趙傳輝，韋紅旗，伍豪，周帥

東南大學 能源與環(huán)境學院， 南京 210096

自然通風逆流濕式冷卻塔是火力發(fā)電廠冷端系統(tǒng)的重要換熱設(shè)備，其結(jié)構(gòu)簡單、運行可靠、冷卻效率高，且相對機力通風冷卻塔更加經(jīng)濟，因而被廣泛使用[1]。隨著城市規(guī)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(chǎn)生的噪聲A聲級為70～80 dB，甚至更高，超過GB 3096—2008 《聲環(huán)境質(zhì)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(huán)境形成噪聲污染，不少電廠因環(huán)保投訴而被迫停機整頓，造成巨大經(jīng)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(jīng)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(shù)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(shù)值仿真計算和實驗驗證的方法，分析了具有擴張結(jié)構(gòu)的冷卻塔消聲器穿孔壁面通道的阻力特性，并優(yōu)化了消聲器內(nèi)部結(jié)構(gòu)。

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(huán)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(tǒng)性能對電廠經(jīng)濟效益具有巨大影響。

某2臺400 MW F級燃氣-蒸汽聯(lián)合循環(huán)機組熱電聯(lián)產(chǎn)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(shù)據(jù)，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(shù)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(shù)對消聲器阻力特性的影響及其與傳聲損失的關(guān)系；并基于FLUENT軟件對冷卻塔內(nèi)流場進行三維數(shù)值模擬，分析了陣列式消聲器對冷卻塔性能及循環(huán)水溫度的影響。研究內(nèi)容可為冷卻塔噪聲治理及電廠評估其對機組冷端系統(tǒng)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(jié)構(gòu)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(shè)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(jié)構(gòu)

圖2 測量單元截面

陣列式消聲器現(xiàn)場布置見圖3。

圖3 陣列式消聲器現(xiàn)場布置

1.2 阻力特性

全壓損失系數(shù)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(shù)；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(nèi)風速度。

全壓損失系數(shù)可分為出入口局部阻力系數(shù)和沿程阻力系數(shù)，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(shù)(取決于通風道出入口的形狀及通流比)；ζf為沿程阻力系數(shù)；hf為單位長度沿程阻力系數(shù)，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(shù)(無量綱參數(shù))，由實驗測出；ζ3為消聲器外表面材料摩擦因數(shù)；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(guān)系數(shù)，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(jié)構(gòu)形式、消聲材料性質(zhì)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(shù)，取決于吸聲材料性質(zhì)：ψ(γ)為與γ有關(guān)的系數(shù)，取0.73；S為消聲器凈通流面積，m2。

1.4 消聲器結(jié)構(gòu)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(shù)關(guān)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(shù)呈線性關(guān)系。得到消聲器沿程阻力系數(shù)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(jié)構(gòu)參數(shù)的影響，且變化趨勢相同，當通過改變消聲器結(jié)構(gòu)來增加消聲量時，其阻力系數(shù)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(yōu)解。

2 數(shù)值模擬分析

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

2.1 連續(xù)相基本方程

連續(xù)相流動采用歐拉法求解，當機組穩(wěn)定運行時，冷卻塔內(nèi)外流場可用穩(wěn)態(tài)計算。連續(xù)相控制方程用穩(wěn)態(tài)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(nèi)水滴質(zhì)量變化量，kg；M0為水滴初始質(zhì)量，kg；qm0為水滴初始質(zhì)量流量，kg/s。

2.2 填料層熱質(zhì)交換與阻力模型

從配水結(jié)構(gòu)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(nèi)達到了60%～70%的傳熱量[8]。

2.2.1 填料層熱質(zhì)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(yīng)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(shù)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(fā)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(shù)，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(fā)的質(zhì)量流量，kg/s；βp為水蒸氣分壓力差下的傳質(zhì)系數(shù)，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(zhì)模型模擬空氣在填料層的阻力特性。多孔介質(zhì)模型動量源項分為黏性損失項和內(nèi)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(guī)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(zhì)，全壓損失的計算公式為：

(12)

式中：α為滲透性系數(shù)；C為內(nèi)部阻力系數(shù)；Δd為薄膜厚度，m。

根據(jù)電廠提供的冷卻塔填料阻力特性資料，經(jīng)曲線擬合后獲得：填料豎直方向黏性阻力系數(shù)為-4 323.45，內(nèi)部阻力系數(shù)為13.103。水平方向數(shù)值可取豎直方向數(shù)值的1 000倍。

2.2.3 其他結(jié)構(gòu)阻力模型

對于收水器、人字柱及配水結(jié)構(gòu)的阻力特性，采用多孔階躍模型(多孔介質(zhì)模型的一維簡化模型)模擬，依據(jù)冷卻塔技術(shù)資料及經(jīng)驗公式[1]計算出收水器、人字柱及配水結(jié)構(gòu)的阻力系數(shù)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(guī)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(jié)構(gòu)數(shù)據(jù)見表1。

