何青，張暕，杜冬梅，劉婧，趙曉彤

(1. 華北電力大學(xué) 能源動(dòng)力與機(jī)械工程學(xué)院，北京，102206；2. 中國電力科學(xué)研究院系統(tǒng)所，北京，102902)

直接空冷凝汽器干式吹掃系統(tǒng)的噴嘴流場特性

何青1，張暕1，杜冬梅1，劉婧1，趙曉彤2

(1. 華北電力大學(xué) 能源動(dòng)力與機(jī)械工程學(xué)院，北京，102206；2. 中國電力科學(xué)研究院系統(tǒng)所，北京，102902)

針對(duì)干式吹掃系統(tǒng)壓縮空氣從噴嘴射入到凝汽器翅片時(shí)，其速度減小影響吹掃效果的問題，運(yùn)用射流動(dòng)力學(xué)和計(jì)算流體力學(xué)理論對(duì)噴嘴外流場進(jìn)行模擬，分析噴嘴結(jié)構(gòu)和噴嘴到翅片的距離(靶距)對(duì)噴嘴射流能力的影響。研究結(jié)果表明：在相同靶距和工作壓力下，與圓柱長度30 mm、直徑為1.6 mm的噴嘴相比，圓柱長度為25 mm、直徑為1.8 mm的噴嘴射程更長，速度更高，射流能力更強(qiáng)；在相同條件下，與單孔噴嘴相比，雙孔噴嘴的射程更長，射流面積更大，噴嘴射流能力更強(qiáng)。靶距越大，翅片入口的空氣速度越小，射流面積則先增大后減??；為滿足較高的吹掃效果，當(dāng)噴嘴入口壓力為0.65 MPa時(shí)，選取收縮角為40°，圓柱長度為25 mm，圓柱直徑為1.8 mm的噴嘴結(jié)構(gòu)，采用雙孔布置，最佳靶距為40 mm。

