盧承斌，姚永靈，張?zhí)r，劉曉鋒，何小鋒，彭 輝，張學鐳

(1. 江蘇方天電力技術(shù)有限公司，江蘇 南京 211102; 2. 華北電力大學能源動力與機械工程學院，河北 保定 071003)

0 引 言

與直接空冷系統(tǒng)相比，SCAL(surface condenser aluminum)型間接空冷凝汽系統(tǒng)具有節(jié)水、節(jié)省廠用電、噪音小等優(yōu)點，近年來在我國富煤缺水地區(qū)火力發(fā)電機組中得到了廣泛應用[1]。SCAL型間接空冷凝汽系統(tǒng)采用福哥型鋁管鋁翅片散熱器，其垂直布置于間接空冷塔底部周邊。間接空冷塔是空冷系統(tǒng)的主要部件之一，其功能是布置和支撐散熱器及有關管道，為冷卻散熱器內(nèi)的循環(huán)水提供足量的冷卻空氣。

冷卻空氣經(jīng)散熱器加熱后，在塔內(nèi)外空氣密度差產(chǎn)生的浮升力作用下向上流動。實驗和數(shù)值模擬研究表明，環(huán)境風對干式冷卻塔的通風能力和散熱器的冷卻性能均有不利影響[2-6]。在環(huán)境風工況下，空氣繞流冷卻塔產(chǎn)生的流動分離、熱風穿透、冷卻塔塔內(nèi)形成的渦流、冷卻塔出口熱煙羽被破壞或發(fā)生偏轉(zhuǎn)等均會造成間接空冷塔及散熱器性能下降[4]。另外，環(huán)境風對不同部位散熱器的影響程度也是不一致的，側(cè)風面和背風面散熱器的性能比迎風面散熱器的性能差[4]。

為了抑制環(huán)境風對間接空冷塔的不利影響，學者們提出了增設擋風墻、改進散熱管束布置、優(yōu)化間接空冷塔的結(jié)構(gòu)參數(shù)等措施。Zhai等[7]提出在間接空冷塔側(cè)面布置垂直擋風墻，并利用試驗和數(shù)值模擬的方法對擋風墻進行了優(yōu)化。Goodarzi等[8]提出在間接空冷塔外側(cè)布置散熱器式擋風墻，不僅可以增加散熱面積，還可抑制環(huán)境風對空氣流場的破壞。Zavaragh等[9]提出加裝內(nèi)部和外部組合式擋風墻方案，該組合式擋風墻還可隨風向繞軸線旋轉(zhuǎn)，Seifi等[10]也提出了類似的外部擋風墻方案。Liao[11]和Chen[12]分別提出散熱管束呈三角形和橢圓形布置于空冷塔的底部四周，并與目前常規(guī)的圓形布置方式進行了比較，結(jié)果表明在全年主導風向較強的區(qū)域更適合采用三角形和橢圓形布置方案。間接空冷塔的幾何尺寸和布局也是影響其特性的主要因素。在大風地區(qū)，推薦采用較小高徑比的間接空冷塔和一前一后布置方案[13]。Zhao等[14]提出在冷卻塔外設置空氣導流板來抑制側(cè)風的不利影響，該裝置可減小換熱器進口氣流的偏轉(zhuǎn)角度，并能夠引導更多的冷卻空氣進入間接空冷塔。

文獻分析表明，目前抑制環(huán)境風不利影響的措施多集中在擋風墻的設置和間接空冷塔幾何參數(shù)的優(yōu)化。間接空冷塔仍存在一些亟需解決的問題，例如降低散熱器的進口阻力損失，縮減散熱器頂部展寬平臺與塔體連接處的負壓區(qū)范圍，減弱高環(huán)境風速下形成的熱風穿透和塔內(nèi)渦流的不利影響等。為此，本文提出一種環(huán)狀導流板與內(nèi)部擋風墻的組合裝置（以下簡稱“組合裝置”），以協(xié)同降低散熱器進口壓降，抑制塔內(nèi)熱風穿透和渦流的形成，改善環(huán)境風工況下間接空冷塔的性能。基于數(shù)值模擬方法，研究了組合裝置對間接空冷塔性能的影響，以期為間接空冷系統(tǒng)的優(yōu)化設計和運行提供參考。

