荊 濤， 徐志強， 韓 立, 王子豪， 苗明星， 趙強強， 師進文*

(1.西安熱工研究院有限公司， 陜西 西安 710054； 2.北方魏家峁煤電有限責任公司， 內蒙古自治區(qū) 鄂爾多斯 010308； 3.西安交通大學 動力工程多相流國家重點實驗室， 陜西 西安 710049； 4.國家電投集團 山西鋁業(yè)有限公司， 山西 忻州 034100)

0 引言

間接空冷塔(簡稱間冷塔)因具有節(jié)水性能好、噪聲和維護量小等特點被廣泛的應用于發(fā)電機組的冷端系統(tǒng).尤其是在“富煤缺水”的三北地區(qū)，近年來間冷塔的裝機量大幅增加[1].然而間冷塔使用空氣作為冷卻介質，自然因素尤其是環(huán)境風會對間冷塔的性能產(chǎn)生較大影響.相關數(shù)據(jù)表明，環(huán)境風速為5～10 m/s與環(huán)境溫度升高2～14 ℃對間冷塔產(chǎn)生的影響效果相同，大大降低了換熱效率[2].冬季外界環(huán)境溫度較低時，環(huán)境風速過高還易造成迎風側散熱器管束凍結開裂[3].因此為了穩(wěn)定間冷塔的換熱能力，保證其高效安全的運行，有必要對環(huán)境風速對間冷塔性能的影響及其機理展開研究.

計算流體力學將計算技術與理論基礎相結合，而得益于這一數(shù)值方法的不斷發(fā)展，利用計算機對間冷塔進行數(shù)值模擬已成為研究熱點[4].模擬計算的高自主性和調試性可更簡便的實現(xiàn)不同風速下間冷塔流動換熱特性的模擬，減少大量的實驗成本[5].Su等[6]將模擬結果與多尺度實驗進行對比，探究了環(huán)境風造成空冷塔散熱能力下降的主要原因.石磊等[7-9]分別對350 MW和600 MW機組的間接空冷系統(tǒng)進行數(shù)值計算，發(fā)現(xiàn)隨著環(huán)境風速增加，通風量減少，散熱器散熱量下降.當風速為12 m/s時，散熱器的換熱量僅達到設計值的77.50%.忻煒等[10]模擬了300 MW機組間冷塔的運行工況，并指出塔內“穿堂風”會使通風量大大降低，進而削弱散熱能力.王為術等[11]以無風情況進行對比，發(fā)現(xiàn)環(huán)境風會引起出口空氣與塔內壁面之間的壁面脫流，造成塔內通風量和散熱量下降.段耀輝等[12]通過比較環(huán)境風速分別為5 m/s和10 m/s時空冷塔的速度場和溫度場，認為風速升高導致的回流會影響換熱量.王衛(wèi)良等[13]綜述了環(huán)境風對間冷塔的影響，指出間冷塔散熱能力的下降原因有出口羽流區(qū)的偏轉、復雜氣流旋渦等.Goodarzi等[14,15]對比實驗數(shù)據(jù)和數(shù)值結果后發(fā)現(xiàn)，環(huán)境風會使間冷塔冷卻效率下降40%，也曾提出橢圓形的出口，可在風速為10 m/s的情形下使冷卻效率提高9%.李嵐等[16]建立空冷塔的動態(tài)模型，分析得到了出口水溫與環(huán)境風速的響應關系.Liao等[17]以塔型和環(huán)境風速為變量進行模擬研究，結果顯示環(huán)境風速增加時，塔內散熱量呈現(xiàn)先增大后降低的變化趨勢.席新銘等[18]在“三塔合一”間冷塔的計算過程中發(fā)現(xiàn)，環(huán)境風會抑制出口氣體的羽流，增大氣體的流動阻力，降低換熱性能.王智等[19]研究討論了三塔合一間冷機組的流動特性，發(fā)現(xiàn)間冷塔通風量會隨著環(huán)境風速增加而減少，在風速為12 m/s時通風量達到最小值.王海濤等[20]對用于核電機組的間冷塔展開研究，并定量指出環(huán)境風速從4 m/s增加到8 m/s時，散熱量下降13%，通風量下降16.8%.李本鋒等[21]使用雙元網(wǎng)格和多孔介質的研究方法，結論認為當環(huán)境風速超過8 m/s后，塔內換熱量會極大程度下降.韓華鋒等[22]在空冷塔模擬中，提出冷卻幅高的概念和評價指標，并指出環(huán)境風速越大，冷卻幅高在有風和無風工況之間的差值越大.萬超、林閩城等[23,24]也針對環(huán)境風速這一變量進行了間冷塔的數(shù)值模擬研究.

