不同環(huán)境風向和風速下兩種直接空冷凝汽器單元換熱性能的仿真對比

王 濤， 陰繼翔， 賀小怡

(太原理工大學 電氣與動力工程學院， 山西 太原 030024)

0 引 言

近年來， 電力工業(yè)發(fā)展迅猛， 截至2016年底， 我國煤電在全國發(fā)電裝機容量的占比達到57.33%[1]. 而我國煤炭資源主要分布于北方水資源匱乏地區(qū)， 直接空冷機組由于其良好的節(jié)水性能在該類地區(qū)得到了廣泛應用. 根據(jù)直接空冷機組長期的運行經(jīng)驗， 當?shù)丨h(huán)境風的風向和風速是影響機組安全經(jīng)濟運行的主要因素.

為降低環(huán)境風對直接空冷凝汽器換熱性能的影響， 國內(nèi)外許多學者在此方面做了大量研究. Borghei L等[2]模擬了空冷島在兩種環(huán)境風向下的換熱性能， 結果表明空冷島的熱風回流隨環(huán)境風速的增大而增大. 何偉峰等[3]通過在空冷凝汽器翅片管內(nèi)加載凝結程序的方法， 對不同環(huán)境風溫、 風速下的直接空冷單元進行了數(shù)值研究. 張學鐳等[4-5]為削弱環(huán)境橫風對空冷凝汽器換熱性能的影響， 分別提出在空冷單元底部加裝一種進風擴壓裝置和導流葉柵來提高空冷單元的換熱效率. 程友良等[6]通過在空冷單元內(nèi)部加裝結合形導流板來改善空冷單元內(nèi)部的空氣流場， 以提高空冷凝汽器的換熱效果. 以上學者都是針對“Λ”型布置方式的直接空冷凝汽器展開研究， 而楊建國等[7]提出一種新的“V”型布置方式的直接空冷單元. 陳磊[8]對一種由引風式“V”型空冷單元組成的空冷島進行了數(shù)值研究， 發(fā)現(xiàn)在環(huán)境風的影響下， 空冷島迎風側(cè)空冷單元的換熱性能得到了顯著改善. Zhang等[9]研究了迎面速度分布對兩種不同布置方式的直接空冷凝汽器換熱的影響， 并通過數(shù)值模擬指出， “V”型直接空冷凝汽器單元內(nèi)部的速度分布更加均勻.

前人的研究主要局限于環(huán)境風對“Λ”型直接空冷凝汽器換熱性能的影響， 而對于新提出的“V”型直接空冷凝汽器的研究還不夠深入. 本文在現(xiàn)有研究的基礎上， 利用FLUENT軟件對兩種不同布置方式的直接空冷凝汽器單元進行數(shù)值模擬， 對比分析了環(huán)境風對兩種直接空冷凝汽器單元換熱性能的影響， 為強化直接空冷單元的換熱性能提供有價值的理論依據(jù).

1 物理模型及計算方法

1.1 幾何模型及網(wǎng)格劃分

圖 1 為“V”型和“Λ”型直接空冷單元的結構示意圖. 兩種直接空冷單元的結構尺寸為11.3 m×11.5 m×13.84 m， 風機直徑為9.14 m， 換熱器采用扁平蛇形翅片結構， 空冷平臺距地面高度為40 m， 兩種直接空冷單元的計算域為91.3 m×91.5 m×93.84 m.

圖 1 兩種直接空冷單元的結構示意圖Fig.1 Structure schematic diagram of two direct air-cooled units

用Gambit軟件建立幾何模型并對計算區(qū)域采用分塊劃分的方法進行網(wǎng)格化. 將計算域分為27個區(qū)域， 空冷單元內(nèi)部不規(guī)則的區(qū)域采用四面體網(wǎng)格劃分， 其它區(qū)域均采用六面體網(wǎng)格， 并對空冷單元進行網(wǎng)格加密(見圖 2). “V”型直接空冷凝汽器計算域的網(wǎng)格劃分如圖 3 所示. “Λ”型直接空冷凝汽器計算域的網(wǎng)格劃分方法與“V”型直接空冷凝汽器相同， 為節(jié)省篇幅， 此處不再提供其網(wǎng)格劃分示意圖.

