噴嘴及其布置方式對(duì)冷卻塔性能的影響

（國(guó)電龍?jiān)措娏夹g(shù)工程有限責(zé)任公司，北京 100039）

（國(guó)電龍?jiān)措娏夹g(shù)工程有限責(zé)任公司，北京 100039）

依據(jù)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(shí)驗(yàn)研究，分析噴嘴各參數(shù)及不同布置方式的全塔噴嘴群布水的綜合效果.結(jié)果表明：XPH型噴嘴的流量系數(shù)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(dá)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(qū)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(qū)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(jié)果可為冷卻塔布水的優(yōu)化設(shè)計(jì)和改造提供定量參考.

冷卻塔；流量系數(shù)；噴濺半徑；淋水不均勻性系數(shù)

汽輪機(jī)做功后的乏汽在凝汽器中與循環(huán)水進(jìn)行換熱，火電廠多采用自然通風(fēng)逆流濕式冷卻塔對(duì)循環(huán)熱水進(jìn)行冷卻降溫［1］.循環(huán)熱水由泵送入配水系統(tǒng)，通過(guò)噴濺裝置將其分布在填料層上，并下行進(jìn)入填料層中與逆流空氣進(jìn)行換熱.整個(gè)冷卻塔的溫降在淋水區(qū)、填料區(qū)和雨區(qū)的比例約為 1∶7∶2，故大部分研究集中在填料區(qū)的換熱問(wèn)題［2］.但如果淋水不均，出現(xiàn)重水區(qū)、輕水區(qū)或無(wú)水區(qū)，導(dǎo)致風(fēng)阻過(guò)大和空氣短路的現(xiàn)象并存，導(dǎo)致填料區(qū)負(fù)荷變化加劇，整個(gè)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(tǒng)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(shù)量等是影響配水性能的重要參數(shù)，而配水的合理性與噴濺裝置淋水的均勻性對(duì)冷卻塔換熱效率影響極大［3］.傳統(tǒng)噴濺裝置間距的設(shè)計(jì)是依據(jù)單個(gè)噴嘴的噴濺半徑和其淋水均勻性，并未系統(tǒng)考慮全塔噴嘴群組合的噴濺淋水均勻性.文獻(xiàn)［4］指出，在原有設(shè)計(jì)基礎(chǔ)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(fù)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(guò)對(duì)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(jìn)行實(shí)驗(yàn)，結(jié)合理論分析探討了噴濺裝置的各參數(shù)對(duì)配水性能的影響，對(duì)不同布置方式中每個(gè)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(jìn)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(jù)此對(duì)300，MW機(jī)組的5，000，m2換熱面積的冷卻塔噴嘴進(jìn)行優(yōu)化組合設(shè)計(jì)，以達(dá)到塔內(nèi)最優(yōu)配水.

1 噴嘴性能實(shí)驗(yàn)

1.1 實(shí)驗(yàn)裝置

噴射實(shí)驗(yàn)裝置由水池、水泵、供水管道、噴水池、噴濺裝置、接水盤(pán)及回水溝組成，供水管上安裝閥門(mén)、壓力表及流量表，用以調(diào)節(jié)、測(cè)量水頭壓力及水流量.噴嘴噴射示意圖見(jiàn)圖1，圖中1為供水管/槽，2為噴濺裝置，3為接水盤(pán)；h為工作水頭高度，H為濺落高度，d為噴嘴內(nèi)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(pán)測(cè)量其沿半徑的分布情況，接水盤(pán)為橫截面 0.1，m×0.1，m的方格，每個(gè)方格所接水量由漏斗引入量筒測(cè)量.置接水盤(pán)于噴嘴下半徑方向，即可測(cè)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(shí)段的流量，計(jì)算噴嘴的平均流量系數(shù)，可得噴嘴出水流量與工作水頭壓力的關(guān)系.

1.2 流量系數(shù)

噴濺裝置由噴嘴和濺水碟組成，噴濺裝置的結(jié)構(gòu)特性和噴嘴內(nèi)直徑?jīng)Q定其流量和流量系數(shù).單個(gè)噴嘴的流量可采用式（1）計(jì)算.