直接空冷系統(tǒng)；凝汽器；干式吹掃系統(tǒng)；噴嘴；流場特性

隨著電力技術(shù)的日益革新，火力發(fā)電正朝著大容量、高參數(shù)的方向發(fā)展，這些機(jī)組在消耗大量的煤炭等一次性能源的同時(shí)，還消耗大量的水資源。而在我國，富煤地區(qū)往往缺水。為解決這一問題，發(fā)電廠汽輪機(jī)凝汽系統(tǒng)通常采用空氣冷卻系統(tǒng)，以達(dá)到節(jié)約水資源的目的[1?2]。發(fā)電廠的空冷系統(tǒng)分為直接空冷系統(tǒng)和間接空冷系統(tǒng)[3]。直接空冷系統(tǒng)是指汽輪機(jī)的排汽直接用空氣冷凝，空氣與水蒸氣通過管壁直接進(jìn)行熱交換[4]。直接空冷技術(shù)具有節(jié)水量大、系統(tǒng)結(jié)構(gòu)簡單、運(yùn)行和調(diào)節(jié)方式簡單靈活等特點(diǎn)。與水冷凝汽器相比，直接空冷凝汽器可以節(jié)水90%左右。由于直接空冷技術(shù)具有較高的社會(huì)效益和經(jīng)濟(jì)效益，已在我國電廠得到廣泛應(yīng)用。凝汽器翅片管作為直接空冷機(jī)組冷卻單元的核心元件，其冷凝效果直接影響機(jī)組的工作效率[5]。由于目前火電廠空冷機(jī)組長期露天運(yùn)行，空氣中的灰塵、纖維絮狀物等極易附著在翅片管表面形成積灰層，導(dǎo)致凝汽器空氣側(cè)與蒸汽側(cè)的換熱熱阻增大，使換熱情況發(fā)生惡化，降低了翅片管換熱效率，對(duì)機(jī)組的安全性和經(jīng)濟(jì)性造成負(fù)面影響[6]。為解決凝汽器翅片管表面積灰的問題，需定期對(duì)翅片管進(jìn)行清洗[7]。目前，國際上，空冷凝汽器通常采用高壓射流除鹽水進(jìn)行清洗，清洗 1次可使汽輪機(jī)排汽真空提高 8～12 kPa[8?10]。但是，水式清洗也有一定的局限性：清洗壓力要求很高[6]、耗水量大、除鹽水制造成本高等。我國大多數(shù)直接空冷機(jī)組分布在水資源貧乏的西北部地區(qū)，為節(jié)約廠用水量，一般只在溫度較高的月份進(jìn)行清洗，平均1 a僅清洗1～2次[9]。為克服水式清洗的弊端，趙波等[10]提出了干式吹掃方法，即利用壓縮空氣代替高壓除鹽水對(duì)凝汽器翅片管進(jìn)行清洗。比較水洗和干洗的試驗(yàn)結(jié)果可知在清洗周期內(nèi)干式吹掃的排汽背壓更低、節(jié)約煤耗更多，因此，利用壓縮空氣取代高壓除鹽水進(jìn)行干式吹掃具有顯著優(yōu)點(diǎn)。干式吹掃系統(tǒng)首先通過空氣壓縮機(jī)供給一定壓力的壓縮空氣，經(jīng)輸氣管路輸送到吹掃裝置中，并經(jīng)過噴嘴以一定的壓力和速度噴射到凝汽器翅片通道中，在翅片通道中與積灰顆粒進(jìn)行動(dòng)量交換，積灰和壓縮空氣以一定的速度脫離翅片通道內(nèi)表面，從而完成凝汽器翅片的吹掃[7]。高速壓縮空氣從噴嘴射入到凝汽器翅片通道的過程中，經(jīng)過在大氣中的膨脹后，到達(dá)凝汽器翅片進(jìn)口的速度有所降低。當(dāng)噴嘴結(jié)構(gòu)和工作壓力一定時(shí)，到達(dá)凝汽器翅片進(jìn)口的速度和射流截面積主要由噴嘴到翅片表面的距離(即靶距)和單個(gè)翅片通道對(duì)應(yīng)的噴嘴孔數(shù)所決定。本文作者根據(jù)射流動(dòng)力學(xué)和計(jì)算流體力學(xué)基本理論，運(yùn)用Fluent軟件對(duì)噴嘴的外流場進(jìn)行計(jì)算分析，研究靶距和孔數(shù)對(duì)噴嘴射流特性影響，以確定合理的靶距和孔數(shù)。

1 計(jì)算理論

1.1 射流動(dòng)力學(xué)

射流動(dòng)力學(xué)是研究噴射流體(氣體、液體或各種固體小顆粒)在各種邊界條件下流動(dòng)規(guī)律的科學(xué)[11]。射流是通過孔口、縫隙和噴嘴等憑借壓差或外界推力而成束射出的流體。帶通口的通道和壓差是形成射流的 2個(gè)必要條件。大多數(shù)射流都屬于湍流射流，射流中充滿著不規(guī)則運(yùn)動(dòng)的渦旋，引發(fā)射流流股微團(tuán)間的動(dòng)量和能量的交換，并伴隨著湍流射流邊界層的形成和發(fā)展。

射流出口流體壓力和速度的不同形成不同的射流流場，表現(xiàn)為不同的流場結(jié)構(gòu)[11]。對(duì)于噴嘴出口為亞聲速的射流流場，其流場結(jié)構(gòu)如圖1所示。超聲速流場結(jié)構(gòu)比較復(fù)雜，根據(jù)噴嘴出口靜壓與環(huán)境壓強(qiáng)相對(duì)的大小關(guān)系，又分為欠膨脹射流流場和過膨脹射流流場。欠膨脹射流流場是在噴嘴出口靜壓大于環(huán)境介質(zhì)壓強(qiáng)的條件下形成的；過膨脹射流流場則是在噴嘴出口靜壓小于環(huán)境介質(zhì)壓強(qiáng)的條件下形成的。

圖1 亞聲速射流流場結(jié)構(gòu)Fig. 1 Field structure of subsonic jet flow

1.2 流體力學(xué)

