陣列式消聲器對自然通風逆流濕式冷卻塔性能的影響

趙傳輝，韋紅旗，伍豪，周帥

東南大學 能源與環境學院， 南京 210096

自然通風逆流濕式冷卻塔是火力發電廠冷端系統的重要換熱設備，其結構簡單、運行可靠、冷卻效率高，且相對機力通風冷卻塔更加經濟，因而被廣泛使用[1]。隨著城市規模的擴大，電廠邊界處逐漸形成居民點，而電廠冷卻塔運行時產生的噪聲A聲級為70～80 dB，甚至更高，超過GB 3096—2008 《聲環境質量標準》中的2類標準(晝間、夜間的噪聲A聲級分別為60 dB、50 dB)，對附近居住環境形成噪聲污染，不少電廠因環保投訴而被迫停機整頓，造成巨大經濟損失。

目前，對冷卻塔噪聲治理的研究文獻多集中在噪聲控制方面，研究降噪裝置對冷卻塔熱力性能影響的文獻較少，或只使用經驗公式對冷卻塔通風量簡單地進行了估算[2-4]。劉傳飛[5]通過數值模擬獲得消聲器氣動性能，但缺乏實驗測定。魏軻等[6]利用數值仿真計算和實驗驗證的方法，分析了具有擴張結構的冷卻塔消聲器穿孔壁面通道的阻力特性，并優化了消聲器內部結構。

由于消聲器一般布置在冷卻塔進風口處，會對冷卻塔通風能力造成一定影響，進而影響其冷卻能力。對于高壓機組，凝汽器循環水進口溫度下降1 K，機組效率提高約0.35百分點[7]，可見冷端系統性能對電廠經濟效益具有巨大影響。

某2臺400 MW F級燃氣-蒸汽聯合循環機組熱電聯產電廠自然通風逆流濕式冷卻塔的噪聲A聲級高達83 dB，降噪要求為25 dB，決定采用陣列式消聲器對該電廠冷卻塔進行降噪。筆者利用消聲器阻力測試數據，采用GB/T 36079—2018 《聲學 單元并列式阻性消聲器傳聲損失、氣流再生噪聲和全壓損失系數的測定》中的等效法分析了陣列式消聲器有效長度、凈通流比等參數對消聲器阻力特性的影響及其與傳聲損失的關系；并基于FLUENT軟件對冷卻塔內流場進行三維數值模擬，分析了陣列式消聲器對冷卻塔性能及循環水溫度的影響。研究內容可為冷卻塔噪聲治理及電廠評估其對機組冷端系統性能的影響提供參考。

1 陣列式消聲器的阻力及消聲性能

1.1 物理模型

陣列式消聲器由消聲柱及固定框架結構組成。消聲柱由入口導流端、中間吸聲段及出口導流端組成(見圖1)。分析所采用的消聲器的柱截面尺寸為300 mm×300 mm，中間吸聲段長度(即消聲器有效長度)為2 500 mm。一般將m×n(在本文中為3×3)個消聲柱組成測試單元(見圖2)，設計消聲器的凈通流比R(消聲器凈通流面積與消聲器總橫截面積的比)為0.49。

圖1 消聲柱結構

圖2 測量單元截面

陣列式消聲器現場布置見圖3。

圖3 陣列式消聲器現場布置

1.2 阻力特性

全壓損失系數反映了消聲器的氣動性能，是消聲器前后壓差與迎面動壓的比，其計算公式為：

(1)

式中：ζ為全壓損失系數；Δp為全壓損失，Pa；ρ為空氣密度，kg/m3；v為消聲器迎面風速度，m/s。

由于在FLUENT軟件中采用多孔階躍模型模擬消聲器阻力特性，使計算達到快速收斂，故在計算分析消聲器阻力特性時采用迎面風速度，而非消聲器通道內風速度。

全壓損失系數可分為出入口局部阻力系數和沿程阻力系數，其計算公式為：

ζ=ζio+ζf=ζio+hf·l

(2)

(3)

(4)

式中：ζio為出入口局部阻力系數(取決于通風道出入口的形狀及通流比)；ζf為沿程阻力系數；hf為單位長度沿程阻力系數，m-1；l為消聲器有效長度，m；ζ1、ζ2分別為入口、出口處導流端形狀因數(無量綱參數)，由實驗測出；ζ3為消聲器外表面材料摩擦因數；U為消聲器斷面吸聲周長，m；Sb為消聲器阻塞面積，m2；Z為線性相關系數，m-1。

1.3 消聲性能

陣列式消聲器屬于阻性消聲器，主要依靠消聲柱表面吸聲材料進行消聲，其消聲性能取決于結構形式、消聲材料性質等。傳聲損失計算公式為：

ΔL=ψ(γ)·U·l/S

(5)

