直接空冷凝汽器空氣側熱流性能的跨尺度模擬

程通銳，杜小澤，楊立軍

(電站設備狀態監測與控制教育部重點實驗室(華北電力大學), 北京市 102206)

?

直接空冷凝汽器空氣側熱流性能的跨尺度模擬

程通銳，杜小澤，楊立軍

(電站設備狀態監測與控制教育部重點實驗室(華北電力大學), 北京市 102206)

針對冬季直接空冷凝汽器的防凍工業需求，將翅片管和空冷單元這2個尺度的模型耦合起來，既考察翅片管束的整體流動換熱性能，又考察直接冷卻翅片管內凝結水的沖擊換熱特性，為確定冬季低溫運行條件下空冷凝汽器管內凝結換熱甚至結冰計算提供第3類熱邊界條件。建立了空冷單元模型和翅片管模型，然后，將三維進口風條件下的翅片管級數值模擬結果簡化成輸入-輸出代理模型；從空冷單元系統級數值模擬中獲得系統級邊界-迎風面的速度分布；進而將翅片管數值模擬代理模型應用到系統邊界上，得到了系統邊界上翅片管沖擊換熱特性以及翅片管平均對流換熱特性的空間分布。數值計算結果表明，沖擊換熱系數比平均對流換熱系數大一個數量級；在迎風面上沖擊換熱系數和平均對流換熱系數均呈現出上低下高、左右不對稱的特點；沖擊換熱系數隨著轉速的下降而下降。

直接空冷凝汽器；跨尺度模擬；傳熱；凍結

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境空氣作為傳熱介質冷卻汽輪機排汽，具有顯著的節水效益，在我國北方富煤缺水地區火力發電中得到廣泛應用。但是，空冷火電機組在北方冬季低溫環境中運行存在凍結風險。揭示低溫環境空氣在直接空冷凝汽器單元中的熱流行為，是確定空冷機組防凍策略的前提和基礎。

空冷單元風機來風以絕對速度對管束進口扁平管圓弧頭部內的凝結水沖擊冷卻，且此處空氣接近環境溫度，換熱強度大，凍結風險高，因而沖擊冷卻是本文的研究重點。帶連續翅片的單排扁平管束是目前大型火電機組直接空冷凝汽器的基本傳熱元件。有大量文獻對扁平管翅片空間空氣側的對流換熱進行了研究[1-14]，采用的湍流模型包括標準k-ε模型、低雷諾數模型[10]、kω-SST模型[14]，以及直接大渦模擬方法等[11]。這些模擬結果在不同程度上揭示出空冷翅片管束在不同迎面風速下的傳熱性能，以及空氣流場的流動細節，但從未有文獻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機組成的空冷凝汽器Λ型單元內流動換熱性能[15]，以及陣列運行的軸流風機的集群空氣動力學特性。單一的空冷單元級數值模擬只能體現翅片管束的整體性能，難以體現直接沖擊冷卻管內凝結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值計算模型結合，同時考察翅片管束的整體換熱性能和局部沖擊換熱性能。

本文以實際結構的直接空冷凝汽器單元為對象，通過建立小尺度翅片管模型，獲得翅片管整體性能和關心的小尺度模型細節特征，并采用降維算法將其重構成輸入-輸出代理模型；建立系統級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行系統級數值模擬，從而獲得系統級邊界上的參數分布；然后將關心的小尺度翅片模型的細節特征代理模型應用到系統邊界上，從而獲得系統邊界上的翅片細節特征的分布。

1 物理數學模型

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象，圖1顯示了1個空冷單元的三維圖。左右2組管束成“Λ”型結構布置，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化為多孔介質區域。軸流風機位于凝汽器翅片管束正下方。風機直徑8.91 m，軸功率80 kW。

假設流動是三維不可壓縮穩態流動。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量方程中與體積力有關的項，并采用大氣溫度作為參考溫度。湍流模型采用了標準k-ε二方程模型。采用相對坐標系和實體風機葉片相結合的方法建立風機模型。關于空冷單元翅片管束的計算，文獻中采用的模型有2種，體散熱器(heat exchanger) 模型和散熱器平面(radiator)與多孔介質相結合的模型，本文采用了后者。在radiator

圖1 直接空冷凝汽器單元物理模型

平面上設置翅片管束的壓降與法向速度的關系為

(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速；kL為無量綱流動阻力系數，表達式為

(2)