圖 2 “V”型直接空冷單元的網(wǎng)格劃分Fig.2 Meshing of “V” type direct air-cooled unit

圖 3 “V”型直接空冷凝汽器的計算域Fig.3 The computational domain of “V” type direct air-cooled condenser

1.2 控制方程及邊界條件

標準k-ε湍流模型在工程流場和熱交換模擬中具有廣泛的應用， 因此本文采用標準k-ε湍流模型來模擬空冷單元內(nèi)空氣的流動. 假設計算域內(nèi)的流動為不可壓縮的定常流動， 不考慮輻射換熱， 控制方程見文獻[10]. 壓力和速度的耦合使用Simple算法， 各計算方程的收斂指標為： 連續(xù)性方程為10-5， 動量方程及能量方程為10-7，k-ε方程為10-7.

采用Patankar[11]提出的多孔介質(zhì)模型模擬空氣流過翅片管束產(chǎn)生的阻力變化， 將流過翅片管束的流動阻力看作是附加在動量方程的動量源項， 源項包括黏性損失和慣性損失兩項， 描述為

(1)

式中：ni為i方向的速度；a為滲透率； 黏性阻力系數(shù)μ和慣性阻力系數(shù)C2參考文獻[12]的實驗數(shù)據(jù). 翅片管束的換熱采用Fluent中的散熱器模型， 設置為散熱器邊界[13].

風機采用集總參數(shù)的思想簡化為一個薄面， 風機的性能曲線采用霍林河電廠空冷風機的性能曲線， 通過對軸流風機的靜壓與流量的性能曲線進行擬合， 得出風機靜壓變化與速度之間的多項關系式

Δp=234.96-17.86n+1.185n2-0.135n3.(2)

計算模型進口采用速度入口邊界條件， 風速沿高度的變化規(guī)律服從冪指函數(shù)分布[13]

u=u10(z/10)a,(3)

式中：u為沿高度方向的風速；u10為距地面10 m高度處的平均風速， 模型中分別取1, 3, 5, 7, 9, 11 m/s；z為高度；a為地面粗糙度， 本文取為0.2. 出口采用壓力出口邊界條件， 計算區(qū)域底部為地面， 設為等溫邊界條件， 取為293 K.

模型中蒸汽分配管和凝結水箱為恒壁溫邊界條件， 分別取為330 K和320 K， 空冷單元四周的擋風墻和軸流風機風筒定義為無滑移的耦合壁面(見圖 2)， 計算域的其它面取為對稱邊界條件.

1.3 網(wǎng)格無關性驗證

為確保計算的準確性， 對不同網(wǎng)格數(shù)目下的“V”型直接空冷單元進行數(shù)值模擬， 軸流風機出口空氣流量變化如圖 4 所示. 由圖可知， 當網(wǎng)格數(shù)為8.62×105時， 風機出口流量已基本保持不變. 網(wǎng)格數(shù)為8.62×105與網(wǎng)格數(shù)為1.443 1×106時的計算結果相比， 風機的出口流量低了0.33%. 為節(jié)省計算成本， 并確保模型的計算精度， 本文采用8.62×105的網(wǎng)格數(shù)進行計算.

圖 4 風機出口流量與網(wǎng)格數(shù)量的關系Fig.4 The relationship between the outlet flow of fans and the number of grids

1.4 數(shù)據(jù)處理

空氣側(cè)的吸熱量為

Qa=Gacp(ta2-ta1),(4)

式中：Qa為管外空氣側(cè)吸熱量， MW；Ga為空氣質(zhì)量流量， kg/s；cp為空氣的定壓比熱容， kJ/(kg·K)；ta1和ta2分別為管束入口和出口空氣溫度， K.

