周蘭欣， 馬少帥， 弓學(xué)敏， 孫會(huì)亮

（1.華北電力大學(xué) 電站設(shè)備狀態(tài)監(jiān)測與控制教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，保定071003；2.保定華電電力設(shè)計(jì)研究院，保定071003）

近年來核電建設(shè)由沿海向內(nèi)陸地區(qū)擴(kuò)展，大批內(nèi)陸核電廠的選址、選型工作正在進(jìn)行.受內(nèi)陸地區(qū)水源限制，核電廠多采用閉式循環(huán)的自然通風(fēng)冷卻塔作為冷源設(shè)備.與燃煤電廠相比，核電機(jī)組循環(huán)水量大，所配備的冷卻塔淋水面積多在16 000m2以上，塔高超過165m，此類規(guī)模的巨型冷卻塔在常規(guī)火電機(jī)組中至今仍無應(yīng)用.巨型冷卻塔的結(jié)構(gòu)參數(shù)直接影響循環(huán)水的冷卻溫降，在設(shè)計(jì)選型過程中，以往規(guī)范標(biāo)準(zhǔn)所推薦的經(jīng)驗(yàn)值有待進(jìn)一步論證.為了尋找最優(yōu)結(jié)構(gòu)參數(shù)，需要對塔內(nèi)流場、溫度場進(jìn)行數(shù)值計(jì)算.

作為第三代核電技術(shù)的AP1000機(jī)組具有較高的安全可控性，是未來我國核電建設(shè)的主流機(jī)型之一.根據(jù)內(nèi)陸中部省份地區(qū)的年平均氣象參數(shù)得知，年平均氣溫為17℃，當(dāng)冷卻塔循環(huán)倍率采用50時(shí)，AP1000核電機(jī)組的循環(huán)水量為180 000t／h，所需淋水面積為20 000m2.針對這一淋水面積的冷卻塔，采用CFD三維數(shù)值計(jì)算軟件對雙曲線塔體進(jìn)行了模擬計(jì)算，以確定最優(yōu)結(jié)構(gòu)參數(shù).

在設(shè)計(jì)施工過程中，雙曲線冷卻塔外型結(jié)構(gòu)根據(jù)其塔筒旋轉(zhuǎn)殼體的母線方程進(jìn)行尺寸放樣定位，如圖1所示，將橫坐標(biāo)軸取在喉部，其母線方程為

式中：r為塔筒半徑；r0為喉部半徑；h為坐標(biāo)點(diǎn)處到喉部的距離（向上為正，向下為負(fù)）；α為決定雙曲線曲率的特征值［1］.

圖1 塔體結(jié)構(gòu)尺寸Fig.1 Structural parameters of the cooling tower

冷卻塔的高度由熱力計(jì)算得出，原則是塔筒抽力應(yīng)克服塔內(nèi)阻力，本文中冷卻塔塔高為210m.針對AP1000機(jī)組，當(dāng)淋水面積20 000m2確定時(shí)，決定雙曲線塔筒外型的參數(shù)是母線方程中的曲率特征值α及喉部半徑r0.以往相關(guān)規(guī)范標(biāo)準(zhǔn)建議塔筒高度不高于165m，并給出了塔體相關(guān)結(jié)構(gòu)尺寸的經(jīng)驗(yàn)推薦值［2］.顯然，在巨型塔的設(shè)計(jì)、建造過程中，需要對以往經(jīng)驗(yàn)值進(jìn)一步驗(yàn)證.

以往常規(guī)火電機(jī)組冷卻塔在選型設(shè)計(jì)時(shí)母線方程中的曲率特征值α常取經(jīng)驗(yàn)值0.15～0.17.相關(guān)標(biāo)準(zhǔn)中喉部面積與塔底面積比的推薦值為0.30～0.40［2］.筆者采用Fluent三維數(shù)值模擬軟件對核電站用巨型冷卻塔母線方程中的曲率特征值α、喉部半徑r0的取值重新進(jìn)行計(jì)算驗(yàn)證.α取值為0.14、0.15、0.16、0.17和0.18共5種情況，喉部半徑與塔底半徑比r0／r2取值為0.5、0.6、0.7和0.8共4種情況.

