韓 強(qiáng)，馮 雷，劉嚴(yán)雪，毋飛翔，李 鵬，何鎖盈，高 明

（1.山東電力工程咨詢院有限公司，濟(jì)南 250013；2.山東大學(xué) 能源與動力工程學(xué)院 高效節(jié)能及儲能技術(shù)與裝備山東省工程實(shí)驗(yàn)室，濟(jì)南 250061）

0 引言

自然通風(fēng)空冷塔的換熱器常見的有塔內(nèi)布置和塔外布置，如圖1所示。換熱器塔內(nèi)布置即在空冷塔內(nèi)部一定高度位置處布置換熱器，我國常見的空冷塔的換熱器在塔外布置，即在空冷塔的進(jìn)風(fēng)位置布置換熱器。本文以換熱器塔內(nèi)布置的自然通風(fēng)空冷塔為例進(jìn)行相關(guān)研究。

圖1 自然通風(fēng)空冷塔的換熱器布置Fig.1 The heat exchanger arrangement of natural draft dry cooling towers

自然通風(fēng)空冷塔與濕冷塔相比冷卻效率偏低，且易受環(huán)境溫度影響，特別是高溫時段，空冷塔的冷卻效率極低。

針對高溫時期空冷塔效率低的問題，學(xué)者們提出雨淋冷卻、干濕式冷卻單元組合、蒸發(fā)預(yù)冷等多種優(yōu)化措施，HE［1］對各種措施進(jìn)行分析，指出了它們的優(yōu)缺點(diǎn)后，認(rèn)為噴淋蒸發(fā)預(yù)冷可使空冷塔的換熱性能得到有效改善，具有壓損小、便于維護(hù)、成本低廉等優(yōu)點(diǎn)。鑒于此，帶有噴淋蒸發(fā)預(yù)冷進(jìn)風(fēng)系統(tǒng)的空冷塔得以廣泛探究和應(yīng)用。如圖2所示，噴淋蒸發(fā)預(yù)冷系統(tǒng)安裝于空冷塔進(jìn)風(fēng)區(qū)域，借助液滴的蒸發(fā)帶走入口空氣的顯熱，增大空冷塔內(nèi)換熱器處的換熱溫差，使空冷塔性能得到有效改善。

圖2 噴淋蒸發(fā)預(yù)冷的自然通風(fēng)空冷塔示意Fig.2 Schematic diagram of NDDCT（natural draft dry cooling tower）with entering air evaporatively pre-cooled by water spray

國內(nèi)外已針對噴淋預(yù)冷空冷塔進(jìn)行了相關(guān)研究。SADAFI等［2］研究表明合適的噴嘴布置可使冷卻效率提高2.9%；田松峰等［3］指出，噴淋系統(tǒng)設(shè)計(jì)時應(yīng)合理布置噴嘴，控制噴淋水量以降低噴淋水到達(dá)換熱器表面造成腐蝕結(jié)垢的問題；SUN等［4-5］研究發(fā)現(xiàn)噴嘴噴淋方向、噴嘴位置等會直接影響噴淋蒸發(fā)預(yù)冷效果。噴淋蒸發(fā)預(yù)冷系統(tǒng)可提升自然通風(fēng)空冷塔在高溫時段的冷卻性能，但側(cè)風(fēng)的存在會使空冷塔內(nèi)空氣流場發(fā)生改變。萬超等［6］對600 MW超臨界機(jī)組SCAL（Surface Condenser Aluminium Exchangers） 型空冷塔進(jìn)行數(shù)值模擬研究，發(fā)現(xiàn)側(cè)風(fēng)下空氣流場發(fā)生改變，空氣流動阻力增加，造成空冷塔進(jìn)風(fēng)量減少、性能惡化；趙元賓等［7］針對某660 MW機(jī)組進(jìn)行建模分析，結(jié)果表明側(cè)風(fēng)的存在對最低出塔水溫影響較小，但會極大影響水溫分布均勻性，其主要原因是空氣流場不均勻。HUANG等［8］建立噴淋蒸發(fā)冷卻與側(cè)風(fēng)聯(lián)合作用對自然通風(fēng)空冷系統(tǒng)影響的三維數(shù)值模型，研究發(fā)現(xiàn)側(cè)風(fēng)下噴淋冷卻有助于散熱器入口處空氣溫度的降低，從而改善空冷塔冷卻性能。

