噴嘴及其布置方式對冷卻塔性能的影響

（國電龍源電力技術工程有限責任公司，北京 100039）

（國電龍源電力技術工程有限責任公司，北京 100039）

依據旋流型中心噴嘴（XPH型）和濺水碟型傘式噴嘴（TP-Ⅱ型）兩種噴嘴的淋水性能實驗研究，分析噴嘴各參數及不同布置方式的全塔噴嘴群布水的綜合效果.結果表明：XPH型噴嘴的流量系數低，適用于工作水頭壓力 ph≥10，kPa的工況，TP-Ⅱ型噴嘴則需依靠噴嘴間相互組合作用達到布水均勻；冷卻塔外圍靠近壁面的淋水可采用XPH型噴嘴的正三角形布置；中部主空氣流速區域宜采用 TP-Ⅱ型的正四邊形布置，以增大淋水密度和均勻性；中心區域可采用 TP-Ⅱ型的正六邊形布置，以降低淋水密度且減少投資.分析結果可為冷卻塔布水的優化設計和改造提供定量參考.

冷卻塔；流量系數；噴濺半徑；淋水不均勻性系數

汽輪機做功后的乏汽在凝汽器中與循環水進行換熱，火電廠多采用自然通風逆流濕式冷卻塔對循環熱水進行冷卻降溫［1］.循環熱水由泵送入配水系統，通過噴濺裝置將其分布在填料層上，并下行進入填料層中與逆流空氣進行換熱.整個冷卻塔的溫降在淋水區、填料區和雨區的比例約為 1∶7∶2，故大部分研究集中在填料區的換熱問題［2］.但如果淋水不均，出現重水區、輕水區或無水區，導致風阻過大和空氣短路的現象并存，導致填料區負荷變化加劇，整個冷卻塔的效率下降，從而影響出塔水溫和凝汽器的真空度，使耗煤量增大.

目前，火電廠采用的槽式配水系統供水壓力低、清理方便、操作成本低，配用的噴嘴類型可分為旋流型中心噴嘴和濺水碟型傘式噴嘴.噴濺裝置的類型、分布位置和數量等是影響配水性能的重要參數，而配水的合理性與噴濺裝置淋水的均勻性對冷卻塔換熱效率影響極大［3］.傳統噴濺裝置間距的設計是依據單個噴嘴的噴濺半徑和其淋水均勻性，并未系統考慮全塔噴嘴群組合的噴濺淋水均勻性.文獻［4］指出，在原有設計基礎上增大噴嘴直徑并采用菱形布置的改造方案，以滿足夏季高負荷下冷卻塔的出塔水溫要求，但并未深入分析和研究.

本文通過對旋流型中心噴嘴（XPH型）和濺水碟型傘式噴嘴（TP-Ⅱ型）兩種典型噴嘴［5］的性能進行實驗，結合理論分析探討了噴濺裝置的各參數對配水性能的影響，對不同布置方式中每個噴嘴的濺落高度、覆蓋范圍、相近噴嘴間濺散水滴銜接、水量迭加后的分布進行綜合分析，以獲得全塔噴嘴群形成相互組合的綜合布水效果，并據此對300，MW機組的5，000，m2換熱面積的冷卻塔噴嘴進行優化組合設計，以達到塔內最優配水.

1 噴嘴性能實驗

1.1 實驗裝置

噴射實驗裝置由水池、水泵、供水管道、噴水池、噴濺裝置、接水盤及回水溝組成，供水管上安裝閥門、壓力表及流量表，用以調節、測量水頭壓力及水流量.噴嘴噴射示意圖見圖1，圖中1為供水管/槽，2為噴濺裝置，3為接水盤；h為工作水頭高度，H為濺落高度，d為噴嘴內徑，R為噴濺半徑.

圖1 噴嘴噴射示意圖Fig. 1 The sketch of nozzles to spray

噴嘴噴濺的液滴用接水盤測量其沿半徑的分布情況，接水盤為橫截面 0.1，m×0.1，m的方格，每個方格所接水量由漏斗引入量筒測量.置接水盤于噴嘴下半徑方向，即可測得沿半徑方向的水量分布.用流量表讀取噴嘴在不同工作水頭壓力下一定時段的流量，計算噴嘴的平均流量系數，可得噴嘴出水流量與工作水頭壓力的關系.

