基于数值模拟技术的电站冷却塔性能优化

卢承斌，姚永灵，张泰岩，刘晓锋，何小锋，彭 辉，张学镭

(1. 江苏方天电力技术有限公司，江苏 南京 211102; 2. 华北电力大学能源动力与机械工程学院，河北 保定 071003)

0 引 言

与直接空冷系统相比，SCAL(surface condenser aluminum)型间接空冷凝汽系统具有节水、节省厂用电、噪音小等优点，近年来在我国富煤缺水地区火力发电机组中得到了广泛应用[1]。SCAL型间接空冷凝汽系统采用福哥型铝管铝翅片散热器，其垂直布置于间接空冷塔底部周边。间接空冷塔是空冷系统的主要部件之一，其功能是布置和支撑散热器及有关管道，为冷却散热器内的循环水提供足量的冷却空气。

冷却空气经散热器加热后，在塔内外空气密度差产生的浮升力作用下向上流动。实验和数值模拟研究表明，环境风对干式冷却塔的通风能力和散热器的冷却性能均有不利影响[2-6]。在环境风工况下，空气绕流冷却塔产生的流动分离、热风穿透、冷却塔塔内形成的涡流、冷却塔出口热烟羽被破坏或发生偏转等均会造成间接空冷塔及散热器性能下降[4]。另外，环境风对不同部位散热器的影响程度也是不一致的，侧风面和背风面散热器的性能比迎风面散热器的性能差[4]。

为了抑制环境风对间接空冷塔的不利影响，学者们提出了增设挡风墙、改进散热管束布置、优化间接空冷塔的结构参数等措施。Zhai等[7]提出在间接空冷塔侧面布置垂直挡风墙，并利用试验和数值模拟的方法对挡风墙进行了优化。Goodarzi等[8]提出在间接空冷塔外侧布置散热器式挡风墙，不仅可以增加散热面积，还可抑制环境风对空气流场的破坏。Zavaragh等[9]提出加装内部和外部组合式挡风墙方案，该组合式挡风墙还可随风向绕轴线旋转，Seifi等[10]也提出了类似的外部挡风墙方案。Liao[11]和Chen[12]分别提出散热管束呈三角形和椭圆形布置于空冷塔的底部四周，并与目前常规的圆形布置方式进行了比较，结果表明在全年主导风向较强的区域更适合采用三角形和椭圆形布置方案。间接空冷塔的几何尺寸和布局也是影响其特性的主要因素。在大风地区，推荐采用较小高径比的间接空冷塔和一前一后布置方案[13]。Zhao等[14]提出在冷却塔外设置空气导流板来抑制侧风的不利影响，该装置可减小换热器进口气流的偏转角度，并能够引导更多的冷却空气进入间接空冷塔。

文献分析表明，目前抑制环境风不利影响的措施多集中在挡风墙的设置和间接空冷塔几何参数的优化。间接空冷塔仍存在一些亟需解决的问题，例如降低散热器的进口阻力损失，缩减散热器顶部展宽平台与塔体连接处的负压区范围，减弱高环境风速下形成的热风穿透和塔内涡流的不利影响等。为此，本文提出一种环状导流板与内部挡风墙的组合装置（以下简称“组合装置”），以协同降低散热器进口压降，抑制塔内热风穿透和涡流的形成，改善环境风工况下间接空冷塔的性能。基于数值模拟方法，研究了组合装置对间接空冷塔性能的影响，以期为间接空冷系统的优化设计和运行提供参考。

1 环状导流板和内部挡风墙的组合装置

图1(a)为某600 MW机组采用的“三塔合一”间接空冷塔，脱硫塔和烟囱在间接空冷塔内布置，Forge2型散热器(四排铝管铝翅片)垂直布置在塔四周，其结构参数列于表1中。如图1(b)和图1(c)所示，间接空冷塔的散热器共包括170个冷却三角，分为10个扇段。如图1(c)所示风向下，1号和10号扇段位于迎风面，5号和6号扇段位于背风面，3号和8号扇段位于侧风面。

图1 间接空冷塔加装环状导流板和内部挡风墙示意图

表1 间接空冷塔的结构参数.

