側風下浮力驅動“塔煙”流動及換熱特性數值研究

趙文升，唐雪峰，李衛華

（華北電力大學 電站設備狀態監測與控制教育部重點實驗室，保定071003）

在火電廠空冷技術中，帶冷卻塔的間接空冷和機械通風直接空冷技術經過多年的發展已經趨于成熟，然而二者均存在相應的缺陷.間接空冷技術需要大量的水處理設備，整個系統過于龐大，初投資較高，并且由于以水作為中間冷卻介質，使得空冷系統熱效率下降［1］.機械通風直接空冷技術風機群消耗大量動力，維修工作量大，噪聲污染嚴重，并且風機易將熱風抽吸到進風口，影響冷卻效果［2］.綜合二者的特點，哈蒙公司提出了自然通風直接空冷技術，即將凝汽器直接布置在空冷塔內，采用管束散熱產生的浮力來驅動空氣流動，省去了消耗大量動力的風機群，并且避免了熱風回流問題.與間接空冷技術相比，自然通風直接空冷技術由于不需要中間冷卻介質，因而初投資明顯降低，空冷系統熱效率相應提高，有助于提高冷端系統的經濟性［3］.

近年來，國內外研究者對自然通風直接空冷塔進行了大量研究.經大量的實驗和模擬發現空冷塔的冷卻性能受環境影響很大，特別是受到橫向側風的影響，導致汽輪機背壓的變化幅度增大，不利于空冷系統的穩定運行［4-8］.因此，研究不同運行狀態和環境條件下空冷塔內外的流場，特別是流場的變化與空冷塔運行性能變化之間的關系，對提高自然通風直接空冷技術應用水平以及提出改善自然通風直接空冷塔運行的有關措施具有重要意義.同時，筆者認為對自然通風直接空冷技術的研究不應僅僅局限于原有的空冷塔模型上，更多的變種模型也可以參與進來，這樣有助于實現對自然通風直接空冷技術更深層次、更全面的研究.筆者以空冷塔的一種變種模型作為研究對象的原型，即利用煙囪內外筒之間的夾層空間布置直接空冷管束，利用熱空氣形成的浮力驅動通風換熱，概念與煙塔正好相反，原理與間接空冷塔相似，利用煙囪作為冷卻塔，稱之為“塔煙”.筆者重點對“塔煙”在側風下的流動換熱特性進行模擬和分析，并提出可行的改進方案，以期為自然通風直接空冷技術的不斷優化提供一定的參考.

1 研究對象

山西某電廠采用汽動引風機，用于驅動引風機的小型汽輪機部分排汽采用“塔煙”部件進行冷卻.“塔煙”整體結構示于圖1（a）.“塔煙”外筒內壁半徑見表1，外筒為混凝土結構，底部壁厚為0.6m，頂部壁厚為0.2m，壁厚沿高度均勻過渡.內筒為等直徑鋼煙囪，外徑為10m，按絕熱考慮.水平煙道從40m標高橫穿外筒壁接入內筒，水平煙道截面尺寸為8 m×4m，兩側煙道對稱布置.

圖1 物理模型Fig.1 Physical model

表1 外筒內壁半徑Tab.1 Inside radius of the outer tub m

塔內布置如圖1（b）所示，由于此冷卻系統利用鍋爐煙囪的結構作為內筒，外部建筑一定高度的冷卻塔作為外筒.考慮塔筒的結構強度、檢修安裝維護方便以及保證有足夠的進風面積和足夠的安全強度等問題，確定進風口布置在外筒底部，設置8個進風口，每個進風口尺寸為3m×4m，沿周向均勻布置.在煙囪內外筒之間，根據引風機汽輪機的熱負荷確定的空冷凝汽器面積和廠家空冷管束的結構尺寸要求，在有利于安裝施工和檢修的前提下，在平均標高9.35m 處布置由4個大小均等、對稱布置的直接空冷管束組成的凝汽器單元，管束以外的區域進行封堵，以保證全部空氣從管束流過.凝汽器單元結構與尺寸見圖1（c）.

2 數值計算方法

2.1 數值模型

2.1.1 流動與傳熱模型

常規的浮力驅動的自然對流運動通常滿足Boussinesq近似假設［9］，即流體因溫度變化所產生的密度變化僅在運動方程中予以表現，流動仍可認為是不可壓縮的，采用渦黏性模式的流體運動方程，因而可寫成如下形式.