1 計(jì)算方法

計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)（CFD）是建立在經(jīng)典流體力學(xué)與數(shù)值計(jì)算方法基礎(chǔ)上的一門新興獨(dú)立學(xué)科，F(xiàn)luent作為大型商業(yè)化CFD軟件，目前被廣泛應(yīng)用于數(shù)值計(jì)算領(lǐng)域.該軟件提供了大量計(jì)算流體相關(guān)模型和算法，并設(shè)置了外接用戶端口（UDF），具有穩(wěn)定性好、適用范圍廣、精度高和拓展性好等優(yōu)點(diǎn)［3］.因此，選用Fluent作為冷卻塔數(shù)值模擬平臺(tái).

在濕式自然通風(fēng)冷卻塔三維數(shù)值計(jì)算中，通常分噴濺區(qū)、填料區(qū)和雨區(qū)3個(gè)區(qū)域?qū)諝馀c冷卻水之間的傳熱傳質(zhì)過程進(jìn)行模擬.由于冷卻塔內(nèi)水和空氣的體積比小于10%，在噴濺區(qū)和雨區(qū)采用離散相模型計(jì)算塔內(nèi)流場［4］，其中水滴作為離散相采用拉格朗日法計(jì)算，空氣作為連續(xù)相采用歐拉法求解.填料區(qū)采用自定義函數(shù)添加源項(xiàng)的方法進(jìn)行模擬［5－11］，過程是根據(jù)填料層的熱力特性及氣水熱質(zhì)傳遞原理計(jì)算出冷卻水的蒸發(fā)量和溫度降低值，相關(guān)計(jì)算過程可參閱文獻(xiàn)［1］，再通過自定義源項(xiàng)的方式加入到連續(xù)相的主控方程中，實(shí)現(xiàn)對填料層氣水熱質(zhì)傳遞的耦合計(jì)算［4］.

Fluent求解器采用分離隱式算法，流場計(jì)算采用典型的Simple算法.計(jì)算中，采用穩(wěn)態(tài)雷諾應(yīng)力平均N－S方程，選用標(biāo)準(zhǔn)k－ε湍流模型，在輸運(yùn)方程中考慮了浮力項(xiàng).

1.1 濕空氣控制方程

冷卻塔內(nèi)濕空氣作為連續(xù)相，當(dāng)機(jī)組在穩(wěn)定工況下運(yùn)行時(shí)，其內(nèi)外流場可以當(dāng)作穩(wěn)態(tài)計(jì)算，通用控制方程如下［4］

式中：ρ為空氣密度；ui為速度矢量；Φ為通用變量，分別表示各向速度分量（u、v、w）、濕空氣組分Y、溫度T、湍動(dòng)能k和湍流耗散率ε；ΓΦ為廣義擴(kuò)散系數(shù)；SΦ為廣義源項(xiàng).

1.2 水滴控制方程

冷卻塔內(nèi)循環(huán)水以水滴形式在噴濺區(qū)和雨區(qū)自由下落，可采用拉格朗日方法計(jì)算其流場.離散相模型可追蹤水滴的運(yùn)動(dòng)軌跡，并耦合計(jì)算水滴與濕空氣間的熱質(zhì)傳遞.水滴溫度變化方程［4］：

式中：Mp、Tp、Tadb、Ap分別為控制單元內(nèi)水滴質(zhì)量、水滴溫度、氣相干球溫度和水滴面積；cp為水滴的比定壓熱容；h、hfg和t分別為傳熱系數(shù)、水的汽化潛熱和經(jīng)歷時(shí)間.