间接空冷塔加装环状导流板与内部挡风墙的组合装置如图1(a)和图1(b)所示。环状导流板沿圆周布置在散热器进口侧顶部，目的是降低散热器的进口阻力损失，抑制由于展宽平台和塔体之间的非流线型连接而导致的负压区范围，从而引导更多的冷却空气进入散热器。环状导流板的型线按下式确定：

式中：z——图1(a)中环状导流板型线z轴坐标值；

y——图1(a)中环状导流板型线y轴坐标值。

塔内布置新型挡风墙的目的是阻止热风穿透和抑制塔内涡流，从而改善侧风面和背风面散热器的性能。如图1(b)所示，新型挡风墙由4个长平板和4个短平板组成，沿径向在塔内均匀垂直于地面布置。挡风墙的高度与散热器相同，长平板的长度为55.8 m，短平板的长度为18.8 m。由于间接空冷塔的几何对称性，本文模拟了270°(其中一个长平板布置方向)和315°(其中一个短平板布置方向)两个风向下间接空冷塔的流场特性。

2 数值分析模型

2.1 网格划分

利用Gambit软件对间接空冷塔进行了网格划分。为提高计算效率，将散热器简化为一个无限薄的平面，忽略了支撑和固定用的钢结构、百叶窗以及冷却水管道。计算域取 1100 m×1100 m×1000 m(X×Y×Z)。采用分块划分网格的方法，中心区域采用四面体非结构化网格，散热器表面网格间距取0.4 m，冷却塔网格间距取2 m；计算域的其他部分采用六面体结构化网格。利用Gambit软件划分了疏密程度不同的3组网格，网格数分别为308.9万、268.5万、222.1万。在4 m/s风速下，对这3组模型进行了网格无关性检验，结果表明，流经间接空冷塔散热器的空气质量流量最大相差0.9%。因此，最终网格数取222.1万。

2.2 控制方程

采用的控制方程为：

其中，ρ 为空气密度，uj为xj方向的速度； φ、Γφ和Sφ为变量、变量的扩散系数和源项，如表2所示。其中，µ为动力粘度，g为重力加速度，p为压力，t为温度，cp为定压比热，σk、σε分别为k和ε的紊流普朗特数，Sh为热源项，Gk表示由平均速度梯度产生的紊动能，Gb表示由浮升力产生的紊动能，ν为运动粘度，C1、C2、C1ε、C3ε为常数。

湍流模型采用Realizablek-ε方程，其能够捕捉复杂结构的绕流流场分布特性，对涉及旋转、逆压力梯度下的边界层分离、二次流及回流等问题能取得较好的模拟结果。

2.3 边界条件

在无风工况下，计算域的底部平面设为wall，顶部平面设为 pressure outlet，其他面为 pressure inlet；在有风工况下，计算域的迎风平面设为velocity inlet，其速度ui按式(3)计算，计算域的下游平面设为outflow，其他平面设为symmetry边界条件。

式中：u0——距地面 10 m 高处的风速，m/s；

zi——距地面高度，m；

α——常数，与地面粗糙度和大气稳定性有关，本文取0.2。

烟囱出口平面设为velocity inlet，烟气流速为27.56 m/s，温度为 48 ℃。脱硫塔的表面具有 50 W/m2的热流密度。环境温度和压力分别为12 ℃、101325 Pa。空气密度按不可压缩理想气体模型计算。THA工况下，间接空冷塔的散热量为834 MW，冷却水进、出口水温分别为43.6 ℃和35.0 ℃。

利用Radiator模型模拟空气与冷却水的换热过程，空气流经散热器的压损为：

其中u是空气流经散热管束时的法向速度，m/s；kv是无量纲的阻力损失系数，按式(5)计算[15]：

散热器的散热量为：

式中：ta,d——散热器下游空气的温度，℃；

the——散热器温度，按其进口水温和出口水温的平均值计算，℃；

h——基于迎风面积的对流换热系数，按式(7)计算[15]：

2.4 模型验证

控制方程采用一阶迎风格式进行离散，采用SIMPLE算法求解。连续性方程和能量方程的残差控制在10–6以下，其他方程残差控制在10–5以下。在4 m/s设计风速下，基于所建立的数值模型，计算了THA工况下空冷塔散热器的换热量。结果表明，计算值与设计值的相对误差为0.6%，表明了所建立的数学模型具有较高的可靠性。

患者的术后切口感染发生率，观察组（8.93%）显著低于对照组（21.43%），组间比较差异有统计学意义（P＜0.05）。 见表 1。

3 结果分析

基于所建立的数学模型，利用Fluent软件分别模拟了环境风速为 0，4，8，12，16，20 m/s时空冷塔的流场特性，并得到了间接空冷塔散热器的冷却性能。受篇幅所限，仅对低风速工况(4 m/s)和高风速工况(12 m/s)时的流场特性进行分析。

