11環(huán)境風場影響下的直接空冷蒸汽分布特性及運行策略 revised

1、第七屆全國火電空冷機組技術交流研討會論文集 第七屆全國火電空冷機組技術交流研討會論文集 環(huán)境風場影響下的直接空冷蒸汽分布特性及運行策略北京 102206)趙曉東 杜小澤 楊立軍楊勇平（華北電力大學電站設備狀態(tài)監(jiān)測與控制教育部重點實驗室【摘 要】在環(huán)境風影響下，直接空冷機組的運行特性會產生及其多樣的變化。本文以某600MW直接空冷機組為例，引入環(huán)境變化因素，建立其空冷系統(tǒng)的外部與內部流場模型，分析在THA工況下，空冷單元的蒸汽分布特性，并使用供電標準煤耗對機組采取不同運行策略進行考察。計算結果表明：無論哪個方向的來風，其通常只對空 冷島前排迎風單元的傳熱特性造成明顯的影響。同時，隨著風速增加，其

2、對空冷島的影響逐漸深入，程度進一步加 深。以此為依據，分析得出，對空冷風機的調整，在機組背壓較高時應采取全區(qū)域全速提高，在機組背壓較低時應 采取分區(qū)域提升，并認為降速節(jié)能不可行?！娟P鍵詞】流量分配直接空冷經濟運行環(huán)境風0引言空冷技術具有非常顯著的節(jié)水效果，是“富煤缺水”地區(qū)火力發(fā)電的關鍵技術1-3。為彌補空氣冷卻能力差的不足，火電機組的空冷凝汽器需要通過翅片管束增大空氣側傳熱面積，導致空冷系統(tǒng)體積異常龐大，一臺600MW直接空冷機組凝汽器的總傳熱面積一般在140萬m以上。汽輪機排汽600MW排汽管道系統(tǒng)在空冷島內空間分布的均勻性成為制約空冷系統(tǒng)熱負荷能力的重要因素之一。國內外已有相關研究 針對

3、火電空冷系統(tǒng)蒸汽側的流量分配開展了理論和數值模擬研究。石磊等針對CFD進行模擬、分析和研究4,5。王松嶺等研究直接空冷機組排汽管道內水蒸氣的流動特性，采用技術對某200MW直接空冷排汽管道內的水蒸氣流場進行三維數值模擬6。同時，環(huán)境空氣及其相關氣候、氣象條件對空冷系統(tǒng)性能存在直接而顯著的影響7-13。在環(huán)境風場和凝汽器軸流風機強制通風的耦合作用下，空冷島內流動和傳熱的不均勻性會進一步加劇，影響空冷系統(tǒng)的冷卻能力，進 而影響機組運行性能。本文針對600MW直接空冷機組的冷端系統(tǒng)，通過理論分析和數值模擬，揭示環(huán)境風作用下汽輪 機排汽在各凝汽器單元內的分配規(guī)律。以此為基礎，探討空冷系統(tǒng)軸流風機群的調

4、節(jié)策略，以應對 環(huán)境風對空冷機組運行的不利影響。1物理數學模型以某600MW直接空冷機組為例，分別對其排汽管道和凝汽器單元內部濕蒸汽流場，以及整個機 組在環(huán)境風場作用下的外部空氣流場建立數學模型。1.1內部流場模型如圖1所示，單臺機組空冷系統(tǒng)由 56個空冷單元組成，共 8列，每列7個冷卻單元?？紤]環(huán)境風場影響，對空冷島整體進行建模。管徑變化的部分采用非結構化網格劃分，其余部分使用結構化網格。(a)直接空冷系統(tǒng)排汽管道(b)計算域及網格生成圖1內部流場物理模型汽輪機排汽為濕蒸汽。在模型中考慮濕蒸汽在排汽管道內流動過程中與外界環(huán)境空氣的熱交換14。導致的濕度變化；同時考慮流動過程中局部壓力升高可能