文獻(xiàn)綜述發(fā)現(xiàn)，噴淋蒸發(fā)預(yù)冷技術(shù)是改善高溫時段空冷塔換熱性能的有效途徑，但側(cè)風(fēng)的存在會改變空冷塔內(nèi)部及其周圍的空氣動力場，研究側(cè)風(fēng)對空冷塔內(nèi)預(yù)噴淋系統(tǒng)的影響規(guī)律，對側(cè)風(fēng)下噴淋預(yù)冷系統(tǒng)的優(yōu)化設(shè)計(jì)具有重要意義。因此，本文利用FLUENT 16.2軟件建立三維數(shù)值計(jì)算模型，探究側(cè)風(fēng)對空冷塔內(nèi)預(yù)噴淋系統(tǒng)的影響規(guī)律。

1 數(shù)學(xué)模型及計(jì)算方法

1.1 幾何模型

研究所用空冷塔的幾何模型如圖3所示，其主要尺寸及運(yùn)行參數(shù)見表1［9］。

圖3 空冷塔幾何模型Fig.3 Geometry model of dry cooling tower

表1 空冷塔參數(shù)Tab.1 Parameters of dry cooling tower

為考慮外部流場對空冷塔內(nèi)部流動和換熱情況的影響，將冷卻塔外部高為600 m，半徑為250 m的空間納入模擬范圍。為節(jié)省計(jì)算時間，取半塔模型進(jìn)行計(jì)算，側(cè)風(fēng)與XZ面平行，模型設(shè)置中的邊界條件如圖4所示。

圖4 半塔模型邊界條件Fig.4 Boundary conditions of half-tower model

噴淋蒸發(fā)預(yù)冷進(jìn)風(fēng)空冷塔內(nèi)，噴淋系統(tǒng)布置在空冷塔底部進(jìn)風(fēng)區(qū)域，大體積液體進(jìn)入噴嘴，經(jīng)壓力作用噴出成為細(xì)小液滴，而后與空氣作用進(jìn)行熱質(zhì)傳遞。進(jìn)行模擬計(jì)算時，通過FLUENT軟件中自帶的噴淋蒸發(fā)冷卻模型引入噴淋過程，即通過該模型確定噴嘴類型、噴嘴的位置、噴淋流量、噴淋液滴的初始溫度、液滴粒徑、液滴初始速度等條件。

采用六面體網(wǎng)格進(jìn)行網(wǎng)格劃分。模擬過程中空氣與散熱器管束內(nèi)的循環(huán)水換熱，散熱器處的參數(shù)和換熱之后塔出口的參數(shù)尤為重要，因此建立網(wǎng)格數(shù)分別為 2 768 687，3 313 640，3 793 851的模型，對比塔出口和散熱器處的參數(shù)，結(jié)果見表2。

表2 網(wǎng)格獨(dú)立性驗(yàn)證Tab.2 Grid independence verification

由表2中數(shù)據(jù)可見，在模型網(wǎng)格數(shù)目從3 313 640增加到3 793 851時，所對比參數(shù)數(shù)值基本不發(fā)生變化，為保證計(jì)算精度并減少計(jì)算量，本文采用3 313 640網(wǎng)格數(shù)目的模型展開后續(xù)計(jì)算工作。

1.2 數(shù)值方法

采用Eulerian-Lagrangian方法對噴淋蒸發(fā)冷卻的兩相流過程進(jìn)行描述，空氣作為連續(xù)相由Eulerian法描述，液滴作為離散相由Lagrangian法描述，采用雙向耦合算法，借助SIMPLE算法對壓力速度耦合求解，壓力采用標(biāo)準(zhǔn)離散格式。

1.2.1 連續(xù)相控制方程

空氣被視作連續(xù)相，由雷諾時均Navier-Stokes方程進(jìn)行描述，湍流作用采用k-ε模型。對N-S方程進(jìn)行封閉，在空氣的控制方程中添加液滴的質(zhì)量、動量及能量源項(xiàng)，以考慮液滴對空氣的影響。在Eulerian框架的描述下，空氣的控制方程如下：

