王鎖斌，鄧彤天，鐘晶亮，李 翔，李枝林，李晨宇

(1.貴州電網有限責任公司電力科學研究院，貴州 貴陽 550002；2.東北電力大學能源與動力工程學院，吉林 吉林 132012)

自然通風濕式冷卻塔外圍配水運行方式，作為分區(qū)配水的一種特殊形式，具有改造難度小、運行操作簡單和淋水密度較大等特點.隨著計算流體力學的發(fā)展，數值模擬成為研究冷卻塔的主要手段之一.冷卻塔數值模型的建立，主要是根據冷卻塔內空氣與循環(huán)水的傳熱傳質理論建立物理模型，通過計算機技術將其編譯到求解器中，進而實現對冷卻塔內物理場的求解[1-5].有研究表明，不同的配水方式會對冷卻塔的冷卻性能產生影響.黃東濤[6]經研究發(fā)現，填料層的冷卻能力延徑向分布是均勻的，在無量綱半徑R=0～0.3區(qū)域冷卻能力較弱，在R=0.6～0.94冷卻能力最強.金臺[7]等對采用圓形和方形配水結構的冷卻塔，分別進行了內外兩區(qū)的分區(qū)配水模擬，內外兩區(qū)配水比為0.384∶0.616，出塔水溫分別下降0.52 ℃和0.59 ℃.李江云[8]等對超大型冷卻塔進行了分區(qū)配水模擬，通過調整內外區(qū)淋水密度和面積比，得到了換熱效果最佳的配水方案.李洪偉等[9]等通過三維數值模擬的手段，將配水區(qū)劃分為內中外三部分，通過調配三區(qū)的配水量，得出了最優(yōu)分區(qū)配水流量，出塔水溫溫降可達0.976 K.

分區(qū)配水方向的研究主要是圍繞填料區(qū)冷卻性能差異和最佳淋水密度展開，濕式冷卻塔的額定淋水密度范圍為，淋水密度過高會導致冷卻效果惡化，過低則無法充分發(fā)揮填料的冷卻能力.在冬季，循環(huán)倍率只有夏季的60%～70%，循環(huán)水系統(tǒng)低流量運行[11].在氣溫較低的北方部分地區(qū)，濕式冷卻塔淋水密度過低會導致填料層結冰.因此，部分電廠通過外圍配水的運行方式，在低循環(huán)水流量下，提高冷卻塔淋水密度，使冷卻塔安全穩(wěn)定運行[12-13].此外，盡管是在環(huán)境溫度較高的夏季，在機組低負荷工況運行時，由于排氣參數降低，所需的循環(huán)水量也會隨之降低，通過改變循環(huán)水系統(tǒng)運行方式，減少投入水泵數量，可以在滿足冷卻負荷的同時，降低循環(huán)水泵電耗，此時采用全塔配水的淋水密度往往在額定值以下[14-15]，填料冷卻能力仍有余量，因此在夏季低循環(huán)水量工況下，冷卻塔的配水方案有待進一步研究.

本文以西南某電廠夏季低負荷運行工程實例展開，填料熱力特性不均和低循環(huán)水量下冷卻塔的運行特性為切入點，對夏季濕式冷卻塔外圍配水運行方式展開模擬研究.首先建立了基于CFD軟件Fluent的自然通風濕式冷卻塔三維數值模擬模型，并結合工程實例，驗證了模型的有效性，分析外圍配水與全塔配水冷卻塔熱流特性的差異.然后在此基礎上，提出了兩種優(yōu)化方案，以提升外圍配水冷卻塔的冷卻效果，最后通過對模擬結果的分析，得到最優(yōu)外圍配水運行方案，為自然通風濕式冷卻塔的設計與運行提供參考.