凝汽器空氣側(cè)的表面對流換熱系數(shù)為

(5)

式中：h0為凝汽器空氣側(cè)的表面對流換熱系數(shù)， W/(m2·K)；Ar和Af分別為扁平管面積和翅片面積， m2；hf為翅片取頂端溫度時的翅片效率， 其計算方法見文獻[14]中的公式(2-40)， 不同工況下的翅片效率可以通過迭代來獲得； Δtm為空氣側(cè)對流換熱的對數(shù)平均溫差， K.

空氣側(cè)對流換熱的對數(shù)平均溫差為

(6)

式中：tt為管壁的平均溫度， K.

1.5 模型驗證

為驗證本文計算方法的準確性， 對文獻[10]所研究的“Λ”型直接空冷單元進行數(shù)值模擬， 并將計算結果與文獻提供的數(shù)據(jù)進行對比. 表 1 為文獻[10]中直接空冷單元的散熱量與軸流風機進風量的實驗數(shù)據(jù)， 表2為相應工況下的數(shù)值模擬結果. 取相同的環(huán)境溫度和環(huán)境風速時， 數(shù)值模擬結果在設計工況下與實驗結果相比誤差最小， 風機進風量和空冷單元散熱量的誤差分別為1.1%和6.3%； 數(shù)值模擬結果在實驗1工況下與實驗結果相比誤差最大， 風機進風量和空冷單元散熱量的誤差分別為1.3%和13.7%. 分析模擬結果與實驗結果基本吻合， 可見本文的模型及算法有效可靠.

表 1 “Λ”型直接空冷單元的實驗結果

表 2 “Λ”型直接空冷單元的數(shù)值模擬結果

2 計算結果分析

規(guī)定垂直于直接空冷單元蒸汽分配管的環(huán)境風為X風向， 平行于直接空冷單元蒸汽分配管的環(huán)境風為Y風向， 沿正X和正Y之間45°方向的斜向風為45°風向. 空冷單元在Y=0截面的流場取計算域Y軸的中剖面， 出口速度分布取平行于翅片管束20 cm高度處的斜截面.

2.1 兩種空冷單元在X環(huán)境風向下的流場分析

在環(huán)境風速為11 m/s時， 圖5(a)和圖5(b)分別為“Λ”型和“V”型空冷單元在Y=0截面處的內(nèi)部流場， 圖6(a)和圖6(b)分別為“Λ”型和“V”型空冷單元的出口速度分布.

圖 5 兩種空冷單元在環(huán)境風速為11 m/s時Y=0截面處的速度場Fig.5 The velocity field at Y=0 cross section of two air-cooled units at ambient wind speed of 11 m/s

對比分析圖 5 可知， 在環(huán)境風速為11 m/s時， 當環(huán)境風沿正X方向掠過時， 兩種空冷單元迎風側(cè)(左側(cè))翅片管束內(nèi)部均出現(xiàn)流場惡化現(xiàn)象. 對于“Λ”型空冷單元， 其內(nèi)部的流動空間是相連通的， 流場的惡化不僅降低了其迎風側(cè)(左側(cè))翅片管束內(nèi)部的空氣流速， 也使其背風側(cè)(右側(cè))翅片管束頂部的空氣流速下降， 導致“Λ”型空冷單元左右兩側(cè)翅片管束的出口速度明顯下降(見圖 6)， 不利于空氣的熱交換， 從而使空冷單元的換熱性能下降. 而對于“V”型空冷單元， 由于翅片管束將空冷單元內(nèi)部的流動空間分隔為左右兩個部分， 流場的惡化只對迎風側(cè)(左側(cè))翅片管束造成影響， 使迎風側(cè)翅片管束的出口速度下降， 對背風側(cè)(右側(cè))翅片管束的出口速度影響較小(見圖 6). 可見，X風向的環(huán)境風對“Λ”型空冷單元的影響比“V”型空冷單元大.

