電廠凝汽器水室分隔余熱回收技術(shù)探討

汪國(guó)山

(上海交通大學(xué) 機(jī)械與動(dòng)力工程學(xué)院， 上海 200240)

電廠凝汽器水室分隔余熱回收技術(shù)探討

汪國(guó)山

(上海交通大學(xué) 機(jī)械與動(dòng)力工程學(xué)院， 上海 200240)

摘要：利用自行開發(fā)的凝汽器數(shù)值模擬軟件對(duì)某電廠2×350 MW機(jī)組的凝汽器在冬季額定抽汽供熱工況下的熱力性能進(jìn)行了數(shù)值仿真.通過對(duì)凝汽器水室進(jìn)行分隔，將出口溫度較高的冷卻水引入吸收式熱泵裝置進(jìn)行余熱回收.結(jié)果表明：傳熱系數(shù)和冷卻水出口溫度在凝汽器不同冷卻區(qū)域有明顯差異.在冬季額定抽汽供熱工況下，采取凝汽器水室分隔措施會(huì)提升余熱水的余熱溫度和余熱?；余熱水的質(zhì)量流量越大，則余熱水出口溫度越低，余熱量越大；余熱水回水溫度越高，則余熱水出口溫度越高，余熱量越小.在夏季工況下，凝汽器水室分隔基本不改變其熱力性能.

關(guān)鍵詞：電廠凝汽器； 余熱回收； 水室分隔； 吸收式熱泵； 數(shù)值模擬

現(xiàn)代大型熱力發(fā)電廠中，燃料燃燒釋放出的熱量有50%以上以余熱方式通過凝汽器散失于環(huán)境中，此即熱力循環(huán)的冷源損失.近年來，隨著我國(guó)電廠裝機(jī)容量的高速增長(zhǎng)，其排放的余熱量亦快速增加.如果能采取措施對(duì)電廠凝汽器向環(huán)境排放的余熱進(jìn)行回收利用，將會(huì)獲得顯著的經(jīng)濟(jì)和社會(huì)效益.

盡管電廠凝汽器排放的余熱量極大，但因其屬于40 ℃以下的低溫余熱，回收利用這部分余熱存在技術(shù)和經(jīng)濟(jì)方面的困難.而吸收式熱泵能夠有效利用低品位熱能，具有對(duì)環(huán)境污染小的優(yōu)點(diǎn).因此，將電站循環(huán)水作為低溫?zé)嵩?，利用吸收式熱泵提高其品位以?shí)現(xiàn)向用戶供熱，一方面回收了循環(huán)水的低溫余熱，提高了供熱系統(tǒng)的供熱量；另一方面，進(jìn)入熱網(wǎng)加熱器的熱網(wǎng)水溫度升高，抽汽熱能得到了有效利用，熱網(wǎng)加熱器中的不可逆損失減少.

目前，基于增熱型吸收式熱泵回收循環(huán)水余熱系統(tǒng)的建模、仿真及性能分析已引起國(guó)內(nèi)外學(xué)者的廣泛關(guān)注.Keil等[1]研究了吸收式熱泵在低溫集中供熱系統(tǒng)中的應(yīng)用.Li等[2]研究了利用混合吸收式熱泵回收低品位余熱進(jìn)行海水淡化的可行性，得到了主要技術(shù)經(jīng)濟(jì)性指標(biāo).常浩等[3]對(duì)以電廠循環(huán)水為吸收式熱泵低溫?zé)嵩吹穆?lián)產(chǎn)供熱系統(tǒng)進(jìn)行了冷端優(yōu)化.呂煒等[4]結(jié)合工程實(shí)例，分析了循環(huán)水余熱在熱電聯(lián)產(chǎn)機(jī)組供熱系統(tǒng)中的應(yīng)用.在內(nèi)蒙古赤峰和山西大同等電廠實(shí)施吸收式熱泵供熱改造，取得了良好的企業(yè)效益和社會(huì)效益，如大同某電廠的余熱利用項(xiàng)目年節(jié)水效益331.2萬(wàn)元，年節(jié)約標(biāo)煤6.8萬(wàn)t，年減排二氧化碳17萬(wàn)t.

