韋紅旗， 盛　波， 耿　彪， 伍小林

(1. 東南大學(xué) 能源與環(huán)境學(xué)院，南京 210096；　2. 寧夏京能寧東發(fā)電有限公司，寧夏靈武 750040)

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研究與分析

SCAL式間接空冷塔分扇區(qū)配水防風(fēng)方案的研究

韋紅旗1， 盛波1， 耿彪1， 伍小林2

(1. 東南大學(xué) 能源與環(huán)境學(xué)院，南京 210096；2. 寧夏京能寧東發(fā)電有限公司，寧夏靈武 750040)

摘要：借助三維數(shù)值模型，對環(huán)境側(cè)風(fēng)下間冷塔的流動(dòng)規(guī)律與換熱性能進(jìn)行研究。結(jié)果表明：在進(jìn)塔其他參數(shù)不變的情況下，間冷塔總散熱量隨風(fēng)速增大而不斷降低，是由于氣流圓柱繞流導(dǎo)致側(cè)風(fēng)面扇區(qū)的散熱量大大減少，迎風(fēng)面扇區(qū)散熱量雖有所提高，但不足以彌補(bǔ)其他扇區(qū)的散熱量損失。根據(jù)各扇區(qū)散熱量分布特點(diǎn)，提出一種新型防風(fēng)方案，即按散熱量比例對不同扇區(qū)進(jìn)行分區(qū)配水，對通風(fēng)量進(jìn)行合理利用，在一定程度上減輕了側(cè)風(fēng)對間冷塔散熱的影響。

關(guān)鍵詞：側(cè)風(fēng)； 間冷塔； 流動(dòng)； 散熱； 扇區(qū)； 數(shù)值模擬

隨著水資源的日益匱乏，傳統(tǒng)的火電水冷方式因耗水量大、對環(huán)境造成一定的負(fù)面影響而面臨著嚴(yán)峻的挑戰(zhàn)?？绽浼夹g(shù)主要分為直接空冷(直冷)和間接空冷(間冷)：直冷是指汽輪機(jī)乏汽與環(huán)境空氣直接進(jìn)行熱交換，間冷是指汽輪機(jī)乏汽通過循環(huán)冷卻水與環(huán)境空氣進(jìn)行間接熱交換。按照散熱器布置形式及凝汽器類型的不同，間冷系統(tǒng)又可分為海勒式、哈蒙式及SCAL式。對于一臺(tái)600 MW機(jī)組，間冷系統(tǒng)的年運(yùn)行費(fèi)用比直冷系統(tǒng)節(jié)約近700萬元，而且機(jī)組背壓受側(cè)風(fēng)的影響程度比直冷系統(tǒng)小[1]。

空冷塔與濕冷塔不同，空冷塔是利用空氣通過表面式換熱器受熱產(chǎn)生的自然浮力運(yùn)動(dòng)帶走熱量的，這使得空冷塔冷卻效率明顯受到環(huán)境條件的影響，尤其是側(cè)風(fēng)。近年來，學(xué)者們對空冷塔的研究不斷深入，側(cè)風(fēng)對空冷塔流動(dòng)與換熱的影響以及防風(fēng)措施的探索日益受到人們的重視。在國內(nèi)，研究人員先后對空冷塔在側(cè)風(fēng)下的換熱性能做了大量的實(shí)驗(yàn)與模擬研究，總體結(jié)果表明側(cè)風(fēng)對空冷塔的冷卻效果是不利的[2-5]。

筆者使用Fluent軟件，對側(cè)風(fēng)下空冷塔內(nèi)外空氣流態(tài)及換熱性能進(jìn)行模擬計(jì)算，指出了側(cè)風(fēng)影響空冷塔散熱性能的主要原因，并對分扇區(qū)配水防風(fēng)方案的可行性及經(jīng)濟(jì)性進(jìn)行了分析。

1對象概述

研究對象是某電廠660 MW機(jī)組SCAL式間冷塔，塔結(jié)構(gòu)尺寸見表1；散熱器類型為TA67/3.2-2666-4，以交叉式逆流連接，平均傳熱系數(shù)為44.3 W/(m2·K)。實(shí)際運(yùn)行數(shù)據(jù)表明：間冷塔的冷卻性能受側(cè)風(fēng)的影響較大，特別是在夏季環(huán)境溫度較高的時(shí)候，循環(huán)水得不到充分冷卻，導(dǎo)致凝汽器背壓升高，機(jī)組經(jīng)濟(jì)性降低，嚴(yán)重時(shí)甚至?xí)拗茩C(jī)組負(fù)荷。