式中：ΔL為消聲器A聲級傳聲損失，dB；γ為吸聲系數，取決于吸聲材料性質：ψ(γ)為與γ有關的系數，取0.73；S為消聲器凈通流面積，m2。

1.4 消聲器結構對其消聲性能的影響

陣列式消聲器凈通流比R=S/(S+Sb)，將其代入式(5)，即獲得當消聲柱幾何形狀、表面材料不變時，消聲器傳聲損失與有效長度、凈通流比的函數關系，即

(6)

由式(6)可得：陣列式消聲器傳聲損失與其有效長度成正比，且與凈通流比的倒數呈線性關系。得到消聲器沿程阻力系數的計算公式為：

(7)

對比式(6)與式(7)可得：對于消聲器，其阻力特性與消聲性能都受其結構參數的影響，且變化趨勢相同，當通過改變消聲器結構來增加消聲量時，其阻力系數必然增加。由此證明，對于陣列式消聲器，其阻力特性與消聲效果無法同時獲得最優解。

2 數值模擬分析

基于FLUENT軟件離散相模型(DPM)及傳熱傳質基本理論，將塔內濕空氣定義為連續相、循環水滴定義為離散相，建立連續相、離散相運動控制方程及傳熱傳質理論模型，應用歐拉-拉格朗日法、標準壁面函數法和標準k-ε模型進行封閉，模擬計算塔內連續相、離散相之間傳熱傳質過程。

2.1 連續相基本方程

連續相流動采用歐拉法求解，當機組穩定運行時，冷卻塔內外流場可用穩態計算。連續相控制方程用穩態雷諾平均N-S方程描述：

(8)

式中：vi為i方向(x、y或z方向)上的速度矢量，m/s；ΔM為控制體內水滴質量變化量，kg；M0為水滴初始質量，kg；qm0為水滴初始質量流量，kg/s。

2.2 填料層熱質交換與阻力模型

從配水結構濺落的水滴在填料層形成水膜附在填料表面，增加了傳熱面積及下降阻力，強化了氣-水間的傳熱強度并延長了傳熱時間。氣-水兩相在填料層內達到了60%～70%的傳熱量[8]。

2.2.1 填料層熱質交換

由于填料層的水膜-濕空氣傳熱過程復雜，以及計算流體力學(CFD)軟件的應用局限性，對穿過填料層的水滴添加離散相體積力自定義函數DEFINE_DPM_BODY_FORCE，控制水滴的下落速度，從而代替水膜的傳熱過程[9]。水滴熱量傳遞主要依靠接觸散熱和蒸發散熱，分別符合對流傳熱方程及道爾頓定律。

對流傳熱方程為：

dQ=h(t-θ)·dF

(9)

式中：dQ為對流傳熱量，W；h為傳熱系數，W/(m2·K)；t為空氣的干球溫度，℃；θ為水滴表面溫度，℃；dF為氣-水的接觸面積，m2。

道爾頓定律為：

dqm=βp(pτ-pθ)·dF

(10)

式中：dqm為水滴蒸發的質量流量，kg/s；βp為水蒸氣分壓力差下的傳質系數，kg/(m2·h·Pa)；pτ為溫度為τ時的飽和水蒸氣分壓力，Pa；pθ為溫度為θ時的空氣中水蒸氣分壓力，Pa。

2.2.2 填料層阻力模型

采用FLUENT軟件中多孔介質模型模擬空氣在填料層的阻力特性。多孔介質模型動量源項分為黏性損失項和內部損失項，其計算公式為：

(11)

式中：Si為i方向動量源項；Dij、Cij均為規定的矩陣；μ為動力黏度，N·s/m2；vj為j方向上的速度矢量，m/s。

對于各向同性的多孔介質，全壓損失的計算公式為：

(12)

式中：α為滲透性系數；C為內部阻力系數；Δd為薄膜厚度，m。

根據電廠提供的冷卻塔填料阻力特性資料，經曲線擬合后獲得：填料豎直方向黏性阻力系數為-4 323.45，內部阻力系數為13.103。水平方向數值可取豎直方向數值的1 000倍。

2.2.3 其他結構阻力模型

對于收水器、人字柱及配水結構的阻力特性，采用多孔階躍模型(多孔介質模型的一維簡化模型)模擬，依據冷卻塔技術資料及經驗公式[1]計算出收水器、人字柱及配水結構的阻力系數分別為3.5、0.5、0.5。

