李金芳，韓高巖，謝娜，張曉晴，王智

（1.杭州意能電力技術(shù)有限公司，杭州 310012；2.國網(wǎng)浙江省電力有限公司電力科學研究院，杭州 310014；3.華北電力大學（保定）動力工程系，河北 保定 071003）

0 引言

三塔合一系統(tǒng)［1-2］是將脫硫塔、煙囪內(nèi)置于間接空冷塔［3-4］內(nèi)，通過間接空冷塔內(nèi)的空氣稀釋并抬升煙氣［5-6］。三塔合一系統(tǒng)節(jié)省了煙囪的造價，并且能提升煙氣的擴散高度，具有很大的環(huán)保優(yōu)勢。三塔合一系統(tǒng)通常采用濕法脫硫，經(jīng)過濕法脫硫后的煙氣溫度較低，需要借助間接空冷塔內(nèi)空氣的熱量提升擴散高度，在無風或者風速較小的環(huán)境下，三塔合一系統(tǒng)可以將煙氣抬升至較高的高度，減少對周圍環(huán)境的污染［7］。但是由于三塔合一系統(tǒng)的抗風能力弱，在環(huán)境風增大時，煙氣會向背風側(cè)下洗，造成對塔壁和環(huán)境的污染。煙氣中含有SO2氣體，SO2受環(huán)境濕度的影響會對空冷塔造成不同程度的腐蝕［8-9］，如混凝土剝落、鋼筋銹蝕等問題，給空冷塔運行帶來極大的安全隱患，所以有必要研究三塔合一系統(tǒng)煙氣的擴散規(guī)律。

浮杰［10］使用CFD（計算流體動力學）軟件研究了三塔合一塔內(nèi)流場的特點，結(jié)果表明：煙氣排放可以增大冷卻塔的抽力，冷卻塔高徑比越大，其排放效果越好。席新銘［11］對三塔合一進行數(shù)值模擬，獲得了不同風溫、風速以及煙囪高度等關(guān)鍵參數(shù)對間接空冷塔流動和傳熱性能的影響規(guī)律。崔克強［12］等采用S/P 模式開展了不同大氣穩(wěn)定度條件下、不同風速時煙氣抬升對比的計算，并與煙囪排放煙氣進行了對比，結(jié)果表明：在弱風情況下，冷卻塔排煙高度遠大于煙囪，但當風速大于4.5 m/s時，煙囪排放煙氣高度高于冷卻塔排放煙氣抬升高度。王康慧［13］等采用不同方法計算了冷卻塔下風向空腔區(qū)的范圍，并研究了空腔區(qū)對污染物落地濃度的影響，結(jié)果表明：污染物濃度在空腔區(qū)內(nèi)呈現(xiàn)增大趨勢，污染物在遠離空腔區(qū)時大致穩(wěn)定或存在小幅波動。蔣曉峰［14］等對污染物擴散進行了研究，并對冷卻塔進行了結(jié)構(gòu)優(yōu)化。王夢潔［15］研究了脫硫塔、煙囪在塔內(nèi)不同偏心距離對三塔合一系統(tǒng)熱力特性的影響，并且建立了數(shù)值模擬的迭代流程，分析了環(huán)境對機組背壓的影響，為發(fā)電廠實際運行調(diào)節(jié)提供依據(jù)。焦慶雅［16］對三塔合一內(nèi)部流場進行了分析，并使用擋風板對內(nèi)部流場進行優(yōu)化，結(jié)果表明：擋風板在無風或者低風速時會使通風量降低，大風工況時則可以大大改善流場。趙文升［17］等通過數(shù)值模擬研究結(jié)構(gòu)參數(shù)對三塔合一系統(tǒng)熱力性能的影響，并以通風量和冷卻水出口水溫為標準獲得了最優(yōu)參數(shù)?？椎聺M［18］等基于CFD方法研究了三塔合一系統(tǒng)脫硫裝置對進風量的影響和不同風速下的煙氣擴散能力，結(jié)果表明：脫硫裝置對空冷塔的進風量和散熱量幾乎無影響，并且隨著風速增大，煙氣擴散高度呈現(xiàn)先降低后不變的趨勢。劉昆［19］分析對比了不同工況下煙氣流動特性，并提出了采用加高煙囪和加裝風機來進行流場調(diào)控的方案，結(jié)果表明：當負荷降低時，間接空冷塔的流動換熱惡化，隨著風速增大，換熱也會惡化，并且風速過大時環(huán)境風會穿透冷卻塔，不利于冷卻塔安全運行；加裝風機可以改善塔內(nèi)流動換熱特性，并且在有環(huán)境風的條件下風機能很好地促進煙氣流動；加高煙囪可以使煙氣偏折程度降低，并使氣流受橫風的抑制降低。Yang Shuo［20］等使用數(shù)值模擬研究了三塔合一系統(tǒng)內(nèi)部流場隨喉部變化的規(guī)律，研究結(jié)果表明：喉部越短，煙氣和進塔氣流混合越劇烈。Takenobu［21］等使用風洞試驗的方法對三塔合一進行了研究，使用示蹤氣體記錄氣體的流動，最終得到了煙氣的擴散區(qū)間。