圖1為回收循環(huán)水余熱的吸收式熱泵供熱系統(tǒng)示意圖.目前，余熱提取技術(shù)均在凝汽器外部的循環(huán)水管路上使用，該處可利用的余熱源為完全混合后的冷卻水，并不是凝汽器中相對(duì)高溫的部分，余熱利用空間有限.若不提高火力發(fā)電機(jī)組的運(yùn)行背壓，冬季濕冷機(jī)組主機(jī)循環(huán)冷卻出水溫度偏低，吸收式熱泵余熱利用空間幾乎為零；若提高火力發(fā)電機(jī)組的運(yùn)行背壓，吸收式熱泵有余熱利用空間，但主機(jī)效率下降，得不償失.

圖1　傳統(tǒng)回收循環(huán)水余熱的吸收式熱泵供熱系統(tǒng)

筆者在以往研究成果的基礎(chǔ)上[5]，通過數(shù)值模擬得到某電廠2×350 MW機(jī)組凝汽器的傳熱系數(shù)和冷卻水出口溫度分布，確定凝汽器各水室分隔方案，并進(jìn)一步評(píng)估在保持凝汽器真空度不變的前提下，主冷卻水質(zhì)量流量、余熱水質(zhì)量流量和余熱水入口溫度對(duì)余熱水出水溫度和余熱回收功率的影響.

1凝汽器水室分隔方案

1.1凝汽器熱力性能數(shù)值模擬

電站凝汽器是一種龐大而復(fù)雜的管殼式熱交換器.凝汽器殼側(cè)蒸汽流動(dòng)是發(fā)生在結(jié)構(gòu)復(fù)雜的冷卻管束間多維、多組分及多相同時(shí)伴有相變的物理過程，如何確定凝汽器冷卻水的相對(duì)高溫區(qū)域和相對(duì)低溫區(qū)域是問題的關(guān)鍵和難點(diǎn).由于對(duì)電站凝汽器進(jìn)行熱負(fù)荷試驗(yàn)研究耗時(shí)費(fèi)力，且能夠布置的測(cè)點(diǎn)非常有限，因而僅能獲取有限的信息.如果能通過數(shù)值模擬計(jì)算得到相關(guān)信息，則不失為一種有效手段.

對(duì)伴有復(fù)雜過程的電站凝汽器的工作特性進(jìn)行模擬，須進(jìn)行某些合理的簡(jiǎn)化，建立適合于電站凝汽器殼側(cè)蒸汽流動(dòng)特性計(jì)算的物理模型.

凝汽器殼側(cè)管束區(qū)中的汽相流動(dòng)和傳熱過程，經(jīng)簡(jiǎn)化可被認(rèn)為是蒸汽與空氣的混合物在具有分布阻力和分布質(zhì)量匯的多孔介質(zhì)中的單相二維流動(dòng).在采用由實(shí)驗(yàn)得出的經(jīng)驗(yàn)關(guān)系式來確定分布阻力和分布質(zhì)量匯大小的前提下，可將描述該流動(dòng)模型的控制方程組(包括連續(xù)方程、動(dòng)量方程和空氣質(zhì)量守恒方程)在x-y直角坐標(biāo)系中統(tǒng)一表示為：

(1)

式中：u和v分別表示混合物在x方向和y方向的分速度，m/s；β為體積多孔率，無量綱；ρ為混合物的密度，kg/m3.

在用式(1)表示x方向和y方向的動(dòng)量方程時(shí)，φ分別為u和v；在用式(1)表示連續(xù)方程時(shí)，φ為常數(shù)1；在用式(1)表示空氣組分的湍流擴(kuò)散方程時(shí)，φ為空氣的質(zhì)量分?jǐn)?shù)wa.Γφ和Sφ分別為與φ變量相對(duì)應(yīng)的廣義擴(kuò)散系數(shù)和廣義源項(xiàng)，其具體意義由φ所代表的變量決定，詳見表1.表1中，m為單位體積的蒸汽凝結(jié)率，kg/(m3·s)；μeff為當(dāng)量黏性系數(shù)，Pa·s；p為壓力，Pa；Fu、Fv分別為流體流經(jīng)管束時(shí)在x方向、y方向的分布阻力，N/m3；Sct為無量綱湍流施密特?cái)?shù)；Ma為空氣分布質(zhì)量匯，kg/(m3·s).有關(guān)β、ρ、m、μeff、Fu、Fv和Ma各物理量的表達(dá)式參見文獻(xiàn)[5].