連續性方程

動量方程

式中：veff＝v＋vt；vt為渦黏性系數，vt＝Cμk2／ε；Cμ為經驗常數，Cμ＝0.09；為由空氣密度差所引起的浮力驅動力.

能量方程

式中：σt為湍流普朗特數，σt＝1.0.

式（1）～式（3）為描述湍流運動的時均方程，應用k-ε二方程湍流模式來計算渦黏性系數vt.

k-ε模式方程

式中：P＝為湍流的生成項；G＝為浮力對湍流產生與抑制的作用項；σk＝1.0；σε＝1.3；Cε1＝1.44；Cε2＝1.92.

2.1.2 換熱器模型

凝汽器單元由帶翅片的管束組成，翅片間距為毫米級，但計算域要達到百米級，目前計算機無法實現對空冷單元的完全模擬.因此，計算時需將空冷單元的傳熱簡化為換熱器，引入Patankar和Spalding提出的多孔介質模型來代替實際的換熱管束，模擬時將阻力計算部分簡化為多孔介質模型，這樣雖然空冷單元內部流動得不到模擬，但計算可以保證通過空冷單元的空氣平均流速分布和傳熱量不失真.可通過下式計算阻力損失與傳熱量

式中：Δp為換熱器壓差損失（即阻力損失），Pa；dQ為空氣進入換熱器微元單位面積所獲得的熱量，kJ；dA為流動方向換熱器微元投影面積，m2；ζ為換熱器阻力損失系數；h為換熱器傳熱系數，W／（m2·K）；θ為冷卻空氣溫度，℃.

2.2 邊界條件及計算方法

2.2.1 邊界條件和計算參數

計算區域為以“塔煙”中心線為中心、高600m、直徑150m 的圓柱體，使用Gambit軟件生成相應的幾何模型以及計算網格.劃分網格時對塔煙內區域采用相對細化的結構化網格，塔外環境區域則以塔體表面網格為邊界，采用非結構化網格劃分，網格總數為281萬.整體計算區域邊界條件設置見圖2.

圖2 計算邊界示意圖Fig.2 Computational boundary

整個流動計算區域的來風側采用速度進口邊界條件，設定進口速度、溫度值；出口則為壓力出口邊界條件，設定相對壓力為0；地面、塔煙外壁、內筒壁及換熱器布置區域的遮擋均設為固壁邊界條件，認為是絕熱的；空冷凝汽器設為多孔介質區域.

選擇的計算參數如下：環境溫度為303K，環境大氣壓力為101.325kPa，環境大氣密度為1.125 kg／m3，空冷凝汽器壁溫為343K.空氣在塔煙中的流動為自然對流，其物性條件滿足Boussinesq假設.

環境側風分布利用UDF 自定義邊界條件編程加載.環境側風分布規律服從指數分布［10］，即

式中：z0為氣流達到均勻流時的高度，m；u0為z0處來流平均風速，m／s；zi為計算區域邊界任意高度，m；ui為zi處的平均風速，m／s；a為地面粗糙系數，粗糙度越大，a越大.

根據我國氣象觀測標準并結合電廠得到的地形地貌，取a＝0.22 和z0＝10，即ui＝u0（zi／10）0.22.計算時認為計算區域邊界的空氣只沿水平方向流動，即風速沿x軸正方向.

2.2.2 計算方法

“塔煙”內空氣流動屬于浮力驅動的自然對流，為穩態不可壓縮流動.其控制方程的離散采用有限體積法，離散后N-S方程的求解采用基于壓力修正的Simplec算法，速度與能量方程中對流項的離散格式采用Quick格式，壓力選用Body Force Weighted方式，湍流方程選用一階迎風方式.換熱器的流動與換熱采用多孔介質模型模擬，利用Fluent軟件提供的二次接口編寫UDF實現.

雖然和鄰居只有一墻之隔，但根本不認識，平時連招呼都沒打過。只知道他們一家三口住，男的經常出差，只有女人帶著一個四五歲正在上幼兒園的小女孩。

筆者通過計算風速0m／s、2m／s、4m／s、6m／s、8m／s和10 m／s等6 種工況來分析風速對“塔煙”的影響，獲得了豐富的流場圖、溫度場圖和大量的數據.