式中 ρ——密度，kg/m3；

vi，vj——空氣速度分量，m/s；

Sm——質(zhì)量源項(xiàng)，kg/（m3·s）；

g——重力加速度，m/s2；

P——壓力，Pa；

μ——空氣動力黏度，kg/（m·s）；

δ——平均應(yīng)變張量，1/s；

Smo——動量源項(xiàng)，kg/（m2·s2）；

E——內(nèi)能，J；

hi'——物質(zhì) i'的比焓，J/kg；

Ji'——物質(zhì) i'的擴(kuò)散通量，kg/（m2·s）；

ka——空氣導(dǎo)熱系數(shù)，W/（m·K）；

T——連續(xù)相溫度，K；

Φ——黏性耗散，W/m3；

Se——能量源項(xiàng)，W/m3；

Yj——物質(zhì)j的質(zhì)量分?jǐn)?shù)。

Sm，Smo，Se為考慮液滴對空氣作用而產(chǎn)生的質(zhì)量、動量及能量源項(xiàng)。這些源項(xiàng)可由拉格朗日準(zhǔn)則借助體積平均法進(jìn)行交替計(jì)算，而后并入歐拉空氣控制方程。對于每個計(jì)算單元，通過綜合穿過單元的液滴的影響來計(jì)算體積平均源項(xiàng)［10］，其計(jì)算公式為：

式中 Vcell——計(jì)算單元體積，m3；

md——單液滴質(zhì)量，kg；

Vd——液滴速度，m/s；

Ed——單液滴總能量，J。

1.2.2 離散相控制方程

由于噴淋過程液滴的數(shù)目十分巨大，若對每個液滴都進(jìn)行單獨(dú)的追蹤，將帶來巨大的計(jì)算成本。因此，為使計(jì)算得到簡化，引入“液滴群”的概念，即每個“液滴群”代表一定質(zhì)量流量的水，同時認(rèn)為同一個“液滴群”中所有液滴狀態(tài)完全相同，且遵循同一蒸發(fā)規(guī)律，通過這一簡化，離散相的求解即可通過對所有“液滴群”的計(jì)算實(shí)現(xiàn)。

模擬過程中采用Rosin-Rammler分布函數(shù)描述液滴的粒徑分布，采用LNN1.5型商用中空錐形噴嘴，單噴嘴噴淋水流量設(shè)為0.2 kg/s［11］。液滴霧化過程如圖5所示。本文采用200個“液滴群”進(jìn)行計(jì)算。液滴的控制方程如下：

圖5 液滴霧化過程Fig.5 Droplet atomization process

式（8）中hC為對流傳熱系數(shù)，由如下經(jīng)驗(yàn)公式確定［12-13］：

式（9）中hD為對流傳質(zhì)系數(shù)，由如下經(jīng)驗(yàn)公式確定［12-13］：

式中 mw——液滴質(zhì)量流量，kg/s；

Cp——比熱容，J/（kg·K）；

ΔTd——液滴溫降，K；

hC——傳熱系數(shù)，W/（m2·K）；

Sd——液滴表面積，m2；

Ta——空氣溫度，K；

Td——液滴溫度，K；

md——液滴質(zhì)量，kg；

hfg——水蒸發(fā)潛熱，J/kg；

hD——傳質(zhì)系數(shù)，m/s；

D——液滴粒徑，m；

Nu——努塞爾數(shù)，Nu=hCD/ka；

ReD——液滴雷諾數(shù)，ReD= ρa(bǔ)（v-Vd）D/μ；

Pr——普朗特?cái)?shù)，Pr= μ cp/ka；

Sh——施伍德數(shù)，Sh=hDD/Df；

Df——擴(kuò)散系數(shù)，m2/s；

Sc——施密特?cái)?shù)，Sc=μ/（ρDf）。

在Lagrangian框架的描述下，液滴遵循牛頓第二定律進(jìn)行運(yùn)動，通過對液滴運(yùn)動方程進(jìn)行積分可以獲得液滴的運(yùn)動軌跡。為簡化計(jì)算，假設(shè)有自身速度的液滴為球形時，單個液滴的動量方程可寫為［14］：