環(huán)境風速、溫度以及空冷塔的幾何參數(shù)均會對三塔合一系統(tǒng)的性能造成不同程度的影響［22-24］，負荷變化也會影響三塔合一系統(tǒng)的性能。但是以往對于三塔合一系統(tǒng)的研究，缺少負荷變化對煙氣擴散影響的研究，所以本文建立了三塔合一系統(tǒng)變負荷模型，計算并研究了不同負荷下煙氣的擴散規(guī)律，并對冷卻塔在不同負荷下的冷卻效果進行了分析。

1 數(shù)值模型

1.1 模型和計算方法

使用Gambit 軟件建立三塔合一間接空冷塔的模型，并進行了網(wǎng)格劃分，采用流體計算軟件Fluent 2021 R1 進行計算。三塔合一系統(tǒng)如圖1 所示，其參數(shù)如表1所示，扇區(qū)劃分如圖2所示，其中扇區(qū)1、2、11、12為迎風扇區(qū)，扇區(qū)3、4、9、10為側(cè)風扇區(qū)，扇區(qū)5、6、7、8為背風扇區(qū)。

表1 三塔合一系統(tǒng)基本參數(shù)Table 1 Basic parameters of the "three-in-one"towers system m

圖1 三塔合一系統(tǒng)示意圖Fig.1 Schematic diagram of the "three-in-one"tower system

圖2 扇區(qū)劃分示意圖Fig.2 Schematic diagram of sector division

近年來中國多年平均風速為2.14 m/s，三北地區(qū)年平均風速最大，為3 m/s［25］。5 m/s 的風速雖然在全國發(fā)生的概率在0.05 以下［26］，但此風速會發(fā)生腐蝕并且發(fā)生概率相對其他更大風速要大。而三塔合一系統(tǒng)在無風或風速較小時，其空氣對煙氣包裹性較好，并且在環(huán)境中抬升較高，不會對塔壁以及環(huán)境造成影響。因此，選擇距離地面10 m 處環(huán)境風速為5 m/s 作為計算條件，該模型采用冪指數(shù)風廓線來模擬環(huán)境風速，風速表示為：

式中：u10為高度10 m 處環(huán)境風的風速；y為相應(yīng)點的高度；u為對應(yīng)高度的風速。

冪指數(shù)風廓線隨高度的變化如圖3所示。

圖3 冪指數(shù)風廓線隨高度變化示意圖Fig.3 Schematic diagram of exponential wind profile changing with height

本算例參考2×1 000 MW 發(fā)電廠的模型，設(shè)置兩個間接空冷塔，其中一個為普通間冷塔，另一個間冷塔內(nèi)放置脫硫裝置和煙囪，煙囪排放兩個機組煙氣。選定20 ℃（春秋季節(jié)）作為環(huán)境風的溫度，環(huán)境出口設(shè)置為壓力出口，煙囪出口設(shè)置為速度入口，煙氣速度設(shè)置為28 m/s，煙氣溫度設(shè)置為47 ℃。采用Fluent 組分運輸模型模擬煙氣的流動，煙氣組分如表2所示，重力加速度設(shè)置為9.8 m/s，湍流模型選擇Realizable 的κ-ε模型，對于能量方程的殘差設(shè)置為10-7，其他方程均設(shè)置為10-4，壓力離散格式選擇PRESTO！，其他選項設(shè)置為二階迎風格式進行計算。