圖 6 兩種空冷單元在環(huán)境風速為11 m/s時的出口速度分布Fig.6 Distribution of outlet velocity for two air-cooled units at an ambient wind speed of 11 m/s

2.2 X風向環(huán)境風對兩種空冷單元換熱性能的影響

如圖 7 為兩種直接空冷單元在X環(huán)境風向下風機的進風量隨環(huán)境風速的變化關系.

圖 7 風機進風量隨環(huán)境風速的變化Fig.7 Fan flow changes with the ambient wind speed

由圖 7 可知， 隨著環(huán)境風速的增大， 兩種空冷單元風機的進風量都呈下降趨勢， 且在環(huán)境風速較大時近似呈線性規(guī)律變化. 當環(huán)境風速為3 m/s 時， “V”型空冷單元比“Λ”型空冷單元風機的進風量高1.67 m3/s； 當環(huán)境風速為11 m/s時， “V”型空冷單元比“Λ”型空冷單元風機的進風量高18.73 m3/s. 可見， 隨著環(huán)境風速的增大， “V”型空冷單元與“Λ”型空冷單元風機進風量之間的差距逐漸增大， 且“V”型空冷單元的風機進風量較高， 這是因為環(huán)境風在X來流方向時， “V”型空冷單元迎風側(cè)(左側(cè))翅片管束阻礙了其內(nèi)部渦流區(qū)向空冷單元右側(cè)流動空間的進一步發(fā)展， 從而降低了渦流對風機進口氣流的擾動， 而背風側(cè)(右側(cè))翅片管束對空冷單元右側(cè)流動空間內(nèi)的氣流有一定的引導作用， 可以提升風機的進風量， 且在環(huán)境風速越大時， 這種作用越明顯.

X風向的環(huán)境風對兩種直接空冷單元換熱量和空氣側(cè)的對流換熱系數(shù)的影響如圖 8 和圖 9 所示. 從圖中可以看出， 在X環(huán)境風向下， 兩種空冷單元的換熱量和空氣側(cè)的對流換熱系數(shù)都隨環(huán)境風速的增大而降低， 且“Λ”型空冷單元的換熱量和空氣側(cè)對流換熱系數(shù)的最大降幅分別為 34.02%和35.4%， 而“V”型空冷單元的最大降幅分別為30.75%和32.25%. 可見，X風向的環(huán)境風對“Λ”型空冷單元換熱性能的影響較大， 而“V”型空冷單元的換熱性能在X環(huán)境風向的影響下表現(xiàn)得更穩(wěn)定.

圖 8 兩種空冷單元換熱量與環(huán)境風速的關系Fig.8 Relationship between heat transfer capacity and ambient wind speed of two air-cooled units

圖 9 兩種空冷單元空氣側(cè)對流換熱系數(shù)與環(huán)境風速的關系Fig.9 Relationship between air convection heat transfer coefficient and ambient wind speed of two air-cooled units

由圖可知， 當環(huán)境風速小于3 m/s時， “V”型空冷單元的換熱量和空氣側(cè)對流換熱系數(shù)略?。?而隨著環(huán)境風速的進一步增大， “V”型空冷單元的換熱量和空氣側(cè)對流換熱系數(shù)逐漸高于“Λ”型空冷單元. 在環(huán)境風速為11 m/s時， 兩種空冷單元換熱性能之間的差距最大， 此時， “V”型空冷單元和“Λ”型空冷單元的換熱量分別為12.46 MW和11.92 MW， 前者較后者的換熱量提升了4.5%； “V”型空冷單元和“Λ”型空冷單元的空氣側(cè)對流換熱系數(shù)則分別為18.35 W/(m2·K)和17.63 W/(m2·K)， 前者較后者的對流換熱系數(shù)提升了4.08%. 由此可見， 當X風向的環(huán)境風速較大時， “V”型空冷單元比“Λ”型空冷單元的換熱性能好.

2.3 兩種空冷單元在Y環(huán)境風向下的流場分析

在環(huán)境風速為11 m/s時， 圖10(a)和圖10(b) 分別為“Λ”型和“V”型空冷單元在Y=0截面處的內(nèi)部流場， 圖11(a)和圖11(b)分別為“Λ”型和“V”型空冷單元的出口速度分布.