以上的研究結論證實環(huán)境風的存在減少了塔內通風量和散熱量，且風速越大，下降幅度越大.為了減輕環(huán)境風速的影響，國內外學者對間冷塔擋風結構設計展開了諸多研究.其中，遮風效果較為明顯，研究最普遍的是擋風墻的布置.Preez等[25]首次在研究中提及擋風墻的概念.宮婷婷、張艾萍等[26,27]也都在各自的研究中論證了擋風墻的作用效果，可有效減輕環(huán)境風對間冷塔通風和換熱量的影響.趙云馳等[28]對間冷塔中六種常見的防風措施進行對比研究，發(fā)現(xiàn)擋風墻起到的效果最佳.葛云等[29]在間冷塔外圍加裝6扇擋風墻作為改進方案，大幅度提高了散熱器的換熱能力.黃俊[30]的研究結果認為外圍擋風墻的改善效果強于內部布置的十字擋風墻.Al-waked等[31]認為外圍擋風墻和內部十字墻結合使用，所取得的擋風效果最好.

在關于環(huán)境風速對間冷塔性能影響以及間冷塔擋風措施的研究中，多數(shù)學者以單座間冷塔為例，目前針對使用雙間接空冷塔的發(fā)電機組所進行的數(shù)值模擬研究仍然較少.此外，我國北方地區(qū)的電廠在冬季時易遭遇寒潮侵襲，導致環(huán)境溫度大幅下降.環(huán)境溫度越低，在風速較高時，間冷塔發(fā)生凍結事故的概率越大.為了保證間冷塔的換熱效率，使其在極低溫度、極高風速等極端天氣條件下安全運行，需要增加相應的防風防凍措施.這些措施的布置既要考慮塔身周圍的施工空間和經(jīng)濟成本，又要與塔本身的流場、溫度場等特征相結合，才能取得最佳效果.

因此，本文以北方某電廠間接空冷系統(tǒng)的兩座間冷塔為研究對象，基于有限容積法的Fluent軟件平臺，并利用其進行二次開發(fā)，開展數(shù)值模擬，重點研究冬季環(huán)境風速對間冷塔附近溫度場、壓力場、流場及出口水溫的影響，并針對性的模擬嚴寒大風條件下雙塔的工作情況，探究散熱器潛在的凍結危險.主要分析手段是利用UDF自動迭代計算，實現(xiàn)從空氣流動到各扇段出口水溫的求解過程.經(jīng)計算收斂后得到間冷塔附近壓力場、溫度場和流場的分布，并進一步分析出間冷塔各扇段的冷卻水出口溫度.本文的數(shù)值計算既具普遍性結果，又不乏特殊性的討論，可以為北方地區(qū)火電機組間冷塔的冬季時安全高效運行提供更為全面借鑒作用.

1 物理與數(shù)值模型

1.1 物理模型

本文所研究的對象是北方某電廠的帶表面式凝汽器的間接空冷系統(tǒng)，其運行原理是汽輪機排汽進入表面式凝汽器與循環(huán)水進行換熱，循環(huán)水受熱經(jīng)循環(huán)水泵加壓后進入自然通風間冷塔的散熱管束中由空氣進行冷卻，冷卻后的循環(huán)水再回流至表面式凝汽器中形成閉式循環(huán).目標電廠的冷卻系統(tǒng)裝配兩座間冷塔，布置方式為一機一塔，即每個蒸汽發(fā)電機組搭配一個間冷塔進行使用.間冷塔的基本幾何參數(shù)如表1所示，其中X柱0 m直徑指間冷塔X柱底部外緣圍成的圓的直徑.

表1 間冷塔的幾何參數(shù)

根據(jù)電廠所提供的參數(shù)在建立模型時，需要對間冷塔進行簡化，使構建的模型在反映實際結構的同時，又滿足網(wǎng)格劃分質量的要求.本文對間冷塔的散熱器、百葉窗、冷卻三角等部件在保留了其流動傳熱特性的前提下做出適當簡化，結合電廠的實際布置和地理方位，建立了一號、二號兩座間冷塔的模型，如圖1所示.