1.2 流量系數

噴濺裝置由噴嘴和濺水碟組成，噴濺裝置的結構特性和噴嘴內直徑決定其流量和流量系數.單個噴嘴的流量可采用式（1）計算.

式中：q為單噴嘴流量，m3/h；ε為噴嘴的流量系數；d為噴嘴內徑，m；g為重力加速度，m/s2；h為工作水頭高度，m.采用容積器量水法［6］測定噴嘴的流量及流量系數，流量測量結果如圖2所示.

由圖2可知，同樣操作工況下，XPH型噴嘴的流量較 TP-Ⅱ型低，導致其在使用上有一定局限性，常用于中高壓水頭（ph≥10，kPa）.通過式（1）可換算得到流量系數.實驗表明，各類型的噴嘴在不同工作水頭壓力下所得流量系數的數值變化不大，可近似為噴嘴內徑的單參數函數，可取其平均值作為該類型噴嘴的平均流量系數，用于工程設計.通過計算，TP-Ⅱ型的流量系數（ε=0.921）較大，且不產生橫向水幕，適用的壓力范圍廣.

圖2 噴嘴流量與工作水頭壓力的工作曲線Fig. 2 The curve of water from nozzles and the head

1.3 噴濺半徑

噴濺裝置的噴濺半徑隨工作水頭壓力和濺落高度等的變化而變化，其中濺落高度是主要影響因素.XPH型噴嘴在水壓的作用下，水流以旋轉方式離開噴嘴出口，在離心力的作用下向四周灑開，濺散水流在淋水填料上呈圓形覆蓋，無中空，主要靠噴嘴本身濺散達到均勻一致.XPH型噴嘴主要集中向噴嘴正下方布水，定義噴嘴中心到濺水范圍外緣的水平距離為其噴濺半徑.TP-Ⅱ型噴嘴的濺散水流在淋水填料上呈圓環狀覆蓋，故定義噴嘴中心到水環水量最高峰處的水平距離為其噴濺半徑.表 1給兩種類型噴嘴在不同工作水頭壓力ph和濺落高度H條件下的噴濺半徑實驗值.

由表 1可見：在相同工況條件下，TP-Ⅱ型噴嘴較XPH型噴嘴的噴濺半徑大，當工作水頭壓力ph= 10，kPa、濺落高度 H=0.8，m時，噴濺半徑 R分別為1.1，m（XPH型）和1.6，m（TP-Ⅱ型）.兩種類型噴嘴的噴濺半徑R均隨著工作水頭壓力ph和濺落高度H的增大而逐漸增加，但TP-Ⅱ型噴嘴布水主要在噴濺半徑的圓環區域，中空部分需靠相近噴嘴濺散的水環相互交迭，達到整體布水均勻.

表1 不同工況條件下兩種類型噴嘴的噴濺半徑Tab. 1 Radius of nozzles in different working conditions

2 淋水不均勻性系數

2.1 淋水不均勻性系數的計算

在噴濺范圍內各點淋水是否均勻用流量的均方差σ衡量，計算公式為

式中：Ai為各點的水流量，m3/h；A為各點水流量的平均值，m3/h；n是總計量點數.均方差σ即為不均勻性系數，其值越大表示淋水越不均勻.冷卻塔配水的均勻合理是靠每個噴嘴之間相互配合、影響和作用完成的，不能用單個噴嘴的噴濺效果來衡量整個冷卻塔配水的均勻程度，需要通過分析噴嘴的空間布置方式，將相近相互影響的噴嘴的濺散水量有機迭加，并考慮噴濺裝置類型、工作水頭壓力和濺落高度等因素的綜合影響，使整個配水系統的工作性能最優.

2.2 綜合空間布水分布

選取噴嘴間距為 1，m，采用正四邊形方式布置，噴嘴相圍內部空間細化為0.1，m×0.1，m共100個小區域，綜合各噴嘴的迭加影響計算出該區域的淋水不均勻性系數 σ，利用布置的對稱性原則可得全塔淋水分布情況.當濺落高度 H=0.8，m時，正四邊形布置的4個噴嘴之間區域的綜合淋水分布情況如圖3所示，噴嘴的（x，y）坐標分別為（0，0）、（0，1）、（1，0）和（1，1）.