CD指阻力系數(shù)，對于本文中液滴運(yùn)動情況，CD可通過以下公式求得［14］：

CD——液滴阻力系數(shù)，無量綱；

D——液滴粒徑，m；

ρa(bǔ)——空氣密度，kg/m3。

1.2.3 散熱器控制方程

計(jì)算過程中，開啟FLUENT軟件中自帶的Radiator模型，將空冷塔內(nèi)散熱器簡化為一個具有阻力系數(shù)和換熱系數(shù)的面，換熱器的壓降和換熱量可通過以下公式計(jì)算［9］：

式中 ΔP——壓降，Pa；

Lf——阻力系數(shù)，無量綱；

Va——空氣速度，m/s；

Q——換熱量，W；

hr——換熱系數(shù)，W/K；

Trd——散熱器處溫度，K。

阻力系數(shù)Lf和換熱系數(shù)hr可由以下經(jīng)驗(yàn)關(guān)系式獲得［9］：

1.3 邊界條件

如圖4所示，在區(qū)域內(nèi)迎風(fēng)側(cè)的表面使用速度入口邊界條件，借助UDF程序?qū)φ麄€計(jì)算空間加載不同大小的側(cè)風(fēng)，側(cè)風(fēng)速度由下式?jīng)Q定：

式中 vw——側(cè)風(fēng)速度，m/s；

vwref——參考高度處風(fēng)速，m/s；

z——高度，m；

zref——參考高度，本文取10 m；

α——風(fēng)切變指數(shù)，根據(jù)環(huán)境取 0.2［15］。

1.4 模型驗(yàn)證

為驗(yàn)證上述計(jì)算方法及公式的可靠性，選取空氣溫度為15.6 ℃，散熱器內(nèi)水溫為61.5 ℃，循環(huán)水流量為4 390 kg/s的工況進(jìn)行驗(yàn)證。無側(cè)風(fēng)情況下將模擬數(shù)據(jù)與一維模擬數(shù)據(jù)［9］進(jìn)行對比分析，結(jié)果見表3，可見三維模型可靠，可用于后續(xù)計(jì)算。

表3 模型驗(yàn)證Tab.3 Model verification

2 結(jié)果與討論

噴淋蒸發(fā)預(yù)冷系統(tǒng)的提出是針對高溫時段，以響應(yīng)高峰用電需求，因此設(shè)置空氣溫度為40 ℃，相對濕度為40%，以代表高溫時段的典型環(huán)境溫濕度。自然通風(fēng)空冷塔多應(yīng)用于西北干旱地區(qū)，典型側(cè)風(fēng)風(fēng)速為4 m/s左右［16］，本文基于上述參數(shù)進(jìn)行數(shù)值模擬研究。

2.1 側(cè)風(fēng)對空冷塔換熱性能的影響分析

前已述及，側(cè)風(fēng)的存在會使空冷塔及其周圍的流場發(fā)生改變。如圖6所示，無風(fēng)工況下，空冷塔內(nèi)空氣流動均勻且流場對稱，由于壁面阻滯作用的存在，空冷塔內(nèi)空氣流動呈由外部向中間逐漸靠攏的趨勢［17］。

圖6 無風(fēng)時空冷塔的空氣動力場Fig.6 Power field of dry cooling tower under no wind condition

側(cè)風(fēng)風(fēng)速為4 m/s時，空冷塔內(nèi)部的空氣流場如圖7所示，可以看出，側(cè)風(fēng)存在時空冷塔內(nèi)流場開始變得不均勻?？绽渌?nèi)部迎風(fēng)側(cè)出現(xiàn)低速漩渦區(qū)，空氣在塔內(nèi)迎風(fēng)側(cè)不斷被加熱；相比而言，背風(fēng)側(cè)受側(cè)風(fēng)影響較小。模擬結(jié)果與文獻(xiàn)［18-20］一致。