3.1 低风速工况

在4 m/s风速时，间接空冷塔的流场特性如图2～图4所示。从图2(a)和图2(b)可以看出，在浮升力和粘性力的共同作用下，塔内形成了沿z轴的负压力梯度，冷却空气在散热器吸热后沿塔内上升。由于环境风的扰动，塔内流场不再围绕塔轴线呈对称分布，空冷塔出口气流沿风向发生了偏转，增加了空气的流动阻力，减少了间接空冷塔的通风量和散热量。散热器不同位置处的扇段受环境风的影响存在较大差异。如图2 (c)所示，散热器迎风面扇段的进出口压差为70 Pa左右，远高于其他扇段，这说明较多的冷却空气通过迎风面散热器进入空冷塔内。然而由于环境风绕流冷却塔，塔外侧风面处风速较高，从而造成了散热器侧风面扇段的进出口压差减小，使得进入侧风面扇段的冷却空气流量减少。图3(a)也证实，温度高于304 K的高温区域出现在了塔内部侧风面扇段。图4(a)表明，塔内空气绕流脱硫塔产生了两个对称的漩涡，进一步恶化了侧风面散热器的换热性能。从图2(a)、图3(a)和图4(a)中还可看出，在低风速工况下散热器背风面扇段的换热性能受环境风的影响较小。综上，在低风速工况下，迎风面扇段的冷却性能最好，其次是背风面扇段，受影响最大的是侧风面扇段。

图2 环境风速4 m/s压力场分布

图3 环境风速4 m/s温度场分布(z=18 m)

图4 环境风速4 m/s速度场分布(z=18 m)

图2(a)还表明，在环境风影响下塔内将会形成较大范围的负压区，其中以展宽平台和塔体连接处最为严重，主要是由于展宽平台与塔体之间的非流线型连接造成的。

间接空冷塔加装组合装置后，塔内外流场特性有了较大的改善。对比图2(a)和图2(b)、图2(c)和图2(d)，组合装置使得塔内压力场分布更加均匀，且负压区的范围大大缩减了，这将提高间接空冷塔的通风量和散热量。从图4(b)可以看出，加装组合装置后，塔内空气绕流脱硫塔产生的两个漩涡被分解成4个小涡，且涡的范围和强度均减小，从而改善了塔内空气的流场特性。

图5给出了风速4 m/s时，间接空冷塔各扇段的换热量。很明显，加装了组合装置后，几乎所有扇段的换热量均得到了提高。侧风面扇段的换热性能提升尤为明显，如No.4扇段，其换热量提高了10.5 MW(16.8%)。在风速为 4 m/s的工况下，加装组合装置后间接空冷塔总的散热量提高了0.9%。

图5 环境风速4 m/s各扇段换热量

3.2 高风速工况

在12 m/s风速时，间接空冷塔的流场特性如图6～图8所示。从图6(a)可以看出，高风速工况下，由于空冷塔出口环境风的压制，使得热空气从塔中流出更加困难。塔内由于展宽平台与塔体之间的非流线型连接造成的负压区仍然存在，与图2(a)相比，负压区范围更大。

图6 环境风速12 m/s压力场分布

图7 环境风速12 m/s温度场分布(z=18 m)

图8 环境风速12 m/s速度场分布(z=18 m)

高风速工况下，当环境风流经迎风面扇段时，其速度能将转化为压力能，因此导致迎风面扇段进口压力升高。如图6(c)所示，迎风面扇段进出口压差高达200 Pa左右，而背风面扇段的压差仅为20 Pa。因此，在 12 m/s的高风速工况下，迎风面扇段的质量流量大大提高，甚至超过了设计值。例如迎风面 1 号扇段的质量流量高达 10919.2 kg/s，比设计值升高了88.7%。从图6(c)和图8(a)可以看出，由于空气绕流冷却塔的流速极高，间接空冷塔侧风面布置的散热器进出口压差非常小，甚至可能出现倒流。