表1　間冷塔結(jié)構(gòu)尺寸

2三維數(shù)值模型

2.1 物理模型及網(wǎng)格劃分

計(jì)算風(fēng)工程中將鈍體繞流問題的計(jì)算域尺寸歸結(jié)為4個(gè)參數(shù)，即寬度方向距離W、高度方向距離H、上游距離L1和下游距離L2，見圖1。

這些尺寸的選取不僅和研究對象有關(guān)，同時(shí)還要考慮到所采用的邊界條件。一般入口邊界、側(cè)面邊界以及頂部邊界與建筑物的距離均要大于5h(h為建筑物高度)[6]。對于高層建筑，環(huán)境風(fēng)主要為側(cè)面繞流，因此建筑物頂面距流域邊界的距離可以小于3h(h為建筑物高度)，而側(cè)面的距離應(yīng)大于8倍建筑物寬度，總體要滿足阻塞比小于5%，下游的距離在7h～10h對計(jì)算結(jié)果不會(huì)有太大影響[7]。

對間冷塔在側(cè)風(fēng)環(huán)境中進(jìn)行建模時(shí)，選擇半塔進(jìn)行模擬計(jì)算：一方面，能夠體現(xiàn)間冷塔在側(cè)風(fēng)下的流動(dòng)與換熱規(guī)律；另一方面，在相同的計(jì)算能力下，可以對半塔計(jì)算區(qū)域進(jìn)行更加細(xì)致的網(wǎng)格劃分，提高計(jì)算的準(zhǔn)確性。因此，結(jié)合間冷塔的結(jié)構(gòu)尺寸，間冷塔0 m高度處半徑為64.5 m，全高為172 m，故以0 m高度處冷卻塔的中心為原點(diǎn)，半塔計(jì)算區(qū)域選擇為：上游進(jìn)風(fēng)面距離原點(diǎn)800 m，即L1=800-64.5=735.5 m；下游出風(fēng)面距離原點(diǎn)1 600 m，即L2=1 600-64.5=1 535.5 m；側(cè)面距離原點(diǎn)800 m，即W=800-64.5=735.5 m;頂面距離原點(diǎn)1 000 m，即H=1 000-172=828 m。

間冷塔物理模型的核心是福哥TA67型散熱器，一些學(xué)者將散熱器簡化為圓環(huán)柱體，便于建模[8-9]；但實(shí)際上冷卻三角由兩側(cè)冷卻柱以46.6°夾角布置構(gòu)成，若將其簡化為圓環(huán)柱體，氣流經(jīng)過散熱器的流動(dòng)情況與實(shí)際情況將存在較大差別。對此，筆者將冷卻柱簡化為相同尺寸的長方體，保留其三角結(jié)構(gòu)，提高氣流穿過散熱器流動(dòng)與換熱模擬的準(zhǔn)確性，見圖2。

在上述計(jì)算區(qū)域中，最小的尺度是冷卻柱的厚度，僅為0.133 m，最大的尺度為環(huán)境空間的尺寸，達(dá)到千米級。為了對計(jì)算區(qū)域進(jìn)行合理的網(wǎng)格劃分，以原點(diǎn)O為起點(diǎn)，在上下游各150 m、側(cè)面150 m、上方200 m處建立以半塔為中心的300 m×150 m×200 m的密網(wǎng)格區(qū)域，對其中的冷卻三角、壁面周圍采用較密的網(wǎng)格劃分。密網(wǎng)格區(qū)域外的計(jì)算空間采用size function網(wǎng)格劃分方式，交界面使用interface邊界類型進(jìn)行計(jì)算數(shù)據(jù)交換，網(wǎng)格總量為3 002 139，見圖3。

2.2 邊界條件

計(jì)算無風(fēng)工況時(shí)，計(jì)算域入口、出口和側(cè)面均為壓力入口，頂部設(shè)置為壓力出口，壓力為0 Pa。有風(fēng)時(shí)，計(jì)算域入口設(shè)為速度進(jìn)口邊界，根據(jù)GB 50009—2012 《建筑結(jié)構(gòu)荷載規(guī)范》[10]，大氣邊界層內(nèi)，近地面風(fēng)速沿高度的變化可以用指數(shù)公式來描述，即

