程通銳，杜小澤，楊立軍

(電站設(shè)備狀態(tài)監(jiān)測(cè)與控制教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室(華北電力大學(xué)), 北京市 102206)

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直接空冷凝汽器空氣側(cè)熱流性能的跨尺度模擬

程通銳，杜小澤，楊立軍

(電站設(shè)備狀態(tài)監(jiān)測(cè)與控制教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室(華北電力大學(xué)), 北京市 102206)

針對(duì)冬季直接空冷凝汽器的防凍工業(yè)需求，將翅片管和空冷單元這2個(gè)尺度的模型耦合起來(lái)，既考察翅片管束的整體流動(dòng)換熱性能，又考察直接冷卻翅片管內(nèi)凝結(jié)水的沖擊換熱特性，為確定冬季低溫運(yùn)行條件下空冷凝汽器管內(nèi)凝結(jié)換熱甚至結(jié)冰計(jì)算提供第3類熱邊界條件。建立了空冷單元模型和翅片管模型，然后，將三維進(jìn)口風(fēng)條件下的翅片管級(jí)數(shù)值模擬結(jié)果簡(jiǎn)化成輸入-輸出代理模型；從空冷單元系統(tǒng)級(jí)數(shù)值模擬中獲得系統(tǒng)級(jí)邊界-迎風(fēng)面的速度分布；進(jìn)而將翅片管數(shù)值模擬代理模型應(yīng)用到系統(tǒng)邊界上，得到了系統(tǒng)邊界上翅片管沖擊換熱特性以及翅片管平均對(duì)流換熱特性的空間分布。數(shù)值計(jì)算結(jié)果表明，沖擊換熱系數(shù)比平均對(duì)流換熱系數(shù)大一個(gè)數(shù)量級(jí)；在迎風(fēng)面上沖擊換熱系數(shù)和平均對(duì)流換熱系數(shù)均呈現(xiàn)出上低下高、左右不對(duì)稱的特點(diǎn)；沖擊換熱系數(shù)隨著轉(zhuǎn)速的下降而下降。

直接空冷凝汽器；跨尺度模擬；傳熱；凍結(jié)

Cross-Scale Simulation for Air-side Thermo-Fluid

Performance of Direct Air-Cooling Condenser

0 引 言

直接空冷凝汽器以環(huán)境空氣作為傳熱介質(zhì)冷卻汽輪機(jī)排汽，具有顯著的節(jié)水效益，在我國(guó)北方富煤缺水地區(qū)火力發(fā)電中得到廣泛應(yīng)用。但是，空冷火電機(jī)組在北方冬季低溫環(huán)境中運(yùn)行存在凍結(jié)風(fēng)險(xiǎn)。揭示低溫環(huán)境空氣在直接空冷凝汽器單元中的熱流行為，是確定空冷機(jī)組防凍策略的前提和基礎(chǔ)。

空冷單元風(fēng)機(jī)來(lái)風(fēng)以絕對(duì)速度對(duì)管束進(jìn)口扁平管圓弧頭部?jī)?nèi)的凝結(jié)水沖擊冷卻，且此處空氣接近環(huán)境溫度，換熱強(qiáng)度大，凍結(jié)風(fēng)險(xiǎn)高，因而沖擊冷卻是本文的研究重點(diǎn)。帶連續(xù)翅片的單排扁平管束是目前大型火電機(jī)組直接空冷凝汽器的基本傳熱元件。有大量文獻(xiàn)對(duì)扁平管翅片空間空氣側(cè)的對(duì)流換熱進(jìn)行了研究[1-14]，采用的湍流模型包括標(biāo)準(zhǔn)k-ε模型、低雷諾數(shù)模型[10]、kω-SST模型[14]，以及直接大渦模擬方法等[11]。這些模擬結(jié)果在不同程度上揭示出空冷翅片管束在不同迎面風(fēng)速下的傳熱性能，以及空氣流場(chǎng)的流動(dòng)細(xì)節(jié)，但從未有文獻(xiàn)描述扁平管圓弧部分的沖擊換熱性能。另外一些研究，則著重于翅片管束及風(fēng)機(jī)組成的空冷凝汽器Λ型單元內(nèi)流動(dòng)換熱性能[15]，以及陣列運(yùn)行的軸流風(fēng)機(jī)的集群空氣動(dòng)力學(xué)特性。單一的空冷單元級(jí)數(shù)值模擬只能體現(xiàn)翅片管束的整體性能，難以體現(xiàn)直接沖擊冷卻管內(nèi)凝結(jié)水的局部沖擊換熱特性。因而本文將翅片管尺度和空冷單元尺度的數(shù)值計(jì)算模型結(jié)合，同時(shí)考察翅片管束的整體換熱性能和局部沖擊換熱性能。