3 計算結果與分析

“塔煙”周向方位以角度范圍標定，0°為前駐點，0～45°為迎風側，45°～135°為切線側，135°～180°為背風側（圖3）.

圖3 來風方向與塔周向角度的標定Fig.3 Definition of wind direction and circumferential angle

環境空氣在流經塔內空冷換熱器時被加熱，密度減小，受浮力的驅動作用而向上流動，從而在塔內形成負壓，“塔煙”內外兩側的壓力差成為空氣入口的抽吸力，將塔外的空氣由進風口吸入塔內.

當側風風速為0時，塔外壓力場保持為環境狀態，塔內存在負壓，沿高度方向壓力逐漸升高，至塔出口處與環境壓力平衡.塔體周圍壓力分布比較均勻，周圍空氣的流動很弱，塔內流場基本呈軸對稱分布，進風口進塔氣流的速度指向軸心.進塔氣流速度沿周向均勻分布，無風時進風口處速度場分布如圖4（a）所示.

當塔外有側風流動時，進風口部位水平截面流場示于圖4（b）～圖4（d）.塔內的流動不再呈軸對稱分布，通過進風口的氣流速度方向不再指向軸心，而是受到塔外圓柱繞流的影響產生相應的偏斜.在側風條件下，“塔煙”前駐點對應的進風口通風量有較大增加，而迎風側進風口氣流速度略有減小.空氣流動受到塔的阻礙，氣流流向塔的兩側，塔體兩側附近的區域風速增大，兩側壓力降低.當側風風速增大時，“塔煙”兩側壓力的降幅加大，從而降低了塔兩側區域內外的壓差，加之圓柱繞流作用使塔切線側速度方向趨于切線方向，導致側向進風速度減小.在背風側，部分繞塔氣流在背風側匯聚，流動減弱，塔外壓力稍有升高，導致“塔煙”背風側塔內外壓差增大，使背風側進風口處速度有所增大.

“塔煙”通風量和換熱量隨環境側風風速的變化示于圖5.由圖5（a）可以看出，總體來說，總通風量隨環境側風風速的增大而逐漸減小.當風速小于4 m／s時，環境側風對總通風量的影響較小，但隨著風速的不斷增大，“塔煙”總通風量的變化則越來越劇烈.由圖5（b）可知，同一進風口在不同側風風速下的通風量不同，不同進風口在同一側風風速條件下的通風量也存在較大偏差.當側風風速為0時，各進風口通風量基本一致，對稱布置的凝汽器單元通風量均勻，各單元所承擔的換熱量相近；當有環境側風時，迎風側進風口的通風量最大，背風側次之，切線側最小.隨著環境側風風速的增大，迎風側進風口1和背風側進風口5的通風量是增加的，其他進風口的通風量均有不同程度減小，切線側進風口3和進風口7的通風量偏差最大.不同進風口通風量的差異不可避免地導致凝汽器單元通風量不均勻，使各凝汽器單元換熱不均，凝汽器壓力發生較大變化，這不利于機組的安全和平穩運行.

在側風的影響下，“塔煙”周向不同位置凝汽器單元的換熱有的增強，有的削弱，可以用“塔煙”總換熱量的大小來反映側風對“塔煙”整體換熱性能的綜合影響.由圖5（c）可以看出，隨著側風風速的增大，“塔煙”的總換熱量不斷減小.特別是風速大于4m／s時，由于切線側流動及換熱情況急劇惡化，導致“塔煙”總換熱量迅速減小.

圖4 “塔煙”底部進風區流場圖Fig.4 Flow field in air intake areas at tower bottom

圖5 “塔煙”通風量和總換熱量與環境風速的關系Fig.5 Relation of air volume and total heat transfer with ambient wind speed

4 減小側風影響的改進方案

綜合上述分析可知，環境側風對“塔煙”換熱性能的影響主要體現在以下兩個方面：由于環境側風的遮蓋和進風口區域塔外圓柱的繞流作用，使進入塔內的總通風量減少，各進風口進風量不均勻，從而造成“塔煙”整體換熱能力下降；因切線側進風方向偏斜及“穿堂”作用，塔內氣流組織混亂，進入各換熱單元的空氣量不均勻，使各換熱單元所承擔的換熱量不均勻，妨礙整個系統的正常運行.因此，為了減小環境側風的影響，應從這兩個方面進行考慮.