表1式(1)中φ取不同物理量時(shí)Γφ和Sφ的物理意義

Tab.1Physical significance ofΓφandSφin formula (1) whenφrepresents different variables

控制方程變量φ廣義擴(kuò)散系數(shù)Γφ廣義源項(xiàng)Sφ連續(xù)方程1-mx方向動(dòng)量方程uμeff-β?p?x-βFu-muy方向動(dòng)量方程vμeff-β?p?y-βFv-mv空氣質(zhì)量守恒方程waμeffSct-Ma

某熱電廠1期2×350 MW電站機(jī)組，汽輪機(jī)為C350-24.2/566/566/0.4型超臨界、一次中間再熱、單軸、兩缸兩排汽、抽汽凝汽式，2臺(tái)機(jī)組各配置1臺(tái)凝汽器.圖2為單臺(tái)凝汽器的總體布局圖.該凝汽器為單殼體、上下雙流程的水冷凝汽器.在每臺(tái)凝汽器殼側(cè)空間對(duì)稱布置了左、右2個(gè)相同的汽流向心式卵形管束模塊，如圖3所示.該凝汽器在冬季額定抽汽工況下的參數(shù)見表2.

圖2　凝汽器總體布局圖

利用凝汽器工作性能數(shù)值模擬軟件計(jì)算時(shí)，漏入凝汽器的空氣質(zhì)量流量取62.5 kg/h.根據(jù)《熱交換器協(xié)會(huì)(HEI)(第九版)》，換熱面積取15 528 m2，實(shí)際冷卻面積取22 301.22 m2，面積裕量為22.5%.

圖4和圖5給出了該凝汽器右管束中間計(jì)算截面在冬季額定抽汽工況下的傳熱系數(shù)和冷卻水出口溫度分布圖.由于凝汽器殼體內(nèi)的2個(gè)管束呈左右對(duì)稱布置，且工作條件相同，因此左管束區(qū)域的計(jì)算結(jié)果與右管束區(qū)域相似.

1-第一流程高溫區(qū)；2-第一流程低溫區(qū)；3-第二流程高溫區(qū)；4-第二流程低溫區(qū)；5-高、低溫區(qū)分隔板.

圖3凝汽器管板劃線圖

Fig.3Schematic diagram of the condenser

表2冬季額定抽汽工況下的凝汽器參數(shù)

Tab.2Design parameters of the condenser under rated winter extraction heating mode

參數(shù)數(shù)值凝汽器進(jìn)汽質(zhì)量流量/(kg·h-1)190550進(jìn)口蒸汽壓力/kPa4.0進(jìn)口蒸汽干度0.9844冷卻水質(zhì)量流量/(t·h-1)9998冷卻水初溫/℃12冷卻管外徑/內(nèi)徑/mm25/24冷卻管有效長(zhǎng)度/mm12322管子總根數(shù)23044冷卻面積/m222301.22管材TP304

由圖4可知：(1)在管束的靠外側(cè)部分，由于蒸汽流速較高以及空氣濃度較低，所以傳熱系數(shù)較大；但在管束的靠?jī)?nèi)側(cè)部分，由于蒸汽流速較低以及空氣濃度較高，所以傳熱系數(shù)較小.(2)因?yàn)榈诙鞒痰恼羝魉俸屠鋮s水溫度較高，所以第二流程的傳熱系數(shù)一般要比第一流程的大.(3)在凝汽器的空氣冷卻區(qū)，傳熱系數(shù)較小，且從其入口到出口，傳熱系數(shù)急劇減小，這是由于該區(qū)域空氣濃度急劇升高、蒸汽流速降低.

由圖5可以看出，冷卻水出口溫度分布與傳熱系數(shù)的分布規(guī)律基本一致，冷卻水出口平均溫度為22.9 ℃.

圖4凝汽器右管束區(qū)傳熱系數(shù)分布

Fig.4Distribution of heat-transfer coefficient in the region of right tube bundles

圖5凝汽器右管束區(qū)冷卻水出口溫度分布

Fig.5Distribution of cooling water outlet temperature in the region of right tube bundles