本文以實(shí)際結(jié)構(gòu)的直接空冷凝汽器單元為對(duì)象，通過(guò)建立小尺度翅片管模型，獲得翅片管整體性能和關(guān)心的小尺度模型細(xì)節(jié)特征，并采用降維算法將其重構(gòu)成輸入-輸出代理模型；建立系統(tǒng)級(jí)空冷單元大尺度模型，將小尺度翅片管模型整體性能嵌入大尺度模型進(jìn)行系統(tǒng)級(jí)數(shù)值模擬，從而獲得系統(tǒng)級(jí)邊界上的參數(shù)分布；然后將關(guān)心的小尺度翅片模型的細(xì)節(jié)特征代理模型應(yīng)用到系統(tǒng)邊界上，從而獲得系統(tǒng)邊界上的翅片細(xì)節(jié)特征的分布。

1 物理數(shù)學(xué)模型

1.1 直接空冷凝汽器單元

本文以600 MW典型空冷凝汽器單元為研究對(duì)象，圖1顯示了1個(gè)空冷單元的三維圖。左右2組管束成“Λ”型結(jié)構(gòu)布置，夾角為60o，每面管束的整體尺寸為10.8 m×9.81 m，在空冷凝汽器單元的模擬中簡(jiǎn)化為多孔介質(zhì)區(qū)域。軸流風(fēng)機(jī)位于凝汽器翅片管束正下方。風(fēng)機(jī)直徑8.91 m，軸功率80 kW。

假設(shè)流動(dòng)是三維不可壓縮穩(wěn)態(tài)流動(dòng)。為了便于處理浮升力的作用，熱物性只考慮密度隨溫度的變化，守恒量方程中只考慮動(dòng)量方程中與體積力有關(guān)的項(xiàng)，并采用大氣溫度作為參考溫度。湍流模型采用了標(biāo)準(zhǔn)k-ε二方程模型。采用相對(duì)坐標(biāo)系和實(shí)體風(fēng)機(jī)葉片相結(jié)合的方法建立風(fēng)機(jī)模型。關(guān)于空冷單元翅片管束的計(jì)算，文獻(xiàn)中采用的模型有2種，體散熱器(heat exchanger) 模型和散熱器平面(radiator)與多孔介質(zhì)相結(jié)合的模型，本文采用了后者。在radiator

圖1 直接空冷凝汽器單元物理模型

平面上設(shè)置翅片管束的壓降與法向速度的關(guān)系為

(1)

式中：Δp為翅片管沿程壓降；ρ為空氣密度；va,n為散熱器平面法向風(fēng)速；kL為無(wú)量綱流動(dòng)阻力系數(shù)，表達(dá)式為

(2)

式中fn為多項(xiàng)式系數(shù)，f1=75.21，f2=-32.5，f3=3.60。散熱器平面的熱流密度可以表達(dá)為

q=h(Ts-Ta,d)

(3)

式中：q為熱流密度；h為基于Ta,d定義的等效傳熱系數(shù)；Ts為凝結(jié)溫度；Ta,d為散熱器平面下游相鄰網(wǎng)格的溫度。等效傳熱系數(shù)的表達(dá)式為

(4)

式中hn為多項(xiàng)式系數(shù)，h1=537，h2= 2 017，h3=-98。

連續(xù)性方程為

(5)

式中：u為空氣流速，x為空間坐標(biāo)。

動(dòng)量方程為

(6)

式中：μeff為有效粘性系數(shù)；p為流體壓力；g為重力加速度；S為源項(xiàng)，可用于Radiator條件的表達(dá)。

能量方程為

(7)