表2 煙氣組分Table 2 Flue gas components

對模型做出以下假設(shè)：氣體為理想不可壓縮氣體，換熱與流動為定常條件，冷卻塔壁面、煙囪壁面、脫硫塔壁面以及地面均設(shè)置為絕熱條件，且為無滑移壁面，散熱器簡化為多孔介質(zhì)。

散熱器尺寸為28 m×2.6 m×0.199 5 m，兩片散熱器形成一個冷卻三角，模型如圖4所示，其尺寸為28 m×2.815 m×2.772 m。

圖4 冷卻三角模型示意圖Fig.4 Schematic diagram of the cooling triangle model

對于簡單均勻的多孔介質(zhì)：

式中：Si為動量方程源項；ν為速度；α為滲透率；C2為慣性阻力系數(shù)；μ為動力粘度。

對散熱器進行建模及數(shù)值模擬，使用最小二乘擬合法將模擬所得散熱器進出口壓差Δp與迎面風速的關(guān)系擬合成表達式：

由式（3）求得粘性阻力系數(shù)為2 564 782，慣性阻力系數(shù)為48.535 9，同時求得簡化后散熱器的孔隙率為0.72。

假設(shè)多孔介質(zhì)為恒定溫度，其溫度值等于出口、入口水溫的算術(shù)平均值。假定每個扇區(qū)的冷卻三角具有相同的出口、入口水溫和循環(huán)水流量，同一負荷下冷卻塔的散熱量等于循環(huán)水在凝汽器的吸熱量，并且換熱是穩(wěn)定的，對于給定的負荷，先給定入口水溫的初值，通過熱平衡計算得到出口水溫，計算后更新入口水溫，最后獲得穩(wěn)定狀態(tài)下不同負荷的出口、入口水溫，其迭代過程如圖5所示。

圖5 迭代流程Fig.5 The iterative process

1.2 網(wǎng)格以及模型驗證

使用Gambit 軟件對模型進行網(wǎng)格劃分。散熱器部分采用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分，網(wǎng)格最為密集；散熱器連接環(huán)境和塔內(nèi)的過渡區(qū)域采用三棱柱網(wǎng)格并使用比例函數(shù)逐漸擴大尺寸，這樣既可以維持精度又可以減少網(wǎng)格數(shù)量；在塔內(nèi)和外部環(huán)境區(qū)域恢復結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格。計算域網(wǎng)格如圖6所示。

圖6 計算域整體網(wǎng)格示意圖Fig.6 Schematic diagram of the overall grid of the DCF

本模型設(shè)計數(shù)據(jù)為：無風時散熱量為1 175.4 MW，環(huán)境溫度為31.5 ℃，入口水溫為63.92 ℃，出口水溫為51.1 ℃，循環(huán)水流量為78 966.4 m3/h，循環(huán)水在各扇區(qū)均勻分配。對網(wǎng)格數(shù)為3 815 268、5 020 968、6 031 549的模型進行驗證，結(jié)果如表3所示。從表3可以看出，不同參數(shù)在不同網(wǎng)格下的變化率均小于0.5%，這表示本模型通過了網(wǎng)格無關(guān)性驗證，并且計算所得數(shù)值與實際數(shù)值的誤差處于可接受范圍內(nèi)。最終選擇網(wǎng)格數(shù)為5 020 968的模型。

表3 網(wǎng)格無關(guān)性驗證結(jié)果Table 3 Results of grid independence verification

2 結(jié)果分析

2.1 不同負荷下各扇區(qū)水溫變化

對各負荷下不同扇區(qū)的出口、入口水溫進行統(tǒng)計，因為1—6 扇區(qū)和7—12 扇區(qū)是對稱的，所以僅對1—6 扇區(qū)的結(jié)果進行統(tǒng)計，統(tǒng)計結(jié)果如圖7所示。同時，為了使各扇區(qū)溫降更直觀，將不同工況下各扇區(qū)的循環(huán)水溫降進行了整理，結(jié)果如圖8所示。

