ＋２

，（１０）ｖ＝Ａｗｖｎｆ

π

ｒ２。

（１１）

式中：１６．２５ρｖ１．２４

ｎｆ为Ａ

ＣＣ压损的经验公式，一般由厂家通过实测取得

［４］

２

；ρｖ２

为风机的动压头；ρ为空气密度，ｋｇ／ｍ３

，ｒ为风机半径，ｍ；ｖ为风机出口风速，ｍ／ｓ。

１．３　ＡＣＣ换热面积的计算

在给定迎面风速和翅片管几何尺寸的情况下，可以通过计算对应的换热系数Ｋ０，在换热系数不变的基础上应用ε－ＮＴＵ法（效能—传热单元数法）

计算空冷凝汽器的换热面积［４］

，

ＮＴＵ＝

Ｋ０Ａ０

ρｖ。

（１２）

ｎｆＡｗＣａ

ΔｔＩＴＤ

式中：Δｔａ为空气温升，℃；ΔｔＩＴＤ为空冷器初始温差，℃。

可以计算出不同的ＩＴＤ对应的Δｔａ

，则空冷凝汽器的光管换热面积

ＡＱＺ

０＝ρｖ，

（１４）

ｎｆΔｔａＣａ

空冷凝汽器的翅片管的换热面积

Ａｆ＝Ａ０

β，（１５）

式中：β

为翅化比，由翅片管的结构决定。通过以上计算公式，可以建立起ＡＣＣ选型参数对于换热面积和电耗影响的数学模型，作为冷端优化的基础。

２　冷端案例优化

某Ｆ级一拖一空冷联合循环项目，基本边界条件如下：设计年平均环境温度２８℃，相对湿度６０％，大气压１０１．３ｋＰａ；不同ＩＴＤ下汽轮机排汽参数如表１。

表１　不同ＩＴＤ下汽轮机的排汽参数

ＩＴＤ／℃背压／ｋＰａ排汽流量／

排汽比焓值／

（ｋｇ·ｓ－１

）

（ｋＪ·ｋｇ－１

）

２７

１５．８１０８．０６２４７５．２２６１５１０８．０６２４７１．１２５１４．３１０８．０６２４６７．７２４１３．６１０８．０６２４６４．４２３１３１０８．０６２４６１．８２２１２．４１０８．０６２４５９．０２１１１．８１０８．０６２４５６．６２０１１．２１０８．０６２４５４．４１９１０．６１０８．０６２４５４．４１８１０．１１０８．０６２４５９．０１７９．６１０８．０６２４５６．６１６９．１１０８．０６２４５４．４１５

８．７

１０８．０６

２４５２．３

　　ＡＣＣ基本参数：椭圆基管外形尺寸２１９ｍｍ（长外径）×１９ｍｍ（短外径），基管厚度１．５ｍｍ，材料为

　第５期邱永罡：燃机联合循环机组直接空冷凝气器选型优化·１５·　

碳钢；翅片尺寸１９ｍｍ×２００ｍｍ，翅片间距２．３ｍｍ，０ｍ；换热模块尺寸１１ｍ（管材料为铝；风机直径１长）×１３．４ｍ（宽）；翅化比１５．１７，光管面积和迎风面积比例系数Ｚ为８．７６；散热元件倾角φ为６０°；风机效率６０％，马达效率９２％；迎面风速分别取２，２．１ｍ／ｓ，２．２ｍ／ｓ，２．３ｍ／ｓ，２．４ｍ／ｓ，２．５ｍ／ｓ。ｍ／ｓ２．１　ＡＣＣ的ＩＴＤ和迎面风速对ＡＣＣ换热面积的影响

考虑到换热系数主要受迎面风速影响，ＩＴＤ的影响非常小。对于不同的迎面风速，不考虑管内和应的ＡＣＣ的风量和全压，进而算出ＡＣＣ的耗电量，

见图３。

表２　不同ＩＴＤ下汽轮机背压和毛出力

ＩＴＤ／℃２７２６２５２４２３２２背压／ｋＰａ１５．８１５．０１４．３１３．６１３．０１２．４汽轮机毛出力／ＭＷ

１３２．２６１３２．６９１３３．０５１３３．４０１３３．６８１３３．９７国外的污垢热阻，可以通过公式（３），（４），（５），（７），计算出不同的ＡＣＣ散热器的光管换热系数，如图１所示。

图１　翅片管光管换热系数随迎面风速的变化曲线

　　结合上面的换热系数计算结果，通过公式（１２），（１３），（１４），（１５）可以计算出不同的ＩＴＤ和迎面风速对应的换热面积，如图２所示。

图２　ＡＣＣ换热面积随迎面风速和ＩＴＤ的变化曲线

　　由计算结果可知：ＩＴＤ降低，则ＡＣＣ换热面积增加；迎面风速增加，则换热面积减小。２．２　ＡＣＣ的ＩＴＤ和迎面风速对机组性能的影响

对应不同的ＩＴＤ，可以通过全厂热平衡计算软

件计算出不同的背压和汽轮机的出力［

７－８］

。随着ＩＴＤ的降低，背压下降，燃机出力和排烟参数不变，余热锅炉产汽量和参数基本不变，汽机出力提高，见表２。

结合ＡＣＣ的换热面积，通过公式（８），（９），（１０），（１１）能够计算出不同的ＩＴＤ和迎面风速的对

２１１１．８１３４．２２２０１１．２１３４．４６１９１０．６１３４．６８１８１０．１１３４．８９１７９．６１３５．１０１６９．１１３５．２９１５

８．７

１３５．４６

图３　ＡＣＣ电耗随迎面风速和ＩＴＤ的变化曲线

　　由图３可知迎面风速越高，同样的ＩＴＤ下的风机耗电量、ＡＣＣ电耗也越高。

在考虑迎面风速和ＩＴＤ变化对于电厂性能的影响时，需要同时考虑背压对于毛出力的影响和ＡＣＣ电耗对于厂用电的影响。因此用扣除ＡＣＣ电耗的净出力作为评价电厂性能的指标，扣除ＡＣＣ耗电的净出力随迎面风速和ＩＴＤ的变化曲线见图４。