式中fn為多項式系數，f1=75.21，f2=-32.5，f3=3.60。散熱器平面的熱流密度可以表達為

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；Ts為凝結溫度；Ta,d為散熱器平面下游相鄰網格的溫度。等效傳熱系數的表達式為

(4)

式中hn為多項式系數，h1=537，h2= 2 017，h3=-98。

連續性方程為

(5)

式中：u為空氣流速，x為空間坐標。

動量方程為

(6)

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

能量方程為

(7)

式中：T為流體溫度；e為工質比內能；Sh為源項，可用于Radiator條件的表達。

標準k-ε模型為

(8)

式中：k為湍動能；ε為耗散率；μt為湍流粘性；σk為關于k的湍流普郎特數；Gk表示由速度梯度引起的湍動能的產生項；Gb表示由浮力引起的湍動能的產生項。

控制方程為

(9)

式中：σε為關于ε的湍流普朗特數；C1ε、C2ε、C3ε為模型常數。

如圖1所示，空冷單元下方四周圍設置為壓力入口邊界條件。空冷單元四周設置為對稱邊界條件。空冷單元頂部出口設置為壓力出口邊界條件。Radiator模型中管束傳熱系數和流動阻力采用試驗關聯式[17]，溫度采用汽輪機背壓對應的飽和溫度。對于多孔介質區域，根據通流的方向設置非通流方向的其他兩個方向的流動阻力系數為極大值。風機葉片所在的區域設置風機轉速等參數。

在計算區域采用有限容積法對控制方程進行離散，對流項采用中心差分，采用了Simple壓力速度耦合算法進行迭代求解。為保證計算結果的網格獨立性，要求不同網格下計算得到的空氣流量變化至穩定，最后采用的模型的總網格數為228萬個。在單元級數值模擬中，得到的是空冷單元強迫對流與空氣密度差形成的自然對流相結合的混合對流，得到了空氣流場以及風機的流量、換熱量。

1.2 連續翅片扁平管

風機來風進口條件復雜，因而通過最大轉速下單元級的數值模擬得到了翅片管束進口風分速度的最大變化范圍(0～10m/s)，而后在此范圍內，進行多種分速度搭配下翅片管傳熱性能的數值模擬。

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

圖2 翅片管空氣側計算區域及邊界條件

為保證數值模擬進出口處于充分發展的狀態，設置了進口段和出口段。進口段四周側面設置為周期性邊界條件。進口段正面設置為速度入口邊界條件。空氣由于經過了較長的翅片空間的流動誘導，出口流速方向平行于流道，因而出口段四周側面設置為對稱邊界條件。出口正面設置為壓力出口條件。控制方程及其求解方法類似于單元數值模擬，不同的是湍流模型采用了kω-SST模型，這種模型的特點是可以實現轉捩過程的數值模擬，而空冷翅片管的設計風速正處于轉捩過渡的范圍，且這種模型在文獻[14]中得到了實驗驗證。kω-SST湍流模型方程為

(10)

Gω-Yω+Dω

(11)

最后采用的具有網格無關性的模型的總網格數為105萬個。表達流道整體換熱性能的傳熱系數，即平均對流換熱系數為

(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為對數平均溫差。可通過設置翅片溫度為基管溫度的數值模擬得到理想最大換熱量，實際換熱量與該理想換熱量之比即為肋化效率。表達管束進口段極限換熱性能的沖擊換熱系數，即沖擊換熱系數為

(13)

式中：qarc,max表示圓弧沖擊點的熱流密度，同時也是圓弧區域的局部最大熱流密度；Tw表示基管溫度；T0表示環境溫度。

2 跨尺度模擬策略

本文使用Fluent軟件對2個尺度的模型及相應耦合策略進行空冷單元空氣側換熱的多尺度計算。

(1)獲得小尺度模型的整體性能，翅片管的平均對流特性和流動阻力特性已經通過試驗獲得。

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

(3)在系統邊界條件的變化范圍(0～10 m/s)內進行小尺度模型的數值模擬，獲得所關心的小尺度模型細節特征，并采用一定算法對關心的細節建立代理模型。即在迎風面的三維風速的變化范圍內對翅片管進行數值模擬，獲得圓弧頭部的沖擊換熱特性以及作為對比的平均換熱特性，然后將沖擊換熱性能和平均換熱性能計算結果重構成采用最小二乘支持向量機算法建立簡單的輸入-輸出代理模型。

(4)將系統級別數值模擬得到的系統邊界條件與小尺度細節代理模型相結合，獲得小尺度模型細節在系統邊界上的分布。即在空冷單元的迎風面的每個網格上，對網格上的三維風速應用翅片管換熱特性代理模型，獲得沖擊換熱系數、平均對流換熱系數在迎風面上的二維分布。