圖7 各扇區(qū)出口、入口水溫Fig.7 Water temperatures at the entrances and exits of sectors

圖8 各扇區(qū)循環(huán)水出入口溫差Fig.8 Temperature differences between inlets and outlets of circulating water in sectors

如圖7所示，黑色折線為入口水溫，紅色折線為出口水溫。同一負荷下所有冷卻三角入口水溫假設(shè)為相同值，在負荷為50%～100%時的入口水溫分別為40.56 ℃、43.74 ℃、46.58 ℃、49.88 ℃、52.71 ℃、55.78 ℃?？梢钥闯觯S著負荷升高，入口水溫不斷升高，入口水溫在100%負荷時最高，在負荷為50%時最低，相差15.22 ℃。出口水溫在每一個扇區(qū)均隨著負荷增大而增大，當負荷不變時，1—4 扇區(qū)出口水溫逐漸增大，在4 扇區(qū)達到最大值，說明迎風扇區(qū)在向側(cè)風扇區(qū)過渡的過程中，扇區(qū)的換熱能力不斷衰減，并且4扇區(qū)換熱能力最差。同時由圖7 可以看出，5、6 扇區(qū)換熱效果優(yōu)于4扇區(qū)，這是因為側(cè)風扇區(qū)受側(cè)風和內(nèi)部渦流的影響較大，側(cè)風扇區(qū)的空氣流動受阻，最終導致?lián)Q熱惡化，背風側(cè)的扇區(qū)受到側(cè)風和渦流的影響較小，所以背風扇區(qū)換熱量較側(cè)風扇區(qū)增大，出口水溫更低。

由圖8可以看到各扇區(qū)的溫降情況，循環(huán)水溫降隨著負荷的增大而增大，這是因為在環(huán)境溫度一定的情況下，高負荷的循環(huán)水溫度更高，空氣與散熱器內(nèi)循環(huán)水的溫差更大，循環(huán)水和空氣的熱流增大最終使冷卻水出入口的差值增大。在負荷為100%時，1 扇區(qū)循環(huán)水溫降最多，為14.89 ℃，扇區(qū)4溫降最少，為11.72 ℃；在負荷為50%時，相同扇區(qū)的循環(huán)水溫降最少，其中1扇區(qū)溫降為7.95 ℃，4扇區(qū)溫降為4.84 ℃，達到所有計算負荷的最低點。從圖8 中還可以看出，1—4 扇區(qū)溫降逐漸變小，5、6 扇區(qū)溫降增加，說明1 扇區(qū)水溫最低，換熱最好，4 扇區(qū)水溫最高，換熱最差。

為了體現(xiàn)煙氣和熱空氣的換熱過程，選擇100%負荷時冷卻塔的溫度場進行分析，圖9—13是空冷塔不同位置處截面的溫度云圖。由圖9—13可以看出，煙氣出口處溫度最高，隨著高度的升高，煙氣逐漸和熱空氣混合，煙氣溫度逐漸降低。在冷卻塔出口處，冷卻塔內(nèi)的熱空氣、煙氣、環(huán)境空氣開始混合，并向背風側(cè)偏移。在高度10 m處，由于環(huán)境空氣受到散熱器加熱影響，冷卻塔內(nèi)部溫度明顯高于冷卻塔外，并且側(cè)風區(qū)域溫度要高于迎風區(qū)域，這是因為迎風區(qū)域通風量較大，側(cè)風區(qū)域受到渦流和側(cè)風的影響，通風量相對較小導致?lián)Q熱惡化，所以溫度更高。在高度60 m 即煙囪的出口處，煙氣剛剛排放尚未與空氣混合，同時塔內(nèi)邊緣區(qū)域溫度較高，中心區(qū)域除煙氣外溫度較低。在高度100 m 處，煙氣已經(jīng)開始和熱空氣混合，此時煙氣受到塔內(nèi)氣流影響向背風側(cè)偏移，此時煙氣和空氣仍存在較大溫差。在高度204 m即冷卻塔出口處，煙氣和熱空氣混合相對充分，煙氣和熱空氣的溫差減少，同時冷卻塔出口處兩側(cè)熱空氣與環(huán)境空氣混合，使出口下風向的空氣溫度升高。