圖7 側(cè)風(fēng)風(fēng)速4 m/s時空冷塔的空氣動力場Fig.7 Power field of dry cooling tower at crosswind speed of 4 m/s

空冷塔的空氣動力場變化直接影響其內(nèi)部換熱，空冷塔在無風(fēng)工況下各處換熱均勻，空氣通過散熱器時和散熱器內(nèi)熱水換熱，溫度有所提高。無側(cè)風(fēng)時空冷塔的空氣溫度場如圖8所示。

圖8 無風(fēng)時空冷塔的空氣溫度場Fig.8 Air temperature field of dry cooling tower under no wind condition

當(dāng)側(cè)風(fēng)存在時，一方面，迎風(fēng)側(cè)空氣流速降低，與散熱器內(nèi)循環(huán)水換熱時間增長，因此溫度升高；另一方面，空冷塔內(nèi)部迎風(fēng)側(cè)出現(xiàn)低速漩渦區(qū)，導(dǎo)致空氣被不斷加熱，故散熱器附近出現(xiàn)圖9所示的迎風(fēng)側(cè)高溫區(qū)。模擬結(jié)果與文獻(xiàn)［18-19］一致。

圖9 側(cè)風(fēng)風(fēng)速4 m/s時空冷塔的空氣溫度場Fig.9 Air temperature field of dry cooling tower at wind speed of 4m/s

為具體分析側(cè)風(fēng)對空冷塔換熱性能的影響，比較有無側(cè)風(fēng)工況下空冷塔的相關(guān)參數(shù)見表4?？梢姡瑐?cè)風(fēng)的存在改變了空冷塔內(nèi)部空氣動力場，使迎風(fēng)側(cè)出現(xiàn)低速漩渦區(qū)，從而使得空冷塔通風(fēng)量較無風(fēng)時下降14.5%，空氣動力場的變化進(jìn)一步影響空冷塔內(nèi)換熱情況，使空冷塔內(nèi)換熱不均，4 m/s側(cè)風(fēng)下空冷塔換熱量較無風(fēng)時降低12.9%，即側(cè)風(fēng)在較大程度上影響了空冷塔的換熱性能。

表4 有無側(cè)風(fēng)工況下空冷塔性能相關(guān)參數(shù)對比Tab.4 Comparison of relevant performance parameters of dry cooling tower under no wind and crosswind conditions

2.2 側(cè)風(fēng)對空冷塔的預(yù)噴淋系統(tǒng)影響分析

由于空冷塔較大，加入噴淋后計(jì)算工作量大，故本文主要探究側(cè)風(fēng)對預(yù)噴淋系統(tǒng)的噴淋軌跡、蒸發(fā)規(guī)律的影響及有無側(cè)風(fēng)工況下預(yù)噴淋系統(tǒng)對空冷塔換熱性能的影響。為此，選取空冷塔迎風(fēng)側(cè)、背風(fēng)側(cè)和邊側(cè)3處具有代表性的位置加裝3個噴嘴，如圖10所示。

圖10 噴嘴布置示意Fig.10 Schematic diagram of nozzle layout

2.2.1 噴淋液滴運(yùn)動情況分析

如圖11，12所示，有無側(cè)風(fēng)的工況下，液滴運(yùn)動情況存在較大差異。無風(fēng)工況下，液滴呈向心運(yùn)動趨勢，所有液滴的蒸發(fā)均作用于塔內(nèi)的空氣，起到增強(qiáng)換熱的作用，而側(cè)風(fēng)存在時，邊側(cè)液滴的部分軌跡和背風(fēng)側(cè)液滴的全部軌跡都在塔外，即這部分液滴對于增強(qiáng)塔內(nèi)換熱的作用較小。