采用最小二乘支持向量機將邊界條件多變的數值模擬結果得到的翅片管平均對流換熱系數hwhole、圓弧段沖擊對流換熱系數himpine擬合成關于3個來風分速度的函數，從而可將其作為翅片管換熱性能的代理模型。

給出訓練數據{(xk,yk)}，xk∈Rn，yi∈R，k=1，2，…，M。將訓練數據采用非線性函數φ(·):∈Rn→Rnh映射到高維空間，在高維空間尋優進而得到最優回歸函數

f(x)=wTφ(x)+b

(14)

該非線性最優回歸函數的獲得是通過以下二次規劃的方法得到的

(15)

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

從而得到回歸表達式為

(16)

式中K(x,xi)即核函數，為映射函數的點積

K(x,xi)=φ(x)φ(xi)

(17)

本文采用的是RBF徑向基核函數，αi、b為擬合得到的系數向量或系數常數。

3 分析及討論

首先對采用試驗關聯式的空冷空冷單元不同轉速(額定轉速69、57.75、34.5、17.25 r/min)下的工況進行了數值模擬，環境溫度為5 ℃，從最大轉速工況模擬結果中獲得距離翅片管束進風口約1 cm的迎風面的三維速度的速度分量的最大變化范圍(0～10 m/s)，將各個工況迎風面的三維速度分布提取出來。然后首先對翅片管小尺度模型進行了數值模擬，從數值計算結果中提取出平均對流換熱系數和沖擊換熱系數，并將提取結果用最小二乘支持向量機重構成簡單的輸入-輸出翅片管換熱性能代理模型。翅片管的邊界條件為：管內壁溫度為40 ℃，進口風溫為5 ℃，通流風速即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。最后將不同工況的迎風面三維速度的分布代入翅片管換熱性能代理模型中，得到了不同轉速下迎風面對應的翅片管束的平均對流換熱系數和沖擊換熱系數分布圖。

3.1 最小二乘支持向量機擬合精度

對復雜進風條件下翅片管平均對流傳熱系數、沖擊換熱系數的計算結果采用支持向量機進行擬合，表1為擬合精度。由于該算法擬合方法依賴于原始數據，不具有公式一樣的廣泛推廣價值，此處僅給出擬合精度。這種方法能將計算結果很好的程序化，但不具有如試驗關聯式般明確的物理意義。

表1 支持向量機擬合精度

Table 1 Fitting precision of support vector machine

3.2 復雜進口風條件下的傳熱系數變化規律

如圖3、4為通流風速為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和圓弧頭部最大沖擊傳熱系數的數值模擬結果。可以看出，隨著分速度的增加，平均對流換熱系數有增大的趨勢，但變化幅度不是很大，在圖中所示的變化范圍內，平均傳熱系數最大值最小值僅僅相差7 W/(m2K)。而最大沖擊換熱系數增大的趨勢非常顯著，最大值最小值相差60 W/(m2K)。

圖3 x向通流風速2 m/s時平均換熱系數 隨y向、z向風速的變化規律

圖4 x向通流風速2 m/s時沖擊換熱系數 隨y向、z向風速的變化規律

3.3 空冷單元迎風面風速分布

圖5、6分別為空冷單元一側翅片管束前的迎風面通流風速、絕對風速的二維分布圖。對比圖5、6，可以看出通流風速、絕對迎面風速在平面上分布很不均勻，且通流風速比絕對迎面風速小很多。通流風速的實驗結果可參考文獻[13]，與實驗結果非常相似，與出口風速相等的通流風速的分布呈現出上半部小下半部大，左右部分相差較大的特征。絕對風速在迎風面上呈現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，風速上半部小下半部大的特征是由于風機出口風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特性的風機來風造成的。

圖5 空冷單元迎風面x方向通流風速分布 Fig.5 Through-velocity distribution at

圖6 空冷單元迎風面絕對速度分布

3.4 空冷單元管束迎風面平均對流換熱系數二維分布、沖擊換熱系數二維分布

圖7、8為空冷單元一側翅片管束前面的迎風面對應的翅片管束的平均對流傳熱系數、沖擊換熱系數的二維分布圖。從這2幅圖可以看出，管束迎風面沖擊換熱系數比平均對流換熱系數大很多，最大達到146 W/(m2K)，而平均對流換熱系數大部分在30 W/(m2K)左右。這表明空冷單元風機來風對管束的沖擊換熱遠大于管束通流部分的平均對流換熱。這是由于管束前端的扁平管圓弧進口段受到了風機來風絕對風速的沖刷，相比通流部分，邊界層薄很多，這使得沖擊冷卻過程的換熱系數高出通流部分很多。