1 物理模型和數值方法

在自然通風濕式冷卻塔內，空氣與循環(huán)水液滴的傳熱傳質過程主要發(fā)生在噴淋區(qū)、填料區(qū)、和雨區(qū)三個區(qū)域.空氣在冷卻塔內被視為是連續(xù)介質，其在塔內的熱流特性可以描述為連續(xù)方程、動量方程和能量方程，它們的一般形式為

?·(ρuiφ-Γ?Yi)=Si，

(1)

公式中：ρ為連續(xù)相密度，kg/m3；ui為各方向速度值，m/s；φ為變量的通用形式；Γ為廣義擴散系數；Si為源項.對于循環(huán)水液滴，在噴淋區(qū)和雨區(qū)，液滴體積分數小于10%，采用離散相模型進行描述.液滴在氣流中的蒸發(fā)過程可表示為

dmp=kcApρ∞ln(1+Bm)dt，

(2)

公式中：mp液滴質量，kg；kc傳質系數，m/s；Ap液滴表面積，m2；ρ∞空氣密度，kg/m3.

在液滴與空氣的傳熱計算中，忽略的兩者之間的輻射換熱作用，僅考慮空氣與液滴的對流和液滴蒸發(fā)過程，液滴的溫度變化可描述為

mpcpdTp=hAp(T∞-Tp)dt-dmphfg，

(3)

公式中：cp為液滴的定壓比熱容，J/kg·K；Tp為液滴溫度，K；h為對流傳熱系數，W/m2·K；T∞為連續(xù)相溫度，K；hfg為潛熱，J/kg.

(4)

在填料區(qū)內，循環(huán)水在填料翅片上形成液膜，與空氣進行傳熱傳質，其過程較為復雜，本研究基于Merkel模型的熱質交換理論，建立了填料區(qū)的熱力特性模型填料區(qū)的傳質系數可以表示為

βxv=Bgmqn，

(5)

公式中：βxv為內傳質系數，kg/(m3·s)；g為濕空氣的質量流率，kg/(m2·s)；q為淋水密度，kg/(m2·s)；B、m、n為試驗常數.

單位體填料內的蒸發(fā)量可以用公式(8)進行計算，當濕空氣達到飽和狀態(tài)時采用公式(9)計算.

mevp=βxv(ωsat，Tw-ωa)，

(6)

mevp=βxv(ωsat，Tw-ωsat，Ta)，

(7)

公式中：mevp為填料單位體積蒸發(fā)量，kg/(m3·s)；ωsat，Tw為循環(huán)水滴溫度下濕空氣的飽和含濕量；ωa為濕空氣的含濕量；ωsat，Ta為濕空氣溫度下濕空氣的飽和含濕量.

單位體積液滴能量的減少量為水的蒸發(fā)潛熱和對流換熱之和，即

Qtotal=Qlatent+Qsensible，

(8)

Qlatent=mevphfg，

(9)

Qsensible=kh(Tw-Ta)，

(10)

公式中：hfg為水的汽化潛熱，kJ/kg；kh為傳熱系數，kW/(m3·K)；Tw為循環(huán)水溫度，K；Ta為空氣溫度，K.

根據本文中涉及的填料的參數，填料區(qū)的阻力可以表示為

(11)

(12)

公式中：ΔP為填料區(qū)阻力，N/m2；γa為濕空氣的比重，N/m3；v為濕空氣速度，m/s；M為由試驗確定的經驗系數.

2 工程實例模擬與分析

本文以西南某火電廠2×300 MW機組所配備的冷卻塔為原型，塔高105 m，出口半徑23.4 m，進風口上沿高度7.9 m，喉部半徑21.9 m，底部半徑41.6 m，總配水面積4 500 m2，采用內外圓區(qū)配水結構，如圖1所示，外圍配水區(qū)寬度D，配水系統(tǒng)平面半徑R，文中采用無量綱半徑表示所涉及的各種長度，外圍設計寬度D≈0.5R.冷卻塔內部結構圖如圖2所示.建立濕式冷卻塔1∶1的幾何模型，計算域半徑和高度分別為500 m和600 m.采用結構化六面體網格，當網格數量超過100萬后，網格數量對結果幾乎無影響.