圖9 空冷塔中心垂直平面溫度云圖Fig.9 Cloud map of vertical plane temperature in the center of air-cooling tower

2.2 不同負荷下各區(qū)域煙氣流動規(guī)律

圖14 和圖15 分別為50%負荷和100%負荷時高度10 m處水平面的速度矢量圖。從圖14、圖15可以看出，氣流通過換熱器進入冷卻塔后向背風側(cè)流動，與其他區(qū)域的氣流以及脫硫塔撞擊形成一對大的渦流，氣流進入后受到渦流阻礙，存在一個低速的區(qū)域；塔內(nèi)背風區(qū)域進入的氣流受到迎風側(cè)氣流的阻力，存在一個較小的低速區(qū)，并且隨著負荷增大在背風側(cè)形成一對小渦流。所以，塔內(nèi)的渦流是通風量減少的主要原因之一，同時脫硫塔也會在一定程度上阻礙各區(qū)域的進風。

圖10 空冷塔水平高度10 m平面的溫度云圖Fig.10 Temperature cloud map of the air-cooling tower at a horizontal height of 10 m

圖11 空冷塔水平高度60 m平面的溫度云圖Fig.11 Temperature cloud map of the air-cooling tower at a horizontal height of 60 m

圖12 空冷塔水平高度100 m平面的溫度云圖Fig.12 Temperature cloud map of the air-cooling tower at a horizontal height of 100 m

圖14 負荷為50%時的速度矢量圖Fig.14 Velocity vector diagram at 50% load

圖15 負荷為100%時的速度矢量圖Fig.15 Velocity vector diagram at 100% load

隨著負荷增加，大渦流變小，這是因為隨著負荷增大，側(cè)風扇區(qū)通風量增大，對渦流產(chǎn)生了抑制；小渦流隨著負荷增大向背風側(cè)偏移，并且在負荷為100%時分裂成兩對對稱的小渦流，這是因為迎風扇區(qū)的氣流速度增加對渦流產(chǎn)生了抑制作用，推動小渦流向后偏移，并且小渦流最終被迎風扇區(qū)的氣流分割成兩個更小的渦流?？傮w來說，高負荷運行更有利于減小塔內(nèi)渦流帶來的抑制作用。

圖16 和圖17 分別是50%負荷和100%負荷時高度10 m 處的速度云圖。由圖16、圖17 可以看出，在50%負荷時，迎風區(qū)域的氣流速度最大，側(cè)風區(qū)域完全處于低速區(qū)中，入口氣流速度最低，背風區(qū)域速度處于迎風區(qū)域和側(cè)風區(qū)域之間；相對于50%負荷時，100%負荷時塔內(nèi)藍色區(qū)域面積減小，側(cè)風區(qū)域減少得較為明顯，說明隨著負荷增大，塔內(nèi)氣流速度增大，并且對渦流產(chǎn)生了抑制作用。

圖16 50%負荷時高度10 m處的速度云圖Fig.16 Velocity cloud map at a height of 10 m at 50% load

圖17 100%負荷時高度10 m處的速度云圖Fig.17 Velocity cloud map at a height of 10 m at 100% load

不同負荷的三塔合一系統(tǒng)具有不同的抽力，抽力越大則通風量和冷卻性能越好，機組的經(jīng)濟性就會越高。對各負荷下的總通風量和平均抽力（塔底進風口處的抽力）進行統(tǒng)計，得到平均抽力及總通風量隨負荷的變化如圖18 所示，不同區(qū)域的通風量如圖19所示。