1 環(huán)狀導流板和內(nèi)部擋風墻的組合裝置

圖1(a)為某600 MW機組采用的“三塔合一”間接空冷塔，脫硫塔和煙囪在間接空冷塔內(nèi)布置，F(xiàn)orge2型散熱器(四排鋁管鋁翅片)垂直布置在塔四周，其結(jié)構(gòu)參數(shù)列于表1中。如圖1(b)和圖1(c)所示，間接空冷塔的散熱器共包括170個冷卻三角，分為10個扇段。如圖1(c)所示風向下，1號和10號扇段位于迎風面，5號和6號扇段位于背風面，3號和8號扇段位于側(cè)風面。

圖1 間接空冷塔加裝環(huán)狀導流板和內(nèi)部擋風墻示意圖

表1 間接空冷塔的結(jié)構(gòu)參數(shù).

間接空冷塔加裝環(huán)狀導流板與內(nèi)部擋風墻的組合裝置如圖1(a)和圖1(b)所示。環(huán)狀導流板沿圓周布置在散熱器進口側(cè)頂部，目的是降低散熱器的進口阻力損失，抑制由于展寬平臺和塔體之間的非流線型連接而導致的負壓區(qū)范圍，從而引導更多的冷卻空氣進入散熱器。環(huán)狀導流板的型線按下式確定：

式中：z——圖1(a)中環(huán)狀導流板型線z軸坐標值；

y——圖1(a)中環(huán)狀導流板型線y軸坐標值。

塔內(nèi)布置新型擋風墻的目的是阻止熱風穿透和抑制塔內(nèi)渦流，從而改善側(cè)風面和背風面散熱器的性能。如圖1(b)所示，新型擋風墻由4個長平板和4個短平板組成，沿徑向在塔內(nèi)均勻垂直于地面布置。擋風墻的高度與散熱器相同，長平板的長度為55.8 m，短平板的長度為18.8 m。由于間接空冷塔的幾何對稱性，本文模擬了270°(其中一個長平板布置方向)和315°(其中一個短平板布置方向)兩個風向下間接空冷塔的流場特性。

2 數(shù)值分析模型

2.1 網(wǎng)格劃分

利用Gambit軟件對間接空冷塔進行了網(wǎng)格劃分。為提高計算效率，將散熱器簡化為一個無限薄的平面，忽略了支撐和固定用的鋼結(jié)構(gòu)、百葉窗以及冷卻水管道。計算域取 1100 m×1100 m×1000 m(X×Y×Z)。采用分塊劃分網(wǎng)格的方法，中心區(qū)域采用四面體非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，散熱器表面網(wǎng)格間距取0.4 m，冷卻塔網(wǎng)格間距取2 m；計算域的其他部分采用六面體結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格。利用Gambit軟件劃分了疏密程度不同的3組網(wǎng)格，網(wǎng)格數(shù)分別為308.9萬、268.5萬、222.1萬。在4 m/s風速下，對這3組模型進行了網(wǎng)格無關性檢驗，結(jié)果表明，流經(jīng)間接空冷塔散熱器的空氣質(zhì)量流量最大相差0.9%。因此，最終網(wǎng)格數(shù)取222.1萬。

2.2 控制方程

采用的控制方程為：

其中，ρ 為空氣密度，uj為xj方向的速度； φ、Γφ和Sφ為變量、變量的擴散系數(shù)和源項，如表2所示。其中，μ為動力粘度，g為重力加速度，p為壓力，t為溫度，cp為定壓比熱，σk、σε分別為k和ε的紊流普朗特數(shù)，Sh為熱源項，Gk表示由平均速度梯度產(chǎn)生的紊動能，Gb表示由浮升力產(chǎn)生的紊動能，ν為運動粘度，C1、C2、C1ε、C3ε為常數(shù)。

湍流模型采用Realizablek-ε方程，其能夠捕捉復雜結(jié)構(gòu)的繞流流場分布特性，對涉及旋轉(zhuǎn)、逆壓力梯度下的邊界層分離、二次流及回流等問題能取得較好的模擬結(jié)果。

2.3 邊界條件

在無風工況下，計算域的底部平面設為wall，頂部平面設為 pressure outlet，其他面為 pressure inlet；在有風工況下，計算域的迎風平面設為velocity inlet，其速度ui按式(3)計算，計算域的下游平面設為outflow，其他平面設為symmetry邊界條件。