圖1 雙塔幾何模型

圖2給出了兩座間冷塔模型的朝向和各自的扇段分布，其中23.5°是指環(huán)境空氣流通方向與雙塔中心線所形成的角度.該夾角由目標電廠所處環(huán)境的主導風向與地理位置所確定.另外，雙塔模型各自的迎風扇段都為11號、12號和1號，背風扇段都為4號、5號和6號.

圖2 雙塔模型朝向與扇段分布

1.2 網(wǎng)格模型

本文選取計算域的尺寸為1 000 m×1 000 m×600 m，使用Fluent meshing軟件對計算域和雙塔模型進行非結構化網(wǎng)格劃分，網(wǎng)格類型采用適合于復雜幾何的多面體網(wǎng)格(Polyhedral Mesh)和棱柱層網(wǎng)格(Prism Layer Mesh)[32].對間冷塔區(qū)域的網(wǎng)格進行加密處理，以此來提高整體網(wǎng)格的質量和對塔內外的空氣流動換熱現(xiàn)象進行更為準確的模擬，間冷塔外圍的計算區(qū)域重要性較低，可相應減少網(wǎng)格數(shù)量.最終劃分得到計算區(qū)域與間冷塔的多面體網(wǎng)格如圖3所示，網(wǎng)格總數(shù)為350萬.

圖3 計算區(qū)域與多面體網(wǎng)格

1.3 數(shù)值模型

間冷塔附近的空氣視為不可壓縮理想氣體，同時空氣的流動應滿足如下的控制方程：

連續(xù)方程：

(1)

動量守恒方程：

(2)

能量守恒方程：

(3)

式(1)～(3)中：ρ為空氣密度，kg/m2；u為空氣流速，m/s；p為大氣壓力，Pa；T為空氣溫度，K；λ為空氣導熱系數(shù)，W/(m·K)；cP為定壓比熱容，J/(kg·K)；μ為空氣動力黏性系數(shù)，Pa·s；Si和ST分別為動量守恒方程和能量守恒方程源項[25].

間冷塔外部空氣流域存在旋渦流動和大量的分離區(qū).因此，本文在模擬空氣的湍流流動時，選取Realizable(可實現(xiàn))k-ε模型.Yang等[33]也對可實現(xiàn)k-ε模型應用在間冷塔模擬的準確性進行了驗證.考慮空氣的密度會隨溫度發(fā)生變化，進而影響浮升力的大小，模擬過程采用Boussinesq近似.近壁面區(qū)域的流動采用標準的壁面函數(shù)進行處理.各個控制方程的求解方法是基于壓力基，使用SIMPLE壓力-速度耦合算法進行迭代計算.SIMPLE算法使用壓力和速度之間的相互校正關系使質量守恒并求得壓力場，是最具代表性的壓力修正算法.動量、能量、湍流動能和動能耗散方程都使用二階迎風格式進行離散.

在計算過程中，能量離散方程的殘差收斂精度為10-6,其它離散方程的殘差收斂精度為10-3.上述的數(shù)值模擬過程都基于商業(yè)軟件Fluent實現(xiàn).

1.4 邊界條件

1.4.1 翅片管束邊界

本文采用Fluent中提供的散熱器模型(Radiator模型).該模型使用集中參數(shù)法，將散熱器的流動傳熱過程等效為阻力系數(shù)和傳熱系數(shù).傳熱系數(shù)可由目標電廠所提供的間冷塔相關文件數(shù)據(jù)來確定.阻力系數(shù)的確定過程是對散熱管束中最小的周期性重復單元進行數(shù)值計算，根據(jù)式(4)把所得到的壓力損失數(shù)據(jù)轉化為阻力系數(shù):

(4)

式(4)中：kL為阻力系數(shù)；ΔP為壓力損失，Pa.接著采用多項擬合方法，將阻力系數(shù)擬合成用散熱器迎面風速表達的多項式[19]，如式(5)所示:

(5)

式(5)中：αn為阻力系數(shù)多項表達式的系數(shù)；為了保證擬合精確度，N=6.