由圖18 可以看出，隨著負荷的增大，平均抽力增大，總通風量增大，總通風量在50%負荷時為48 938.27 kg/s，在100%負荷時為63 699.46 kg/s，增加了14 761.19 kg/s，是50%負荷時的1.3倍，因此，隨著負荷的增大，通風量增加比較明顯，近似呈線性增加。平均抽力隨著負荷增大而增大，在50%負荷時抽力為82.4 Pa，在100%負荷時為121 Pa，增大了38.6 Pa，為50%負荷時的1.47 倍。通風量和抽力隨著負荷增大而增大是因為循環(huán)水溫會隨著負荷增大而增大，使散熱器對空氣加熱程度提高，散熱器兩側(cè)空氣密度差增大，從而增大了抽力和通風量。

圖18 平均抽力和總通風量隨負荷的變化Fig.18 Load-varied changes of average extraction force and total ventilation capacity

圖19 所示為空冷塔不同區(qū)域通風量隨著負荷變化的規(guī)律。迎風區(qū)域在50%負荷時的通風量為20 812 kg/s，為迎風區(qū)域各負荷下通風量的最小值，100%負荷時的通風量為25 242.69 kg/s，為最大值，相差4 430.69 kg/s；背風區(qū)域通風量最大值為20 745.49 kg/s，最小值為16 442.71 kg/s，相差4 302.78 kg/s；側(cè)風區(qū)域最大值為17 711.28 kg/s，最小值11 683.57 kg/s，相差6 027.71 kg/s?？梢钥吹?，迎風區(qū)域在任何負荷下的通風量都是最大值，側(cè)風區(qū)域通風量最小，背風區(qū)域通風量介于迎風區(qū)域和側(cè)風區(qū)域之間。這是因為在側(cè)風區(qū)域雖然塔外側(cè)空氣繞流速度較快，但是會在冷卻三角內(nèi)形成渦流，阻礙進風，同時塔內(nèi)的渦流也會對進風產(chǎn)生阻礙效果，而迎風區(qū)域和背風區(qū)域不存在這種影響，所以側(cè)風區(qū)域進風量相對于其他區(qū)域減少很多。

圖19 不同區(qū)域通風量隨負荷的變化Fig.19 Load-varied changes of ventilation capacity in different areas

負荷減小時，各區(qū)域通風量均隨之減小。迎風區(qū)域和背風區(qū)域的通風量隨負荷變化相對較小，而側(cè)風區(qū)域的通風量隨負荷變化較大，負荷為50%時與100%時相差6 027.71 kg/s，相對于其他兩個區(qū)域的變化量多出約三分之一，說明相對于其他扇區(qū)，側(cè)風扇區(qū)在低負荷時流動換熱更容易惡化，這是由側(cè)風和渦流造成的。所以，當機組處于低負荷時應(yīng)對側(cè)風扇區(qū)采取一定措施，增大其通風量，以最大限度地提升換熱效率。

2.3 不同負荷下煙氣的擴散規(guī)律

距離冷卻塔不同位置的垂直于風速方向平面上SO2的分布如圖20 所示。定義最高擴散高度為此平面SO2質(zhì)量濃度等于0.5 mg/m3時的最高點距離地面的高度，擴散距離為該平面距離塔中心點的水平長度。當SO2濃度達到0.5 mg/m3時認為煙氣擴散到塔壁上，取此時的最低點為煙氣在塔壁上擴散的最低點，該位置如圖21 所示。負荷的不同會影響空冷塔的通風量和空氣的溫升，從而對煙氣的抬升產(chǎn)生影響。對不同負荷下煙氣在環(huán)境中和塔壁上的擴散規(guī)律進行了統(tǒng)計，煙氣在內(nèi)壁的擴散規(guī)律如圖22 所示，在環(huán)境中的最大高度隨距離的變化如圖23所示。

圖20 最大擴散高度和擴散距離示意圖Fig.20 Schematic diagram of maximum diffusion height and diffusion distance