1.2分隔取水余熱提取方案

由于凝汽器中各區(qū)域熱負(fù)荷的差別，從凝汽器的各冷卻管流出的冷卻水溫度不同，如果能將溫度較高的冷卻管出水(以下簡(jiǎn)稱余熱水)從水室中分隔開并引入吸收式熱泵的蒸發(fā)器放熱，而將溫度較低的冷卻管出水(以下簡(jiǎn)稱主冷卻水)引入冷卻塔進(jìn)行蒸發(fā)冷卻，然后2股水均返回凝汽器的各自分隔區(qū)域，這樣不僅可降低冷卻塔的熱負(fù)荷和汽水損失，而且將溫度更高的余熱水引入吸收式熱泵后，可以在真空度不變的情況下回收溫度更高的余熱，這種新型余熱提取系統(tǒng)稱為分隔取水余熱提取系統(tǒng)，如圖6所示.吸收式熱泵6在工作狀態(tài)下，切換閥4和切換閥5均處于關(guān)閉狀態(tài)，切換閥13和切換閥14均處于打開狀態(tài).流經(jīng)凝汽器高溫區(qū)的冷卻水經(jīng)由取水管路12的第一端，進(jìn)入余熱水供水管7，作為吸收式熱泵6的余熱源被提取熱量，被提取熱量后的冷卻水進(jìn)入余熱水回水管8，由余熱水增壓泵9加壓，再通過取水管路12輸送至凝汽器1的高溫區(qū)，作為冷卻汽輪機(jī)排汽的介質(zhì).

仍然約在荷花小區(qū)見面。此時(shí)，已經(jīng)是春暖花開的季節(jié)，一樹樹紅絨花在風(fēng)中顫抖，陽(yáng)光好像一層碎金，程頤站在一棵合歡樹下，淡藍(lán)襯衣，雙手斜插在口袋里。

此系統(tǒng)利用凝汽器內(nèi)冷卻水溫非均勻分布的特性，提取了冷卻水高溫部分的余熱，即吸收式熱泵所利用的余熱源為不與低溫水混合的高溫冷卻水回水，在火力發(fā)電機(jī)組背壓不變的情況下，該部分冷卻水的水溫較高，從而使得余熱利用效率更高，并且避免了吸收式熱泵利用冷卻水時(shí)余熱受機(jī)組運(yùn)行背壓等因素影響的限制，擴(kuò)大了吸收式熱泵回收余熱的適用范圍，并保證了余熱利用的穩(wěn)定性.

1—凝汽器； 2—冷卻水回水管； 3—冷卻水供水管； 4—切換閥； 5—切換閥； 6—吸收式熱泵； 7—余熱水供水管； 8—余熱水回水管； 9—余熱水增壓泵； 10—熱泵驅(qū)動(dòng)蒸汽管； 11—熱泵驅(qū)動(dòng)蒸汽凝結(jié)水管； 12—取水管路； 13—切換閥； 14—切換閥； 15—凝汽器熱井.

圖6吸收式熱泵分隔取水余熱提取系統(tǒng)

Fig.6Heat pump heating system with separated water chamber of condenser

為了使吸收式熱泵回收到溫度盡可能高的凝汽器余熱，需要將凝汽器的各水室進(jìn)行分隔，在凝汽器的各個(gè)冷卻水流程劃分出冷卻水出口溫度相對(duì)較高的區(qū)域和相對(duì)較低的區(qū)域.參考圖4和圖5，筆者設(shè)計(jì)了凝汽器的進(jìn)出口水室分隔方案，如圖3所示.圖3中標(biāo)記的1和3分別為冷卻水第一流程和第二流程的高溫區(qū)，2和4分別為冷卻水第一流程和第二流程的低溫區(qū)，5為高、低溫區(qū)之間的分隔板.設(shè)計(jì)方案中，區(qū)域1占凝汽器22.6%的冷卻面積，區(qū)域3占凝汽器22.3%的冷卻面積.

2改造后的數(shù)值模擬結(jié)果及分析

2.1冬季額定抽汽供熱工況改造前后比較

表3給出了冬季額定抽汽工況下凝汽器水室分隔前、后冷卻水出口溫度與余熱回收功率的比較.表中第1行和第2行所示的2種工況相比，水室分隔后的余熱功率降低了24%，但余熱功率卻提高了67%.第3行與第2行所示的工況相比，2股冷卻水入口溫度均為14.3 ℃，但由于余熱水出口溫度提高了5.2 K，回收的余熱功率提高了63%，余熱功率卻提高了131%.由表3可知，該凝汽器采用水室分隔技術(shù)方案進(jìn)行冷卻水余熱回收后，余熱水出口溫度和余熱功率明顯提高.余熱功率綜合了余熱的數(shù)量指標(biāo)(余熱功率)和余熱的品位指標(biāo)(余熱溫度)，因而相比余熱功率，它可以更好地表示余熱回收的效果.