(1)

式中：υ10為10 m高度處的風(fēng)速；α為地面粗糙度指數(shù)，當(dāng)高度達(dá)到梯度風(fēng)高度H時(shí)，風(fēng)速便不再受地面粗糙度的影響，α與H取值均與地貌類型有關(guān)。根據(jù)當(dāng)?shù)氐牡乩砬闆r，粗糙度指數(shù)取0.16，梯度風(fēng)高度取350 m[10]。

2.3 計(jì)算模型

研究空冷塔在側(cè)風(fēng)下的流動(dòng)規(guī)律時(shí)，不僅有近壁面圓柱繞流，同時(shí)巨大的環(huán)境空間構(gòu)成了遠(yuǎn)離壁面區(qū)域。在兩方程湍流模型中，κ-ε能夠較好地模擬遠(yuǎn)離壁面充分發(fā)展的湍流流動(dòng)，而κ-w模型則能更為廣闊地應(yīng)用于各種壓力梯度下的邊界層問題。為了結(jié)合兩種模型的特點(diǎn)，Menter F提出了SSTκ-w湍流模型[11]，它是一種在工程上得到廣泛應(yīng)用的混合模型，在近壁面處保留了κ-w模型，在遠(yuǎn)離壁面處應(yīng)用了κ-ε模型。

在模型設(shè)置中，散熱器的阻力和換熱參數(shù)是最為復(fù)雜和關(guān)鍵的。散熱器由大量管道和翅片組成，分析散熱器的換熱機(jī)理可將其理解為：外部流體在流過換熱器表面造成壓降的同時(shí)，帶走了換熱器的一部分熱量。Fluent軟件運(yùn)用集中參數(shù)的形式建立了換熱器模型——Heat Exchanger，使用簡單效率法或傳熱單元數(shù)法(NTU)進(jìn)行換熱量計(jì)算。本次模擬采用更為精確的NTU法，散熱器區(qū)域的流動(dòng)屬性被定義為多孔介質(zhì)，壓力損失為：

(2)

式中：Δp為主流體流動(dòng)方向上的壓力損失，Pa；f為壓強(qiáng)損失系數(shù)；ρm為主流體平均密度，kg/m3；UAmin為最小流通面積處主流體的流動(dòng)速度，m/s。

換熱量則采用換熱效能乘以最大可能換熱量來計(jì)算，即

q=εCmin(Tin,hot-Tin,cold)

(3)

式中：ε為換熱效能；Tin,hot為散熱器熱流體進(jìn)口溫度，K；Tin,cold為散熱器冷流體進(jìn)口溫度，K；Cmin為熱容率，空氣和水兩者中的較小者，W/K。

3間冷塔流動(dòng)與換熱的模擬結(jié)果

3.1 數(shù)值模型驗(yàn)證

根據(jù)間冷塔的設(shè)計(jì)資料，設(shè)計(jì)工況為環(huán)境溫度13.9 ℃，風(fēng)速≤4 m/s的性能保證點(diǎn)，具體參數(shù)見表2。結(jié)合間冷塔周圍的氣象監(jiān)測數(shù)據(jù)與機(jī)組實(shí)際運(yùn)行數(shù)據(jù)，間冷塔在4 m/s時(shí)達(dá)不到設(shè)計(jì)值，因此采用無風(fēng)工況下的模擬結(jié)果與設(shè)計(jì)值進(jìn)行對比驗(yàn)證，模型中的環(huán)境溫度、循環(huán)水溫度、流量等參數(shù)按設(shè)計(jì)值進(jìn)行設(shè)置，計(jì)算結(jié)果見表3。

表2　間冷塔設(shè)計(jì)參數(shù)