圖7 空冷單元額定轉速管束迎風面平均對流換熱系數

圖8 額定轉速下管束迎風面沖擊換熱系數分布

3.5 不同轉速下沖擊換熱系數的分布規律

風機來風時，翅片模型圓弧頭部處于沖擊換熱狀態，邊界層很薄，傳熱系數很大；迎面風速對管束進口圓弧區域的沖擊換熱是以風機來風絕對風速進行的；此處風溫處接近環境溫度，這3個原因導致在冬季工況下，圓弧頭部的沖擊換熱直接影響凝結水的凍結風險的大小。而工程實踐中多采用調節風機轉速的方法防凍，因此本節對不同風機轉速的沖擊換熱特性進行了數值計算，結果如圖9所示。從圖9可以知道，隨著風機轉速的降低，沖擊換熱系數明顯降低。

4 結 論

(1)在空冷風機進風變化范圍內，通過翅片管的數值模擬，獲得了復雜進風條件下的翅片管平均對流換熱系數、圓弧段沖擊換熱系數，并用支持向量機算法將計算結果簡化成輸入-輸出代理模型。結果表明，進風條件對整體換熱能力略有影響，對沖擊換熱影響較大。

圖9 變轉速下管束迎風面沖擊換熱系數分布

(2)通過對空冷單元和翅片空間的多尺度模擬，獲得了空冷單元迎風面風速的二維分布，給出了翅片管束的平均對流換熱系數、圓弧段沖擊換熱系數的二維分布。結果表明，平均對流換熱系數和沖擊換熱系數空間分布很不均勻，且沖擊傳熱系數比對流傳熱系數大一個數量級，增進了對空冷島防凍機理的理解。

(3)對不同風機轉速下的管束進口段的沖擊傳熱性能進行了計算，結果表明，隨著轉速的下降，沖擊傳熱系數均進一步下降，顯示了降低風機轉速對降低空冷島防凍風險的有利影響，有利于下一步同時考慮管內外過程的空冷島防凍機理的定量分析。

[1]馮麗麗, 杜小澤, 楊勇平, 等.交錯蛇形短翅片對扁平管外傳熱的強化[J].中國電機工程學報, 2012, 32(17): 70-75.Feng Lili, Du Xiaoze, Yang Yongping, et al.Heat transfer enhancement of staggered short wavy fins on flat tube [J].Proceedings of the CSEE, 2012, 32(17): 70-75.

[2]胡漢波.直接空冷式凝汽器翅片散熱器流動傳熱性能及單元流場特性研究[D].重慶大學, 2006.Hu Hanbo.Research on flow and heat transfer of finned heat exchanger of direct-cooled condenser and flow characteristic of condenser unit[D].Chongqing: Chongqing University, 2006.

[3]李書營.蛇形翅片管及空冷單元流動換熱規律數值研究[D].北京：北京交通大學, 2009.Li Shuying.Numerical investigation on the heat transfer and fluid flow of wave-finned tube and air-cooled condenser unit[D].Beijing: Beijing Jiaotong University,2009.

[4]侯雪梅.火電廠直接空冷凝汽器蛇形翅片管流動換熱性能數值研究[D].濟南：山東大學, 2011.Hou Xuemei.Numerical study of finned serpentine tubes’ flow and heat transfer performance in direct air cooling power plant[D].Jinan: Shangdong University, 2011.

[5]馬宏濤.空冷凝汽器中流體流動傳熱特性影響因素的研究[D].北京：北京交通大學,2011.Ma Hongtao.Study on the impact factors of the flow dynamics and heat transfer in the air-cooled condenser[D].Beijing: Beijing Jiaotong University, 2011.

[6]Wen J, Tang D, Wang Z, et al.Large eddy simulation of flow and heat transfer of the flat finned tube in direct air-cooled condensers[J].Applied Thermal Engineering, 2013, 61(2): 75-85.

[7]代善良.迎面風速對直接空冷凝汽器流動換熱特性的影響[D].哈爾濱：哈爾濱工業大學,2013.Dai Shanliang.Influence of head wind velocity on flow and heat transfer performance of direct air-cooled condenser[D].Harbin: Harbin Institute of Technology, 2007.