5、造成的水蒸汽凝結引起的濕度變化。描述 濕蒸汽在排汽管道內流動和傳熱的數學模型包括濕蒸汽流動模型和相變模型濕蒸汽流動控制方程基于如下假設:忽略氣相和液滴間的速度滑移以及液滴間的相互作用;汽輪機排汽口濕蒸汽的濕度小于0.2 ；由于液滴的尺寸很小，一般介于0.1-100卩m,因此在濕蒸汽模型中忽略被冷凝下來液相的體積。濕蒸汽的密度可以通過下述方程進行定義(1)式中，P 濕蒸汽的密度，kg / m3;巴-飽和蒸汽的密度，kg/m3 ; P -蒸汽濕度。濕蒸汽的控制方程通過矢量形式的Navier - Stokes方程給出jHd八詈彳 VQdVfFFdA式中，Q =(P,u,v,w,T)，V為控制體，W為

6、求解變量，F(xiàn)為無粘通量，G為粘性通量,源項。為模擬濕蒸汽模型，還需要兩個輸運方程，它們分別控制凝結水質量份額和單位體積液滴的數量密度增長，即+V (pVP) =ra式中,-由于凝結引起的質量變化率，kg /(m3 s)；式中,+7 心)=9 dI -成核率(每秒鐘單位體積新增液滴數 )Pn =(1 P)Vd(R/巧)式中,R-液體密度，kg/m3 ； Vd -平均液滴的體積,m3相變模型使用了如下假設:自發(fā)凝結；液滴的生長基于平均的典型中間直徑；假設液滴為球形；液滴被無限的蒸汽空間所包圍；與凝結時所釋放的潛熱相比，忽略細小液滴的熱容。以經典成核理論為依據，在不平衡凝結過程中，r =4 兀P|

7、Ir*3 +4兀3Lra式中,式中,2 CTr* P1RTlnSCT-溫度T下的液體表面張力，N /m ； -溫度T下凝結液體密度，kg/m3 ；R-氣r-液滴的平均直徑，m; r*-Kelvin- Helmholtz臨界液滴直徑，m體常數，Nm/(kg K) ； S-過飽和率，指水蒸汽的壓力相對于平衡飽和壓力的比率，有如下定義(8)P sat(T)膨脹的過程是非常迅速的，因此當發(fā)生相變的時候，該過程就會偏離平衡狀態(tài)，過飽和率可能 大于1。其關系式在文獻15P Y+1IHh屏J2丹于Cp (2(9)式中，T0為液滴溫度，K ； hlv為壓力P下的蒸發(fā)比焓，J /kg ; 丫為比熱比 成核率由穩(wěn)

8、態(tài)經典自發(fā)凝結理論定義：2P7；丄4 托 Q)I =(二)_2e 3KbT(1+日)5怖花(10)式中，qc為蒸發(fā)系數；Kb -Boltzma nn常數；Mm單個分子的質量;CT-液滴表面張力，N/m ；日為非等溫修正影子，通過下式定義(Y+1) RT RT通過1.1.1與1.1.2中的數學模型，可以計算濕蒸汽的流場分布以及流體產生相變對濕度造成 的影響。(11)直接空冷系統(tǒng)排氣管道的壓力損失是由沿程阻力損失和局部阻力損失構成。沿程阻力損失可由下式表示,I l v2h f = h4R2g式中，丨為管長，m ； R為水力半徑，m ； d為管徑，m ； v表示斷面平均流速，m/s ； 為沿程阻力系

9、數，與流體性質、管道粗糙程度以及流速和流態(tài)有關。(12)局部阻力損失通過下式進行定義,2hj =匚一 2g式中，匚為局部阻力系數。對空冷凝汽管路的局部阻力損失主要集中在兩個區(qū)域，即從上升管(13)進入水平分配管的部分和從水平分配管進入翅片管的部分。由于U和幾通常是工程上的經驗總結,對于空冷系統(tǒng)這種較為復雜的管路組合并不能簡單的將其視為常數處理。在本文中通過CFD計算獲取。凝結包括兩個部分，即蒸汽凝結向液滴傳熱和液滴放出潛熱向蒸汽的傳熱, 中被提及，并可寫作下列表達式HISinr(a)空冷單元編號規(guī)則(b)網格生成及風向角度約定圖2外部流程物理模型外部流場模型按照典型的2X 600MW進行機組布