注：1)TITD為循環(huán)水進(jìn)口溫度與環(huán)境溫度的溫差。

表3　模擬數(shù)據(jù)與設(shè)計(jì)值對比

同時(shí)，某電科院為了掌握該間冷塔在側(cè)風(fēng)下的實(shí)際運(yùn)行情況，在間冷塔四周10 m高處分別布置了風(fēng)速風(fēng)向儀記錄數(shù)據(jù)，實(shí)時(shí)儲(chǔ)存于監(jiān)控系統(tǒng)。為了進(jìn)一步驗(yàn)證數(shù)值模型的可用性，選擇風(fēng)速較為穩(wěn)定的實(shí)際工況與數(shù)值模擬結(jié)果進(jìn)行對比分析，實(shí)際工況風(fēng)速為5.5 m/s，熱水溫度為49.6 ℃，循環(huán)水流量為51 800 t/h，據(jù)此對數(shù)值模型中的參數(shù)進(jìn)行設(shè)置并計(jì)算，實(shí)際各扇區(qū)散熱量則根據(jù)各扇區(qū)進(jìn)出口水溫變化及循環(huán)水量的DCS數(shù)據(jù)進(jìn)行計(jì)算，各扇區(qū)(見圖4)散熱量模擬結(jié)果與實(shí)際運(yùn)行數(shù)據(jù)對比分析見圖5。

由表3和圖5可知：數(shù)值模型在無風(fēng)工況時(shí)的計(jì)算數(shù)據(jù)與間冷塔設(shè)計(jì)值較為接近，而且在有風(fēng)工況時(shí)也能較為準(zhǔn)確地反映各扇區(qū)的實(shí)際散熱情況，從而驗(yàn)證了此數(shù)值模型的準(zhǔn)確性和可靠性。

3.2 側(cè)風(fēng)下間冷塔流動(dòng)規(guī)律與換熱性能

借助準(zhǔn)確的數(shù)值模型，在設(shè)計(jì)進(jìn)塔參數(shù)下(除風(fēng)速外)，對不同風(fēng)速下間冷塔的流動(dòng)規(guī)律和換熱性能進(jìn)行數(shù)值研究，總散熱量及通風(fēng)量統(tǒng)計(jì)結(jié)果見圖6、圖7，其中由于各冷卻柱的散熱量總為正值，所以總散熱量是對各冷卻柱的散熱量進(jìn)行求和計(jì)算的。對于通風(fēng)量，結(jié)合數(shù)值模擬結(jié)果，在大風(fēng)速的情況下，側(cè)面扇區(qū)少部分冷卻柱會(huì)出現(xiàn)氣流從塔內(nèi)側(cè)向外側(cè)溢出的現(xiàn)象，但是這種氣流流動(dòng)同樣能起到散熱的效果，所以總通風(fēng)量是對各冷卻柱通風(fēng)量的絕對值進(jìn)行求和計(jì)算的，不區(qū)分氣流的流動(dòng)方向。

由圖6、圖7可知：隨著風(fēng)速不斷增大，間冷塔的總散熱量和通風(fēng)量不斷降低，兩者的變化趨勢較為一致。當(dāng)風(fēng)速≥3 m/s時(shí)，散熱量開始大幅度下降；當(dāng)風(fēng)速達(dá)到12 m/s時(shí)，散熱量約降低了41%；風(fēng)速繼續(xù)增大時(shí)，散熱量變化較小。從各扇區(qū)散熱量的角度來看，不同位置扇區(qū)的散熱量差距較大，但呈現(xiàn)明顯特點(diǎn)：迎風(fēng)面扇區(qū)1、10的散熱量隨風(fēng)速增大而不斷增加；側(cè)風(fēng)面扇區(qū)的散熱量隨風(fēng)速增大而降低，尤其是正側(cè)面扇區(qū)3、8；背風(fēng)面扇區(qū)的散熱量在風(fēng)速達(dá)到一定程度(約8 m/s)時(shí)才開始逐漸降低。

針對散熱量在側(cè)風(fēng)下所表現(xiàn)出的變化，對常見風(fēng)速6 m/s以及最大風(fēng)速16 m/s下的關(guān)鍵位置處氣流流態(tài)進(jìn)行分析，見圖8～圖10。

由圖8～圖10可知：從流動(dòng)的角度來看，在側(cè)風(fēng)情況下，塔底散熱器周圍圓柱繞流起主導(dǎo)作用，側(cè)風(fēng)面氣流流速較大，在散熱器外產(chǎn)生負(fù)壓區(qū)，散熱器內(nèi)外壓差減小，通風(fēng)量隨之降低。當(dāng)風(fēng)速較大時(shí)，塔內(nèi)氣流漩渦和塔外氣流回流強(qiáng)度提高，影響背風(fēng)面扇區(qū)的通風(fēng)和散熱，所以當(dāng)風(fēng)速大于8 m/s時(shí)，背風(fēng)面扇區(qū)散熱量開始降低。