式中：T為流體溫度；e為工質(zhì)比內(nèi)能；Sh為源項(xiàng)，可用于Radiator條件的表達(dá)。

標(biāo)準(zhǔn)k-ε模型為

(8)

式中：k為湍動(dòng)能；ε為耗散率；μt為湍流粘性；σk為關(guān)于k的湍流普郎特?cái)?shù)；Gk表示由速度梯度引起的湍動(dòng)能的產(chǎn)生項(xiàng)；Gb表示由浮力引起的湍動(dòng)能的產(chǎn)生項(xiàng)。

控制方程為

(9)

式中：σε為關(guān)于ε的湍流普朗特?cái)?shù)；C1ε、C2ε、C3ε為模型常數(shù)。

如圖1所示，空冷單元下方四周圍設(shè)置為壓力入口邊界條件?？绽鋯卧闹茉O(shè)置為對(duì)稱邊界條件?？绽鋯卧敳砍隹谠O(shè)置為壓力出口邊界條件。Radiator模型中管束傳熱系數(shù)和流動(dòng)阻力采用試驗(yàn)關(guān)聯(lián)式[17]，溫度采用汽輪機(jī)背壓對(duì)應(yīng)的飽和溫度。對(duì)于多孔介質(zhì)區(qū)域，根據(jù)通流的方向設(shè)置非通流方向的其他兩個(gè)方向的流動(dòng)阻力系數(shù)為極大值。風(fēng)機(jī)葉片所在的區(qū)域設(shè)置風(fēng)機(jī)轉(zhuǎn)速等參數(shù)。

在計(jì)算區(qū)域采用有限容積法對(duì)控制方程進(jìn)行離散，對(duì)流項(xiàng)采用中心差分，采用了Simple壓力速度耦合算法進(jìn)行迭代求解。為保證計(jì)算結(jié)果的網(wǎng)格獨(dú)立性，要求不同網(wǎng)格下計(jì)算得到的空氣流量變化至穩(wěn)定，最后采用的模型的總網(wǎng)格數(shù)為228萬(wàn)個(gè)。在單元級(jí)數(shù)值模擬中，得到的是空冷單元強(qiáng)迫對(duì)流與空氣密度差形成的自然對(duì)流相結(jié)合的混合對(duì)流，得到了空氣流場(chǎng)以及風(fēng)機(jī)的流量、換熱量。

1.2 連續(xù)翅片扁平管

風(fēng)機(jī)來(lái)風(fēng)進(jìn)口條件復(fù)雜，因而通過(guò)最大轉(zhuǎn)速下單元級(jí)的數(shù)值模擬得到了翅片管束進(jìn)口風(fēng)分速度的最大變化范圍(0～10m/s)，而后在此范圍內(nèi)，進(jìn)行多種分速度搭配下翅片管傳熱性能的數(shù)值模擬。

翅片空氣通道的結(jié)構(gòu)如圖2所示，基管設(shè)為定壁溫邊界條件，上下面設(shè)為周期性邊界條件，翅片設(shè)置為可與流體換熱的耦合壁面條件。

圖2 翅片管空氣側(cè)計(jì)算區(qū)域及邊界條件

為保證數(shù)值模擬進(jìn)出口處于充分發(fā)展的狀態(tài)，設(shè)置了進(jìn)口段和出口段。進(jìn)口段四周側(cè)面設(shè)置為周期性邊界條件。進(jìn)口段正面設(shè)置為速度入口邊界條件?？諝庥捎诮?jīng)過(guò)了較長(zhǎng)的翅片空間的流動(dòng)誘導(dǎo)，出口流速方向平行于流道，因而出口段四周側(cè)面設(shè)置為對(duì)稱邊界條件。出口正面設(shè)置為壓力出口條件?？刂品匠碳捌淝蠼夥椒愃朴趩卧獢?shù)值模擬，不同的是湍流模型采用了kω-SST模型，這種模型的特點(diǎn)是可以實(shí)現(xiàn)轉(zhuǎn)捩過(guò)程的數(shù)值模擬，而空冷翅片管的設(shè)計(jì)風(fēng)速正處于轉(zhuǎn)捩過(guò)渡的范圍，且這種模型在文獻(xiàn)[14]中得到了實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證。kω-SST湍流模型方程為