圖 10 兩種空冷單元在環(huán)境風速為11 m/s時Y=0截面處的速度場Fig.10 The velocity field at Y=0 cross section of two air-cooled units at ambient wind speed of 11 m/s

圖 11 兩種空冷單元在環(huán)境風速為11 m/s時的出口速度分布Fig.11 Distribution of outlet velocity for two air-cooled units at an ambient wind speed of 11 m/s

由圖 10 可知， 在Y環(huán)境風向的影響下， “Λ”型空冷單元內(nèi)部的低流速區(qū)更為明顯， 其內(nèi)部的空氣流速明顯比“V”型空冷單元小， 這表明“Λ”型空冷單元內(nèi)部的空氣流動受環(huán)境風的影響更為敏感. 對比“V”型空冷單元左右兩側(cè)翅片管束內(nèi)部的速度分布可知， 其左側(cè)翅片管束內(nèi)部的流速較高. 由于翅片管束將“V”型空冷單元內(nèi)部的流動空間分隔為左右兩個部分， 而空冷單元內(nèi)部的空氣在風機的作用下旋轉(zhuǎn)上升， 這就使得空氣在“V”型空冷單元內(nèi)部左右兩側(cè)空間內(nèi)的旋轉(zhuǎn)方向不一致. 在空冷單元右側(cè)， 氣流的旋轉(zhuǎn)方向與環(huán)境風的來流方向一致， 降低了這一側(cè)的空氣流量， 從而使這一側(cè)出現(xiàn)流場惡化， 這也導致了“V”型空冷單元右側(cè)翅片管束的出口速度高于左側(cè)(見圖 11).

對于“Λ”型空冷單元， 在環(huán)境風與風機的共同作用下， 其內(nèi)部的流場惡化也靠近右側(cè)翅片管束， 而由于其內(nèi)部的流動空間是連通的， 從而使內(nèi)部的流場惡化對左右兩側(cè)翅片管束都造成很大影響， 這也導致了“Λ”型空冷單元左右兩側(cè)翅片管束的出口速度均下降， 且近似呈對稱分布(見圖 11). 因此， 相比于“Λ”型空冷單元， “V”型空冷單元在一定程度上可以減小Y風向環(huán)境風的擾動.

2.4 Y風向環(huán)境風對兩種空冷單元換熱性能的影響

兩種直接空冷單元在Y風向下的風機進風量隨環(huán)境風速的變化關系如圖 12 所示.

圖 12 風機進風量隨環(huán)境風速的變化Fig.12 Fan flow changes with the ambient wind speed

由圖 12 可知， 當環(huán)境風速小于3 m/s時， 兩種空冷單元風機進風量的下降趨勢較緩； 而隨著環(huán)境風速的進一步增大， 兩種空冷單元風機進風量的下降趨勢都呈線性規(guī)律變化. 當環(huán)境風速為3 m/s 時， “V”型空冷單元比“Λ”型空冷單元風機的進風量高 8.52 m3/s； 當環(huán)境風速為9 m/s時， “V”型空冷單元比“Λ”型空冷單元風機的進風量高 8.68 m3/s. 可見， 在環(huán)境風速較大時， 兩種空冷單元風機進風量之間的差距基本保持不變， 這是因為“V”型空冷單元內(nèi)部的氣流在Y環(huán)境風向的影響下表現(xiàn)的比“Λ”型空冷單元更穩(wěn)定， 減小了空冷單元內(nèi)部空氣流動對風機進口氣流的擾動， 從而使“V”型空冷單元風機進風量高于“Λ”型空冷單元.