4分扇區(qū)配水方案

4.1 配水方式

間冷塔在風(fēng)速較大時(shí)的散熱量急劇下降，嚴(yán)重影響循環(huán)水的冷卻。針對這一現(xiàn)象，學(xué)者們對相應(yīng)的防風(fēng)方案也做了不少研究，宮婷婷[2]指出在塔外安裝導(dǎo)風(fēng)墻能起到一定的效果，Al-waked R[12]指出同時(shí)在塔外布置導(dǎo)風(fēng)墻，塔內(nèi)布置十字風(fēng)墻的效果最好，Goodarzi M等[13-14]則對塔形做了結(jié)構(gòu)優(yōu)化。導(dǎo)風(fēng)墻、十字墻以及塔形結(jié)構(gòu)優(yōu)化方案的目的都是對流場進(jìn)行重構(gòu)，通過提高通風(fēng)量的方式來增大散熱量。

根據(jù)前文對間冷塔在側(cè)風(fēng)下流動(dòng)與換熱的研究，在間冷塔一側(cè)，不同扇區(qū)的通風(fēng)量有所不同，迎風(fēng)面扇區(qū)通風(fēng)量最大，背風(fēng)面次之，側(cè)面最小。因此提出一種新的防風(fēng)措施——分扇區(qū)配水，即根據(jù)不同扇區(qū)的通風(fēng)和散熱情況合理分配循環(huán)水量，最大程度地利用通風(fēng)量。對于各扇區(qū)循環(huán)水量具體分配比例，主要有兩種計(jì)算方法：一是根據(jù)各扇區(qū)的通風(fēng)量占總風(fēng)量的比例來分配；二是根據(jù)各扇區(qū)散熱量占總散熱量的比例來分配。由圖6可知：當(dāng)風(fēng)速到達(dá)6 m/s及以上時(shí)，間冷塔的散熱量較低，故選擇6～16 m/s風(fēng)速進(jìn)行分扇區(qū)配水方案計(jì)算。配水情況見圖11、圖12。

由圖11、圖12可知：從各扇區(qū)配水量的角度來看，不同計(jì)算方法下，各扇區(qū)循環(huán)水量隨風(fēng)速變化的趨勢比較一致。迎風(fēng)面扇區(qū)1、10的配水量隨風(fēng)速的提高而增大；正側(cè)面扇區(qū)3、8的配水量隨風(fēng)速的提高而降低；背風(fēng)面扇區(qū)5、6的配水量隨風(fēng)速的提高先增大后減小。

從數(shù)據(jù)監(jiān)測角度來看，對各扇區(qū)通風(fēng)量的監(jiān)測比較困難，而通過各扇區(qū)進(jìn)出口水溫及水量對散熱量的監(jiān)測則比較方便，采用按散熱量進(jìn)行分扇區(qū)配水更具可行性。

4.2 分扇區(qū)配水的計(jì)算結(jié)果

通過按散熱量比例對不同扇區(qū)進(jìn)行合理配水，不同風(fēng)速下間冷塔的散熱量計(jì)算結(jié)果見圖13和表4，其中表4中的散熱量增量是指采用分扇區(qū)配水方式后間冷塔散熱量相對于不采用任何防風(fēng)措施時(shí)間冷塔散熱量的提升量。

MW

由圖8和表4可知：按散熱量比例對不同扇區(qū)進(jìn)行配水后，相對于平均配水，間冷塔的總散熱量在不同風(fēng)速下均會(huì)有所提升，并隨著風(fēng)速的不斷增大，分扇區(qū)配水方案的效果逐漸明顯。在風(fēng)速達(dá)到14 m/s、16 m/s時(shí)，總散熱量分別相對提升了15.1%、16%。

分扇區(qū)配水后，迎風(fēng)面扇區(qū)的散熱量明顯提升，是總散熱量提升的主要原因；側(cè)面扇區(qū)由于水量的降低，散熱量略微降低；由于迎風(fēng)面扇區(qū)的循環(huán)水量增大，經(jīng)過迎風(fēng)面的空氣溫度升高，氣流浮升力增大，氣流對背風(fēng)面扇區(qū)的影響力降低，使得背風(fēng)面扇區(qū)進(jìn)風(fēng)會(huì)有所增多，散熱量隨之提高。