不考慮吹掃裝置在翅片表面的移動(dòng)，當(dāng)吹掃裝置的集箱壓力達(dá)到穩(wěn)定時(shí)，只考慮單相壓縮空氣的射流狀況(視翅片通道內(nèi)無灰塵顆粒)，可將壓縮空氣外流場流動(dòng)視為三維可壓縮氣體的穩(wěn)態(tài)流動(dòng)。根據(jù)不同工況下噴嘴內(nèi)流場數(shù)值模擬結(jié)果可知不同工況下噴嘴出口的靜壓都比外界環(huán)境壓力大，噴嘴出口作欠膨脹運(yùn)動(dòng)。氣流經(jīng)過膨脹波，氣流參數(shù)只發(fā)生微小改變，可將氣體視為理想氣體處理[11]。在不考慮氣流與環(huán)境的熱交換情況下，理想氣流經(jīng)過膨脹波的流動(dòng)過程可視為絕能的膨脹過程。因此，噴嘴外流場壓縮空氣的射流運(yùn)動(dòng)為三維可壓縮理想穩(wěn)態(tài)絕能運(yùn)動(dòng)，其運(yùn)動(dòng)的控制方程包括質(zhì)量守恒方程、動(dòng)量守恒方程、能量守恒方程以及湍流動(dòng)能和耗散率方程[12]。

1.2.1 質(zhì)量守恒方程

射流運(yùn)動(dòng)的質(zhì)量守恒方程為

式中：ρ為流體密度，kg/m3；u，v和w分別為x，y和z 3個(gè)方向的速度分量，m/s。

1.2.2 動(dòng)量守恒方程

射流運(yùn)動(dòng)的動(dòng)量守恒方程為

式中：μ為流體的動(dòng)力黏度，(N·s)/m2；p為流體壓力，Pa；Sx，Sy和 Sz為動(dòng)量方程的廣義源項(xiàng)，kg/(m2·s2)；

式中：k為湍流動(dòng)能，m2/s2；ε為湍流耗散率，m2/s2；Cμ為可實(shí)現(xiàn)k?ε湍流模型所對(duì)應(yīng)的變量，是平均變形速度與旋度的函數(shù)，通常取為經(jīng)驗(yàn)值0.084 5。

1.2.3 能量守恒方程

射流運(yùn)動(dòng)的能量守恒方程為

式中：T為熱力學(xué)溫度，K；ST為能量方程的廣義源項(xiàng)，(kg·K)/(m3·s)；Pr為溫度T對(duì)應(yīng)的普朗特?cái)?shù)；Tσ為溫度T時(shí)的湍流普朗特?cái)?shù)。

1.2.4 湍流動(dòng)能和耗散率方程

湍流模型中，RNG k?ε模型在標(biāo)準(zhǔn)k?ε湍流模型的基礎(chǔ)上對(duì)湍流黏度進(jìn)行了修正，將流動(dòng)中旋流流動(dòng)的影響考慮進(jìn)去，主要適用于高雷諾數(shù)的流動(dòng)，也可與壁面函數(shù)法相配合用于處理低雷諾數(shù)和近壁面流動(dòng)問題。對(duì)干式吹掃系統(tǒng)噴嘴外流場進(jìn)行模擬，即模擬高速壓縮空氣自噴嘴射出到暴露在大氣中的凝汽器翅片通道中的過程。根據(jù)計(jì)算流域和湍流模型的適應(yīng)性特點(diǎn)，選擇RNG k?ε模型，并采用壁面函數(shù)法處理近壁面問題，能更好地模擬這一過程。其湍流動(dòng)能方程為

耗散率方程為

式中： αk=αε=1.39；Gk為平均速度梯度、浮力和可壓縮湍流脈動(dòng)膨脹引起的湍流動(dòng)能變化，kg/(m·s3)；

其中：C1ε= 1 .42；C2ε=1.68；η0=4.377；β= 0 .012。

2 模型建立

2.1 物理模型

在對(duì)噴嘴外流場進(jìn)行模擬前，首先建立外流場的計(jì)算流域。目前，單排蛇形凝汽器翅片管因換熱性強(qiáng)、結(jié)構(gòu)簡單、清洗方便和利于防凍的優(yōu)勢在直接空冷系統(tǒng)中廣泛應(yīng)用。汽輪機(jī)低壓缸排汽經(jīng)過A單元的分配總管分配到凝汽器的鋼質(zhì)基管中，排汽在基管中自上向下流動(dòng)時(shí)通過翅片與大氣換熱達(dá)到冷卻。單排蛇形翅片管結(jié)構(gòu)如圖2所示，參數(shù)如表1所示[10]。