如圖 13 和圖 14 分別為兩種直接空冷單元在Y風向下的換熱量和空氣側(cè)的對流換熱系數(shù)與環(huán)境風速的關系曲線. 由圖可知， 兩種直接空冷單元的換熱量和空氣側(cè)對流換熱系數(shù)都隨環(huán)境風速的增大而降低， 且“Λ”型空冷單元換熱量和空氣側(cè)對流換熱系數(shù)的最大降幅分別為32.14%和33.55%， 而“V”型空冷單元的最大降幅分別為30.64%和31.79%. 可見，Y風向的環(huán)境風對“V”型空冷單元換熱性能的影響比“Λ”型空冷單元小.

圖 13 兩種空冷單元換熱量與環(huán)境風速的關系Fig.13 Relationship between heat transfer capacity and ambient wind speed of two air-cooled units

圖 14 兩種空冷單元空氣側(cè)對流換熱系數(shù)與環(huán)境風速的關系Fig.14 Relationship between air convection heat transfer coefficient and ambient wind speed of two air-cooled units

由圖可知， 當環(huán)境風速大于3 m/s時， “V”型空冷單元的換熱量和空氣側(cè)對流換熱系數(shù)比“Λ”型空冷單元高. 在環(huán)境風速為9 m/s時， “V”型空冷單元的換熱量和空氣側(cè)對流換熱系數(shù)分別為13.65 MW和20.23 W/(m2·K)； 而“Λ”型空冷單元的換熱量和空氣側(cè)對流換熱系數(shù)分別為13.38 MW和19.84 W/(m2·K). 此時， 兩種空冷單元之間的換熱量和空氣側(cè)對流換熱系數(shù)相差最大， “V”型空冷單元的換熱量和空氣側(cè)對流換熱系數(shù)比“Λ”型空冷單元分別高2%和1.97%. 因此， 當Y環(huán)境風向的風速較大時， “V”型空冷單元的換熱性能比“Λ”型空冷單元好.

2.5 兩種空冷單元在45°環(huán)境風向下的流場分析

在45°風向下， 當環(huán)境風速為11 m/s時， 圖15(a)和圖15(b)分別為“Λ”型和“V”型空冷單元在Y=0截面處的內(nèi)部流場， 圖16(a)和圖16(b)分別為“Λ”型和“V”型空冷單元的出口速度分布.

圖 15 兩種空冷單元在環(huán)境風速為11 m/s時Y=0截面處的速度場Fig.15 The velocity field at Y=0 cross section of two air-cooled units at ambient wind speed of 11 m/s

圖 16 兩種空冷單元在環(huán)境風速為11 m/s時的出口速度分布Fig.16 Distribution of outlet velocity for two air-cooled units at an ambient wind speed of 11m/s

由圖15可知， 在45°環(huán)境風向的影響下， 兩種空冷單元內(nèi)部均出現(xiàn)大面積的流場惡化， 這主要是因為環(huán)境風使軸流風機的入口產(chǎn)生流動畸變， 使空冷單元內(nèi)部產(chǎn)生渦流， 從而導致空冷單元內(nèi)部出現(xiàn)流場惡化. “Λ”型空冷單元內(nèi)部的流場惡化位于其中部偏左的位置， 這使得空冷單元左右兩側(cè)翅片管束均受到影響， 導致其左右兩側(cè)的出口速度明顯下降(見圖16)， 不利于空氣的熱交換， 從而降低“Λ”型空冷單元的換熱性能. 而“V”型空冷單元內(nèi)部的流場惡化位于其左側(cè)， 主要降低了其左側(cè)翅片管束的出口速度(見圖16)， 這是因為“V”型空冷單元內(nèi)部左側(cè)的流動空間位于45°環(huán)境風向的迎風側(cè)， 導致環(huán)境風對此部分的影響較大. 由此可見， 45°風向的環(huán)境風對“Λ”型空冷單元內(nèi)部的空氣流動擾動較大， 從而導致其換熱性能比“V”型空冷單元差.