(10)

Gω-Yω+Dω

(11)

最后采用的具有網(wǎng)格無(wú)關(guān)性的模型的總網(wǎng)格數(shù)為105萬(wàn)個(gè)。表達(dá)流道整體換熱性能的傳熱系數(shù)，即平均對(duì)流換熱系數(shù)為

(12)

式中：Q表示換熱量；Ar表示基管換熱面積；Af表示翅片面積；ηf表示肋化效率；Δtm為對(duì)數(shù)平均溫差。可通過(guò)設(shè)置翅片溫度為基管溫度的數(shù)值模擬得到理想最大換熱量，實(shí)際換熱量與該理想換熱量之比即為肋化效率。表達(dá)管束進(jìn)口段極限換熱性能的沖擊換熱系數(shù)，即沖擊換熱系數(shù)為

(13)

式中：qarc,max表示圓弧沖擊點(diǎn)的熱流密度，同時(shí)也是圓弧區(qū)域的局部最大熱流密度；Tw表示基管溫度；T0表示環(huán)境溫度。

2 跨尺度模擬策略

本文使用Fluent軟件對(duì)2個(gè)尺度的模型及相應(yīng)耦合策略進(jìn)行空冷單元空氣側(cè)換熱的多尺度計(jì)算。

(1)獲得小尺度模型的整體性能，翅片管的平均對(duì)流特性和流動(dòng)阻力特性已經(jīng)通過(guò)試驗(yàn)獲得。

(2)將翅片管的整體性能作為等效子模型嵌入大尺度模型，建立大尺度系統(tǒng)級(jí)模型，從而可以進(jìn)行系統(tǒng)級(jí)數(shù)值模擬，具體將翅片管平均對(duì)流換熱特性和流動(dòng)阻力特性嵌入直接空冷單元模型，獲得迎風(fēng)面的三維風(fēng)速的分布及其變化范圍。

(3)在系統(tǒng)邊界條件的變化范圍(0～10 m/s)內(nèi)進(jìn)行小尺度模型的數(shù)值模擬，獲得所關(guān)心的小尺度模型細(xì)節(jié)特征，并采用一定算法對(duì)關(guān)心的細(xì)節(jié)建立代理模型。即在迎風(fēng)面的三維風(fēng)速的變化范圍內(nèi)對(duì)翅片管進(jìn)行數(shù)值模擬，獲得圓弧頭部的沖擊換熱特性以及作為對(duì)比的平均換熱特性，然后將沖擊換熱性能和平均換熱性能計(jì)算結(jié)果重構(gòu)成采用最小二乘支持向量機(jī)算法建立簡(jiǎn)單的輸入-輸出代理模型。

(4)將系統(tǒng)級(jí)別數(shù)值模擬得到的系統(tǒng)邊界條件與小尺度細(xì)節(jié)代理模型相結(jié)合，獲得小尺度模型細(xì)節(jié)在系統(tǒng)邊界上的分布。即在空冷單元的迎風(fēng)面的每個(gè)網(wǎng)格上，對(duì)網(wǎng)格上的三維風(fēng)速應(yīng)用翅片管換熱特性代理模型，獲得沖擊換熱系數(shù)、平均對(duì)流換熱系數(shù)在迎風(fēng)面上的二維分布。

采用最小二乘支持向量機(jī)將邊界條件多變的數(shù)值模擬結(jié)果得到的翅片管平均對(duì)流換熱系數(shù)hwhole、圓弧段沖擊對(duì)流換熱系數(shù)himpine擬合成關(guān)于3個(gè)來(lái)風(fēng)分速度的函數(shù)，從而可將其作為翅片管換熱性能的代理模型。

給出訓(xùn)練數(shù)據(jù){(xk,yk)}，xk∈Rn，yi∈R，k=1，2，…，M。將訓(xùn)練數(shù)據(jù)采用非線性函數(shù)φ(·):∈Rn→Rnh映射到高維空間，在高維空間尋優(yōu)進(jìn)而得到最優(yōu)回歸函數(shù)

f(x)=wTφ(x)+b

(14)