水滴蒸發(fā)速率為：

式中：cs為水滴表面蒸汽的物質(zhì)的量濃度；c∞為濕空氣中水蒸氣的物質(zhì)的量濃度；Mw為水的摩爾質(zhì)量；hD為以濃度差為動(dòng)力的傳質(zhì)系數(shù).

h、hD由 Nusslet關(guān)系式得出［4］：

式中：Re為雷諾數(shù)；Prva為濕空氣的普朗特?cái)?shù)；Sc為施密特?cái)?shù).

當(dāng)Fluent耦合計(jì)算氣水間熱質(zhì)傳遞時(shí)，相間能量、質(zhì)量和動(dòng)量傳遞將作為源項(xiàng)添加到主控方程中.

1.3 阻力計(jì)算

熱態(tài)的冷卻塔阻力包括氣水兩相間作用力和結(jié)構(gòu)阻力，其中相間作用力對連續(xù)相壓降的影響通過離散相模型實(shí)現(xiàn)，結(jié)構(gòu)阻力主要包括進(jìn)風(fēng)口阻力、填料阻力、配水管網(wǎng)阻力和收水器阻力等4部分.由于這些細(xì)密的結(jié)構(gòu)體在Gambit中建模困難，因此它們對連續(xù)相的作用作為附加動(dòng)量匯添加到主控方程中，通過用戶自定義函數(shù)UDF編程實(shí)現(xiàn).

動(dòng)量匯方程一般形式如下［4］：

式中：Vp為空氣通過幾何邊界面的垂直速度分量；K為壓力損失系數(shù).

K由基于試驗(yàn)的經(jīng)驗(yàn)關(guān)系式計(jì)算得到［11］

式中：mw為水滴質(zhì)量流量；ma為濕空氣質(zhì)量流量；L為填料層高度.

Kjfk、Kgw、Kssq分別為進(jìn)風(fēng)口、管網(wǎng)和收水器的壓力損失系數(shù)，根據(jù)有關(guān)試驗(yàn)資料可以取定值［12］，Kjfk＝0.5、Kgw＝0.5和Kssq＝3.5.

1.4 計(jì)算邊界及網(wǎng)格劃分

以AP1000機(jī)組為例，冷卻塔高210m，進(jìn)風(fēng)口高度12.5m，淋水面積20 000m2，喉部半徑與塔底半徑比依次選用0.5、0.6、0.7、0.8等4種情況，雙曲線塔體母線方程中的特征值α依次選用0.14、0.15、0.16、0.17和0.18等5種情況.塔筒外型依據(jù)其母線方程確定，計(jì)算環(huán)境區(qū)域?yàn)楦叨?00m、直徑500m的圓柱體.

圖2給出了計(jì)算邊界條件.靜風(fēng)條件下進(jìn)出口均為壓力邊界條件；塔壁、地面為無滑移壁面邊界條件；離散相邊界在進(jìn)出口、水池面、地面均為逃逸邊界條件.冷卻水在噴淋層采用面射流模型引入冷卻塔內(nèi)，水滴當(dāng)量直徑為3mm，對水滴下落至水池面的運(yùn)動(dòng)軌跡進(jìn)行追蹤.

圖2 計(jì)算邊界條件Fig.2 Computational boundary conditions

網(wǎng)格劃分如圖3所示，利用尺寸函數(shù)工具Sizefunction，采用非結(jié)構(gòu)化四面體網(wǎng)格劃分，并對網(wǎng)格無關(guān)性進(jìn)行驗(yàn)證，計(jì)算了140萬、160萬、180萬網(wǎng)格總數(shù)下的平均出塔水溫.160萬、180萬網(wǎng)格數(shù)量下的塔內(nèi)流場無明顯變化，所得平均出塔水溫相近，考慮到計(jì)算時(shí)間，選用網(wǎng)格總數(shù)為162萬.