圖11 無風(fēng)工況下液滴運(yùn)動情況Fig.11 Droplet movement under no wind condition

無風(fēng)工況下，液滴有以下主要運(yùn)動趨勢：（1）在重力的作用下部分大粒徑液滴向地面運(yùn)動，造成液滴掉落地面失效，退出計(jì)算過程；（2）因空冷塔進(jìn)風(fēng)的影響，粒徑較小的液滴有向上和向塔中心運(yùn)動的趨勢，每個噴嘴噴出的液滴群整體呈發(fā)散狀。側(cè)風(fēng)工況下，液滴群整體的發(fā)散性降低，更趨近于束狀，這是因?yàn)榇藭r側(cè)風(fēng)成為主導(dǎo)，液滴整體主要跟隨側(cè)風(fēng)從迎風(fēng)側(cè)流向背風(fēng)側(cè)，也是在風(fēng)力作用下，液滴向地面和向上方散熱器運(yùn)動的趨勢均有所降低，故液滴掉落地面失效的可能性降低，同時對散熱器附近空氣的冷卻作用減小，因此需要合理設(shè)置噴嘴的布置位置，使盡可能多的液滴發(fā)揮冷卻作用。

2.2.2 有效蒸發(fā)量和有效蒸發(fā)比

由圖11，12可見，與無風(fēng)工況下相比，當(dāng)側(cè)風(fēng)存在時，噴淋液滴主要跟隨側(cè)風(fēng)從迎風(fēng)側(cè)向背風(fēng)側(cè)流動，在這種影響下，噴淋水蒸發(fā)后，部分隨空氣抵達(dá)散熱器參與換熱，其余部分隨空氣被吹出塔外而未參與換熱，故定義參與換熱的噴淋蒸發(fā)量為有效蒸發(fā)量，其占所有噴淋蒸發(fā)量的比例為有效蒸發(fā)比。由定義可知，有效蒸發(fā)量和有效蒸發(fā)比越高，則參與換熱的噴淋蒸發(fā)量越高，說明噴嘴布置位置更合理。

2.2.3 噴淋液滴蒸發(fā)情況分析

噴淋液滴運(yùn)動過程中不斷與周圍空氣進(jìn)行換熱，同時蒸發(fā)進(jìn)入空氣中，使空氣相對濕度增加并得到冷卻，從而增大換熱器處熱水和空氣的換熱溫差。噴淋蒸發(fā)后空氣的相對濕度越高，其溫度越接近于濕球溫度，說明空氣被冷卻效果越好，越有利于后期散熱器處的換熱。噴淋蒸發(fā)后空氣的相對濕度反映空氣內(nèi)所容納水蒸氣的多少，可以由水蒸氣質(zhì)量分?jǐn)?shù)間接表征，是一個非常重要的參數(shù)。

對比無風(fēng)工況和側(cè)風(fēng)工況下散熱器面的水蒸氣質(zhì)量分?jǐn)?shù)如圖13所示。無風(fēng)工況下，受液滴發(fā)散狀運(yùn)動的影響，高水蒸氣質(zhì)量分?jǐn)?shù)區(qū)域的分布較為分散，噴淋液滴影響的區(qū)域更為廣泛，得到冷卻的空氣更多；而側(cè)風(fēng)工況下，液滴運(yùn)動受主導(dǎo)側(cè)風(fēng)影響，高水蒸氣質(zhì)量分?jǐn)?shù)區(qū)域沿側(cè)風(fēng)方向呈帶狀分布，受冷卻的空氣較少。

圖13 散熱器面處空氣的水蒸氣質(zhì)量分?jǐn)?shù)云圖Fig.13 Nephogram of water vapor mass fraction on radiator surface

散熱器面的部分物理參數(shù)見表5。由表可見，同樣的噴嘴布置，相同的噴淋流量，噴淋系統(tǒng)的性能在有無側(cè)風(fēng)工況下存在較大差異，具體表現(xiàn)為：（1）無風(fēng)工況下被冷卻的空氣流量可達(dá)1 838.02 kg/s，而側(cè)風(fēng)工況下被冷卻的空氣流量僅為642.67 kg/s；（2）無風(fēng)工況下有效蒸發(fā)量為0.40 kg/s，有效蒸發(fā)比高達(dá)100%，即所有噴淋蒸發(fā)量均參與換熱；而側(cè)風(fēng)工況下有效蒸發(fā)量只有0.07 kg/s，有效蒸發(fā)比僅為17.5%，參與換熱的噴淋蒸發(fā)量十分有限；（3）從冷卻面積看，無風(fēng)工況下噴淋冷卻面積更大，側(cè)風(fēng)工況下噴淋冷卻面積較小。