圖21 煙氣擴散最低點示意圖Fig.21 Schematic diagram of the lowest point of flue gas diffusion

在有環(huán)境風的情況下，空冷塔出口處的混合氣流會受到環(huán)境風的阻礙而偏向背風側(cè)，使煙氣流出受阻。環(huán)境風還會導致塔內(nèi)產(chǎn)生渦流，空冷塔內(nèi)的SO2受到塔內(nèi)渦流的影響會被卷吸，所以塔壁容易接觸到煙氣，當風速過大時，煙氣就會擴散到塔壁上，塔壁上SO2的濃度會隨著風速增大而增大。從圖22 可以看到SO2在內(nèi)壁上隨著負荷變化的規(guī)律，在50%～100%負荷時SO2最大濃度分別為4.55 mg/m3、3.25 mg/m3、2.46 mg/m3、2.03 mg/m3、0.66 mg/m3、0 mg/m3，負荷為50%負荷時SO2最大濃度是計算工況的最大值，100%負荷時SO2的最大濃度為0 mg/m3，這時沒有SO2擴散到內(nèi)壁上，說明熱空氣對煙氣包裹性較好。在50%負荷時內(nèi)壁上SO2最低擴散到172.24 m，在100%負荷時SO2未擴散到塔壁上，記最低點在204 m，即塔的出口處，比50%負荷時高出31.76 m，可以看到，隨著負荷的增加，煙氣在塔壁上的最低點持續(xù)升高、最大濃度降低，說明隨著負荷增大，煙氣對內(nèi)壁的污染減少。這是因為隨著負荷增大，各扇區(qū)通風量增加，空氣對煙氣的包裹能力增加，所以內(nèi)壁上SO2污染程度變小。

圖22 煙氣在空冷塔內(nèi)壁的擴散規(guī)律Fig.22 Diffusion law of flue gas on the inner wall of aircooling tower

在環(huán)境風的作用下，空冷塔出口處存在兩個對稱的渦流，卷吸流出塔外的煙氣和熱空氣，同時環(huán)境風的對流沖擊也會影響煙氣的抬升，在兩種因素的綜合作用下造成煙氣流出空冷塔后下洗，從而導致煙氣在不同位置處的抬升高度受到限制。從圖23 可以看到不同負荷下煙氣各位置達到的最高點，各負荷均在0～100 m 處抬升較快，之后隨著距離增加煙氣高度緩慢上升，在距離空冷塔600 m 處煙氣擴散最高點在負荷為50%～100%時分別達到490.62 m、500.23 m、501.36 m、503.92 m、505.74 m、507.34 m。在100～600 m內(nèi)的不同距離處，100%負荷時的最高點相對于50%負荷時分別增高了12.39 m、12.91 m、14.33 m、16.12 m、16.03 m、16.72 m。結(jié)合圖表和數(shù)據(jù)可以看出，煙氣最高點在任何距離處均隨著負荷增加而增加，所以增加負荷有利于增加煙氣的抬升高度。這是因為負荷增大提升了冷卻塔的抽力，進而提升了空氣的流量，速度更快的混合氣流抵抗阻力的能力更大，而煙氣下洗的重要原因之一就是橫向風的阻力，所以高負荷運行下空冷塔出口處的混合氣流可以抬升到更高位置。同時，高負荷下空氣吸收的熱量更多，這樣煙氣和空氣的密度差增大，相對于低負荷時的煙氣具有更大的浮升力，這時煙氣逐漸被稀釋，與熱空氣混合逐漸充分，熱空氣的熱量利用更加充分，使煙氣總體抬升效果增大，有利于環(huán)境保護。

圖23 煙氣在環(huán)境中最高點隨距離的變化Fig.23 Changes of flue gas heights in the environment with distance

3 結(jié)論

1）隨著負荷增大，循環(huán)水溫、通風量、抽力等均逐漸增大，在100%負荷時分別是50%負荷時的1.38、1.3、1.47 倍，同時負荷的增大會對渦流造成一定的抑制，所以高負荷運行可以增大通風量。高負荷運行時循環(huán)水溫降增多，說明高負荷運行時的冷卻能力更好。

2）負荷的增大有利于減少內(nèi)壁上SO2的濃度。SO2在內(nèi)壁上的濃度隨著負荷增大而減小，在100%負荷時，內(nèi)壁沒有SO2的擴散。隨著負荷增大，煙氣的擴散高度也會隨之增大，在100%負荷時煙氣擴散高度最高，相對于50%負荷最多提升了16.72 m。