圖1 配水區(qū)域結構示意圖

圖2 冷卻塔內部結構示意圖

本模型的邊界條件設置如下：環(huán)境計算域側面為壓力入口邊界條件，頂部為壓力出口邊界條件，并設定環(huán)境的溫濕度；地面和冷卻塔塔體設置為絕熱壁面邊界，配水面設置為離散相射流源，冷卻塔底部水池設置為絕熱壁面邊界，且其離散相邊界設置為逃逸邊界，具體幾何形狀與邊界條件設置如圖3所示.

圖3 計算域幾何模型與邊界條件設置示意圖

該電廠循環(huán)水系統(tǒng)采用單元制運行方式，每個機組配備兩臺定速循環(huán)水泵，在機組負荷較低時，為了提升機組的凈收益，運行人員將循環(huán)水泵運行方式由兩臺循環(huán)水泵運行切換為單臺循環(huán)水泵運行，并關閉冷卻塔內圈供水閘板門，由全塔配水轉換為外圍配水.調整后發(fā)現，雖然循環(huán)水泵運行方式的調整使廠用電率與調整前相比，冷卻塔的出塔水溫升高1 ℃左右，沒有達到預期的優(yōu)化效果[1].

結合以上工程實例，我們以實測數據為輸入值，分別對全塔配水和外圍配水的四種工況進行模擬，分析其出塔水溫升高的原因.表1為模擬出塔水溫與實測出塔水溫對比.其中Tdb為進塔空氣干球溫度，Twb為進塔空氣濕球溫度，Ti為進塔水溫，To為實測出塔水溫，Ts為模擬出塔水溫.從表中可以看出，模擬結果與實測數據最大相對誤差為0.63%，最小為0.18%，這表明該自然通風濕式冷卻塔的模擬模型所計算的結果是有效的.

表1 工程實例數據與模擬結果

圖4 填料出口空氣速度輪廓線

分析圖5可以進一步得出結論，由于外圍配水使熱負荷集中在外圍區(qū)域，填料的高效冷卻區(qū)域(R=0.6～0.94)也隨之變化，即使在空氣流速較高的外圍區(qū)域，C3工況下的出填料層水溫梯度較大且低于C1工況，冷卻效果較差，由填料的熱力特性可知，其他條件相同的情況下，淋水密度越大，循環(huán)水溫降越小，外圍配水由于配水面積減小，導致填料層淋水密度由1.26 kg/s升高至1.7 kg/s，使Δt2下降至7.23 ℃.從表2中可知，全塔配水和外圍配水填料層進口空氣溫度和空氣速度相差較小，淋水密度的上升則成為填料層循環(huán)水溫降的主要影響因素之一.

圖5 填料出口循環(huán)水溫度輪廓線

表2 冷卻塔內熱流參數

通過對比全塔配水和外圍配水兩種工況的模擬結果，發(fā)現外圍配水工況下，冷卻塔在填料區(qū)空氣流場變化較大，導致有效通風量下降，同時由于配水面積減小，外圍配水冷卻塔的淋水密度明顯升高，填料層冷卻能力降低，填料層循環(huán)水溫降下降明顯，出塔水溫升高1.02 ℃.以上兩點為外圍配水方案使冷卻塔冷卻效率下降的主要原因.

3 外圍配水優(yōu)化方案

根據外圍配水冷卻塔冷卻性能下降的原因，本文提出了兩種優(yōu)化方法：

(1)增大外圍配水面積，使D=0.7R.一方面是因為在R=0～0.3時，填料區(qū)冷卻效果較差；另一方面，在等循環(huán)水流量下，可以使冷卻塔的淋水密度下降到一個較為合理的水平，提高填料區(qū)的冷卻能力.

(2)在未配水區(qū)域填料層底部采取擋風措施，使更多的空氣流入填料外圍區(qū)域與循環(huán)水傳熱傳質，增大有效通風量.