图４　汽轮机净出力随迎面风速和ＩＴＤ的变化曲线

　　由图４可知随着ＩＴＤ的降低，汽机净出力总体

是上升的趋势，但随着迎面风速的增大，风机的功耗

增大速度加快，当Ｉ

ＴＤ低于一定值时，净出力不仅没有上升，反而下降。这时候风机功耗的增加大于汽轮机毛出力的增加。

　·１６·华电技术第４０卷　

　　综合以上计算结果可以看到，随着ＩＴＤ的降低ＣＣ的换热面积汽轮机净出力整体呈上升趋势，但Ａ也将增加，从而导致初投资的上升。迎面风速降低，则厂用电降低，但换热面积将增加，初投资也将上升。因此，性能的提升往往以更多的初投资作为代价。最优的选型参数，是使得机组的性能和成本达到一个最佳的平衡点，从而获得最佳的经济效益。

３　ＡＣＣ的选型对全厂经济模型的影响

ＡＣＣ的选型对全厂经济性的影响主要体现在两方面：（１）对售电收入的影响，主要由电厂净出力的变化导致售电量的变化引起；（２）对初投资的影响，主要由ＡＣＣ的换热面积的变化引起。由于ＡＣＣ的选型对运维成本的影响很小，可以忽略。

为了评估Ａ

ＣＣ的选型对于全厂经济性的影响，需要首先建立ＡＣＣ选型对全厂经济性影响的数学模型。ＡＣＣ的选型主要对收入和初投资的有影响，两个因素的综合影响由于收入的滞后性和资金的时间价值无法直接进行计算，为了消除收入滞后性和时间价值的影响，需要将收入进行折现，计算收入的净现值然后与初投资进行综合计算。

该项目经济模型的输入条件如下：

电价，０．３元／（ｋＷ·ｈ）；年运行小时数，６０００ｈ；换热器单位换热面积综合成本（含土建成本），１２０元／ｍ２

；电厂运行年限，２０年；折现率，８％；净现值的零点设在Ｉ

ＴＤ２７℃；迎面风速，２．５ｍ／ｓ。计算出不同迎面风速和ＩＴＤ时，对应的ＡＣＣ的换热面积和净出力，从而计算出换热器初投资和售电收入现值相对于基准点的净现值的变化ΔＣ和ΔＳ，通过以下公式计算出各点相对于基准点的收益差

Δ

Ｐ＝ΔＳ－ΔＣ，（１６）式中：ΔＰ为各点相对于基准点的收益差，千元；Δ

Ｓ为售电收入现值相对于基准点的售电收入现值的变化，千元；ΔＣ换热器初投资相对于基准点的初投资变化，千元。

通过以上公式可以计算出不同的ＩＴＤ和迎面风速相对于基准点的收益差，如图５所示。

　　从计算的结果看对于以上边界条件，技术经济上最经济的选型参数为迎面风速２．３ｍ／ｓ，ＩＴＤ２３．５℃。该参数收益差最大，接近７００万元，经济收益明显。当然，随着边界条件的变化，最优的选型点也会发生变化，但基本的计算模型不变。

４　结论

（１）空冷凝汽器的选型参数ＩＴＤ和迎面风速对

图５　净现值变化随迎面风速和ＩＴＤ的变化曲线

全厂性能影响较大，汽轮机的净出力随着ＩＴＤ的降低先升后降，随着迎面风速的增大，风机的功耗增大速度加快，当ＩＴＤ低于一定值时，净出力不仅没有上升，反而下降。

（２）空冷凝汽器ＩＴＤ的降低将导致ＡＣＣ换热面积的增加，迎面风速的增加将导致换热面积的减小。

（３）对于全厂的经济模型，降低ＩＴＤ可提高汽轮机净出力，带来收入端的增加，但同时也增加了空冷凝汽器的换热面积，导致初投资的增加，迎面风速降低厂用电降低，但换热面积将增加，初投资也将上升。性能的提升往往需要付出更多的初投资作为代价，通过技术经济性比选可以找到最佳的选型参数，实现最佳的冷端优化效果。参考文献：

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社，２００７．

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［８］焦树建．燃气蒸汽联合循环的理论基础［Ｍ］．北京：清华

大学出版社，２００３．

（本文责编：陆华）

作者简介：

邱永罡（１９８２—），男，重庆人，工程师，从事燃煤、燃机联合循环电站工程设计和工程管理工作（Ｅｍａｉｌ：ｑｉｕｙｇ＠ｓｈａｎｇｈａｉ－ｅｌｅｃｔｒｉｃ．ｃｏｍ）。