表1 冷卻塔幾何結(jié)構(gòu)參數(shù)

模擬夏季無風工況，外部邊界設(shè)置為直徑400 m、高400 m的圓柱體，環(huán)向邊界設(shè)置為壓力入口，頂部設(shè)置為壓力出口(見圖4)。邊界條件設(shè)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(huán)水質(zhì)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(jié)果及驗證

從電廠運行數(shù)據(jù)獲取上述工況下的出塔水溫度為34.95 ℃，模擬結(jié)果為35.36 ℃，絕對誤差為0.41 K(相對誤差為1.17%)。另外，使用經(jīng)驗公式估算冷卻塔通風量及蒸發(fā)量[1]，并驗證模擬結(jié)果(見表2)，得到冷卻塔通風質(zhì)量流量和蒸發(fā)質(zhì)量流量的相對誤差分別為3.74%、-3.61%。冷卻塔數(shù)值模型滿足后續(xù)分析應(yīng)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(jù)消聲器阻力特性數(shù)據(jù)，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(guān)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(guān)；迎面風速度越大，則全壓損失越大，且兩者成拋物線關(guān)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(shù)。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(shù)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(shù)為1.60，單位長度沿程阻力系數(shù)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(shù)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(jù)消聲器阻力特性數(shù)據(jù)，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(guān)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(shù)及單位長度沿程阻力系數(shù)就越大，產(chǎn)生的全壓損失越大。

計算得到相關(guān)阻力特性參數(shù)見表3。

表3 不同凈通流比下各阻力系數(shù)表

擬合表3中單位長度沿程阻力系數(shù)與線性相關(guān)系數(shù)(參考式(4))的線性關(guān)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(shù)與1/R的二次函數(shù)，函數(shù)展開式對應(yīng)式(3)，可計算入口、出口處導流端形狀因數(shù)。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(shù)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(jù)電廠冷卻塔降噪方案，1號冷卻塔進風口東側(cè)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(jié)構(gòu)數(shù)據(jù)見圖1；2號冷卻塔進風口處東南側(cè)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(qū)域較無消聲器時發(fā)生明顯偏移，且靠近消聲器一側(cè)的風速度減小。這是由于消聲器增加了一側(cè)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(nèi)濕空氣溫度上升，塔內(nèi)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(cè)風速度較原來上升，塔左側(cè)邊緣高風速度區(qū)域較原來有明顯增加。

圖9為冷卻塔內(nèi)風速度分布。

圖9 冷卻塔內(nèi)風速度分布

由圖9可知：原來冷卻塔兩側(cè)進風口及塔內(nèi)流場較均勻，而布置消聲器后，冷卻塔右側(cè)進風口處風速度下降，左側(cè)進風口無消聲器，風速度較原來有所上升；塔內(nèi)流場發(fā)生明顯偏移。經(jīng)模擬計算，通風質(zhì)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(qū)、填料層及雨區(qū)等主要冷卻區(qū)域的流場發(fā)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(qū)域也向左側(cè)偏移。經(jīng)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(shù)變化見表4。包圍角由0°變化為180°時，出塔水溫度、通風質(zhì)量流量、蒸發(fā)質(zhì)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(guān)參數(shù)

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(zhì)量流量及出塔水溫度的變化，其他邊界條件及結(jié)構(gòu)參數(shù)不變。4種工況下的計算結(jié)果見圖11。

圖11 通風質(zhì)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(zhì)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(zhì)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?。煌L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(tǒng)循環(huán)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(huán)水溫度的變化量。當機組運行時，循環(huán)水在凝汽器及冷卻塔內(nèi)不斷交換熱量，冷端系統(tǒng)處于傳熱平衡狀態(tài)。布置消聲器后，凝汽器內(nèi)的放熱量可認為不變，所以循環(huán)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(huán)水與空氣的傳熱焓差，進而加強了塔內(nèi)氣-水傳熱，直到冷端系統(tǒng)重新達到傳熱平衡狀態(tài)。

為分析消聲器對循環(huán)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(shù)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(huán)水進出口溫差，模擬結(jié)果見圖12。

圖12 循環(huán)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(huán)水進出口溫差同比增加；但是隨著包圍角的增加，若循環(huán)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(tǒng)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(jié)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(shù)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(tǒng)出塔水溫度的影響。得出以下結(jié)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(guān)，其結(jié)構(gòu)與布置方案在滿足降噪需求的同時，應(yīng)盡量減小其阻力系數(shù)。

(2) 冷卻塔內(nèi)空氣流場與出塔水溫度分布受消聲器影響明顯，均發(fā)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(cè)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(yīng)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(yīng)從機組冷端系統(tǒng)整體考慮，會更加全面。

(4) 建議在設(shè)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。