根據(jù)數(shù)據(jù)擬合得到的多項表達式系數(shù)分別為:α0=42.010 7，α1=-19.018 5，α2=5.439 6，α3=-0.829 3，α4=0.063 3，α5=-0.001 9.將這些系數(shù)帶入式5中，即可得到阻力系數(shù)與計算域入口空氣流速的函數(shù)表達式，如式(6)所示:

kL=42.010 7-19.018 5u+5.439 6u2-
0.829 3u3+0.063 3u4-0.001 9u5

(6)

對等效的散熱器模型和真實翅片管路模型進行流動特性模擬.計算當進口氣流速度從1 m/s增加到10 m/s時，兩種模型下壓力損失的大小和變化趨勢.計算結果如圖4所示，圖中所示的兩條曲線高度重合，驗證了等效散熱器模型的準確性，也說明了擬合得到的等效散熱器模型可以很好的還原散熱管束的真實流動狀態(tài).

圖4 翅片管計算與Radiator模型計算結果對比

1.4.2 入口邊界

計算域的入口側面定義為空氣速度入口(velocity inlet)邊界條件.因計算域的迎風面與間冷塔距離較遠，可忽略塔身對其流動產(chǎn)生的影響，進而認為進口大氣是處于自然流動狀態(tài).(因此進口氣流速度的模擬要與自然空氣流動相似，這樣才能保證數(shù)值計算結果的準確.)本文使用冪指數(shù)形式的標準風速廓線，來描述環(huán)境風速隨高度的分布.式(7)為該風速廓線的函數(shù)表達式.使用C語言將式(7)編寫成UDF文件，導入Fluent并運行:

(7)

式(7)中：u為z米高度處的速度，m/s；u10為10米高度處的風速，m/s；z為高度，m；p為地面粗糙指數(shù)，大小與地面粗糙程度有關.目標電廠的建筑地面的粗糙等級為B類，故p=0.16[34].

1.4.3 其它邊界

計算域的底面設置為無滑移絕熱壁面(wall)邊界，而計算域剩余的頂面與三個側面設置為壓力出口(pressure out)邊界條件.出口邊界上的壓力通過大氣壓與海拔高度的計算式(8)給出[35]:

Pair=101 300[1-(h/44 300)]5.256

(8)

1.5 網(wǎng)格無關性驗證

圖5給出了網(wǎng)格總數(shù)與間接空冷塔內空氣流量的關系.在網(wǎng)格總數(shù)為350～500萬時，間冷塔內部的空氣流量基本穩(wěn)定，空氣流量的變化浮動較小.可以認為當網(wǎng)格總數(shù)超過350萬時，網(wǎng)格數(shù)量的再增加也不會對數(shù)值模擬結果產(chǎn)生顯著影響.因此綜合考慮計算精度和計算量，選擇網(wǎng)格數(shù)為350萬的劃分方案.

圖5 不同網(wǎng)格數(shù)量下間冷塔內空氣流量

2 數(shù)值模擬結果與分析

根據(jù)目標電廠的氣象資料和地理因素，輸入間冷塔的數(shù)據(jù)如表2所示，并在此基礎上進行模擬計算，得到間冷塔附近溫度場、壓力場、流場，然后進一步分析得到各扇段出口水溫數(shù)據(jù).其中風速4 m/s是TMCR工況(汽輪機最大連續(xù)出力工況)的風速.

表2 輸入模型的邊界條件及其取值

2.1 環(huán)境風速對間冷塔空氣壓力與流動的影響

雙塔豎直與水平方向的壓力場與流線如圖6、圖7所示.隨著風速的增加，間冷塔內外氣流的壓力分布和流動情況都會發(fā)生相應變化.

圖8給出了不同風速下雙塔各扇段距離地面15 m高度處的壓力變化值.雙塔迎風扇段的壓強隨著風速不斷增大，其原因是由于塔外側散熱器的阻礙作用，空氣在發(fā)生撞擊后速度降低，其動能轉換為壓力能，從而使迎風扇段處的壓力升高，形成高壓區(qū)，風速越大用于轉換的動能也越大，高壓區(qū)域的面積不斷增大.迎風扇段外的空氣在更大的壓力差的驅動下，單位時間內通過迎風扇段流量增加.風速越大，塔兩側扇段的壓力值逐漸下降，其外部會形成壓力相對較低的區(qū)域，這是由空氣繞流時流速增加所導致.風速增大，繞流造成的壓力降低值更大，塔兩側扇段內外壓差不斷降低，從而減少其空氣流量.兩塔中央通道處的扇段，分別對應用于1號塔的左側扇段和2號塔的右側扇段，由于漸縮通道效應，伯努利效應愈加明顯，其壓力值下降幅度最大.