式中：u0——距地面 10 m 高處的風速，m/s；

zi——距地面高度，m；

α——常數(shù)，與地面粗糙度和大氣穩(wěn)定性有關，本文取0.2。

煙囪出口平面設為velocity inlet，煙氣流速為27.56 m/s，溫度為 48 ℃。脫硫塔的表面具有 50 W/m2的熱流密度。環(huán)境溫度和壓力分別為12 ℃、101325 Pa?？諝饷芏劝床豢蓧嚎s理想氣體模型計算。THA工況下，間接空冷塔的散熱量為834 MW，冷卻水進、出口水溫分別為43.6 ℃和35.0 ℃。

利用Radiator模型模擬空氣與冷卻水的換熱過程，空氣流經(jīng)散熱器的壓損為：

其中u是空氣流經(jīng)散熱管束時的法向速度，m/s；kv是無量綱的阻力損失系數(shù)，按式(5)計算[15]：

散熱器的散熱量為：

式中：ta,d——散熱器下游空氣的溫度，℃；

the——散熱器溫度，按其進口水溫和出口水溫的平均值計算，℃；

h——基于迎風面積的對流換熱系數(shù)，按式(7)計算[15]：

2.4 模型驗證

控制方程采用一階迎風格式進行離散，采用SIMPLE算法求解。連續(xù)性方程和能量方程的殘差控制在10–6以下，其他方程殘差控制在10–5以下。在4 m/s設計風速下，基于所建立的數(shù)值模型，計算了THA工況下空冷塔散熱器的換熱量。結(jié)果表明，計算值與設計值的相對誤差為0.6%，表明了所建立的數(shù)學模型具有較高的可靠性。

患者的術(shù)后切口感染發(fā)生率，觀察組（8.93%）顯著低于對照組（21.43%），組間比較差異有統(tǒng)計學意義（P＜0.05）。 見表 1。

3 結(jié)果分析

基于所建立的數(shù)學模型，利用Fluent軟件分別模擬了環(huán)境風速為 0，4，8，12，16，20 m/s時空冷塔的流場特性，并得到了間接空冷塔散熱器的冷卻性能。受篇幅所限，僅對低風速工況(4 m/s)和高風速工況(12 m/s)時的流場特性進行分析。

3.1 低風速工況

在4 m/s風速時，間接空冷塔的流場特性如圖2～圖4所示。從圖2(a)和圖2(b)可以看出，在浮升力和粘性力的共同作用下，塔內(nèi)形成了沿z軸的負壓力梯度，冷卻空氣在散熱器吸熱后沿塔內(nèi)上升。由于環(huán)境風的擾動，塔內(nèi)流場不再圍繞塔軸線呈對稱分布，空冷塔出口氣流沿風向發(fā)生了偏轉(zhuǎn)，增加了空氣的流動阻力，減少了間接空冷塔的通風量和散熱量。散熱器不同位置處的扇段受環(huán)境風的影響存在較大差異。如圖2 (c)所示，散熱器迎風面扇段的進出口壓差為70 Pa左右，遠高于其他扇段，這說明較多的冷卻空氣通過迎風面散熱器進入空冷塔內(nèi)。然而由于環(huán)境風繞流冷卻塔，塔外側(cè)風面處風速較高，從而造成了散熱器側(cè)風面扇段的進出口壓差減小，使得進入側(cè)風面扇段的冷卻空氣流量減少。圖3(a)也證實，溫度高于304 K的高溫區(qū)域出現(xiàn)在了塔內(nèi)部側(cè)風面扇段。圖4(a)表明，塔內(nèi)空氣繞流脫硫塔產(chǎn)生了兩個對稱的漩渦，進一步惡化了側(cè)風面散熱器的換熱性能。從圖2(a)、圖3(a)和圖4(a)中還可看出，在低風速工況下散熱器背風面扇段的換熱性能受環(huán)境風的影響較小。綜上，在低風速工況下，迎風面扇段的冷卻性能最好，其次是背風面扇段，受影響最大的是側(cè)風面扇段。

圖2 環(huán)境風速4 m/s壓力場分布

圖3 環(huán)境風速4 m/s溫度場分布(z=18 m)