从图8(a)还可以看出，在高风速工况下，塔内形成了4个涡流区，其中两个强度和范围都比较大，其形成和塔内负压区有关，另外两个涡流区形成于脱硫塔下游，形成原因与空气绕流脱硫塔有关。这两个旋涡虽然范围较小，但将导致散热器背风面扇段的冷却空气流量和换热量进一步下降。如图8(a)所示，在高风速工况下，空气绕流冷却塔的塔外尾流也会产生一对旋转方向相反的旋涡，并交替脱落，即形成了卡门涡街。其中，第6、7号扇段受此涡流影响最为严重，造成塔内压力高于塔外，位于此处的部分散热器形成了回流。另外，如果涡街脱落频率与扇段固有频率接近时，将会产生共振现象，从而影响空冷散热器的安全性。

高风速工况下，组合装置改善塔内外流场的作用更加明显。对比图6(a)和6(b)、图6(c)和6(d)、图8(a)和8(b)，加装了组合装置后，塔内负压区的范围和强度均大大缩减，塔中心区旋涡得以减弱，脱硫塔后的旋涡也消失，从而降低了塔内气体的流动阻力。对比图7(a)和7(b)，加装组合装置后，散热器背风面扇段的出口温度降低，这说明更多的冷却空气通过背风面扇段被吸进了冷却塔内。图7(b)和图8(b)均表明，由于内部挡风墙的设置，也有效阻止了热风穿透的发生。

图9比较了12 m/s高风速工况时，间接空冷塔各扇段的换热量。结果表明，在高风速工况下，第3、4、5、7、8号扇段受影响最大。组合装置几乎提高了所有扇段的换热量，尤其是第4、5、6号扇段，如5号扇段的散热量提高了40.6 MW(290%)。在风速为12 m/s的工况下，加装组合装置后间接空冷塔总的散热量提高了17.6%。

图9 风速12 m/s时各扇段换热量

3.3 环境风速对换热量的影响

图10给出了在 0～20 m/s风速范围内 270°和315°两个风向下间接空冷塔的总散热量。在低风速区，随着风速的增加，散热量逐渐下降；显然在8～12 m/s范围内，空冷塔的总散热量达到最小。但在高风速区，随着风速的增加，散热量又逐渐提高。这是因为当风速高于8～12 m/s时，迎风面扇段的冷却空气流量和散热量大大提高，但侧风面和背风面扇段处的压力较低，使得从迎风面扇段流出的热风再次从侧风面和背风面扇段逆向流出冷却塔，这在一定程度上提高了侧风面和背风面扇段的散热量，从而造成空冷塔总的散热量在高风速区随风速的升高而增大。

图10 环境风速对散热量的影响

从图10还可以看出，组合装置在几乎所有的风速下都能提高间接空冷塔的散热量。加装组合装置后，降低了散热器进口阻力损失，缩减了塔内负压区的范围，抑制了塔内涡流的强度，增加了冷却空气流量和散热器的换热量。在0～4 m/s风速范围内，散热器换热量的提升不明显；但随着风速的进一步增大，散热量有了很大的提高。加装组合装置后，最低换热量所对应的风速也从12 m/s减至8 m/s左右。这主要是因为组合装置抑制了侧风面和背风面扇段在高风速工况下性能的恶化，从而使得整个空冷塔的散热量在8 m/s时就达到极小值。图10还给出了270°和315°两个风向下，间接空冷塔的散热量随环境风速的变化趋势。从中可以看出，在270°风向下组合装置的性能要优于315°风向。在风速为12 m/s时，270°风向下空冷塔散热器的散热量比315°风向下高4.5%。因此，塔内挡风墙的长平板应沿主导风向布置，以达到更高的性能提升。

4 结束语

针对环境风对间接空冷塔换热性能的不利影响，提出了一种环状导流板与内部挡风墙的组合装置，以协同降低散热器进口压降、抑制塔内热风穿透和涡流的形成，改善环境风工况下间接空冷塔的性能，取得的结论有：

1)环境风工况下，冷却塔塔内将会形成较大范围的负压区，其中以展宽平台和塔体之间的非流线型连接造成的负压区最为严重，且环境风速越高，塔内负压区的范围越大。环境风工况下，迎风面扇段的冷却性能最好，侧风面扇段受到的影响最大。

2)组合装置能够降低散热器进口阻力损失，缩减塔内负压区的范围，抑制塔内涡流的强度，几乎所有扇段的换热量均得到了提高，以侧风面扇段的改善效果最为明显。在4 m/s和12 m/s风速下，加装组合装置后间接空冷塔总的散热量分别提高了0.9%和17.6%。

3) 塔内挡风墙的长平板应沿主导风向布置，以达到更高的性能提升。