該非線性最優(yōu)回歸函數(shù)的獲得是通過(guò)以下二次規(guī)劃的方法得到的

(15)

式中：c表示對(duì)于超過(guò)誤差范圍的樣本給予的懲罰因子；ξi為松弛變量；w、b為回歸系數(shù)向量或系數(shù)。

從而得到回歸表達(dá)式為

(16)

式中K(x,xi)即核函數(shù)，為映射函數(shù)的點(diǎn)積

K(x,xi)=φ(x)φ(xi)

(17)

本文采用的是RBF徑向基核函數(shù)，αi、b為擬合得到的系數(shù)向量或系數(shù)常數(shù)。

3 分析及討論

首先對(duì)采用試驗(yàn)關(guān)聯(lián)式的空冷空冷單元不同轉(zhuǎn)速(額定轉(zhuǎn)速69、57.75、34.5、17.25 r/min)下的工況進(jìn)行了數(shù)值模擬，環(huán)境溫度為5 ℃，從最大轉(zhuǎn)速工況模擬結(jié)果中獲得距離翅片管束進(jìn)風(fēng)口約1 cm的迎風(fēng)面的三維速度的速度分量的最大變化范圍(0～10 m/s)，將各個(gè)工況迎風(fēng)面的三維速度分布提取出來(lái)。然后首先對(duì)翅片管小尺度模型進(jìn)行了數(shù)值模擬，從數(shù)值計(jì)算結(jié)果中提取出平均對(duì)流換熱系數(shù)和沖擊換熱系數(shù)，并將提取結(jié)果用最小二乘支持向量機(jī)重構(gòu)成簡(jiǎn)單的輸入-輸出翅片管換熱性能代理模型。翅片管的邊界條件為：管內(nèi)壁溫度為40 ℃，進(jìn)口風(fēng)溫為5 ℃，通流風(fēng)速即z向分速度以及不同的y向、z向分速度，分速度范圍在(0～10 m/s)內(nèi)。最后將不同工況的迎風(fēng)面三維速度的分布代入翅片管換熱性能代理模型中，得到了不同轉(zhuǎn)速下迎風(fēng)面對(duì)應(yīng)的翅片管束的平均對(duì)流換熱系數(shù)和沖擊換熱系數(shù)分布圖。

3.1 最小二乘支持向量機(jī)擬合精度

對(duì)復(fù)雜進(jìn)風(fēng)條件下翅片管平均對(duì)流傳熱系數(shù)、沖擊換熱系數(shù)的計(jì)算結(jié)果采用支持向量機(jī)進(jìn)行擬合，表1為擬合精度。由于該算法擬合方法依賴于原始數(shù)據(jù)，不具有公式一樣的廣泛推廣價(jià)值，此處僅給出擬合精度。這種方法能將計(jì)算結(jié)果很好的程序化，但不具有如試驗(yàn)關(guān)聯(lián)式般明確的物理意義。

表1 支持向量機(jī)擬合精度

Table 1 Fitting precision of support vector machine

3.2 復(fù)雜進(jìn)口風(fēng)條件下的傳熱系數(shù)變化規(guī)律

如圖3、4為通流風(fēng)速為2 m/s采用不同的y向、z向分速度的翅片管平均傳熱系數(shù)和圓弧頭部最大沖擊傳熱系數(shù)的數(shù)值模擬結(jié)果?？梢钥闯觯S著分速度的增加，平均對(duì)流換熱系數(shù)有增大的趨勢(shì)，但變化幅度不是很大，在圖中所示的變化范圍內(nèi)，平均傳熱系數(shù)最大值最小值僅僅相差7 W/(m2K)。而最大沖擊換熱系數(shù)增大的趨勢(shì)非常顯著，最大值最小值相差60 W/(m2K)。