由圖3可見：XPH型噴嘴的整體布水量小，因其單噴嘴噴濺集中在1.1，m的噴濺半徑之內，外圍噴嘴的相互交疊能力很弱，所以整個區域的淋水量僅為1.8～2.7，m3/h；TP-Ⅱ型噴嘴的流量系數大，重水區集中在半徑 1.5，m處，噴嘴之間彼此交疊，整體淋水覆蓋效果較好，整個區域的淋水量為 6.8～9.5，m3/h，噴嘴中心區域平均淋水量大，主要源于外圍相鄰噴嘴的貢獻.

圖3 噴嘴綜合空間淋水分布Fig. 3 Distribution of nozzles in the space

改變噴嘴的間距，在不同操作工況下測算噴嘴交互區域的淋水均勻性，具體數值見表2.

由表 2可見：隨工作水頭壓力的增加，淋水不均勻性系數降低，分布更加均勻；但隨噴嘴間距的增加，淋水分布急劇惡化.如淋水存在重水區和輕水區，淋水不均勻性系數由 0增至 0.4，出塔水溫升高1，℃；若淋水不均勻性系數達到 0.7，水溫可升高 4，℃，冷卻塔的效率急劇下降［4］.工程設計中，噴嘴間距宜選1，m左右；濺落高度可根據淋水噴嘴和填料層布置高度考慮采用 0.6～0.8，m；冬季低負荷循環水量降低時，可通過控制水泵開機臺數或利用旁通管保證工作水頭壓力ph≥10，kPa（XPH型）和ph≥8，kPa（TP-Ⅱ型）；綜合作用的淋水不均勻性系數一般適宜取0.2～0.35.

表2 不同工況條件下兩種噴嘴的淋水不均勻性系數Tab. 2 The flow coefficient of nozzles in different conditions

3 噴嘴布置方式

隨噴濺半徑R的增大，淋水環形面積加大，流量的權重則相應增加.在設計噴嘴布置時必須考慮面積權重的影響，以正確計算淋水密度.固定各噴嘴的間距為 1，m，空間布置可采用正三角形、正四邊形和正六邊形三種方式，分析噴嘴數量、交互區域的淋水不均勻性及淋水面積權重分布，TP-Ⅱ型噴嘴的空間流量分布見圖4.其中，正三角形噴嘴的（x，y）坐標分別為（0，0）、（0，1）和（0.5，0.866）；正六邊形的坐標為（0，1）、（0，-1）、（0.5，0.866）、（-0.5，0.866）、（0.5，-0.866）、（-0.5，-0.866）.

由圖4可見：在x-y坐標系內，噴嘴內部區域的流量分布基本呈現對稱性；對于正三角形和正六邊形的 x/y數值為 0.866，即 x和 y方向的對稱略有不同.以 300，MW機組冷卻面積5，000，m2的冷卻塔為基準，正四邊形布置的噴嘴數量為 5，000個，正三角形和正六邊形布置則分別需要5，773和4，330個，結合圖4結果的具體分析數據見表3.

圖4 TP-Ⅱ型噴嘴不同布置方式的空間淋水分布Fig. 4 The flow distribution of TP-Ⅱ nozzles in different arrangement

表3 TP-Ⅱ型噴嘴不同空間布置的淋水分析Tab. 3 Sprinkling analysis of TP-Ⅱ nozzles in different arrangements

由表 3可知：正三角形布置的噴嘴數量最多（5，773），單個噴嘴分配的控制面積最小，三角形區域的平均淋水量（7.2，m3/h）最大，但淋水不均勻性系數（0.34）增大，布水不如正四邊形均勻.實際工程設計中，有電廠冷卻塔的噴嘴設計曾采用過密的噴嘴布置，雖然噴淋量增大，但重水區和輕水區淋水密度相差過大，空氣出現短路，冷卻塔效率偏低［7］.相比于其他兩種布置方式，正六邊形噴嘴投資最少，單個噴嘴的控制面積增大，平均淋水量（5.0，m3/h）降低.由于空間距離增加，相鄰外圍噴嘴對正六邊形的中心區域貢獻量小，整體淋水不均勻性系數（0.35）增大.

實際工程設計時，不僅要滿足夏季高負荷情況，還需考慮冬季低負荷的極端工況，最低負荷甚至不足設計負荷值的20%，設計時可采用2或3臺循環泵送水，分 3區布水，即冷卻塔外圍、內部和中心區域采用不同的噴濺裝置類型和布置.外圍靠近壁面可采用 XPH型噴嘴的正三角形布置，噴嘴間距可和其噴濺半徑相當；內部主空氣流速區域可采用TP-Ⅱ型的正四邊形布置，以增大淋水密度和均勻性；而中心區域一般是空氣低流量區域，可采用TP-Ⅱ型的正六邊形布置，以降低淋水密度和減少投資.