10、局，對外部環(huán)境進行簡化，僅考慮煙囪、汽機房、空冷島等與2所示，風向角選取0,空冷島靠近的物體。為減少網格數量，對中心計算區(qū)域采用非結構化網格，外部流動區(qū)域使用結構 化網格。同時因為模型具有對稱性，環(huán)境風計算只選取一半的區(qū)域。如圖45，90，-45，-90。由于環(huán)境風場影響下的空冷島運行是一個多尺度的輸運問題，必須做一定程度的簡化。將翅片 管設定為多孔介質模型，對其與外界的對流換熱系數以及阻力特性系數通過進行約定。不考慮風機內部的流動特性，將風機簡化為FAN模型，并參考風機制造廠提供的性能特性曲線對其壓升特性進行設定。環(huán)境風速設定使用UDF實現(xiàn)。數值計算方法參見文獻16。邊界條件選取某600MW

11、直接空冷機組的汽輪機熱耗保證(即 turbine heat acceptance ,簡稱THA工況 作為計算工況，考察在給定熱負荷的基礎上，不同環(huán)境風影響下其內部流場的變化。對內部流場來說，其THA工況下，汽輪機排汽壓力為15kPa,其焓值為2435.4kJ/kg，總蒸汽流量為1217.57t/h?？傻玫狡鋵母啥葹?.9313，溫度為327.13K。給定排汽管道入口處的汽輪機排汽流量；將排汽管道設定為無滑移壁面邊界；考慮排汽管道外壁與周圍空氣介質之間的自然對流換熱，表面?zhèn)鳠嵯禂等?10W/(m2 K);根據給定的THA工況下設計參數，設置每個凝汽器單元出口邊 界條件為壓力出口邊界條件。對外

12、部流場來說，風機轉速按照額定工況 69r/min選取。橫向環(huán)境風速vw選取3m/s、6m/s、9m/s、12m/s、15m/s，并分別計算每個風速在風向角度為0、 45、 90-45、-90時的流場分布情況。蒸汽流量分配計算空氣與蒸汽的換熱主要是在空冷凝汽器單元內完成的,對空冷機組凝汽器單元采用效能-傳熱單元數方法( -NTU進行計算。對于飽和蒸汽的等溫凝結過程, NTU名=1 -e_皿a _ta2 -ta(14)其中，空冷凝汽器效能,2=二 八 a，傳熱單元數。ITD t n ta1根據空氣側和蒸汽側的能量平衡關系，推導可得空冷凝汽器內的凝結溫度,t - mhlv .1+tn AfCp 1_

13、eTua1(15)上述各式中，hlv -汽化潛熱，kJ/kg ； ta1-環(huán)境溫度，C；ta2-空氣側出口溫度，c；V-翅片管迎面風速，m/s; Af-翅片管迎風面積，m ； Pk-空氣密度,3kg/m ； Cp-空氣定壓比熱,1.005kJ/(kg K)。對本文選取的機組，在THA工況下，空冷凝汽器管束的迎面風速部流場計算獲取。每一個順流凝汽器單元單側翅片管的迎風面積為15631.11m2，每一個逆流凝汽器單元單側翅片管順流部分的迎風面積為10160.23m2，逆流部分的迎風面積為44.41m2，傳熱面積為5470.88m2。V及各風機入口風溫均通過外126.83m2，傳熱面積為282.46

14、m，傳熱面積為通過對換熱熱阻的數量級進行分析17，可認為，排汽管對環(huán)境的散熱量主要是由管外換熱熱阻決定。在確定的翅片管上，管外換熱系數主要受迎面風速影響。當環(huán)境風速改變或凝汽器風機變頻調整時，空冷凝汽器的迎面風速也將發(fā)生變化。由實驗數據18得知，凝汽器空氣側的傳熱系數隨迎面風速有如下變化:Nu =0.105Re071(14)記排汽熱負荷為M,總流量為D,排汽壓力為Ps,順流單元凝結壓力Pn1,逆流單元凝結壓力Pn2,所有順流單元散熱量為 M、流量為D，所有逆流單元散熱量為M、流量為D，總散熱量為 M=M+ M、總流量為D= Di+ D2。計算程序如圖3所示。圖3空冷島整體模型迭代算法框圖2計算

15、結果分析及策略2.1環(huán)境風影響下的流量特性分析以無風工況下的流量分配作為基準，分別對各環(huán)境風影響下的工況進行分析。如圖4所示，在無風工況下，受到風機集群運行時群抽效應以及蒸汽管路損失的影響，在相同轉速下每臺風機的流量并不相同。研究表明19，受到外界環(huán)境影響，空冷島邊緣風機進口條件被惡化，集群因子較小，使得風機流量較中央風機流量小，造成邊緣冷卻單元冷卻能力較低。同時，蒸汽通過彎管流入各蒸汽分配管時，速度方向急劇改變，會在入口處產生明顯的局部壓力損失，形 成渦流，造成入口處單元冷凝量減少，如圖5所示。由于采取對稱布置，兩臺機組對應位置凝汽器單元的冷卻能力大致相等，擁有近似的流量分配特性。7.217