表5 有/無側(cè)風(fēng)工況下散熱器面的物理參數(shù)對比Tab.5 Comparison of physical parameters of radiator surface under no wind and crosswind conditions

2.2.4 空冷塔換熱性能分析

噴淋液滴蒸發(fā)進(jìn)入空氣后，空氣溫度下降，散熱器處的換熱溫差增大，空冷塔換熱量提高。有無側(cè)風(fēng)工況下噴淋液滴運(yùn)動情況和蒸發(fā)情況的不同直接影響空冷塔的換熱性能。

半塔模型中僅引入3個噴嘴噴淋時，噴淋前后空冷塔換熱性能的對比見表6?？梢?，無風(fēng)工況下，所有噴淋液滴均能進(jìn)入空冷塔參與換熱過程，則噴淋對空冷塔換熱量的影響較大，由于換熱溫差增大，空冷塔換熱量則較噴淋前增加1.0%；側(cè)風(fēng)存在時，大量噴淋液滴被側(cè)風(fēng)吹出塔外，不能參與換熱過程，噴淋對空冷塔換熱量的影響較小，噴淋后的換熱量較噴淋前僅提高0.3%。

表6 有無側(cè)風(fēng)工況下空冷塔換熱量對比Tab.6 Comparison of heat transfer flux of dry cooling tower under no wind and crosswind conditions

表6中噴淋前后空冷塔換熱性能的提升量較小的原因是，模擬過程中在半塔模型中僅引入3個噴嘴噴淋，噴淋水量非常小，如果布置更多噴嘴，噴淋對空冷塔換熱性能的提升量將進(jìn)一步大幅提高。后續(xù)將進(jìn)行更多噴嘴的模擬研究。

經(jīng)以上分析可見，有無側(cè)風(fēng)存在時噴淋系統(tǒng)有著根本差異，因此有必要對側(cè)風(fēng)下的噴淋系統(tǒng)進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)，通過對其進(jìn)行主動調(diào)控，以最大化利用水資源。

3 結(jié)論

（1）相較于無風(fēng)工況，側(cè)風(fēng)的存在使液滴的運(yùn)動情況發(fā)生了較大的改變，主要表現(xiàn)為液滴跟隨側(cè)風(fēng)從迎風(fēng)側(cè)向背風(fēng)側(cè)流動，掉落地面和流向散熱器的趨勢均有所減弱。

（2）針對半塔模型中僅引入3個噴嘴噴淋的情況，無風(fēng)和側(cè)風(fēng)工況下液滴有效蒸發(fā)量分別是0.40，0.07 kg/s，對應(yīng)的有效蒸發(fā)比分別為100%和17.5%，即無風(fēng)工況下所有噴淋蒸發(fā)量均參與換熱，而側(cè)風(fēng)工況下參與換熱的噴淋蒸發(fā)量十分有限。無風(fēng)工況下，噴淋使得空冷塔換熱量提高1.0%，而側(cè)風(fēng)工況下，噴淋僅使得空冷塔換熱量提高0.3%。

（3）側(cè)風(fēng)的存在影響了噴淋系統(tǒng)的性能，空冷塔的進(jìn)風(fēng)預(yù)噴淋設(shè)計(jì)時需要考慮側(cè)風(fēng)的影響，應(yīng)針對側(cè)風(fēng)提出預(yù)噴淋系統(tǒng)的主動調(diào)控策略，以減少不必要的水資源浪費(fèi)，利用少量水實(shí)現(xiàn)高溫時段空冷塔換熱性能提升的最大化。

由于空冷塔較大，加入噴淋后計(jì)算工作量大，本文僅在半塔模型中3個典型位置引入3個噴嘴噴淋，故噴淋水量非常小，噴淋前后空冷塔換熱性能的提升量較小。但本文研究探明了側(cè)風(fēng)對液滴運(yùn)動軌跡和蒸發(fā)規(guī)律的影響，為后續(xù)更多噴嘴的優(yōu)化研究奠定基礎(chǔ)。后續(xù)將進(jìn)行更多噴嘴的模擬優(yōu)化研究。