由于電廠所在地區的風向變化性以及凝汽器布置后不能再轉動，因此想通過換熱器的不對稱布置來實現換熱器的均勻散熱存在很大的局限性.筆者認為最合理的改進方案是在塔內外的進風口區域加裝導流板（見圖6），即塔外均勻布置16塊5m×5m的外導流板，塔內布置8塊導流板將其分隔成包括進風口在內的8個分區.導流板能夠破壞進風口區域圓柱的繞流作用，增大切線側進風口的進風量，改變進風方向，有效組織塔內氣流，從而最大限度地減小橫向側風的影響.

圖6 導流板布置物理模型Fig.6 Physical model of guide plate layout

圖7給出了加裝內外導流板后“塔煙”進風口區域z＝2m 處空氣速度矢量分布.從圖7可以看出，加裝內外導流板后，“塔煙”迎風側的空氣大部分沿徑向流入，進塔風速略有增大；切線側區域空氣繞塔的橫向流動被導流板削弱，徑向速度增大，進塔空氣量增加，迎風側高速氣流對塔切線側進入的空氣的橫向沖擊減弱；由于導流板對圓柱繞流現象的破壞，背風側受側風的影響很小.

圖7 加裝導流板后側風風速為6m／s時進風口的流場Fig.7 Flow field in air intake areas at crosswind speed of 6m／s with guide plate installed

加裝導流板后，相應的壓力損失可以通過外筒進風口的內外壓差進行計算，模擬時可以獲得相應截面的壓力數據.通過加裝導流板前后壓差的變化情況進行導流板安裝結構的優化.

加裝導流板后，環境側風對各進風口通風量的影響見圖8（b）.圖8（b）中的數據充分證實了上述分析，駐點進風口1的通風量增加；迎風側進風口2、進風口8和背風側進風口4、進風口5、進風口6的通風量幾乎不受側風影響；切線側進風口3和進風口7的通風量雖然較改進前有所增加，但是總趨勢還是隨環境側風風速增大而不斷減小.

圖8 加裝導流板前后“塔煙”通風量和總換熱量與環境風速的關系Fig.8 Relation of air volume and total heat transfer with ambient wind velocity before and after retrofit

圖8（a）和圖8（c）分別給出了“塔煙”加裝導流板前后總通風量和總換熱量的變化曲線.從圖8可以看出，加裝導流板后“塔煙”總通風量受側風的影響很小；無論加裝導流板與否，“塔煙”總換熱量均隨環境側風風速的增大而減小，但加裝導流板后，受環境側風的影響程度明顯減小.特別是在高風速時，導流板的改善效果非常明顯.

考慮到有環境側風時流場和溫度場不可能完全均勻，從而使不同凝汽器單元的負荷存在差異，為了減小這種差異，在“塔煙”的8個進風口或凝汽器單元的入口處設置相應的百葉窗，以最大限度地減小環境側風帶來的影響.加裝百葉窗后，進風口的阻力相應會增大.加裝百葉窗的主要目的是控制進風量，以便控制凝汽器的凝結溫度、調節小汽輪機的真空，并且在冬季低負荷時可以防止凝汽器凍結.為了保證夏季最大負荷要求，加裝百葉窗時應保證有足夠的進風面積，這需要經過計算或試驗進行優化.

5 結 論

（1）無環境側風時，“塔煙”內外流場和溫度場分布均呈軸對稱性.

（2）環境側風對“塔煙”周向及塔內不同位置處的流動和換熱有很大影響.環境側風的存在導致各風口進風量不均勻，氣流在塔內的流動不通暢，塔的抽吸作用減弱，凝汽器散熱分布不均勻.

（3）當風速較小時（在4m／s以下），側風對“塔煙”換熱性能的影響不明顯，“塔煙”能夠保持平穩運行.而風速較大時，“塔煙”整體性能明顯下降.

（4）為減小不同風向、風速側風的影響，保證進風量和塔內流場的均勻性，加裝導流板或百葉窗是比較實用的調節手段.

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