與水室分隔前的工況相比(表3中的第2行)，假設(shè)在吸收式熱泵抽汽質(zhì)量流量和抽汽參數(shù)不變的情況下，表3第3行用余熱功率表示的熱泵供熱效果將提升131%，同時(shí)由于汽輪機(jī)真空度保持不變，從而避免了汽輪機(jī)做功能力的降低，汽輪機(jī)多發(fā)電約0.2%，即0.548 MW.按照每年4個(gè)月的供暖期計(jì)算，假設(shè)平均發(fā)電標(biāo)準(zhǔn)煤耗為325 g/(kW·h)，則該電廠2臺(tái)機(jī)組凝汽器在一個(gè)供熱季多回收的余熱量可折合標(biāo)準(zhǔn)煤28 687 t，如果再考慮到余熱水出口溫度的大幅提高，則經(jīng)濟(jì)效益更加顯著.此外，還可以實(shí)現(xiàn)節(jié)水及減排CO2、SO2、NOx、煙塵和灰渣等.

表3冬季額定抽汽工況下凝汽器水室分隔前、后冷卻水出口溫度與余熱回收功率的比較

Tab.3Cooling water outlet temperature and heat recovery electric power before and after water chamber separation under rated winter extraction mode

行號(hào)主冷卻水入口溫度/℃主冷卻水流速/(m·s-1)余熱水初溫/℃余熱水流速/(m·s-1)主冷卻水當(dāng)量入口溫度/℃主冷卻水出口溫度/℃余熱水出口溫度/℃余熱功率/MW余熱功率3)/MW12)12.00.71322.00.71314.320.728.722.0651.05621)14.30.71314.30.71314.322.622.629.1270.63132)14.30.71314.30.71314.321.027.847.5571.458

注:1) 2表示水室分隔前數(shù)值； 2) 1、3表示水室分隔后數(shù)值； 3) 余熱功率=Q1-T0ΔS12，其中Q1為余熱功率，MW,ΔS12為余熱水吸熱熵增，MW/K,T0為參考溫度，T0=285.15 K.

圖7和圖8分別給出了冬季額定抽汽供熱工況下，凝汽器水室分隔后余熱水質(zhì)量流量與余熱水出口溫度和余熱回收功率之間的關(guān)系曲線.從圖7和圖8可以看出，增大余熱水質(zhì)量流量可以提高余熱回收功率，同時(shí)余熱水出口溫度下降；當(dāng)余熱水入口溫度由18 ℃提高到22 ℃時(shí)，余熱回收功率降低，同時(shí)余熱水出口溫度升高，余熱回收功率與余熱水出口溫度的變化趨勢(shì)相反.圖9給出了余熱水質(zhì)量流量與主冷卻水質(zhì)量流量的變化曲線.圖10給出了余熱水質(zhì)量流量與2股冷卻水出口溫度的變化曲線.由圖10可知，當(dāng)余熱水入口溫度為18 ℃時(shí)，余熱水質(zhì)量流量最大不得超過5 400 t/h；當(dāng)余熱水入口溫度為22 ℃時(shí)，余熱水質(zhì)量流量最大不得超過6 000 t/h，否則主冷卻水的出口溫度反而高于余熱水的出口溫度，水室分隔無意義.

圖7　余熱水質(zhì)量流量與余熱水出口溫度變化關(guān)系曲線

2.2夏季工況改造前后比較

在非吸收式熱泵供熱情況下，圖6中的吸收式熱泵6停止工作，切換閥4和切換閥5處于打開狀態(tài)，切換閥13和切換閥14處于關(guān)閉狀態(tài)；余熱水增壓泵9處于停止加壓的狀態(tài)；來自冷卻塔的冷卻水一部分通過切換閥5進(jìn)入取水管路12，剩下的進(jìn)入冷卻水供水管3，并一起進(jìn)入凝汽器1的所有區(qū)域，共同用于冷卻汽輪機(jī)排汽的介質(zhì)；在凝汽器1內(nèi)換熱后，取水管路12中的冷卻水經(jīng)換熱后進(jìn)入切換閥4，與冷卻水回水管2中換熱后的冷卻水匯流，最終返回冷卻塔.

圖8　余熱水質(zhì)量流量與余熱回收功率變化關(guān)系曲線

圖9　余熱水質(zhì)量流量與主冷卻水質(zhì)量流量變化關(guān)系曲線

圖10　余熱水質(zhì)量流量與2股冷卻水出口溫度變化關(guān)系曲線

Fig.10Waste water flow vs. outlet temperature of two currents of cooling water

針對(duì)汽輪機(jī)驗(yàn)收工況(THA工況)，在冷卻水溫分別為22 ℃和33 ℃條件下凝汽器在水室分隔前后的汽輪機(jī)背壓見表4.由于該凝汽器的冷卻面積裕量較大，而在水室分隔前、后凝汽器的換熱面積只相差1%，所以在其他條件相同時(shí)，對(duì)機(jī)組真空度的影響很小，幾乎可以忽略不計(jì)，所以在計(jì)算誤差范圍內(nèi)，表4中的運(yùn)行背壓保持不變，因此在非供熱工況下，凝汽器的水室分隔板不需要拆除.