為了更加直觀地體現(xiàn)分扇區(qū)配水防風(fēng)方案的經(jīng)濟(jì)效益，在環(huán)境溫度為13.9 ℃、風(fēng)速為14 m/s時(shí)，通過熱力計(jì)算對機(jī)組THA工況下分扇區(qū)配水前后的熱力參數(shù)對比分析，結(jié)果見表5。

表5　THA工況下分區(qū)配水前后熱力參數(shù)

由表5可知：在風(fēng)速為14 m/s時(shí)，分扇區(qū)配水方案起到了明顯的防風(fēng)效果，機(jī)組背壓降低了3.06 kPa，發(fā)電功率增加了7.04 MW，標(biāo)準(zhǔn)煤耗降低了3.28 g/(kW·h)。

5結(jié)語

筆者對某電廠660 MW機(jī)組間冷塔在側(cè)風(fēng)下的流動(dòng)規(guī)律與換熱性能進(jìn)行數(shù)值模擬研究，并提出一種新型防風(fēng)措施，即在不布置任何防風(fēng)裝置的情況下，根據(jù)間冷塔各扇區(qū)散熱量分布對循環(huán)水進(jìn)行合理分配，從而減輕側(cè)風(fēng)對間冷塔散熱的影響。通過對數(shù)值模擬及熱力計(jì)算結(jié)果的分析，得出以下結(jié)論:

(1) 側(cè)風(fēng)對間冷塔的流動(dòng)與散熱有較大影響，隨著風(fēng)速的不斷增大，間冷塔總通風(fēng)量不斷減少，導(dǎo)致總散熱量不斷降低，且兩者的變化趨勢較為一致。但是各扇區(qū)的通風(fēng)量和散熱量變化卻有所不同，主要是受到散熱器周圍氣流圓柱繞流的影響：①迎風(fēng)面扇區(qū)的通風(fēng)量隨風(fēng)速的增大而不斷提高；②側(cè)風(fēng)面扇區(qū)內(nèi)外壓差不斷減小，進(jìn)風(fēng)受阻；③背風(fēng)面扇區(qū)的進(jìn)風(fēng)受到塔內(nèi)氣流漩渦和塔外氣流回流的綜合影響，當(dāng)風(fēng)速較小時(shí)，通風(fēng)量幾乎不受側(cè)風(fēng)的影響，風(fēng)速達(dá)到一定值時(shí)(約8 m/s)，通風(fēng)量逐漸降低。

(2) 對于分扇區(qū)配水方案，不同扇區(qū)的配水比例主要有兩種計(jì)算方式，按各扇區(qū)散熱量比例或通風(fēng)量比例進(jìn)行分配，分配結(jié)果幾乎一致。然而各扇區(qū)的通風(fēng)量監(jiān)測比較困難，散熱量則可以通過各扇區(qū)循環(huán)水進(jìn)出口溫度及水量進(jìn)行計(jì)算，所以按散熱量比例進(jìn)行分配更具可行性。對已有間冷系統(tǒng)進(jìn)行分扇區(qū)配水涉及到對配水系統(tǒng)的改造工程，所以這一防風(fēng)措施對新建間冷系統(tǒng)的意義更大。

(3) 通過對不同扇區(qū)循環(huán)水進(jìn)行合理分配，側(cè)風(fēng)對間冷塔散熱的影響有所減輕，在較大風(fēng)速時(shí)(v≥12 m/s)，迎風(fēng)面扇區(qū)散熱量增加較多，背風(fēng)面扇區(qū)散熱量也有所提高，總散熱量將相對提高15%左右，機(jī)組背壓和煤耗相應(yīng)降低，發(fā)電量相應(yīng)增加。在環(huán)境溫度為13.9 ℃、風(fēng)速為14 m/s的THA工況下，發(fā)電功率相對增加了7.04 MW，標(biāo)準(zhǔn)煤耗相對降低了3.28 g/(kW·h)。可見，分扇區(qū)配水方案不僅帶來了較大的經(jīng)濟(jì)效益，同時(shí)也保證了機(jī)組的安全運(yùn)行。

參考文獻(xiàn)：

[1] 王新宇，史建良，李國寶,等. 間接空冷和直接空冷系統(tǒng)技術(shù)經(jīng)濟(jì)分析[J]. 熱力發(fā)電，2010, 39(8):1-2.

[2] 宮婷婷. 側(cè)風(fēng)對于間接空冷塔性能影響的實(shí)驗(yàn)研究及數(shù)值模擬[D]. 山東：山東大學(xué)，2012.