同時，隨著風速增加，兩塔側面所形成的低壓區(qū)逐漸連接在一起，如圖7所示.風速較高時，從塔側面進入的空氣流速與迎風扇段進入的空氣流速不對稱，塔內壓力場分布不均，導致塔內出現(xiàn)旋渦，甚至在局部形成較大的環(huán)形渦流，增大塔內空氣流動阻力.對于雙塔背風扇段，在環(huán)境風速較低時，其扇段外側的壓力相對較高，而在高風速下，塔后會形成負壓區(qū)，引發(fā)波動較大的湍流，且風速的方向不利于塔背風處的空氣從散熱器流入，背風扇段進入的空氣流量會顯著降低，進而導致壓強減小，但背風扇段不存在劇烈的空氣繞流.因此，雙塔背風扇段的壓強值雖然隨著風速增加也出現(xiàn)了下降的趨勢，但下降幅度小于側風扇段.

從圖6豎直方向的流線可以看出，環(huán)境風速不斷增大時，間冷塔出口氣體羽流的抬升作用逐漸被抑制，并形成很大的負壓區(qū).空氣流動方向由原來的傾斜向上變?yōu)橄蛴伊鲃?，在環(huán)境風作用下可能導致部分氣體的回流，導致間冷塔頂部出口的氣流速度降低，間冷塔抽吸能力減弱，整體通風量減小.如圖7水平方向的流線所示，塔內部的渦流效應也隨著風速不斷增大，原本位于間冷塔中心的旋渦被推向塔的背風扇段.在迎風扇段已經(jīng)進行過換熱過程的空氣在增大旋渦的影響下，將從間冷塔的側面流出.在間冷塔底部出現(xiàn)了空氣穿透的現(xiàn)象，即塔外的高速冷空氣穿過迎風扇段進入塔內，并沖向背風扇段，進而與從背風扇段流入的空氣發(fā)生對沖，進而減少了背風扇段的進氣量.

此外，在低風速下，間冷塔內就存在小的渦流，其形成原因之一是所保留的X柱幾何特征.X柱的局部網(wǎng)格如圖9所示，空氣流經(jīng)X柱表面后會出現(xiàn)繞流進而促進X柱后方(即空冷塔中心部分)的旋渦形成，同時X柱增加了間冷塔整體的空氣流動阻力，使塔內大部分空氣螺旋上升，空氣流動路程變長.流動路程和阻力的同時增加使氣流速度損失變大，引起間冷塔通風量的下降.

圖6 雙塔不同風速下豎直方向壓強及流場圖

圖7 雙塔在4 m/s、10m/s和15 m/s風速下水平方向壓強及流場圖

圖8 不同風速下雙塔各扇段距地面15 m高度處壓強值

圖9 X柱的局部網(wǎng)格

2.2 環(huán)境風速對間冷塔空氣溫度分布的影響

圖10為雙塔豎直方向的溫度分布與流線圖.隨著環(huán)境風速的增加，間冷塔出口熱空氣與外界空氣的熱交換得到加強，表現(xiàn)為從間冷塔排出的氣流，其溫度很快衰減至環(huán)境溫度.風速4 m/s時，塔內空氣溫度分布均勻，基本維持在20 ℃左右.隨后當風速逐漸增加時，迎風側進入的空氣流量增大，側風扇段和背風側進入的空氣流量減小，導致間冷塔內未經(jīng)完全加熱的空氣流量增加.冬季時西北地區(qū)的環(huán)境空氣溫度較低，從而造成在大風環(huán)境下，塔內空氣平均溫度下降，側面反應了散熱管束換熱能力的下降.此外，在高風速下，塔內部背風側高溫區(qū)與迎風面低溫區(qū)的差值也較大.這種塔內的溫差引起的氣流溫度不均勻性同樣也是塔內渦流效應逐漸加劇的原因之一.