2.3 冷卻塔幾何模型及邊界條件

分析對象為常規雙曲線冷卻塔，淋水面積為3 500 m2，填料為改進型雙斜波紋形式，采用改性聚氯乙烯材料，填料高度為1 m，幾何結構數據見表1。

表1 冷卻塔幾何結構參數

模擬夏季無風工況，外部邊界設置為直徑400 m、高400 m的圓柱體，環向邊界設置為壓力入口，頂部設置為壓力出口(見圖4)。邊界條件設置為：大氣壓力為100.30 kPa，空氣干球溫度為30.00 ℃，濕球溫度為27.1 ℃，相對濕度為80%，循環水質量流量為6 500 kg/s，進塔水溫度為43.20 ℃，水滴直徑為4 mm[8-10]。

圖4 冷卻塔邊界條件

2.4 模擬結果及驗證

從電廠運行數據獲取上述工況下的出塔水溫度為34.95 ℃，模擬結果為35.36 ℃，絕對誤差為0.41 K(相對誤差為1.17%)。另外，使用經驗公式估算冷卻塔通風量及蒸發量[1]，并驗證模擬結果(見表2)，得到冷卻塔通風質量流量和蒸發質量流量的相對誤差分別為3.74%、-3.61%。冷卻塔數值模型滿足后續分析應用要求。

表2 模擬值與實際值/估算值的對比

3 降噪方案分析

3.1 陣列式消聲器的阻力特性

3.1.1 有效長度的變化

電廠采用消聲器的有效長度為2.5 m、凈通流比為0.49。根據消聲器阻力特性數據，當凈通流比為0.49，有效長度分別為1.5 m、2.0 m時，消聲器全壓損失隨迎面風速度的變化見圖5。

圖5 消聲器全壓損失與迎面風速度的關系

由圖5可知：消聲器全壓損失與迎面風速度及有效長度有關；迎面風速度越大，則全壓損失越大，且兩者成拋物線關系；相同迎面風速度下，有效長度越大，全壓損失越大。

擬合圖5中2條曲線的二階多項式，獲得消聲器有效長度分別為1.5 m、2.0 m時，全壓損失與迎面風速度的函數。利用式(1)，計算出有效長度分別為1.5 m、2.0 m時，全壓損失系數分別為2.82、3.22。通過式(2)計算出消聲器出入口局部阻力系數為1.60，單位長度沿程阻力系數為0.81 m-1，最后可計算出消聲器有效長度為2.5 m時的全壓損失系數為3.63。

3.1.2 凈通流比的變化

有效長度分別為1.5 m、2.0 m時，根據消聲器阻力特性數據，得到消聲器全壓損失隨凈通流比的變化見圖6。

圖6 消聲器全壓損失與凈通流比的關系

由圖6及式(3)、式(4)可知：當消聲器有效長度與迎面風速度不變時，凈通流比越小，出入口局部阻力系數及單位長度沿程阻力系數就越大，產生的全壓損失越大。

計算得到相關阻力特性參數見表3。

表3 不同凈通流比下各阻力系數表

擬合表3中單位長度沿程阻力系數與線性相關系數(參考式(4))的線性關系，獲得的直線斜率即為消聲器外表面材料粗糙度；擬合表3中出入口局部阻力系數與1/R的二次函數，函數展開式對應式(3)，可計算入口、出口處導流端形狀因數。對于任意凈通流比或有效長度的陣列式消聲器，其阻力系數可通過式(2)～式(4)計算獲得。

3.2 降噪方案的影響

3.2.1 陣列式消聲器的布置方式

圖7為陣列式消聲器的布置方式。根據電廠冷卻塔降噪方案，1號冷卻塔進風口東側沿集水池邊緣布置陣列式消聲器，包圍角為180°，消聲器在垂直方向高度為7.53 m，凈通流比為0.49，消聲器與冷卻塔進風口上部覆蓋隔聲頂板，消聲柱結構數據見圖1；2號冷卻塔進風口處東南側布置包圍角為90°的陣列式消聲器，布置方法與1號冷卻塔相同。

圖7 降噪方案布置示意

3.2.2 1號冷卻塔熱力性能的變化

1號冷卻塔消聲器布置包圍角分別為0°(無消聲器)和180°時，以冷卻塔的通風量、出塔水溫度為評價指標，考察陣列式消聲器對冷卻塔性能的影響。

圖8為填料層風速度分布。

圖8 填料層風速度分布

由圖8可知：包圍角為180°時，填料層風速度中心區域較無消聲器時發生明顯偏移，且靠近消聲器一側的風速度減小。這是由于消聲器增加了一側的通風阻力，導致通風量下降，進而導致風速度下降。當通風量下降時，塔內濕空氣溫度上升，塔內外壓差增加，導致冷卻塔抽力增加，所以沒有布置消聲器的另一側風速度較原來上升，塔左側邊緣高風速度區域較原來有明顯增加。