[3] 王凱. 自然通風(fēng)濕式冷卻塔進(jìn)風(fēng)口空氣動(dòng)力場的數(shù)值模擬與阻力研究[D]. 山東：山東大學(xué)，2006.

[4] Yang L J, Chen L, Du X Z, et al. Effects of ambient winds on the thermo-flow performance of indirect dry cooling system in a power plant[J]. International Journal of Thermal Sciences,2013,64(12):178-187.

[5] 楊立軍，杜小澤，楊勇平. 間接空冷系統(tǒng)空冷散熱器運(yùn)行特征的數(shù)值模擬[J]. 動(dòng)力工程學(xué)報(bào)，2008,28(4):594-599.

[6] Franke J, Hirsch C, Jensen A G, et al. Recommendations on the use of CFD in wind engineering[C]//Proceedings 4th IEEE Conference Evolutionary Computation Piscataway IEEE Press. New York: IEEE, 2004.

[7] 曾鍇, 汪叢軍, 黃本才, 等. 計(jì)算風(fēng)工程中幾個(gè)關(guān)鍵影響因素的分析與建議[J]. 空氣動(dòng)力學(xué)學(xué)報(bào)，2007,25(4):504-508.

[8] 孫彬彬，孫曉燕，徐志明. 空冷塔傳熱特性的數(shù)值模擬[J]. 東北電力大學(xué)學(xué)報(bào)，2006，26(1)：81-85．

[9] 卜永東，楊立軍，杜小澤,等. 電站空冷系統(tǒng)變工況性能的數(shù)值研究[J]. 中國電機(jī)工程學(xué)報(bào)，2012， 32(35):66-73．

[10] 中國工程建設(shè)標(biāo)準(zhǔn)化協(xié)會(huì). GB 50009—2012 建筑結(jié)構(gòu)荷載規(guī)范[S]. 北京：中國建筑工業(yè)出版社，2012.

[11] Menter F. Zonal two equation k-w turbulence models for aerodynamic flows[R]. New York: American Institute of Aeronautics and Astronautics, 1993.

[12] Al-Waked R, Behnia M. The effect of windbreak walls on the thermal performance of natural draft dry cooling towers[J]. Heat Transfer Engineering, 2005,26(8): 50-62.

[13] Goodarzi M. A proposed stack configuration for dry cooling tower to improve cooling efficiency under crosswind[J]. Journal of Wind Engineering & Industrial Aerodynamic: 2010 (98):858-863.

[14] Goodarzi M, Ramezanpour R. Alternative geometry for cylindrical natural draft cooling tower with higher cooling efficiency under crosswind condition[J]. Energy Conversion and Management,2014(77): 243-249.

Research on the Effect of Water Distribution by Sectors of SCAL Indirect Air-cooling Towers

Wei Hongqi1, Sheng Bo1, Geng Biao1, Wu Xiaolin2

(1. School of Energy and Environment, Southeast University, Nanjing 210096, China;2. Ningxia Jingneng Ningdong Power Generation Co., Ltd., Lingwu 750040, Ningxia Hui Autonomous Region, China)

Abstract：The flow and heat-transfer performance of an indirect air-cooling tower were studied under crosswind conditions using three-dimensional numerical model. Results indicate that under the conditions that all other inlet parameters keep constant, the total heat dissipating capacity decreases as the crosswind speed grows, due to the great reduction of heat dissipating capacity in lateral sectors because of the flow around circular cylinder, and that the increase of heat dissipating capacity in windward sectors is not high enough to compensate the dissipating loss in other sectors. According to the characteristics of heat distribution in various sectors, a new scheme is proposed for wind protection, i.e. the circulating water is distributed on the basis of the ratio of heat release in corresponding sectors, which, to some extent, can alleviate the impacts of crosswinds on heat dissipation of the indirect air-cooling tower through reasonable ventilation.

Keywords：crosswind; indirect air-cooling tower; flow; heat dissipation; sector; numerical simulation

收稿日期：2015-08-04

作者簡介：韋紅旗(1966—)，男，副教授，從事火力發(fā)電機(jī)組性能優(yōu)化、設(shè)備改造相關(guān)試驗(yàn)研究及教學(xué)工作。E-mail: weihongqi@vip.sina.com

中圖分類號：TK284.8

文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A

文章編號：1671-086X(2016)03-0141-07