圖3 冷卻塔網(wǎng)格劃分Fig.3 Grid division for the cooling tower

2 計(jì)算結(jié)果及分析

2.1 冷卻塔內(nèi)流場分析

經(jīng)計(jì)算，得到三維冷卻塔x－y截面上的速度等值線分布圖.喉部半徑與塔底半徑比r0／r2＝0.6、曲率特征值α＝0.16時(shí)的速度等值線分布如圖4所示，靜風(fēng)環(huán)境下塔內(nèi)流場呈軸對稱分布.空氣在塔內(nèi)吸熱后溫度升高，密度小于塔外空氣密度，這種密度差使塔內(nèi)產(chǎn)生抽吸力.冷卻塔外氣流在抽吸力作用下經(jīng)進(jìn)風(fēng)口流入塔內(nèi)，受進(jìn)風(fēng)口阻力、填料阻力和雨區(qū)阻力的作用，風(fēng)速逐漸降低.

圖5給出了不同喉部半徑與塔底半徑比下的填料層風(fēng)速值.由圖5可以看出，隨著喉部半徑與塔底半徑比的增大，塔內(nèi)風(fēng)速也逐漸增大，當(dāng)r0／r2＝0.7時(shí)，風(fēng)速達(dá)到最大值1.53m／s，當(dāng)r0／r2超過0.7后，流場發(fā)生惡化，風(fēng)速降低.過大的喉部半徑與塔底半徑比使氣流通過面積增加，速度下降，動(dòng)壓降低，不利于發(fā)揮雙曲線塔筒對氣流的抽吸作用，故r0／r2＝0.7為一臨界值.

圖4 當(dāng)r0／r2＝0.6、α＝0.16時(shí)，x－y 截面上的速度等值線分布圖Fig.4 Contours of air velocity in the x－y plane at r0／r2＝0.6，α＝0.16

圖5 填料層風(fēng)速隨喉部半徑與塔底半徑比的變化Fig.5 Air velocity in fill region vs.r0／r2

2.2 喉部半徑與塔底半徑比對進(jìn)塔風(fēng)量和蒸發(fā)水量的影響

圖6 進(jìn)塔風(fēng)量隨喉部半徑與塔底半徑比的變化Fig.6 Inlet air flow vs.r0／r2

圖6為不同喉部半徑與塔底半徑比下進(jìn)塔風(fēng)量的統(tǒng)計(jì)值.由圖6可以看出，進(jìn)塔風(fēng)量隨喉部半徑與塔底半徑比的增大而增大，這是因?yàn)楫?dāng)淋水面積確定時(shí)，喉部尺寸的增大使冷卻塔風(fēng)筒的容積增大，空氣通過量相應(yīng)增加.當(dāng)r0／r2＝0.7時(shí)，冷卻塔內(nèi)氣水比為0.82，此時(shí)填料區(qū)的容積質(zhì)散系數(shù)達(dá)到最大值，由水向空氣的傳熱傳質(zhì)最充分，蒸發(fā)水量也達(dá)到最大值.圖7給出了冷卻塔內(nèi)蒸發(fā)水量隨喉部半徑與塔底半徑比的變化，質(zhì)量傳遞的趨勢可從圖中看出.

圖7 蒸發(fā)水量隨喉部半徑與塔底半徑比的變化Fig.7 Water evaporation rate vs.r0／r2

2.3 塔內(nèi)溫度場和平均出塔水溫分析

圖8為不同喉部半徑與塔底半徑比下水池面的溫度分布圖.由圖8可以看出，中心區(qū)域溫度最高，外圍溫度較低.隨著喉部半徑與塔底半徑比的增大，中心區(qū)域及外圍的溫度均有所下降，在r0／r2＝0.7時(shí)溫度達(dá)到最低值，此后繼續(xù)增大喉部半徑與塔底半徑比，水池面溫度反而有所回升.