[8]楊立軍, 周健, 杜小澤, 等.扁平管外蛇形翅片空間的流動換熱性能數值模擬[J].工程熱物理學報, 2007, 28(1): 122-124.Yang Lijun, Zhou Jian, Du Xiaoze, et al.Numerical analysis of flow and heat transfer outside the flat wave-finned tube[J].Journal of Engineering Thermophysics, 2007, 28(1): 122-124.

[9]張凱峰, 楊立軍, 杜小澤, 等.空冷凝汽器波形翅片扁平管管束外空氣流動傳熱特性[J].中國電機工程學報, 2008, 28(26): 24-28.Zhang Kaifeng, Yang Lijun, Du Xiaoze, et al.Flow and heat transfer characteristics of cooling air outside the flat wave-finned tube banks of air-cooled condensers[J].Proceedings of the CSEE, 2008, 26: 006.

[10]馮麗麗, 杜小澤, 楊勇平, 等.扁平管交錯蛇形短翅片強化傳熱的研究[J].工程熱物理學報, 2012, 33(7): 1201-1204.Feng Lili, Du Xiaoze, Yang Lijun, et al.Study on flow and heat transfer of staggered short wavy fins on flat tube[J].Journal of Engineering Thermophysics, 2012, 33(7): 1201-1204.

[11]Wen Juan, Tang Dawei.Large eddy simulation of flow and heat transfer of the flat finned tube in direct air-cooled condensers[J].Applied Thermal Engineering, 2013, 61(2): 75-85.

[12]Zhang Hui, Yue Yujin, Du Xiaoze, et al.Numerical investigation of flow fields of air-cooled condenser cell including fan blade passages[J].HEFAT 2011, 2011.

[13]卜永東.直接空冷單元流動傳熱特性及空氣流場優化組織[D].北京：華北電力大學,2013.Bo Yongdong.Flow and heat transfer characteristic and air-side flow field optimization of air-cooled condenser cell[D].Beijing: North China Electric Power University, 2013.

[14]曾時明.電站直接空冷式翅片管換熱和流動規律及空冷單元流場特性數值研究[D].北京: 北京交通大學, 2007.Zeng Shiming.Numerical investigation of the heat transfer and fluid flow of finned-tube and the flow characteristics of a condenser unit in direct air-cooled power plant[D].Beijing: Beijing Jiaotong University, 2007.

[15]楊立軍, 杜小澤, 張輝, 等.電站空冷凝汽器軸流風機陣列集群效應的數值研究[J].科學通報, 2011, 56(15): 1232-1239.Yang Lijun, Du Xiaoze, Zhang Hui, et al.Numerical investigation on the cluster of an array of axial flow fans for air-cooled condensers in a power plant[J].Chinese Sci Bull, 2011, 56(15): 1232-1239.

[16]Li Li, Du Xiaoze, Yang Lijun, et al.Numerical simulation on flow and heat transfer of fin structure in air-cooled heat exchanger[J].Applied Thermal Engineering, 2013, 59(1): 77-86.

[17]杜小澤,楊立軍, 金衍勝, 等.火電站直接空冷凝汽器傳熱系數實驗關聯式[J].中國電機工程學報，2008,14(28)：32-37 Du Xiaoze, Yang Lijun, Jin Yansheng, et al.Development of experimental correlation for heat transfer coefficient of direct air-cooling condenser in power plant[J].Proceedings of the CSEE, 2008, 14(28):32-37

[18]肖烈暉, 杜小澤, 楊立軍，等 .環境風作用下2×1 000 MW直接空冷機組空冷島布局[J].電力建設, 2015, 36(6): 7-13.Xiao Liehui, Du Xiaoze, Yang Lijun，et al .Air-cooling condenser layout of 2×1 000 MW direct air-cooled units under effect of ambient natural wind[J].Electric Power Construction, 2015, 36(6): 7-13.

[19]魏高升, 陳林, 李兵，等 .板式蒸發式冷凝器熱質傳遞過程模型分析[J].電力建設, 2014, 35(6): 18-21.Wei Gaosheng, Chen Lin, Li Bing，et al.Model analysis on heat and mass transfer process in plate-type evaporative condenser[J].Electric Power Construction, 2014, 35(6): 18-21.

(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

國家重點基礎研究發展計劃項目(973項目)(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 主要研究方向為電站優化與強化傳熱；

杜小澤(1970)，男，通信作者，博士生導師，主要研究方向為電站優化與強化傳熱；

楊立軍(1971)，男，博士生導師，主要研究方向為電站優化與強化傳熱。

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