圖2 單排凝汽器翅片管實(shí)體結(jié)構(gòu)圖Fig. 2 Structure of single-row fin tube of condenser

表1 單排翅片管結(jié)構(gòu)尺寸Table 1 Structure parameters of single-row fin tube

為便于對(duì)噴嘴外部射流流場進(jìn)行數(shù)值模擬，將蛇形翅片管的橫截面簡化為矩形結(jié)構(gòu)，考慮到氣刀結(jié)構(gòu)和單排翅片管結(jié)構(gòu)的面對(duì)稱性及噴嘴到翅片入口的射流面積，計(jì)算域在翅片寬度方向上(z軸方向)選取2根基管之間的一半?yún)^(qū)域。在基管管長方向(y軸方向)，取3個(gè)翅片管及3個(gè)翅片間隔空間所組成流域的一半?yún)^(qū)域。為防止數(shù)值模擬時(shí)翅片出口發(fā)生回流，根據(jù)翅片結(jié)構(gòu)特點(diǎn)將出口處沿著x軸方向適當(dāng)延長。氣流自噴嘴出口射入到蛇形翅管入口的距離為靶距，用s表示。對(duì)不同靶距和孔數(shù)建立相應(yīng)的物理模型。圖3所示為噴嘴及翅片管的物理模型。為便于采用質(zhì)量較好的結(jié)構(gòu)網(wǎng)格對(duì)計(jì)算域進(jìn)行網(wǎng)格劃分，根據(jù)外流場物理模型結(jié)構(gòu)特點(diǎn)，將計(jì)算區(qū)域分割成大小不一的長方體和棱柱，并以六面體網(wǎng)格單元類型為主、楔性網(wǎng)格單元類型為輔，利用Cooper三維網(wǎng)格劃分方法對(duì)噴嘴外流場物理模型進(jìn)行網(wǎng)格劃分。為驗(yàn)證網(wǎng)格獨(dú)立性，通過加密網(wǎng)格等方法劃分，得到不同的網(wǎng)格總數(shù)，并通過模擬分析計(jì)算結(jié)果和計(jì)算時(shí)間的差異，選取最優(yōu)的總體網(wǎng)格數(shù)及劃分方法。

圖3 噴嘴及翅片管的物理模型Fig. 3 Physical model of nozzle and fin tube

2.2 數(shù)學(xué)模型

根據(jù)噴嘴外流場環(huán)境特點(diǎn)，對(duì)可壓縮流體噴嘴外流場的邊界條件作如下設(shè)定：外流場進(jìn)口邊界條件設(shè)定為壓力邊界條件。壓力由噴嘴出口總壓和靜壓確定，可由不同工況和噴嘴結(jié)構(gòu)下的內(nèi)流場模擬計(jì)算得出。外流場出口與大氣相通(見圖3)，bcfg面和efgh面為出口邊界。出口邊界設(shè)定為壓力邊界條件，大小為0.1 MPa。外流場射流過程中馬赫數(shù)遠(yuǎn)大于0.3，操作壓力應(yīng)設(shè)為0 MPa。翅片、基管和氣刀材質(zhì)為不銹鋼管，忽略翅片厚度，將翅片、基管和氣刀壁面(abcd面中除去半圓的部分)設(shè)定為壁面邊界條件。aedh面、abfe面和dcgh面設(shè)定為對(duì)稱邊界條件。