圖3 x向通流風(fēng)速2 m/s時(shí)平均換熱系數(shù) 隨y向、z向風(fēng)速的變化規(guī)律

圖4 x向通流風(fēng)速2 m/s時(shí)沖擊換熱系數(shù) 隨y向、z向風(fēng)速的變化規(guī)律

3.3 空冷單元迎風(fēng)面風(fēng)速分布

圖5、6分別為空冷單元一側(cè)翅片管束前的迎風(fēng)面通流風(fēng)速、絕對(duì)風(fēng)速的二維分布圖。對(duì)比圖5、6，可以看出通流風(fēng)速、絕對(duì)迎面風(fēng)速在平面上分布很不均勻，且通流風(fēng)速比絕對(duì)迎面風(fēng)速小很多。通流風(fēng)速的實(shí)驗(yàn)結(jié)果可參考文獻(xiàn)[13]，與實(shí)驗(yàn)結(jié)果非常相似，與出口風(fēng)速相等的通流風(fēng)速的分布呈現(xiàn)出上半部小下半部大，左右部分相差較大的特征。絕對(duì)風(fēng)速在迎風(fēng)面上呈現(xiàn)出的上半部小下半部大左右部分相差較大的特征更加明顯。分析其原因，風(fēng)速上半部小下半部大的特征是由于風(fēng)機(jī)出口風(fēng)受到空冷單元管束的阻擋造成的，左右部分相差較大的特征是帶有旋轉(zhuǎn)特性的風(fēng)機(jī)來(lái)風(fēng)造成的。

圖5 空冷單元迎風(fēng)面x方向通流風(fēng)速分布 Fig.5 Through-velocity distribution at

圖6 空冷單元迎風(fēng)面絕對(duì)速度分布

3.4 空冷單元管束迎風(fēng)面平均對(duì)流換熱系數(shù)二維分布、沖擊換熱系數(shù)二維分布

圖7、8為空冷單元一側(cè)翅片管束前面的迎風(fēng)面對(duì)應(yīng)的翅片管束的平均對(duì)流傳熱系數(shù)、沖擊換熱系數(shù)的二維分布圖。從這2幅圖可以看出，管束迎風(fēng)面沖擊換熱系數(shù)比平均對(duì)流換熱系數(shù)大很多，最大達(dá)到146 W/(m2K)，而平均對(duì)流換熱系數(shù)大部分在30 W/(m2K)左右。這表明空冷單元風(fēng)機(jī)來(lái)風(fēng)對(duì)管束的沖擊換熱遠(yuǎn)大于管束通流部分的平均對(duì)流換熱。這是由于管束前端的扁平管圓弧進(jìn)口段受到了風(fēng)機(jī)來(lái)風(fēng)絕對(duì)風(fēng)速的沖刷，相比通流部分，邊界層薄很多，這使得沖擊冷卻過(guò)程的換熱系數(shù)高出通流部分很多。

圖7 空冷單元額定轉(zhuǎn)速管束迎風(fēng)面平均對(duì)流換熱系數(shù)

圖8 額定轉(zhuǎn)速下管束迎風(fēng)面沖擊換熱系數(shù)分布

3.5 不同轉(zhuǎn)速下沖擊換熱系數(shù)的分布規(guī)律

風(fēng)機(jī)來(lái)風(fēng)時(shí)，翅片模型圓弧頭部處于沖擊換熱狀態(tài)，邊界層很薄，傳熱系數(shù)很大；迎面風(fēng)速對(duì)管束進(jìn)口圓弧區(qū)域的沖擊換熱是以風(fēng)機(jī)來(lái)風(fēng)絕對(duì)風(fēng)速進(jìn)行的；此處風(fēng)溫處接近環(huán)境溫度，這3個(gè)原因?qū)е略诙竟r下，圓弧頭部的沖擊換熱直接影響凝結(jié)水的凍結(jié)風(fēng)險(xiǎn)的大小。而工程實(shí)踐中多采用調(diào)節(jié)風(fēng)機(jī)轉(zhuǎn)速的方法防凍，因此本節(jié)對(duì)不同風(fēng)機(jī)轉(zhuǎn)速的沖擊換熱特性進(jìn)行了數(shù)值計(jì)算，結(jié)果如圖9所示。從圖9可以知道，隨著風(fēng)機(jī)轉(zhuǎn)速的降低，沖擊換熱系數(shù)明顯降低。

