改善間接空冷塔傳熱性能的方案與研究

黃　俊

0　概述

在我國“三北”地區，為了解決富煤缺水的矛盾，空冷發電機組得到了廣泛應用［1］。然而，“三北”地區常年多風，影響了空冷塔的流動傳熱性能，夏季尤為嚴重［2-3］。有關研究表明，當環境風的風速為5～15 m/s時，對空冷塔性能的影響效果分別相當于環境溫度升高2～14℃［4］。空冷塔流動傳熱性能的下降，將導致汽輪機背壓升高，直接影響機組的安全經濟性［5-6］。因此，采取相應的改善措施，削弱環境風對空冷塔流動傳熱性能的影響，對于提高空冷機組運行水平具有重要意義。

國內外諸多學者對空冷塔進行了廣泛而深入研究，為間接空冷機組的發展奠定了很好的基礎。在設計方面，Goodarzi、楊立軍等［7-8］對空冷塔的結構參數進行了優化分析，以提高空冷塔的流動傳熱性能。Du Preez、張艾萍等［9-10］則提出了不同的擋風墻布置方案，以削弱環境風對空冷塔流動傳熱性能的影響。

現以某660 MW SCAL型間接空冷塔為研究對象，利用Fluent軟件，模似了環境風條件下的空冷塔流場，探討了外圍擋風墻、翅墻、十字墻擋風墻的布置方案。根據模似計算結果，可優化擋風墻的布置，以削弱環境風對空冷塔流動傳熱性能的影響。

1　數值計算方法

利用Gambit軟件，創建空冷塔的幾何模型。建立的空冷塔模型，如圖1所示。因散熱器的結構較為復雜，將散熱器簡化為圓環柱體。散熱器被劃分為24個扇區，并從X正方向沿逆時針進行編號。對扇區劃分網格，經網格無關性驗證后，將網格數確定為310萬。

圖1　間接空冷塔的幾何模型

采用Fluent軟件中的多孔介質代替散熱器，將流動阻力作為動量方程的源項，表達式為［5］:

式(1)中:Si為動量方程附加的源項;vi為i方向的速度;vmag為速度大小;μ為黏性系數;ρ為密度;1/α為黏性阻力系數;C2為慣性阻力系數。

根據實驗數據，得到散熱器流動阻力與迎面速度之間的關系式:

核查當地的氣象資料后，擬定了風速變化曲線，如圖2所示。由圖2可知，該機組當地全年平均環境風的風速，約為5.5 m/s。夏季和冬季的風速較大。因此，以夏季TRL工況為機組運行狀態，進口采用5.5 m/s的velocity－inlet邊界條件，利用冪指數函數計算不同高度的風速，編寫成UDF導入Fluent軟件中。風速的計算公式為:

圖2　廠區不同高度處的月平均風速

式(3)中:v0為距地面10 m高處的環境風風速。

2　計算結果及分析

當環境風為5.5 m/s時，空冷塔的流場分布，如圖3所示。由圖3可知，當環境風繞流空冷塔時，將在塔附近形成兩股高速繞流。環境風流經進風口的迎風側散熱器后，仍有較大的風速，并在塔內繼續向塔后流動，沖擊背風側區域內的進風。環境風在塔內的底部積聚，形成兩股對稱漩渦。因迎風側的通風量大，背風側的通風量小，將對塔內的上升氣流產生影響，使氣流中心向塔后側偏移，并在塔的前側區域形成漩渦，出現熱風回流，加上環境風的吹壓作用，在塔出口處，羽流區向塔后偏轉，形成了“風帽”結構。

圖3　5.5 m/s環境風風速下空冷塔流場

圖4　空冷塔散熱器通風量分布趨勢

當環境風為5.5 m/s時，空冷塔通風量不再沿周向均勻分布，如圖4所示。從圖4可知，迎風側的通風量大幅增加，而塔側區域的通風量大幅減少，背風側的通風量也小幅減少。由熱平衡方式可知，空冷塔換熱量具有相同的分布趨勢。因此，背風側和塔側區域內的散熱器冷卻管束，將得不到及時冷卻，極易發生管束的超溫現象。

當環境風的風速為5.5 m/s時，對空冷塔流動傳熱性能的影響，如表1所示。由表1可知，相比于無風狀態，環境風為5.5 m/s時的空冷塔流動傳熱性能明顯變差，通風量減少了27.93%，換熱量減少了19.95%。此時的環境風，嚴重影響了間接空冷機組的運行。

表1　環境風對空冷塔流動傳熱性能的影響

因此，應設法削弱環境風對空冷塔的影響，并對空冷塔進行改造。增加空冷塔通風量和換熱量，改善空冷塔通風沿周向分布的不均勻性，才能提高空冷塔的流動傳熱性能。

綜上，模糊粒子濾波算法基本流程如圖1 所示。首先對原始視頻幀圖像進行HSrg 轉換，對HSrg 模式下的圖形進行模糊處理，對每個通道模糊化后的圖像中值濾波使被識別目標特征更為明顯。隨后，處理后的結果去模糊化處理，傳遞到粒子濾波器，實現對被追蹤目標的識別。

3　擋風墻布置方案

空冷塔擋風墻的布置方案，是盡可能增加空冷塔的通風量和散熱量。同時，提升通風量分布在周向上的均勻性。針對空冷塔的流場特點，分別研究了3種機理不同的布置方案，并對各方案參數進行了優化，以期得到較佳的布置方案。