2.6 45°風向環(huán)境風對直接空冷單元換熱性能的影響

在45°環(huán)境風向下， 兩種直接空冷單元風機的進風量隨環(huán)境風速的變化關系如圖17所示. 由圖可知， 隨著環(huán)境風速的增大， 兩種空冷單元風機的進風量都呈下降趨勢. 當環(huán)境風速為3 m/s時， “V”型空冷單元比“Λ”型空冷單元風機的進風量高4.27 m3/s； 當環(huán)境風速為11 m/s時， “V”型空冷單元比“Λ”型空冷單元風機的進風量高16.9 m3/s. 可見， 隨著環(huán)境風速的增大， 兩者風機進風量之間的差距逐漸變大， 這是因為環(huán)境風速越大， “Λ”型空冷單元內(nèi)部產(chǎn)生的渦流比“V”型空冷單元越劇烈， 而渦流會對風機進口的氣流造成很大擾動， 從而使“Λ”型空冷單元風機進風量的下降幅度更大.

圖 17 風機進風量隨環(huán)境風速的變化Fig.17 Fan flow changes with the ambient wind speed

如圖 18 和圖 19 分別為兩種直接空冷單元在45°環(huán)境風向下的換熱量和空氣側(cè)的對流換熱系數(shù)隨環(huán)境風速的變化關系. 由圖可知， 兩種空冷單元的換熱量和空氣側(cè)的對流換熱系數(shù)都隨環(huán)境風速的增大而降低， 且“Λ”型空冷單元的換熱量和空氣側(cè)對流換熱系數(shù)的最大降幅分別為34.79%和35.5%； 而“V”型空冷單元的最大降幅分別為31.57%和32.9%. 可見， “Λ”型空冷單元的換熱性能受45°風向環(huán)境風的影響比“V”型空冷單元更敏感.

從圖中可以看出， 當環(huán)境風速大于3 m/s時， “V”型空冷單元的換熱量和空氣側(cè)對流換熱系數(shù)比“Λ”型空冷單元高， 且隨著環(huán)境風速的增大， 兩種空冷單元之間的換熱量和空氣側(cè)對流換熱系數(shù)差距逐漸變大. 在環(huán)境風速為11 m/s時， “V”型空冷單元的換熱量和空氣側(cè)對流換熱系數(shù)分別為12.32 MW和18.18 W/(m2·K)， 而“Λ”型空冷單元的換熱量和空氣側(cè)對流換熱系數(shù)分別為11.79 MW 和17.41 W/(m2·K). 此時， 兩種空冷單元之間的換熱量和空氣側(cè)對流換熱系數(shù)相差最大， “V”型空冷單元的換熱量和空氣側(cè)對流換熱系數(shù)比“Λ”型空冷單元分別高4.49%和4.42%. 因此， 當45°環(huán)境風向的風速較大時， “V”型空冷單元的換熱性能比“Λ”型空冷單元好.

圖 18 兩種空冷單元換熱量與環(huán)境風速的關系Fig.18 Relationship between heat transfer capacity and ambient wind speed of two air-cooled units

圖 19 兩種空冷單元空氣側(cè)對流換熱系數(shù)與環(huán)境風速的關系Fig.19 Relationship between air convection heat transfer coefficient and ambient wind speed of two air-cooled units

3 結 論

通過對兩種直接空冷單元在不同環(huán)境風向下的換熱性能和流場的對比分析， 得出以下結論：

1) 在不同環(huán)境風向的影響下， 兩種空冷單元內(nèi)部均出現(xiàn)了不同程度的流場惡化現(xiàn)象. “Λ”型空冷單元內(nèi)部的流場惡化對其左右兩側(cè)的翅片管束均會造成影響， 而“V”型空冷單元左右兩側(cè)翅片管束受流場惡化的影響比“Λ”型空冷單元小.

2) “V”型空冷單元受環(huán)境風的擾動比“Λ”型空冷單元更小， 換熱性能更穩(wěn)定.

3) 與“Λ”型空冷單元相比， “V”型空冷單元在環(huán)境風速較大時的換熱性能較好， 其換熱量在X風向、Y風向和45°風向下最高比“Λ”型空冷單元分別高4.5%、 2%和4.49%.