圖4 環(huán)境風速4 m/s速度場分布(z=18 m)

圖2(a)還表明，在環(huán)境風影響下塔內(nèi)將會形成較大范圍的負壓區(qū)，其中以展寬平臺和塔體連接處最為嚴重，主要是由于展寬平臺與塔體之間的非流線型連接造成的。

間接空冷塔加裝組合裝置后，塔內(nèi)外流場特性有了較大的改善。對比圖2(a)和圖2(b)、圖2(c)和圖2(d)，組合裝置使得塔內(nèi)壓力場分布更加均勻，且負壓區(qū)的范圍大大縮減了，這將提高間接空冷塔的通風量和散熱量。從圖4(b)可以看出，加裝組合裝置后，塔內(nèi)空氣繞流脫硫塔產(chǎn)生的兩個漩渦被分解成4個小渦，且渦的范圍和強度均減小，從而改善了塔內(nèi)空氣的流場特性。

圖5給出了風速4 m/s時，間接空冷塔各扇段的換熱量。很明顯，加裝了組合裝置后，幾乎所有扇段的換熱量均得到了提高。側(cè)風面扇段的換熱性能提升尤為明顯，如No.4扇段，其換熱量提高了10.5 MW(16.8%)。在風速為 4 m/s的工況下，加裝組合裝置后間接空冷塔總的散熱量提高了0.9%。

圖5 環(huán)境風速4 m/s各扇段換熱量

3.2 高風速工況

在12 m/s風速時，間接空冷塔的流場特性如圖6～圖8所示。從圖6(a)可以看出，高風速工況下，由于空冷塔出口環(huán)境風的壓制，使得熱空氣從塔中流出更加困難。塔內(nèi)由于展寬平臺與塔體之間的非流線型連接造成的負壓區(qū)仍然存在，與圖2(a)相比，負壓區(qū)范圍更大。

圖6 環(huán)境風速12 m/s壓力場分布

圖7 環(huán)境風速12 m/s溫度場分布(z=18 m)

圖8 環(huán)境風速12 m/s速度場分布(z=18 m)

高風速工況下，當環(huán)境風流經(jīng)迎風面扇段時，其速度能將轉(zhuǎn)化為壓力能，因此導致迎風面扇段進口壓力升高。如圖6(c)所示，迎風面扇段進出口壓差高達200 Pa左右，而背風面扇段的壓差僅為20 Pa。因此，在 12 m/s的高風速工況下，迎風面扇段的質(zhì)量流量大大提高，甚至超過了設計值。例如迎風面 1 號扇段的質(zhì)量流量高達 10919.2 kg/s，比設計值升高了88.7%。從圖6(c)和圖8(a)可以看出，由于空氣繞流冷卻塔的流速極高，間接空冷塔側(cè)風面布置的散熱器進出口壓差非常小，甚至可能出現(xiàn)倒流。

從圖8(a)還可以看出，在高風速工況下，塔內(nèi)形成了4個渦流區(qū)，其中兩個強度和范圍都比較大，其形成和塔內(nèi)負壓區(qū)有關，另外兩個渦流區(qū)形成于脫硫塔下游，形成原因與空氣繞流脫硫塔有關。這兩個旋渦雖然范圍較小，但將導致散熱器背風面扇段的冷卻空氣流量和換熱量進一步下降。如圖8(a)所示，在高風速工況下，空氣繞流冷卻塔的塔外尾流也會產(chǎn)生一對旋轉(zhuǎn)方向相反的旋渦，并交替脫落，即形成了卡門渦街。其中，第6、7號扇段受此渦流影響最為嚴重，造成塔內(nèi)壓力高于塔外，位于此處的部分散熱器形成了回流。另外，如果渦街脫落頻率與扇段固有頻率接近時，將會產(chǎn)生共振現(xiàn)象，從而影響空冷散熱器的安全性。

高風速工況下，組合裝置改善塔內(nèi)外流場的作用更加明顯。對比圖6(a)和6(b)、圖6(c)和6(d)、圖8(a)和8(b)，加裝了組合裝置后，塔內(nèi)負壓區(qū)的范圍和強度均大大縮減，塔中心區(qū)旋渦得以減弱，脫硫塔后的旋渦也消失，從而降低了塔內(nèi)氣體的流動阻力。對比圖7(a)和7(b)，加裝組合裝置后，散熱器背風面扇段的出口溫度降低，這說明更多的冷卻空氣通過背風面扇段被吸進了冷卻塔內(nèi)。圖7(b)和圖8(b)均表明，由于內(nèi)部擋風墻的設置，也有效阻止了熱風穿透的發(fā)生。