4 結(jié) 論

(1)在空冷風(fēng)機(jī)進(jìn)風(fēng)變化范圍內(nèi)，通過(guò)翅片管的數(shù)值模擬，獲得了復(fù)雜進(jìn)風(fēng)條件下的翅片管平均對(duì)流換熱系數(shù)、圓弧段沖擊換熱系數(shù)，并用支持向量機(jī)算法將計(jì)算結(jié)果簡(jiǎn)化成輸入-輸出代理模型。結(jié)果表明，進(jìn)風(fēng)條件對(duì)整體換熱能力略有影響，對(duì)沖擊換熱影響較大。

圖9 變轉(zhuǎn)速下管束迎風(fēng)面沖擊換熱系數(shù)分布

(2)通過(guò)對(duì)空冷單元和翅片空間的多尺度模擬，獲得了空冷單元迎風(fēng)面風(fēng)速的二維分布，給出了翅片管束的平均對(duì)流換熱系數(shù)、圓弧段沖擊換熱系數(shù)的二維分布。結(jié)果表明，平均對(duì)流換熱系數(shù)和沖擊換熱系數(shù)空間分布很不均勻，且沖擊傳熱系數(shù)比對(duì)流傳熱系數(shù)大一個(gè)數(shù)量級(jí)，增進(jìn)了對(duì)空冷島防凍機(jī)理的理解。

(3)對(duì)不同風(fēng)機(jī)轉(zhuǎn)速下的管束進(jìn)口段的沖擊傳熱性能進(jìn)行了計(jì)算，結(jié)果表明，隨著轉(zhuǎn)速的下降，沖擊傳熱系數(shù)均進(jìn)一步下降，顯示了降低風(fēng)機(jī)轉(zhuǎn)速對(duì)降低空冷島防凍風(fēng)險(xiǎn)的有利影響，有利于下一步同時(shí)考慮管內(nèi)外過(guò)程的空冷島防凍機(jī)理的定量分析。

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(編輯:蔣毅恒)

CHENG Tongrui, DU Xiaoze, YANG Lijun

(Key Laboratory of Condition Monitoring and Control for Power Plant Equipment of

Ministry of Education, North China Electric Power University, Beijing 102206, China)

For the antifreezing industrial demand of direct air-cooling condenser in winter, the model on finned tube scale was coupled with that on air-cooling unit scale, both the whole heat transfer characteristics in finned tube bundle and the impingement heat transfer characteristic of condensate water in air-cooling finned tube were studied, which could provide the third thermal boundary condition for the calculation of the in-tube condensation heat transfer and freezing in direct air-cooling condenser under the condition of low temperature operation in winter.The air-cooling condenser cell model and finned tube model were constructed.Then, the simulation results of finned tube under 3D inlet wind velocity boundary condition was simplified as input-output type agent model.The velocity distribution at the windward surface and symmetric boundary was obtained from air-cooling condenser cell numerical simulation.Then the finned tube agent model was applied in the symmetric boundary to obtain the spatial distribution of the impingement heat transfer characteristics and average convective heat transfer characteristics of finned tube at symmetric boundary.The numerical calculation results show that, the impinging heat transfer coefficient has a larger magnitude than the average convective heat transfer coefficient; at the windward surface, the distributions of those two coefficients are both up-down asymmetrical and left-right asymmetrical; and the impinging heat transfer coefficient decreases with the decrease of the rotational speed.

direct air-cooling condenser; cross-scale simulation; heat transfer; freezing

國(guó)家重點(diǎn)基礎(chǔ)研究發(fā)展計(jì)劃項(xiàng)目(973項(xiàng)目)(2015CB251503)。

TM 621; TK 124

A

1000-7229(2015)08-0015-07

10.3969/j.issn.1000-7229.2015.08.003

2015-05-25

2015-07-10

程通銳(1984)，男，博士研究生 主要研究方向?yàn)殡娬緝?yōu)化與強(qiáng)化傳熱；

杜小澤(1970)，男，通信作者，博士生導(dǎo)師，主要研究方向?yàn)殡娬緝?yōu)化與強(qiáng)化傳熱；

楊立軍(1971)，男，博士生導(dǎo)師，主要研究方向?yàn)殡娬緝?yōu)化與強(qiáng)化傳熱。

Project Supported by National Basic Research Program of China (973 Program)(2015CB251503).