根據以上優(yōu)化方法，根據外圍配水區(qū)域寬度和有無擋風裝置，提出了三種方案，具體如表3所示.接下來對模擬結果對比分析.冷卻塔中心X-Y速度分布等值線圖如圖6所示.C3工況由于外圍熱負荷較大，中心區(qū)域無配水，在填料層上部，冷卻塔中心位置空氣流速較低，兩端流速較高.C3與C5工況相比，由于加裝擋風板的緣故，使冷卻塔填料上方上空氣低速區(qū)向下移動，冷卻塔上部空氣流場呈向中心匯合趨勢，但空氣流速較前者有所降低.C6和C7對比可得出類似結論，只是與C5相比，C7工況下由于D的增加，塔上部整體流速較為均勻，低速區(qū)消失.與C3工況相比，C6工況由于D的增加，填料區(qū)上方中心區(qū)域低速區(qū)變小，外圍高速空氣在喉部處匯合，內流場速度梯度較小.

表3 工程實例數據與模擬結果

圖6 四種工況X-Y平面速度分布

表4 冷卻塔內熱流參數

圖7 X-Y平面物理量輪廓線

五種工況下噴淋區(qū)填料區(qū)和雨區(qū)的循環(huán)水溫降如圖8所示，從整體上看，五種工況下噴淋區(qū)溫降相差不大，差異主要集中在填料區(qū)和雨區(qū).與C1工況相比，C3和C5工況下冷卻塔出塔水溫較低，而C6和C7工況的出塔水溫要高于C1，由于D增大，C6和C7工況下冷卻塔的淋水密度剛好達到設計淋水密度的下限，充分發(fā)揮了填料的冷卻能力.與C3和C6工況相比，C5和C7工況的出塔水溫分別降低0.15 ℃和0.18 ℃，說明加裝擋風板對冷卻性能有所提升.同時，外圍配水填料區(qū)的平均流速較高，這使得與全塔配水相比，其冷卻能力更強，而擋風板的引入，則使流經填料區(qū)的空氣流速進一步擴大，有效通風量Ge更高.

圖8 噴淋區(qū)、填料區(qū)和雨區(qū)的循環(huán)水溫降

經以上分析，不難發(fā)現，將外圍配水面就由0.5R擴大至0.7R，使填料冷卻能力增強，且加裝擋風板后，冷卻能力還可進一步擴大，與全塔配水相比，優(yōu)化后的C7工況的出塔水溫降低0.43 ℃，冷卻效果提升較為明顯.

4 結 論

本文首先建立了自然通風濕式冷卻塔的三維數值模擬模型，并結合工程實例，對外圍配水冷卻塔進行了模擬，得到了外圍配水冷卻塔內部物理場，分析了外圍配水冷卻塔的熱流特性，針對其特性提出了優(yōu)化方法，并得出以下結論.

(1)與全塔配水相比，雖然外圍配水冷卻塔填料區(qū)空氣流速較高，但由于部分空氣從未配水填料層流出，參與填料內氣水換熱的有效通風量下降，且由于配水面積減小，致使單位體積填料內循環(huán)水溫降下降，綜合以上兩點，與全塔配水相比，外圈配水的出塔水溫上升約1.1 ℃.

(2)在低循環(huán)水流量工況下，適當的擴大外圍配水寬度可以使淋水密度處于較為合理水平，同時由于外圍平均空氣流速較高，填料冷卻性能得到充分發(fā)揮，與優(yōu)化前和全塔配水相比，優(yōu)化后出塔水溫分別降低1.26 ℃和0.25 ℃.

(3)在未配水填料區(qū)底部設置擋風裝置，可以增大流經配水填料區(qū)的通風量，使填料的能卻能力進一步提升，在外圍配水寬度為0.7R時，加裝擋板后出塔水溫與優(yōu)化前和全塔配水相比，分別降低1.44 ℃和0.43 ℃.

以上結論均為通過CFD手段得出的理論上的優(yōu)化方案，外圍配水優(yōu)化方案的實際應用有待進一步研究.