3.1　外圍擋風墻

為了降低進入空冷塔的環境風風速，均勻分布通風量，在迎風側，布置了弧形外圍擋風墻。外圍擋風墻的布置方案，如圖5所示。

圖5　外圍擋風墻的布置

在冷卻塔前，布置了高度h為31.9 m(與進風口齊平)、弧度θ為120°、與散熱器的距離d為30 m的外圍擋風墻。空冷塔的流場分布，如圖6所示。此時，由于擋風墻的存在，空冷塔的流場分布得到明顯改善。迎風側的環境風在進入散熱器之前，受到外圍擋風墻的阻礙，風速被降低，流入空冷塔后，對背風側進風的沖擊作用也被減弱，降低了塔內底部的漩渦強度，氣流不會在塔內底部積聚，而是在浮升力的作用下，上升后流出空冷塔。因為減小了迎風側和背風側通風量的相差幅度，減緩了塔內上升氣流向塔后側偏移的趨勢，所以，羽流區向塔后偏轉的幅度也被減弱。

圖6　布置外圍擋風墻后空冷塔的流場分布

布置外圍擋風墻后，空冷塔通風量和換熱量沿周向分布的不均勻性得到明顯改善，降低了散熱器冷卻管束發生超溫現象的可能性。計算數據表明，布置外圍擋風墻后，空冷塔通風量增加了3.81%，換熱量增加了8.67%。布置外圍擋風墻后，可提高空冷塔的流動傳熱性能。冷卻塔布置外圍擋風墻前后的傳熱性能曲線，如圖7所示。

圖7　布置外圍擋風墻前后的空冷塔傳熱性能曲線

3.2　十字擋風墻

為削弱環境風在空冷塔迎風側、塔側、背風側區域之間的相互影響，在塔內底部，布置了十字擋風墻。十字擋風墻的布置方案，如圖8所示。

圖8　十字擋風墻的布置

在塔內底部，布置高度h為31.9 m(與進風口齊平)、半徑r為65.65 m(與進風口外部半徑相同)、與風向夾角θ為0°的十字擋風墻，此時的空冷塔流場，如圖9所示。環境風由迎風側進入空冷塔后，受到十字擋風墻的阻礙，不影響背風側、塔側區域的進風，塔內底部的漩渦結構被破壞，氣流上升后流出空冷塔。在塔內的中上部，由于迎風側的氣流流量仍大于背風側，上升氣流中心向塔后側偏移的幅度并沒有得到明顯減小。

圖9　布置十字擋風墻后空冷塔的流場分布

布置十字擋風墻前后空冷塔的通風量和換熱量的周向分布趨勢，如圖10所示。

圖10　布置十字擋風墻前后的空冷塔流動傳熱性能

由圖10可知，布置十字擋風墻后，空冷塔通風量和換熱量沿周向分布的不均勻性并沒有得到明顯降低。但計算數據顯示，布置十字擋風墻后，空冷塔的通風量增加了3.94%，換熱量增加了3.81%。因此，布置十字擋風墻，對于提高空冷塔的流動傳熱性能，具有一定的作用。

3.3　翅墻

為削弱散熱器周圍環境風的繞流強度，提高環境風進入散熱器之前沿周向分布的均勻性，在散熱器的外圍，布置了若干片翅墻，翅墻的布置方案，如圖11所示。

圖11　翅墻安裝示意圖

在塔內底部，布置高度h為31.9 m(與進風口齊平)、寬度d為30 m的翅墻，共20片。此時，空冷塔的流場分布，如圖12所示。從圖12可知，空冷塔的流場分布狀態得到明顯改善。繞流的環境風經過每片翅墻時，都會在翅墻的導流作用下，分流出一部分氣流，流入空冷塔。這樣，沿著環境風流動方向，繞流的風量在逐漸減少，氣流速度也在降低。由于繞流的作用，在空冷塔背風側形成的漩渦強度，在明顯減弱，所占面積也在減少。

圖12　布置翅墻后空冷塔的流場分布

布置翅墻后，明顯改善了空冷塔通風量沿周向的分布狀態，增加了背風側和塔側區域的通風量，迎風側通風量有一定幅度的減小。根據熱平衡可知，空冷塔換熱量具有相同的分布趨勢。迎風側通風量的減少，是因為增加了背風側和塔側區域通風量，導致塔內底部的漩渦向迎風側移動，增加了迎風側的進風阻力。布置翅墻前后空冷塔的流動傳熱性能，如圖13所示。

圖13　布置翅墻前后空冷塔的流動傳熱性能

計算數據表明，與原始流場相比，布置翅墻后，空冷塔通風量增加了 12.43%，換熱量增加了16.57%，空冷塔的流動傳熱性能得到顯著提高。

4　結語

以某660 MW SCAL型間接空冷塔為研究對象，采用數值模擬的方法，分別探討了外圍擋風墻、翅墻、十字墻3種擋風墻的布置方案。增加擋風墻后，可改善空冷塔的流動傳熱性能。

(1)受環境風的影響，空冷塔通風量和換熱量被大幅減少，并且不再沿周向均勻分布，其流動傳熱性能明顯變差。

(2)對于外圍擋風墻、十字擋風墻、翅墻3種布置方案，因為擋風的機理不同，所以，改善空冷塔流動傳熱性能的效果各有差異。當環境風風速為5.5 m/s時，翅墻的改善效果最好，為16.57%，外圍擋風墻次之，為8.67%，十字擋風墻的改善效果較弱，僅為 3.81%。

參考文獻:

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