根據(jù)空冷島環(huán)境溫度和空壓機(jī)供氣溫度，氣流溫度設(shè)為40 ℃，空氣材料特性按該溫度下的物性進(jìn)行設(shè)定。對(duì)可壓縮流體的模擬應(yīng)選用耦合求解器，因外流場網(wǎng)格數(shù)相對(duì)較多，為提高計(jì)算速率，求解器選擇基于壓力的耦合隱式求解器。湍流模型選擇RNG k?ε模型，并對(duì)外流場壁面采用壁面函數(shù)處理。為提高模擬精度，離散格式選擇二階迎風(fēng)格式。湍流動(dòng)能和耗散率的殘差收斂精度設(shè)為10?6，其他參數(shù)殘差收斂精度設(shè)為10?3，監(jiān)測進(jìn)出口流量相對(duì)誤差使其遠(yuǎn)小于1%。

2.3 模型驗(yàn)證

為驗(yàn)證數(shù)值模擬過程的合理性，對(duì)吹掃過程進(jìn)行試驗(yàn)，并將翅片吹掃試驗(yàn)的相關(guān)數(shù)據(jù)與模擬值進(jìn)行對(duì)比。試驗(yàn)采用文獻(xiàn)[13]中的氣刀型吹掃元件，灰垢對(duì)翅片的附著力以紙屑對(duì)翅片底部的膠粘力來衡量。將紙屑分別用水、泡沫膠、膠水、膠水和水按體積比例混合的方式粘貼在翅片底部，用以等效不同積灰程度的翅片。對(duì)不同紙屑粘貼形式，泡沫膠和膠水的黏性較大。當(dāng)大部分泡沫膠粘貼的紙屑能被吹掃干凈時(shí)，翅片上的灰垢基本能清除干凈，可將此時(shí)所測的壓力和流量視為達(dá)到吹掃效果的工況。膠水粘貼紙屑的能力比泡沫膠粘貼紙屑的能力強(qiáng)，當(dāng)大部分膠水粘貼的紙屑能被吹掃干凈時(shí)，泡沫膠粘貼的紙屑能完全吹掃干凈，可視該用氣條件為最佳吹掃工況。在不同入口壓力(0.4～0.7 MPa)下對(duì)翅片進(jìn)行吹掃，測得3個(gè)工況點(diǎn)噴嘴的出口壓力和流量，并將試驗(yàn)值與模擬值進(jìn)行對(duì)比，可得流量和壓力相對(duì)誤差范圍分別為 1.2%～4.5%和 2.2%～8.7%。

由于試驗(yàn)測點(diǎn)位置和模擬噴嘴壓力入口設(shè)定位置存在差異、吹掃實(shí)際氣體與模擬理想氣體條件的模型存在差異等，不可避免地存在誤差，但誤差在可接受范圍內(nèi)。因此，可以采用本文的數(shù)值模擬方法進(jìn)行噴嘴外流場的模擬。

3 計(jì)算與分析

噴嘴外流場入口參數(shù)由噴嘴內(nèi)流場出口參數(shù)確定。噴嘴的主要結(jié)構(gòu)參數(shù)包括噴嘴的收縮角α和圓柱段的長度 l和直徑 d。何青等[13]分析了干式吹掃系統(tǒng)噴嘴結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)噴嘴內(nèi)部流場特性的影響，其研究結(jié)果表明當(dāng)絕對(duì)工況壓力為0.65 MPa時(shí)，吹掃效果較好的2種噴嘴結(jié)構(gòu)分別為：噴嘴收縮角α為40°，圓柱長度l為30 mm，圓柱直徑d為1.6 mm；噴嘴收縮角α為40°，圓柱長度l為25 mm，圓柱直徑d為1.8 mm。因此，本文以這2種噴嘴結(jié)構(gòu)的內(nèi)流場出口參數(shù)作為其外流場入口參數(shù)。另外，考慮噴嘴布置有單孔或雙孔2種形式，通過調(diào)整噴嘴射流靶距(在實(shí)際吹掃中，靶距s一般控制在50 mm左右，以10 mm為增量，取20～80 mm)，對(duì)噴嘴外流場進(jìn)行模擬。

針對(duì)4種不同的噴嘴結(jié)構(gòu)，需要建立不同的外流場計(jì)算域。靶距s范圍為20～80 mm，每隔10 mm建立1個(gè)物理模型，因此，共需建立28個(gè)物理模型，如表2所示。