圖9比較了12 m/s高風速工況時，間接空冷塔各扇段的換熱量。結(jié)果表明，在高風速工況下，第3、4、5、7、8號扇段受影響最大。組合裝置幾乎提高了所有扇段的換熱量，尤其是第4、5、6號扇段，如5號扇段的散熱量提高了40.6 MW(290%)。在風速為12 m/s的工況下，加裝組合裝置后間接空冷塔總的散熱量提高了17.6%。

圖9 風速12 m/s時各扇段換熱量

3.3 環(huán)境風速對換熱量的影響

圖10給出了在 0～20 m/s風速范圍內(nèi) 270°和315°兩個風向下間接空冷塔的總散熱量。在低風速區(qū)，隨著風速的增加，散熱量逐漸下降；顯然在8～12 m/s范圍內(nèi)，空冷塔的總散熱量達到最小。但在高風速區(qū)，隨著風速的增加，散熱量又逐漸提高。這是因為當風速高于8～12 m/s時，迎風面扇段的冷卻空氣流量和散熱量大大提高，但側(cè)風面和背風面扇段處的壓力較低，使得從迎風面扇段流出的熱風再次從側(cè)風面和背風面扇段逆向流出冷卻塔，這在一定程度上提高了側(cè)風面和背風面扇段的散熱量，從而造成空冷塔總的散熱量在高風速區(qū)隨風速的升高而增大。

圖10 環(huán)境風速對散熱量的影響

從圖10還可以看出，組合裝置在幾乎所有的風速下都能提高間接空冷塔的散熱量。加裝組合裝置后，降低了散熱器進口阻力損失，縮減了塔內(nèi)負壓區(qū)的范圍，抑制了塔內(nèi)渦流的強度，增加了冷卻空氣流量和散熱器的換熱量。在0～4 m/s風速范圍內(nèi)，散熱器換熱量的提升不明顯；但隨著風速的進一步增大，散熱量有了很大的提高。加裝組合裝置后，最低換熱量所對應的風速也從12 m/s減至8 m/s左右。這主要是因為組合裝置抑制了側(cè)風面和背風面扇段在高風速工況下性能的惡化，從而使得整個空冷塔的散熱量在8 m/s時就達到極小值。圖10還給出了270°和315°兩個風向下，間接空冷塔的散熱量隨環(huán)境風速的變化趨勢。從中可以看出，在270°風向下組合裝置的性能要優(yōu)于315°風向。在風速為12 m/s時，270°風向下空冷塔散熱器的散熱量比315°風向下高4.5%。因此，塔內(nèi)擋風墻的長平板應沿主導風向布置，以達到更高的性能提升。

4 結(jié)束語

針對環(huán)境風對間接空冷塔換熱性能的不利影響，提出了一種環(huán)狀導流板與內(nèi)部擋風墻的組合裝置，以協(xié)同降低散熱器進口壓降、抑制塔內(nèi)熱風穿透和渦流的形成，改善環(huán)境風工況下間接空冷塔的性能，取得的結(jié)論有：

1)環(huán)境風工況下，冷卻塔塔內(nèi)將會形成較大范圍的負壓區(qū)，其中以展寬平臺和塔體之間的非流線型連接造成的負壓區(qū)最為嚴重，且環(huán)境風速越高，塔內(nèi)負壓區(qū)的范圍越大。環(huán)境風工況下，迎風面扇段的冷卻性能最好，側(cè)風面扇段受到的影響最大。

2)組合裝置能夠降低散熱器進口阻力損失，縮減塔內(nèi)負壓區(qū)的范圍，抑制塔內(nèi)渦流的強度，幾乎所有扇段的換熱量均得到了提高，以側(cè)風面扇段的改善效果最為明顯。在4 m/s和12 m/s風速下，加裝組合裝置后間接空冷塔總的散熱量分別提高了0.9%和17.6%。

3) 塔內(nèi)擋風墻的長平板應沿主導風向布置，以達到更高的性能提升。