由雙塔模型水平方向的溫度與流線分布(圖11)可以看出，迎風扇段隨著風速的增大，換熱性能增加，整個溫度區(qū)域呈現(xiàn)下降趨勢.塔兩側的散熱管束因為空氣繞流的影響，氣流的進口速度最小.塔內部逐漸變大的渦流也使更多已被加熱的空氣從兩側換熱器流出，嚴重降低換熱效率.因此，塔兩側扇段的高溫區(qū)域最多.對于背風扇段，由于空氣穿透現(xiàn)象的存在，將在迎風扇段進行過換熱的空氣吹入到背風側，且空氣回流方向與風速相同，通過背風扇段散熱管束進行換熱的氣體流量減少，導致背風扇段散熱不良，附近形成高溫區(qū)域.但當風速為從10 m/s增加到15 m/s時，從迎風扇段進入了大量溫度很低的環(huán)境空氣.旋渦作用和“穿堂風”分別使部分冷空氣流動塔身的側風以及背風扇段附近，最終在整個間冷塔內完成擴散，使塔內平均溫度下降，高溫區(qū)域都有不同程度的減小.然而側風扇段和背風扇段的換熱困難，導致高溫區(qū)域不能被完全消除，甚至由于熱空氣的聚集會使一些小局部的溫度更高.

2.3 環(huán)境風速對間冷塔出口水溫的影響

圖12是不同風速下間冷塔各個扇段出口水溫的分布情況.在環(huán)境風速為4 m/s時，各扇段出口水溫相差不大，說明4 m/s以下的風速不會對目標電廠的間冷塔造成影響.當環(huán)境風速增加到10 m/s以上，各扇段的出口水溫呈現(xiàn)不均勻性，相差幅度增大.環(huán)境風強化了迎風扇段的換熱，但使兩側和背風扇段的換熱性能弱化.隨著風速的逐漸增加，迎風扇段的冷卻水出口溫度顯著下降，而兩側扇段與背風扇段的冷卻水出口溫度顯著上升，該結果與基于壓力和溫度云圖對空氣流量的分析結果相印證.

當風速從4 m/s增加到15 m/s時，迎風扇段的出口水溫變化明顯，12號扇段出口水溫下降幅度最大，已降至10 ℃以下，相較于TMCR工況其出口溫度下降了約10 ℃.風速再次增加就極有可能導致冷卻水凍結，翅片管管束開裂，影響間冷塔的正常運行.對于塔兩側扇段來說，在風速為10 m/s和15 m/s時，某些扇段的出口水溫都已經(jīng)高于25 ℃，其原因是高風速下，氣流在兩側扇段形成低壓區(qū)，塔內后方兩側還存在著渦流效應，加劇了兩側扇段熱空氣的積聚，減小了間冷塔在側面局部的抽吸能力，通風量減小進而使換熱能力惡化.當空氣從兩塔中間穿過時，其流動截面積變小，產(chǎn)生的低壓區(qū)壓力更低，通風量降低幅度加大，扇段的散熱不良情況加劇，導致兩塔中央通道兩側的扇段的冷卻水出口溫度相對更高(1～9扇段、2～3扇段)，其出口水溫在15 m/s風速下已經(jīng)接近TMCR工況的標準冷卻水入口溫度(43.1 ℃).在塔的背風扇段，隨著風速增加，風向和塔外旋渦的聯(lián)合作用使換熱效率不斷下降，冷卻水出口水溫上升.但因風速升高帶來的空氣穿透現(xiàn)象強化了背風側的換熱能力，因此整體出口水溫要小于塔兩側散熱管束的出口水溫.

2.4 嚴寒大風環(huán)境對間冷塔出口水溫的影響

本文在之前內容中所進行寒冷氣候下雙塔運行模擬采取的環(huán)境溫度為-10 ℃.此溫度是電廠所在地區(qū)冬季氣溫中出現(xiàn)頻率最高的，以它為進口條件所得到的計算結果更具普遍性，但缺少了對當?shù)貥O端寒冷氣溫情況的模擬.