16、r6.8 L g D6.4 -6.26 JLi ne 1 2i；765432112110671615illRow(a)蒸汽分配管入口處壓力分布圖4無風THA工況下蒸汽流量分配特性(b)蒸汽分配管入口處蒸汽流線圖5蒸汽分配管入口處蒸汽壓力及流線分析圖6給出了在0風向下，受不同風速影響2號機組前排迎風單元的與蒸汽流量分配情況?？梢园l(fā)現(xiàn)，隨著環(huán)境風速的增加，風機運行所受阻力不斷增加，在前排迎風單元之間會逐漸產生渦流且范圍逐漸增大，導致后排冷凝單元的出口被加熱的空氣被前排單元卷吸，熱風回流率增加，導致前排單元的換熱條件進一步被惡化。從流量分配上，前排單元的冷凝量隨著環(huán)境風速的增加不斷降低，前排冷凝單元

17、的換熱面積基本上沒有被利用。J 二 0 =二二-一* Vi-2 - 丁1二-_ *二一一一- U I* 卜MJ 二U1、二 5M12 6-4Ls/9d41帖6cr9D8龍紅2-泊習6(a)0 風向6m/s(b)0 風向 9m/s(c)0 風向 15m/s圖6前排迎風冷凝單元的典型截面空氣流線及蒸汽流量分配特性圖7給出了在0風向時，2號機組后排迎風冷凝單元的外部流場與蒸汽流量分配情況。二二=-二二二三二二;1-A. oLif &49,Row(a)0 風向6m/s圖7(b)0 風向9m/s10skD98-7-Row6Line1 2 3 4 5 6 7(c)0 風向 15m/s后排迎風冷凝單元的典型

18、截面空氣流線及蒸汽流量分配特性對于后排的迎風冷凝單元來說，其受到環(huán)境風影響較小，環(huán)境風對空冷島的影響基本被前排單元所抵消，蒸汽流量分配的特性基本與不受環(huán)境風影響時大體一致。此時,對于在環(huán)境風下游的號機組而言，其外部流場受到環(huán)境風的影響減弱，空冷島運行狀態(tài)好于2號機組。丄I(a)平行風向截面108L6.4”Row 1 2_|rl U 一(b)垂直風向截面Illi Line3 4 5 6 7 一呷910111213141516(C)空冷島蒸汽流量分配圖8爐后來風的典型截面流線與蒸汽流量分配研究表明20，爐后來風通常認為是直接空冷系統(tǒng)的最不利風向，其對直接空冷系統(tǒng)的運行工況影響較為嚴重。圖 8以-9

19、0風向12m/s環(huán)境風為例，給出某個沿環(huán)境風向截面、某個垂直環(huán)境風向截面的空氣流線以及該工況下1、2號機組的蒸汽流量分布?？梢园l(fā)現(xiàn)，空氣在流經主廠房后產生了渦流，加大了空冷風機出口的阻力，并經一定程度加熱后進入空冷單元入口，造成空冷單元傳熱 條件的惡化。同時，從流量分配來看，由于采取對稱布置，兩臺機組的換熱特性基本保持一致?？?冷島中部單元的冷卻能力較強，冷凝量多于邊緣單元，這是由于在與來風方向垂直的截面也出現(xiàn)渦 流，其流動方向有利于中央冷凝單元，但增加了邊緣單元的熱風回流率，使邊緣單元的換熱特性進步惡化，造成凝結量大幅度降低。圖9給出通過計算獲取的在 THA工況下，受不同環(huán)境風影響的機組背壓

20、?？梢钥闯?，爐前來風,即45。和90風向下，環(huán)境風對機組背壓影響較小，可以基本維持原有工況運行； 爐后來風，即-45 和-90風向下，環(huán)境風對機組背壓影響較為明顯，特別是在風速較高的情況下，不采取措施會危及機組安全運行。0風向對機組的影響介于爐前來風與爐后來風之間，但其對風向上游機組，即機組，的影響大于對風向下游機組，即1號機組。特殊的，對于 45。和-45。風向，由于其直接影響風向上游機組的兩排冷凝單元的風機進風條件與阻力特性，因此對風向上游機組來說，其對空冷島運行的干擾程度要強于垂直進風的情況。vw/m/s036912154035a 30P25201510_亠_0鳳向- 45風向90風向-