表2 模型參數(shù)Table 2 Model parameters

3.1 噴嘴結(jié)構(gòu)對(duì)外流場的影響

為研究噴嘴結(jié)構(gòu)對(duì)射流外流場的影響，在靶距 s不變情況下，分析外流場zx對(duì)稱面的速度云圖。圖4所示為工況壓力0.65 MPa，靶距s為50 mm時(shí)的速度云圖。

從圖4可以看出：噴嘴外流場射流為欠膨脹射流，符合噴嘴出口靜壓大于環(huán)境壓力下氣流作欠膨脹運(yùn)動(dòng)的理論。當(dāng)噴嘴入口工況壓力為0.65 MPa時(shí)，噴嘴內(nèi)流場模擬計(jì)算得到的噴嘴出口截面平均速度約為307 m/s，噴嘴出口截面平均馬赫數(shù)約為0.92，整個(gè)截面的平均速度為亞聲速，但是靠近噴嘴軸心位置的速度為超聲速[13]。周月榮等[14]的研究表明：當(dāng)馬赫數(shù)大于0.9時(shí)的流動(dòng)比亞聲速流動(dòng)復(fù)雜，射流邊界上的壓力不等于環(huán)境壓力，流體從噴嘴射入到周圍環(huán)境中要繼續(xù)膨脹，故射流流場具有欠膨脹射流的特性。

圖4 靶距s =50 mm時(shí)zx對(duì)稱面速度云圖Fig. 4 Velocity cloud plots at zx symmetrical plane with target distance s=50 mm

由圖4可知：在相同靶距下，無論單孔還是雙孔，圓柱長度l為25 mm、圓柱直徑d為1.8 mm的噴嘴射程更長，在翅片通道內(nèi)的速度更高，在翅片通道中的射流寬度更寬，噴嘴射流能力更強(qiáng)。在相同噴嘴結(jié)構(gòu)下，雙孔布置噴嘴較單孔布置噴嘴射程更長，在翅片通道中的射流寬度更寬，高速流體在翅片通道中占據(jù)面積更大，更能有效地吹掃翅片通道。對(duì)于雙孔噴嘴，2股射流都基本保持著自身射流的特性，在翅片通道入口段由于2股射流相互干擾形成小段狹長的低速射流區(qū)，隨后2股射流相互摻混，2股射流在一定程度上相互加強(qiáng)[15]，使流體更好地充滿翅片通道。因此，當(dāng)噴嘴入口壓力為0.65 MPa時(shí)，噴嘴出口射流為欠膨脹射流。采用收縮角α為40°、圓柱長度l為25 mm、圓柱直徑d為1.8 mm的雙孔布置噴嘴，能夠有效提高噴嘴射流能力。

3.2 靶距對(duì)噴嘴外流場動(dòng)力特性的影響

為研究靶距對(duì)噴嘴外流場的影響，以靶距為變量，分別取20，30，…，80 mm，對(duì)不同噴嘴結(jié)構(gòu)和布置方式進(jìn)行28種工況模擬。靶距對(duì)外流場射流特性的影響可用計(jì)算域中翅片進(jìn)口截面的參數(shù)來表征。

圖5所示為不同靶距下的翅片入口截面射流特性與靶距關(guān)系。其中，圖 5(a)所示為翅片入口截面質(zhì)量加權(quán)平均速度隨靶距的變化曲線。從圖 5(a)可見：靶距越大，速度越小。當(dāng)靶距一定時(shí)，無論采用單孔還是雙孔布置噴嘴，圓柱長度l為25 mm、圓柱直徑d為1.8 mm的噴嘴在翅片入口截面的速度更大。同種結(jié)構(gòu)噴嘴相比較，噴嘴采用雙孔布置比采用單孔布置的截面速度稍大。圖5(b)所示為翅片入口截面質(zhì)量加權(quán)平均總壓力隨靶距的變化曲線。從圖5(b)可見：隨著靶距增大，總壓力逐漸下降；在相同靶距和噴嘴布置方式下，圓柱長度l為25 mm、圓柱直徑d為1.8 mm的噴嘴在翅片入口截面的壓力大。同種結(jié)構(gòu)噴嘴相比較，噴嘴采用雙孔布置的截面壓力稍大，且隨著靶距的增加壓力差越來越小，在靶距為20 mm處壓力差最大。圖 5(c)所示為翅片入口截面上射流速度大于50 m/s時(shí)的射流面積占整個(gè)截面積的百分比隨靶距變化的曲線(當(dāng)翅片入口速度大于50 m/s時(shí)，氣流能有效射出翅片通道)。從圖5(c)可以看出：