圖10 雙塔不同風速下豎直方向溫度及流場圖

圖11 雙塔在4m/s、10m/s和15 m/s風速下水平方向溫度及流場圖

圖12 雙塔各扇段不同風速下冷卻水出口溫度分布圖

根據(jù)我國氣象局數(shù)據(jù)來看，北方地區(qū)冬季的極端溫度有時會低于-10 ℃，以北方某城市為例，2020年12月的最低溫度達到了-20.4 ℃[36]，這種天氣狀況對間冷塔潛存著巨大的威脅.因為環(huán)境溫度急劇降低，使冷卻水與空氣的換熱溫差增大，間冷塔整體散熱量增加，出口水溫降低.此外，由前文結合壓力、溫度云圖和空氣流域，針對環(huán)境風速對雙塔模型性能產(chǎn)生影響的分析可知，迎風扇段的出口水溫隨著風速增加而快速降低.如果同時受到氣流溫度降低和風速升高的雙重影響，即遭遇嚴寒大風天氣，間冷塔面臨的防凍壓力將大幅增加.在設計或運行時采取防凍措施可保障間冷塔安全高效運行，但會增加電廠的運營成本和塔身散熱效率.因此為了確保目標電廠安全運行的同時又兼顧經(jīng)濟效益，需要在嚴寒大風條件下對雙塔模型進行數(shù)值模擬，根據(jù)計算結果來判斷扇熱管束的凍結情況，以及是否需要加裝防凍設備.

本文在空氣溫度為-20 ℃，環(huán)境風速為15 m/s的工況下，對間冷塔的運行情況進行了數(shù)值計算，所得到雙塔模型的各扇段冷卻水出口溫度如圖13所示.間冷塔各扇段的出口水溫都急劇降低，迎風扇段和背風扇段的出口水溫全部都低于0 ℃，兩個扇區(qū)的散熱管束已經(jīng)被凍結.對于在之前工況中換熱能力嚴重弱化的兩側扇段，其出口水溫都在10 ℃以下，甚至部分扇段已發(fā)生凍結.顯然，雙塔模型的大部分翅片管束在這種極端環(huán)境條件下存在嚴重凍結開裂問題.因此，在北方地區(qū)電廠的間冷塔上配置一些防凍設施用以應對極端天氣是必要的，例如在扇區(qū)冷卻水管路增添熱水旁路管、選用大直徑的散熱翅片管、加大循環(huán)水量、關閉部分百葉窗等[37].

圖13 嚴寒大風下雙塔冷卻水出口溫度分布圖

3 結論

本文針對北方某電廠的雙間冷塔冷卻系統(tǒng)，基于冬季環(huán)境氣象條件及機組工作參數(shù)，利用建立的間冷塔雙塔數(shù)值模型，分析了不同環(huán)境風速下間冷塔內壓力場、溫度場以及流場的變化，得出各扇段的冷卻水出口溫度的分布情況，并對嚴寒大風條件下雙塔的運行情況進行了驗證計算，現(xiàn)得到如下結論：

(1)環(huán)境風速增加使間冷塔各扇段進氣不均勻.迎風扇段進氣量增大；側風扇段因空氣繞流，形成低壓區(qū)，在兩塔中間區(qū)域低壓現(xiàn)象更明顯，且塔內部的渦流現(xiàn)象存在，使進氣量減少；背風扇段進氣量由于環(huán)境風向、空氣穿透、旋渦等因素也在不斷減小.

(2)間冷塔側風扇段高溫區(qū)域面積大于背風扇段，迎風扇段的低溫區(qū)域逐漸增多.但風速過高時，迎風扇段散熱性能增幅遠不及其他扇段散熱性能的下降幅度，致使整塔的冷卻性能下降，塔內氣體溫度也不斷降低.因此，間冷塔散熱量呈現(xiàn)隨著風速增加而不斷減少的變化趨勢.

(3)在環(huán)境溫度為-10 ℃，風速為10 m/s和15 m/s時，從出口水溫來看迎風扇段散熱效果最好，背風面的散熱效果其次，塔兩側的散熱效果最差.隨著風速升高，迎風扇段散熱量不斷增加，冷卻水出口溫度不斷下降，兩側扇段嚴重散熱不良，出口水溫在大幅升高，尤其雙塔中間通道兩側的扇段；背風扇段散熱能力弱化，出口水溫也在增加，但低于塔兩側扇段的出口水溫.在風速為15 m/s時，雙塔12號扇段出口水溫已降至低于10 ℃，而1-9與2-3扇段出口水溫接近TMCR工況下43.1 ℃的進口水溫，溫度值相差巨大.

(4)在環(huán)境溫度-20 ℃、環(huán)境風速15 m/s的條件下，間冷塔冷卻扇段會發(fā)生大面積的凍結，電廠必須增加運營成本，采取有效的防凍措施進行防范，保障間冷塔運行的安全性.