圖9為冷卻塔內風速度分布。

圖9 冷卻塔內風速度分布

由圖9可知：原來冷卻塔兩側進風口及塔內流場較均勻，而布置消聲器后，冷卻塔右側進風口處風速度下降，左側進風口無消聲器，風速度較原來有所上升；塔內流場發生明顯偏移。經模擬計算，通風質量流量由原來4 244.71 kg/s下降至4 114.66 kg/s，減小3.06%。

圖10為出塔水溫度分布。

圖10 出塔水溫度分布

由圖10可知：布置消聲器后，由于噴淋區、填料層及雨區等主要冷卻區域的流場發生變化，出塔水溫度分布也隨之變化，與填料層風速度分布相似，出塔水溫度中心區域也向左側偏移。經模擬計算得到：出塔水溫度由35.36 ℃上升到35.54 ℃，上升0.18 K。

冷卻塔性能的參數變化見表4。包圍角由0°變化為180°時，出塔水溫度、通風質量流量、蒸發質量流量、排熱量分別變化了0.18 K、-130.05 kg/s、-2.08 kg/s、-6.3 MW，變化率分別為0.50%、-3.06%、-2.68%、-2.84%。

表4 布置消聲器后冷卻塔性能的相關參數

3.2.3 消聲器布置包圍角對冷卻塔性能的影響

為分析陣列式消聲器布置包圍角對冷卻塔性能的影響，計算了1號冷卻塔在消聲器布置包圍角為90°、180°、270°、360°時的通風質量流量及出塔水溫度的變化，其他邊界條件及結構參數不變。4種工況下的計算結果見圖11。

圖11 通風質量流量及出塔水溫度隨包圍角的變化

由圖11可知：包圍角為90°時，通風質量流量較無消聲器時下降1.43%，出塔水溫度上升0.08 K；包圍角為360°時，通風質量流量較無消聲器時下降7.09%，出塔水溫度上升0.39 K。隨著包圍角的增加，冷卻塔通風阻力增加，同時進風口面積減小；通風量下降趨勢越來明顯，造成出塔水溫度上升加快。

3.2.4 消聲器對冷端系統循環水溫度的影響

由消聲器阻力特性及布置方式可以計算出冷卻塔性能的變化，但按此計算得到的出塔水溫度的變化量并非實際循環水溫度的變化量。當機組運行時，循環水在凝汽器及冷卻塔內不斷交換熱量，冷端系統處于傳熱平衡狀態。布置消聲器后，凝汽器內的放熱量可認為不變，所以循環水進出口溫差不會變化；但冷卻塔性能下降，進塔水溫度就會上升，增加了循環水與空氣的傳熱焓差，進而加強了塔內氣-水傳熱，直到冷端系統重新達到傳熱平衡狀態。

為分析消聲器對循環水溫度的影響，基于建立的陣列式消聲器阻力特性及冷卻塔性能數值模型，在包圍角分別為0°、180°及360°時，保持其他邊界條件不變，僅改變進塔水溫度，模擬計算得到的出塔水溫度，并計算循環水進出口溫差，模擬結果見圖12。

圖12 循環水進出口溫差隨進塔水溫度的變化

由圖12可知：隨著進塔水溫度的增加，消聲器在不同包圍角下，冷卻塔的循環水進出口溫差同比增加；但是隨著包圍角的增加，若循環水進出口溫差不變，進塔水需要更高的溫度。機組運行時，包圍角為180°，進塔水溫度由43.20 ℃到43.44 ℃，上升0.24 K，上升幅度大于原來不考慮機組冷端系統整體時，模擬計算得到的出塔水溫度的變化量(0.18 K)；若包圍角為360°，出塔水溫度則會上升0.62 K，達到43.82 ℃。

4 結語

筆者基于某電廠冷卻塔噪聲治理項目，建立了冷卻塔三維數學模型，分析了陣列式消聲器的阻力特性，計算了其對冷卻塔性能及冷端系統出塔水溫度的影響。得出以下結論：

(1) 陣列式消聲器的阻力特性與消聲器有效長度、凈通流比有關，其結構與布置方案在滿足降噪需求的同時，應盡量減小其阻力系數。

(2) 冷卻塔內空氣流場與出塔水溫度分布受消聲器影響明顯，均發生了較大偏移。消聲器使通風量減小，但是沒有布置消聲器的一側進風口風速度會因冷卻塔抽力增大，較原來略有上升。

(3) 評估消聲器對冷卻塔性能的影響，不應僅考慮某一進塔水溫度條件下，出塔水溫度上升的情況，而應從機組冷端系統整體考慮，會更加全面。

(4) 建議在設計冷卻塔噪聲治理方案時，在保證降噪要求的同時，考慮適當增加消聲器與冷卻塔進風口的距離，增加消聲器在垂直方向的布置高度，從包圍角中間向兩邊逐漸增加凈通流比，或者考慮將隔聲頂板與進風口上沿保持一定距離，以增加通風面積。