提高汽輪發電機定子烘房能效的研究

汪臘珍， 潘衛國， 王文歡， 秦 嶺， 潘衍行

(1. 上海電力學院 能源與機械工程學院， 上海 200090；2. 上海發電環保工程技術研究中心， 上海 200090)

近年來，在電力、鋼鐵、化工等現代化程度相對發展較快的工業領域，出現了很多以高效節能生產為目標的研究成果[1-2]。在裝備制造業中，汽輪發電機定子烘焙是一個高耗能、高排放的環節之一，降低烘焙過程的能耗和成本，提高工件烘焙質量是烘焙技術發展的主題之一。

劉洪偉等[3-4]在汽輪發電機定子線圈、線棒的制造設備、工裝工具和工藝方面進行創新與改進。史進淵[5]對大型汽輪發電機定子線圈F級絕緣的老化因子與加速壽命進行了預測。DEPREE N等[6-7]通過熔爐建模來研究連續退火爐中的溫度，以優化熱處理質量、工廠產量和能耗。靳慧勇等[8-9]通過對多風路空冷汽輪發電機定子內的流體流動與傳熱進行數值模擬。在定子的烘焙過程中容易出現蒸汽耗量大、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施，在烘房的設計過程中，通常只關注烘焙的時間長短，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。烘房加熱系統由主、輔熱風系統組成。烘房內室有效尺寸為14 000 mm×6 400 mm×7 400 mm，設備基本參數見表1。

表1 設備的基本情況

2 散熱損失分析

2.1 散熱損失計算

圖1為烘房熱風管道示意圖。

圖1 烘房熱風管道示意圖

表2為紅外線熱成像儀測量的各區域溫度。當烘房溫度分別達到80 ℃、130 ℃時，烘房內部會進行保溫處理，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 各區域溫度測量結果 ℃

假設環境溫度為25 ℃，計算得到烘房溫度對應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量流量qm1為1 200 kg/h，蒸汽溫度為150 ℃；輔蒸汽加熱箱蒸汽質量流量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為電能產生的熱量，kJ/h。

2.3 熱量輸出

2.3.1 加熱定子的有效熱

發電機定子材質為硅鋼，其質量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備、管道處，假設在烘房溫度達到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 內部傳熱的數值模擬

3.1 物理模型

烘房外部結構和尺寸見圖2，烘房前墻上有一個圓形輔熱風進口，烘房頂部有10個矩形的主熱風進口。烘房外墻鋪設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 烘房外部結構和尺寸

3.2 數學模型

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

3.3 網格劃分和邊界條件

計算區域為整個烘房區域，按照實際烘房尺寸進行建模，利用ANSYS ICEM軟件對模型進行網格劃分，網格采用六面體結構化網格，后墻輔助熱風進口部分采用O形網格技術進行處理[11]，網格數量為12萬，三維網格劃分見圖3。

圖3 烘房計算區域網格劃分示意圖

輔助熱風進口和主熱風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

為了評定烘房內部流場及溫度場的分布是否合理，以比較不同的調整方案的優劣，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 模擬結果分析

3.4.1 原始設計方案

對原始設計方案進行模擬的結果見圖5。

圖5 原始設計模擬結果

由圖5可得：原始設計方案中，烘房內部熱風在靠近烘房前墻部分產生了堆積，導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，靠近輔助熱風進口位置截面矢量圖分布稀疏，空氣在烘房內部擾動較小，導致熱風與烘房內部加熱工件換熱較差；截面3高溫區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，可能導致工件上部區域受熱比下部區域受熱多，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化調節。

3.4.2 調節方案

(1) 改變噴口射流方向。

將主熱風噴口方向調整為斜向下60°噴入烘房，噴入角度見圖6。

圖6 主熱風噴入示意圖

按照此設計方案對烘房進行了模擬，結果見圖7。

圖7 改變噴口射流方向模擬結果

由圖7可得：只有輔助熱風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，傾斜的噴口會導致高溫更加偏向烘房中心偏上的位置，由于傾斜的噴口導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計方案。

(2) 改變噴口面積。

圖8為保持主熱風的風量不變的情況下，噴口面積縮小10%后的模擬結果。

圖8 改變噴口大小模擬結果

由圖8可得：縮小主熱風噴口對改善烘房內部氣流和溫度有著顯著效果，縮小噴口面積后，烘房內部氣流分布均勻，溫度分布相對合理。在保持熱風風量不變的情況下，縮小噴口面積會使噴入烘房的主熱風速度顯著增加，原始設計方案下的噴口噴入速度過小，導致噴入的熱風與輔助熱風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與水平方向噴入的輔熱風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，根據數值模擬結果：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 結語

筆者通過實驗和數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部流場的均勻性，并得出如下結論：

(1) 通過對發電機定子烘房的能效測試發現，整個烘房的散熱損失占比最大的是烘房設備、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 ℃，該區域的散熱損失率將降低5.23百分點。

(2) 原始設計方案中，在烘房的前墻部分熱風產生了堆積，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) 將主熱風噴口方向調整為斜向下60°噴入烘房，使高溫區域提高到了烘房中心線以上，不利于與工件的換熱；將主熱風噴口縮小10%，烘房內產生渦流，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%。