圖8 水池面溫度分布（單位：K）Fig.8 Contours of water temperature on pool surface（unit：K）

表1為相同運(yùn)行工況下冷卻塔采用不同喉部半徑與塔底半徑比時(shí)計(jì)算所得的平均出塔水溫.由表1可以看出，平均出塔水溫隨喉部半徑與塔底半徑比的增大呈現(xiàn)先降低后升高的趨勢.空氣作為冷源對塔內(nèi)較高溫度的噴淋水進(jìn)行冷卻，由2.2節(jié)分析可知塔內(nèi)溫度的回升是由于進(jìn)塔風(fēng)量的減小造成的.水滴下落時(shí)間統(tǒng)計(jì)結(jié)果如圖9所示，水滴下落時(shí)間越長，其與空氣間的換熱就越充分，平均出塔水溫就越低.

表1 不同喉部半徑與塔底半徑比下的平均出塔水溫Tab.1 Average outlet water temperature vs.r0／r2

圖9 水滴下落時(shí)間隨喉部半徑與塔底半徑比的變化Fig.9 Drop time of droplet vs.r0／r2

2.4 曲率特征值α對平均出塔水溫的影響

表2為r0／r2＝0.6、相同運(yùn)行工況下，塔筒母線方程選用不同的曲率特征值α?xí)r計(jì)算所得的平均出塔水溫，可以看出隨α的增大，平均出塔水溫降低.

表2 r0／r2＝0.6時(shí)，不同α下的平均出塔水溫Tab.2 Outlet water temperature vs.αat r0／r2＝0.6℃

2.5 綜合分析α及r0／r2對平均出塔水溫和進(jìn)塔風(fēng)量的影響

圖10為不同α和r0／r2組合方案下計(jì)算所得的平均出塔水溫.由圖10可以看出，當(dāng)r0／r2一定時(shí)，隨特征值α的增大，4種喉部半徑取值下的平均出塔水溫均呈現(xiàn)下降趨勢，且均在α＝0.18處取得最低值.

圖10 綜合α及r0／r2對平均出塔水溫的影響Fig.10 Comprehensive influence ofαand r0／r2on average outlet water temperature

表3給出了不同α及r0／r2組合下計(jì)算所得的進(jìn)塔風(fēng)量.由表3可知，進(jìn)塔風(fēng)量的變化趨勢與出塔水溫的變化趨勢相一致，在α＝0.18處達(dá)到最大值.同時(shí)可以看出，在計(jì)算范圍內(nèi)的任意特征值α下，r0／r2＝0.7均為最佳喉部半徑尺寸，此時(shí)進(jìn)塔風(fēng)量最大，出塔水溫最低.當(dāng)r0／r2大于0.7時(shí)，出塔水溫開始回升.

表3 綜合α及r0／r2對進(jìn)塔風(fēng)量的影響Tab.3 Comprehensive influence ofαand r0／r2on inlet air flow kg／s

3 結(jié) 論

（1）進(jìn)塔風(fēng)量隨喉部半徑與塔底半徑比的增大而增大，當(dāng)r0／r2＝0.7時(shí)進(jìn)塔風(fēng)量達(dá)到最大值，此時(shí)平均出塔水溫最低，與r0／r2＝0.5時(shí)相比，平均出塔水溫降低了0.53K，當(dāng)r0／r2大于0.7時(shí)，平均出塔水溫又開始回升.

（2）當(dāng)r0／r2確定時(shí)，平均出塔水溫隨曲率特征值α的增大而降低，α＝0.18時(shí)的平均出塔水溫比α＝0.14時(shí)的平均出塔水溫低0.18K.

（3）在選型設(shè)計(jì)時(shí)，AP1000核電機(jī)組用冷卻塔的喉部半徑與塔底半徑比r0／r2應(yīng)取為0.6～0.7，塔筒母線方程中的曲率特征值α應(yīng)取0.17～0.18.

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