式中：q為單噴嘴流量，m3/h；ε為噴嘴的流量系數(shù)；d為噴嘴內(nèi)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(cè)定噴嘴的流量及流量系數(shù)，流量測(cè)量結(jié)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(dǎo)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(guò)式（1）可換算得到流量系數(shù).實(shí)驗(yàn)表明，各類型的噴嘴在不同工作水頭壓力下所得流量系數(shù)的數(shù)值變化不大，可近似為噴嘴內(nèi)徑的單參數(shù)函數(shù)，可取其平均值作為該類型噴嘴的平均流量系數(shù)，用于工程設(shè)計(jì).通過(guò)計(jì)算，TP-Ⅱ型的流量系數(shù)（ε=0.921）較大，且不產(chǎn)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(zhuǎn)方式離開(kāi)噴嘴出口，在離心力的作用下向四周灑開(kāi)，濺散水流在淋水填料上呈圓形覆蓋，無(wú)中空，主要靠噴嘴本身濺散達(dá)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(huán)狀覆蓋，故定義噴嘴中心到水環(huán)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(shí)驗(yàn)值.

由表 1可見(jiàn)：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(dāng)工作水頭壓力ph= 10，kPa、濺落高度 H=0.8，m時(shí)，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(huán)區(qū)域，中空部分需靠相近噴嘴濺散的水環(huán)相互交迭，達(dá)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(shù)

2.1 淋水不均勻性系數(shù)的計(jì)算

在噴濺范圍內(nèi)各點(diǎn)淋水是否均勻用流量的均方差σ衡量，計(jì)算公式為

式中：Ai為各點(diǎn)的水流量，m3/h；A為各點(diǎn)水流量的平均值，m3/h；n是總計(jì)量點(diǎn)數(shù).均方差σ即為不均勻性系數(shù)，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(gè)噴嘴之間相互配合、影響和作用完成的，不能用單個(gè)噴嘴的噴濺效果來(lái)衡量整個(gè)冷卻塔配水的均勻程度，需要通過(guò)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(jī)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(gè)配水系統(tǒng)的工作性能最優(yōu).

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(nèi)部空間細(xì)化為0.1，m×0.1，m共100個(gè)小區(qū)域，綜合各噴嘴的迭加影響計(jì)算出該區(qū)域的淋水不均勻性系數(shù) σ，利用布置的對(duì)稱性原則可得全塔淋水分布情況.當(dāng)濺落高度 H=0.8，m時(shí)，正四邊形布置的4個(gè)噴嘴之間區(qū)域的綜合淋水分布情況如圖3所示，噴嘴的（x，y）坐標(biāo)分別為（0，0）、（0，1）、（1，0）和（1，1）.

由圖3可見(jiàn)：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(nèi)，外圍噴嘴的相互交疊能力很弱，所以整個(gè)區(qū)域的淋水量?jī)H為1.8～2.7，m3/h；TP-Ⅱ型噴嘴的流量系數(shù)大，重水區(qū)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(gè)區(qū)域的淋水量為 6.8～9.5，m3/h，噴嘴中心區(qū)域平均淋水量大，主要源于外圍相鄰噴嘴的貢獻(xiàn).

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(cè)算噴嘴交互區(qū)域的淋水均勻性，具體數(shù)值見(jiàn)表2.