21、45 風向*1-90風向vw/m/s_亠_0鳳向-a-_45風向90風向-45 風向Kr-90風向(b)2號機組背壓(a)1號機組背壓圖9 THA工況下，不同環(huán)境風影響的機組背壓計算2.2空冷風機調整策略空冷風機作為空冷電站的重要輔機，其電耗在空冷電站的運行中長期占據了較大的比重。在不 同環(huán)境下采取合適的調整策略，對于保證機組安全、高效運行有現(xiàn)實的意義。目前，大型空冷電站通常使用變頻風機控制空冷島的運行。通過改變變頻器的頻率可以實現(xiàn)風 機的無級變速，但是風機電流也會隨之升高。一般來說，從風機安全運行考慮，特別是夏季高溫時 期，以不超過額定轉速 10%為宜。通過對不同環(huán)境風影響下的蒸汽流量分配進

22、行分析，提出以下幾種調整策略，并進行驗證:A:提高全所有風機轉速同等幅度B：提高第一排迎風單元的風機轉速C：提高第一排迎風單元的風機轉速，降低同機組在風向最下游的風機轉速D：將提高額度分攤至前幾排迎風單元，提高多排風機的轉速E:將提高額度分攤至前幾排迎風單元，提高多排風機的轉速，并降低同機組在風向最下游風機的轉速。以90風向角，9m/s環(huán)境風速為例，維持機組環(huán)境溫度 15C時額定660MWb力，環(huán)境溫度時額定600MWB力，汽輪機進口壓力、溫度恒定，同時假設除空冷風機外廠內其余輔機用電負荷近 似不變。按照不同運行策略計算其供電煤耗bn的變化。由于其換熱特性具有對稱性，此處僅選取號機組進行計算。

23、表1、表2分別給出了 15C和33C時，按照不同策略調整風機轉速，機組所節(jié)省的供電標準煤耗。可以發(fā)現(xiàn)，盡管不同環(huán)境溫度造成機組運行工況不同，但是不同風機調整策略所節(jié)省標準供電煤耗的趨勢基本一致。以發(fā)電煤耗作為衡量標準，在此兩種工況下,A方案明顯優(yōu)于其他方案，特別是運行背壓較高時，按照 10%幅度最為上限做調整，A方案所降低的供電標準煤耗更為明顯。剩下的各組方案均是期望通過在盡可能降低風機電耗與降低發(fā)電煤耗之間尋求最優(yōu)組合，但是效果并沒有達到預期?？梢哉J為，對于運行在THA 工況下的機組來說，在機組運行狀態(tài)允許的條件下，盡可能加大風機轉速是有利于提高機組效率的。而依靠降低風機轉速來實現(xiàn)機組的節(jié)能

24、降耗，特別是對 于600MW以上級別的機組來說，是不可行的。表1環(huán)境溫度15C, THA工況，不同調整策略節(jié)省供電標準煤耗提高減少NoneLine1 5%Line1 10%Line1 6%Line2 4%Line1 4%Line2 3%Line3 3%Line75%1.04g/kWh0.95g/kWhNullNullNullLine710%2.06g/kWh1.96g/kWh1.85g/kWh1.83g/kWh1.79g/kWhLine7Line66%4%1.50g/kWh1.40g/kWh1.29g/kWh1.27g/kWh1.22g/kWhLine74%Line63%1.16g/kWh1.