1) 當(dāng)噴嘴采用雙孔布置，靶距小于70 mm時(shí)，面積比隨著靶距增大而增大，且圓柱長度l為25 mm、圓柱直徑d為1.8 mm的噴嘴面積比增長更快；當(dāng)靶距大于70 mm時(shí)，射流面積比反而隨著靶距的增加而減小。這是由于隨著靶距的增大，翅片入口截面射流面積增大，但是射流速度降低，使得速度大于50 m/s的射流面積呈現(xiàn)先增大后減小的趨勢，故射流面積比先增大后減小。

2) 若噴嘴采用單孔布置，當(dāng)靶距小于60 mm時(shí)，射流面積比隨著靶距的增大而增大，但增長速度比雙孔布置的低；當(dāng)靶距大于60 mm時(shí)，隨著靶距增大，射流面積比基本保持不變。

圖5 翅片入口截面射流特性與靶距關(guān)系Fig. 5 Relationships between jet flow properties of fin cross-section at inlet vs. target distance

3) 當(dāng)靶距一定時(shí)，對(duì)同種結(jié)構(gòu)的噴嘴，噴嘴采用雙孔布置的射流面積比要比采用單孔布置的射流面積比大2倍左右，且在一定范圍內(nèi)，倍數(shù)隨著靶距增大而增大。

壓縮空氣對(duì)翅片通道灰垢清除的原理是：具有高動(dòng)能的壓縮空氣與灰塵顆粒進(jìn)行碰撞、動(dòng)量交換，使得高速空氣攜帶著灰塵從翅片通道內(nèi)射出，從而清除翅片灰塵顆粒。在一定程度上，翅片入口截面上的壓縮空氣流速越高、高速射流面積越大越有利于翅片吹掃。然而，射流面積和射流速度與靶距呈反比，靶距越短射流越集中，翅片入口射流面積越小，速度反而越大；靶距越長，射流越分散，在翅片入口射流的面積越大，速度反而越小[16?17]。因此，需要尋求 1個(gè)合理的靶距，以便為在達(dá)到吹掃效果的同時(shí)提高清灰速率。

由以上分析可知：當(dāng)收縮角α為 40°、圓柱長度 l為25 mm、圓柱直徑d為1.8 mm的噴嘴采用雙孔布置時(shí)，相對(duì)射流能力較強(qiáng)。將其外流場在翅片入口截面的質(zhì)量加權(quán)平均速度和射流面積比隨靶距的變化曲線繪制在坐標(biāo)系中，如圖6所示。由圖6可知：2條曲線在靶距約為40 mm時(shí)相交，故可認(rèn)為最佳靶距為40 mm。

圖6 l=25 mm、d=1.8 mm時(shí)翅片入口射流特性Fig. 6 Jet flow properties of fin inlet with l=25 mm and d=1.8 mm

圖7 所示為圓柱長度l為25 mm、圓柱直徑d為1.8 mm的雙孔布置噴嘴在靶距分別為30，40和50 mm時(shí)的翅片入口截面速度云圖。由圖7可知：3種靶距下 2股射流在翅片入口截面處都已開始相互干擾，2股射流軸心間形成的低速區(qū)面積在靶距為 30 mm時(shí)最大，且在靶距為40 mm和50 mm的情況下低速區(qū)面積相差不明顯；當(dāng)靶距為50 mm時(shí)截面的射流速度最??；翅片入口截面上流體速度高于50 m/s的射流面積在靶距為40 mm和50 mm的情況下相差不大。流體速度為300 m/s以上的射流面積在靶距為40 mm時(shí)最大。結(jié)合圖6～7結(jié)果可知噴嘴外流場的合理靶距為40 mm。