表4凝汽器在THA工況、不同冷卻水溫度下水室分隔前、后的汽輪機(jī)背壓

Tab.4Backpressure of turbine before and after water chamber separation at different cooling water temperatures under THA condition

參數(shù)夏季冷卻水溫為22℃夏季冷卻水溫為33℃分隔改造前分隔改造后分隔改造前分隔改造后冷卻水質(zhì)量流量/(t·h-1)35035350353503535035進(jìn)口冷卻水溫/℃22.022.033.033.0凝汽量/(t·h-1)637.445637.445637.445637.445出口冷卻水溫/℃31.631.4/32.342.542.3/43.02股出水混合后溫度/℃31.642.5機(jī)組運(yùn)行背壓/kPa5.25.29.19.1

3結(jié)論

(1) 采用多孔介質(zhì)的概念，引用描述電站凝汽器殼側(cè)蒸汽流動(dòng)和傳熱的數(shù)學(xué)模型，應(yīng)用相應(yīng)的計(jì)算機(jī)程序，通過數(shù)值仿真計(jì)算，得到凝汽器殼側(cè)汽相流場(chǎng)、傳熱系數(shù)和出口冷卻水溫度等參數(shù)的分布.

(2) 在冬季額定抽汽供熱工況下，凝汽器中各冷卻管的冷卻水出口溫度不同，因此可以通過對(duì)凝汽器的水室進(jìn)行分隔，引出高溫冷卻水到吸收式熱泵進(jìn)行余熱回收.

(3) 采取凝汽器水室分隔措施能提高回收的余熱溫度和余熱量；凝汽器冷、熱冷卻水分隔進(jìn)水與冷、熱冷卻水混合后再分隔進(jìn)水相比，雖然可以回收較少的余熱，但余熱水出口溫度更高.

(4) 在冬季額定抽汽供熱工況下，相對(duì)增大余熱水的質(zhì)量流量可以回收更多的余熱，余熱水出口溫度下降，余熱水質(zhì)量流量有最大限制；當(dāng)余熱水回水溫度提高時(shí)，余熱功率降低，余熱水出口溫度升高，余熱水最大質(zhì)量流量增大.

(5) 在夏季工況等非供熱工況，凝汽器水室分隔前、后的凝汽器熱力性能基本不發(fā)生變化，所以無需拆除水室分隔板.

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[5]汪國(guó)山. 電站凝汽器熱力性能仿真及其應(yīng)用[M]. 北京：中國(guó)電力出版社， 2010.

Discussion on Waste Heat Recovery Technology by Separating the Water Chamber of Condensers

WANGGuoshan

(School of Mechanical Engineering, Shanghai Jiaotong University, Shanghai 200240, China)

Abstract：The thermal performance of two condensers in 2×350 MW power units was numerically studied using self-developed simulation software under rated winter extraction heating mode. By separating the water chamber of condensers, cooling water with higher outlet temperature was led into an absorption heat pump for waste heat recovery. Results show that both the heat-transfer coefficient and cooling water outlet temperature are quite different in different condenser cooling regions. Under rated winter extraction heating mode, the temperature and exergy of waste water can be increased by separating the water chamber of condensers. The higher the waste water flow is, the lower the waste water temperature will be, resulting in increased quantity of waste heat. The higher the return water temperature is, the higher the waste water temperature will be, resulting in reduced quantity of waste heat. The division of water chamber hardly changes the thermal performance of condenser under summer operation conditions.

Key words：power plant condenser; waste heat recovery; water chamber separation; absorption heat pump; numerical simulation

收稿日期：2015-05-21

修訂日期：2015-07-30

作者簡(jiǎn)介：汪國(guó)山(1968-)，男，湖北浠水人，講師，碩士，主要從事熱能動(dòng)力工程領(lǐng)域的教學(xué)與科研工作.電話(Tel.)：13585711373；

文章編號(hào)：1674-7607(2016)04-0307-06中圖分類號(hào)：TK264

文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A學(xué)科分類號(hào)：480.50

E-mail：gswang@sjtu.edu.cn.