25、06g/kWh0.95g/kWh0.90g/kWh0.87g/kWhLine53%All5%2.19g/kWhNullNullNullNullAll -10%3.99g/kWhNullNullNullNull表2環(huán)境溫度33 C, THA工況，不同調整策略節(jié)省供電標準煤耗減少NoneLine1 5%Line1 10%Line1 6%Line1 4%Line2 3%提高Line2 4%Line3 3%Line75%1.31g/kWh1.19g/kWhNullNullNullLine710%2.55g/kWh2.43g/kWh2.29g/kWh2.26g/kWh2.22g/kWhLine7Line

26、66%4%1.88g/kWh1.75g/kWh1.61g/kWh1.57g/kWh1.54g/kWhLine74%Line63%1.47g/kWh1.35g/kWh1.20g/kWh1.17g/kWh1.13g/kWhLine53%All5%2.74g/kWhNullNullNullNullAll -10%5.02g/kWhNullNullNullNull注意到，隨著運行背壓的降低，同樣的調整方案所節(jié)省的供電標準煤耗量在逐漸的降低，并且B方案與A方案在選擇同樣調整幅度時，節(jié)省標準煤耗量的差距也在逐步的降低。同時,B方案雖然以環(huán)境溫度15C遜色于A方案，但是通過比較可以發(fā)現(xiàn)，B方案對改善流量負荷

27、分配特性更為明顯。下，A方案增加10%和B方案增加10%為例，圖10給出了兩種調整策略各自的蒸汽流量分配特性。B方案使得流量可以發(fā)現(xiàn)，A方案盡管整體風量加大，但是蒸汽流量的分配特性基本沒有改變。而分配更加均勻，更充分的利用了換熱單元。因此，綜合B方案和A方案的特性，引入 F方案，即同時增加所有風機轉速,但是按照第一排風機轉速提升幅度較高,后幾排風機提升幅度較低的策略。10-6_4-2-0Line1Row(b)B方案增加10癖略蒸汽流量分配RowR8(a)A方案增加10%策略蒸汽流量分配10不同風機調整策略下，蒸汽流量特性比較仍以環(huán)境溫度15C下， 方案提升10%己為A1，按照90度風向角，TH

28、A工況為例，分別對 3m/s、9m/s來風做考察。按照 AA方案提升5%己為A2,按照B方案提升10%己為B,按照F方案提升第一排迎風單元10%后面所有單元5%己為F,分別計算其供電標準煤耗。4.543.532.521.510.50A1FA2B圖10THA工況下，不同調整方案節(jié)省供電標準煤耗對比圖10給出了按照不同方案調整所節(jié)省的供電標準煤耗?？梢钥闯?，隨著環(huán)境風速降低，對恒定A方案的優(yōu)勢被THA工況下的機組來說，運行背壓逐漸降低。此時，對于相同的風機轉速方案，節(jié)省的供電標準煤耗逐漸降低，這表明單純依靠調整風機轉速來提高機組效率的方式逐漸達到極限, 進一步削弱，其與 F方案的差距進一步縮小?？?/p>

29、以認為，當機組受環(huán)境影響較小，運行于低背壓時,特別是逐漸接近阻塞背壓，風機電耗的增幅將對發(fā)電煤耗降幅的抵消將逐漸增強，甚至抵消發(fā)電煤耗的降幅。因此，應根據實際來風情況，采取分區(qū)域升速調整，即F方案。而當機組受環(huán)境影響嚴重，運行于高背壓時，應盡量采取全區(qū)域全速調整，保證機組的安全、經濟運行。3結論通過對直接空冷系統(tǒng)的外部流場以及內部流場分別建模，并引入環(huán)境因素，分析直接空冷系統(tǒng)受環(huán)境風影響時的蒸汽流量分配特性，有以下結論:1)無論哪個方向的來風， 其通常只對空冷島前排迎風單元的傳熱特性造成明顯的影響,后排迎風單元的傳熱特性改變不多。特殊的，對于-90來風，其雖然對邊緣風機影響較中央風機嚴重，但是

30、從蒸汽流量分配上來看，也局限在前排的冷凝單元上。2)隨著環(huán)境風速的增加，環(huán)境風對空冷島的影響逐漸深入，影響的程度也逐漸加深，迎風前排單元的熱風回流程度進一步加重。3)外部流場對蒸汽流量的分布特性起到了主導作用，內部流場的阻力特性僅起次要作用。同時，以上述分析為依據，通過對不同風機調整策略下，機組所節(jié)省的供電標準煤耗進行比較 分析，得出下述方案：通過降低風機轉速來實現(xiàn)節(jié)能的方案不可行。1)2)受環(huán)境影響較小且機組運行背壓低時,應根據實際負荷及廠用電率情況，采取空冷系統(tǒng)的分區(qū)調整。3)受環(huán)境影響較大且機組運行背壓高時，應采取全區(qū)域盡量提高風機轉速。參考文獻:1 Tawney R, Khan Z,

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