從優化配水角度考慮，不能脫離開冷卻塔內的風場分布而簡單地研究淋水均勻性，有機雙向地協調配水與塔內空氣動力場才是提高冷卻塔冷卻效率的關鍵.還需結合流體力學數值模擬技術對冷卻塔空氣動力場不均勻分布進行研究，進而調整噴嘴布置方式，使得塔填料斷面的氣水比趨于常數，以達到風水雙向優化匹配的目的.

4 結 論

（1）XPH型噴嘴的流量系數（0.368）較 TP-Ⅱ型噴嘴的流量系數（0.921）小；XPH型噴嘴在噴嘴的正下方布水，噴濺半徑偏小，適用于工作水頭壓力≥10，kPa的工況；TP-Ⅱ型噴嘴在噴濺半徑的圓環區域布水，靠整體噴嘴群相互交迭達到布水均勻.

（2）當工作水頭壓力為10，kPa、濺落高度為0.8，m時，XPH型噴嘴的噴濺半徑為 1.1，m，TP-Ⅱ型噴嘴的噴濺半徑為 1.6，m；噴濺半徑隨著工作水頭壓力和濺落高度的增大而逐漸增加；TP-Ⅱ型噴嘴的淋水不均勻性系數（0.16）優于XPH型噴嘴（0.28）.

（3）TP-Ⅱ型噴嘴正三角形布置的平均流量最大，淋水不均勻性系數反而增大；正四邊形布置的淋水量控制在 6.8～9.5，m3/h，淋水均勻性最好；相比于其他兩種方式，正六邊形布置的投資最少，單個噴嘴的控制面積增大，平均淋水量略有降低.

［1］ 趙振國. 冷卻塔［M］. 北京：中國水利水電出版社，1997：1-21.

［2］ 徐躍芹，屠珊，黃文江，等. 火電廠自然通風冷卻塔性能研究［J］. 汽輪機技術，2005，47（5）：357-359.

［3］ 牛修富，孫奉仲，陳友良. 自然通風逆流濕式冷卻塔配水的研究與發展［J］. 電站系統工程，2008，24（3）：1-3.

［4］ 宋家斌. 冷卻塔噴濺裝置及布置方式改造提高冷卻塔配水均勻性［C］//第五屆電力工業節能減排學術研討會論文集，2010：41-46.

［5］ 孫世宏，孫立春，樊巖. 華能巢湖電廠1#機組冷卻塔噴濺裝置節能改造［J］. 節能，2013，10：74-76.

［6］ 郁金余，周華康. 冷卻塔更換新型噴淋裝置［J］. 華東電力，1988，12：10-13.

［7］ 楊凱利，鄧愛祥，張海峰，等. 自然通風冷卻塔噴濺裝置節能改造［J］. 電力學報，2012，27（4）：345-348.

噴嘴及其布置方式對冷卻塔性能的影響

閔 健，王連聲，姜媛媛，郭麗慧，騰東玉，趙虎軍

Influence of Nozzle Type and Arrangement on the Performance of Cooling Tower

MIN Jian，WANG Liansheng，JIANG Yuanyuan，GUO Lihui，TENG Dongyu，ZHAO Hujun
（GD Longyuan Power Technology & Engineering，Beijing 100039，China）

Based on the spray performance experiments of XPH and TP-Ⅱ nozzles，the water distribution throughout the whole tower affected by different parameters and arrangement of nozzles was analyzed. The results show that the flow coefficient of XPH is low and able to apply to the condition where pressure head is larger than 10，kPa. Groups of TP-Ⅱ nozzles should be used to make water well distributed. XPH nozzles should be positioned as an equilateral triangle at the wall zone in the tower. The middle zone full of air should be controlled by TP-Ⅱ nozzles arranged as a square. TP-Ⅱ nozzles distributed as a regular hexagon should be used at the core of the tower to reduce the spraying consistency and investment. The results can provide quantitative references for the optimization of cooling design and transformation.

cooling tower；flow coefficient；splash radius；sprinkling non-uniformity coefficient

TK219 文獻標志碼：A 文章編號：1672-6510（2015）02-0060-05

10.13364/j.issn.1672-6510.20140100

2014-06-25；

2014-11-27

閔 健（1974—），男，山東人，高級工程師，minjian1974@163.com.

常濤