圖7 l=25 mm，d=1.8 mm時(shí)雙孔噴嘴翅片入口速度云圖Fig. 7 Velocity cloud plots at fin inlet with l=25 mm and d=1.8 mm

經(jīng)綜合考慮，為滿足較佳的吹掃效果和吹掃效率，在噴嘴運(yùn)行工況壓力為0.65 MPa的條件下，選取收縮角α為40°、圓柱長度l為25 mm、圓柱直徑d為1.8 mm的噴嘴，噴嘴在氣刀上的布置方式采用雙孔布置方式。噴嘴出口離翅片的工作距離，即靶距取40 mm。

4 結(jié)論

1) 在射流動(dòng)力學(xué)和流體力學(xué)的基礎(chǔ)上，借助Fluent軟件模擬噴嘴在2種結(jié)構(gòu)、2種布置方式和不同靶距下的噴嘴外流場，得到噴嘴外流場相關(guān)的曲線和云圖，分析噴嘴外流場射流特性。

2) 當(dāng)噴嘴到翅片的距離(靶距)和工作壓力一定時(shí)，圓柱長度為25 mm、圓柱直徑為1.8 mm的噴嘴射程更長，在翅片通道內(nèi)的速度更高，在翅片通道中的射流寬度更寬，噴嘴射流能力更強(qiáng)。在噴嘴結(jié)構(gòu)和工作壓力相同的情況下，與單孔噴嘴相比，雙孔噴嘴的射程更長，射流面積更大，噴嘴射流能力更強(qiáng)。靶距越大，翅片入口的空氣速度越小，射流面積則先增大后減小。

3) 在綜合考慮吹掃效果和效率的情況下，當(dāng)噴嘴入口壓力為0.65 MPa時(shí)，噴嘴結(jié)構(gòu)選取收縮角為40°、圓柱長度為25 mm、圓柱直徑為1.8 mm，采用雙孔布置，最佳靶距為40 mm。

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Characteristics of nozzle outflow field of dry air blowing system for direct air-cooled condenser

HE Qing1, ZHANG Jian1, DU Dongmei1, LIU Jing1, ZHAO Xiaotong2

(1. School of Energy Power and Mechanical Engineering, North China Electric Power University, Beijing 102206, China;2. Division of Electric Power System, China Electric Power Research Institute, Beijing 100192, China)

Considering that when compressed air injects into the condenser fin from nozzle, its speed is weakened, which influences the effect of air blowing, the outflow field of nozzle was simulated by jet dynamics and computational fluid dynamics. The influences of the structure and distance from the nozzle to the fin (target distance) on jet ability were analyzed. The results show that when the target distance and work pressure are the same, the nozzle whose cylinder length is 25 mm and cylinder diameter is 1.8 mm has a longer range, a higher speed and better jet ability than the one whose cylinder length is 30 mm and cylinder diameter is 1.6 mm. Compared with the single hole nozzle, the double hole nozzle has a longer range, a larger area and better jet ability under the same conditions. With the increase of the target distance, the air velocity at the fin entrance decreases, and the jet area increases firstly and then decreases. In order to achieve better blowing effect, the nozzle which has a contraction angel of 40°, a cylinder length of 25 mm, and a cylinder diameter of 1.8 mm is selected and double holes layout is adopted, and the best target distance of the nozzle is 40 mm when the inlet absolute pressure of the nozzle is 0.65 MPa.

direct air-cooled system; condenser; dry air blowing system; nozzle; flow field characteristics

O354；TB126

A

1672?7207(2017)11?3108?08

10.11817/j.issn.1672-7207.2017.11.035

2016?12?17；

2017?02?21

中央高校基本科研業(yè)務(wù)費(fèi)專項(xiàng)資金資助項(xiàng)目(2015XS93) (Project(2015XS93) supported by the Fundamental Research Funds for the Central Universities)

何青，博士，教授，從事流體力學(xué)等研究；E-mail: hqng@163.com

(編輯 伍錦花)