由表 2可見(jiàn)：隨工作水頭壓力的增加，淋水不均勻性系數(shù)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(qū)和輕水區(qū)，淋水不均勻性系數(shù)由 0增至 0.4，出塔水溫升高1，℃；若淋水不均勻性系數(shù)達(dá)到 0.7，水溫可升高 4，℃，冷卻塔的效率急劇下降［4］.工程設(shè)計(jì)中，噴嘴間距宜選1，m左右；濺落高度可根據(jù)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(fù)荷循環(huán)水量降低時(shí)，可通過(guò)控制水泵開(kāi)機(jī)臺(tái)數(shù)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(shù)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(shù)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(huán)形面積加大，流量的權(quán)重則相應(yīng)增加.在設(shè)計(jì)噴嘴布置時(shí)必須考慮面積權(quán)重的影響，以正確計(jì)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(shù)量、交互區(qū)域的淋水不均勻性及淋水面積權(quán)重分布，TP-Ⅱ型噴嘴的空間流量分布見(jiàn)圖4.其中，正三角形噴嘴的（x，y）坐標(biāo)分別為（0，0）、（0，1）和（0.5，0.866）；正六邊形的坐標(biāo)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(jiàn)：在x-y坐標(biāo)系內(nèi)，噴嘴內(nèi)部區(qū)域的流量分布基本呈現(xiàn)對(duì)稱性；對(duì)于正三角形和正六邊形的 x/y數(shù)值為 0.866，即 x和 y方向的對(duì)稱略有不同.以 300，MW機(jī)組冷卻面積5，000，m2的冷卻塔為基準(zhǔn)，正四邊形布置的噴嘴數(shù)量為 5，000個(gè)，正三角形和正六邊形布置則分別需要5，773和4，330個(gè)，結(jié)合圖4結(jié)果的具體分析數(shù)據(jù)見(jiàn)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(shù)量最多（5，773），單個(gè)噴嘴分配的控制面積最小，三角形區(qū)域的平均淋水量（7.2，m3/h）最大，但淋水不均勻性系數(shù)（0.34）增大，布水不如正四邊形均勻.實(shí)際工程設(shè)計(jì)中，有電廠冷卻塔的噴嘴設(shè)計(jì)曾采用過(guò)密的噴嘴布置，雖然噴淋量增大，但重水區(qū)和輕水區(qū)淋水密度相差過(guò)大，空氣出現(xiàn)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(gè)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?fù)鈬鷩娮鞂?duì)正六邊形的中心區(qū)域貢獻(xiàn)量小，整體淋水不均勻性系數(shù)（0.35）增大.

實(shí)際工程設(shè)計(jì)時(shí)，不僅要滿足夏季高負(fù)荷情況，還需考慮冬季低負(fù)荷的極端工況，最低負(fù)荷甚至不足設(shè)計(jì)負(fù)荷值的20%，設(shè)計(jì)時(shí)可采用2或3臺(tái)循環(huán)泵送水，分 3區(qū)布水，即冷卻塔外圍、內(nèi)部和中心區(qū)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(dāng)；內(nèi)部主空氣流速區(qū)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(qū)域一般是空氣低流量區(qū)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(yōu)化配水角度考慮，不能脫離開(kāi)冷卻塔內(nèi)的風(fēng)場(chǎng)分布而簡(jiǎn)單地研究淋水均勻性，有機(jī)雙向地協(xié)調(diào)配水與塔內(nèi)空氣動(dòng)力場(chǎng)才是提高冷卻塔冷卻效率的關(guān)鍵.還需結(jié)合流體力學(xué)數(shù)值模擬技術(shù)對(duì)冷卻塔空氣動(dòng)力場(chǎng)不均勻分布進(jìn)行研究，進(jìn)而調(diào)整噴嘴布置方式，使得塔填料斷面的氣水比趨于常數(shù)，以達(dá)到風(fēng)水雙向優(yōu)化匹配的目的.

4 結(jié) 論

（1）XPH型噴嘴的流量系數(shù)（0.368）較 TP-Ⅱ型噴嘴的流量系數(shù)（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(huán)區(qū)域布水，靠整體噴嘴群相互交迭達(dá)到布水均勻.

（2）當(dāng)工作水頭壓力為10，kPa、濺落高度為0.8，m時(shí)，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(shù)（0.16）優(yōu)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(shù)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(gè)噴嘴的控制面積增大，平均淋水量略有降低.

［1］ 趙振國(guó). 冷卻塔［M］. 北京：中國(guó)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(fēng)冷卻塔性能研究［J］. 汽輪機(jī)技術(shù)，2005，47（5）：357-359.

［3］ 牛修富，孫奉仲，陳友良. 自然通風(fēng)逆流濕式冷卻塔配水的研究與發(fā)展［J］. 電站系統(tǒng)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(yè)節(jié)能減排學(xué)術(shù)研討會(huì)論文集，2010：41-46.

［5］ 孫世宏，孫立春，樊巖. 華能巢湖電廠1#機(jī)組冷卻塔噴濺裝置節(jié)能改造［J］. 節(jié)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(ài)祥，張海峰，等. 自然通風(fēng)冷卻塔噴濺裝置節(jié)能改造［J］. 電力學(xué)報(bào)，2012，27（4）：345-348.

噴嘴及其布置方式對(duì)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(xiàn)標(biāo)志碼：A 文章編號(hào)：1672-6510（2015）02-0060-05

10.13364/j.issn.1672-6510.20140100

2014-06-25；

2014-11-27

閔 ?。?974—），男，山東人，高級(jí)工程師，minjian1974@163.com.

常濤