姚壽廣,張靈龍,聶宇宏,錢飛舟,胡法依

(1.江蘇科技大學(xué) 能源與動(dòng)力工程學(xué)院,鎮(zhèn)江 212003)(2.蘇州海陸重工股份有限公司,張家港 215600)

大容量D型鍋爐由于其結(jié)構(gòu)緊湊等獨(dú)特優(yōu)勢(shì),在石化行業(yè)中得到了廣泛應(yīng)用,但在D型鍋爐后部的多排對(duì)流管束蒸發(fā)受熱系統(tǒng)中,由于特殊的煙氣沖刷方式不能簡(jiǎn)單區(qū)分對(duì)流管束中的上升管與下降管,對(duì)該型鍋爐的設(shè)計(jì)、水動(dòng)力特性的分析及運(yùn)行控制預(yù)測(cè)帶來了困難[1-2]．目前工程中在處理此問題時(shí)是通過密閉煙氣隔墻直接將下降管區(qū)分出來進(jìn)行設(shè)計(jì)、分析和運(yùn)行控制[3]．其中鍋爐水動(dòng)力計(jì)算主要采用經(jīng)典的圖解法,其基本原則是“串聯(lián)回路流量相等壓差相加,并聯(lián)回路流量相加壓差相等”,求得回路總壓差和總循環(huán)流量,最終確定所求管組的工作點(diǎn)．國(guó)內(nèi)外很多學(xué)者在圖解法的基礎(chǔ)上,通過建立不同的數(shù)學(xué)模型以計(jì)算不同型式鍋爐的水動(dòng)力特性．文獻(xiàn)[4]中在均相流模型的基礎(chǔ)上,通過對(duì)兩個(gè)非線性模型進(jìn)行組合,建立自然循環(huán)鍋爐的水動(dòng)力計(jì)算模型．在文獻(xiàn)[4]研究的基礎(chǔ)上,文獻(xiàn)[5]中建立了自然循環(huán)鍋爐汽包水位動(dòng)力學(xué)仿真模型,驗(yàn)證得到汽包的大小對(duì)水的冷凝率影響不大．

針對(duì)帶有復(fù)雜多排對(duì)流管束蒸發(fā)受熱系統(tǒng)的鍋爐的研究,文獻(xiàn)[6]中提出一種能夠直接計(jì)算自然循環(huán)鍋爐回路中每根單管的水動(dòng)力特性的計(jì)算方法,提高了水循環(huán)計(jì)算的可靠性和計(jì)算效率．文獻(xiàn)[7]中針對(duì)帶有多排管的復(fù)雜回路鍋爐“三菱-CE34VP-18W”型低壓鍋爐進(jìn)行水循環(huán)編程計(jì)算,并將計(jì)算結(jié)果與該臺(tái)鍋爐水循環(huán)實(shí)驗(yàn)結(jié)果對(duì)比,兩種計(jì)算方法的結(jié)果較接近．文獻(xiàn)[8]中針對(duì)帶有復(fù)雜回路的自然循環(huán)鍋爐,提出自然循環(huán)水動(dòng)力回路分析法,進(jìn)一步提高了該型鍋爐水循環(huán)計(jì)算結(jié)果的精度．文獻(xiàn)[9]中針對(duì)D型鍋爐的水循環(huán)系統(tǒng)提出停滯壓差的概念,并將停滯壓差與系統(tǒng)運(yùn)行壓差對(duì)比,來判定D型鍋爐的下降管數(shù)量,進(jìn)一步提高了D型鍋爐水循環(huán)求解的精度．以上將帶有復(fù)雜多排對(duì)流管束蒸發(fā)受熱系統(tǒng)的鍋爐水動(dòng)力結(jié)果計(jì)算得更加精確,在計(jì)算效率上也有所提高,但未將該研究方法運(yùn)用于大容量D型鍋爐．

文中針對(duì)該大容量D型鍋爐水動(dòng)力學(xué)分析,在前人總結(jié)出的回路分析法及停滯壓差概念的基礎(chǔ)上,提出運(yùn)用比較系統(tǒng)運(yùn)行壓差與各管排停滯壓差的方法,來區(qū)分多排對(duì)流管束區(qū)域中的上升管與下降管,以此獲得準(zhǔn)確的下降管數(shù)量．并根據(jù)準(zhǔn)確的下降管數(shù)量進(jìn)行該D型燃?xì)忮仩t不同工況下自然循環(huán)水動(dòng)力特性參數(shù)的變化規(guī)律分析,為該大容量D型燃?xì)忮仩t的設(shè)計(jì)與寬范圍工況的安全運(yùn)行提供理論依據(jù)．

1 大容量D型燃?xì)忮仩t結(jié)構(gòu)特點(diǎn)

文中D型鍋爐為雙鍋筒橫置式自然循環(huán)水管式蒸汽鍋爐,其結(jié)構(gòu)如圖1．沿?zé)煔饬鲃?dòng)方向看,燃料在爐膛內(nèi)燃燒,首先輻射爐膛內(nèi)膜式水冷壁受熱面,再依次流經(jīng)凝渣管,低溫過熱器,高溫過熱器,及鍋爐后部汽包之間大量的對(duì)流管束,最終通過鍋爐尾部省煤器的余熱充分吸收再排放至大氣．

圖1 D型鍋爐基本結(jié)構(gòu)Fig.1 Basic structure diagram of D type boiler

汽水系統(tǒng)較煙氣系統(tǒng)復(fù)雜,給水通過給水泵進(jìn)入省煤器加熱再流入上鍋筒,通過上下鍋筒之間的對(duì)流區(qū)域下降管流入下鍋筒,再通過有對(duì)流區(qū)域上升管及爐膛水冷壁組成的上升系統(tǒng)流入上鍋筒,再由上鍋筒內(nèi)部的汽水分離裝置將蒸汽分離至蒸汽集箱再由集箱分配至低溫過熱器,經(jīng)噴水減溫裝置降溫后再流入高溫過熱器,最后被收集至蒸汽母管供企業(yè)生產(chǎn)用汽．由于在本型鍋爐中汽水系統(tǒng)屬于一個(gè)獨(dú)立完整的系統(tǒng),并且該結(jié)構(gòu)在此型鍋爐中較為典型,文中將此獨(dú)立的汽水系統(tǒng)作為研究對(duì)象進(jìn)行計(jì)算分析．

2 建立自然循環(huán)水動(dòng)力學(xué)計(jì)算模型

2.1 計(jì)算模型簡(jiǎn)化及假設(shè)

(1) 假設(shè)流動(dòng)工質(zhì)只考慮流動(dòng)方向的速度和壓力變化而不考慮徑向變化,流動(dòng)截面上每點(diǎn)速度和壓力相等[10]．

(2) 流動(dòng)阻力的壓降變化對(duì)比容變化影響忽略不計(jì)．

(3) 簡(jiǎn)化兩相流體為均相流體,即汽水流速相等,該“單相”流體的假擬特性通過特定的方式綜合兩相流的特性[11]．

(4) 由省煤器加熱提供欠焓水,認(rèn)為下降管中含汽率為零．

2.2 水動(dòng)力學(xué)計(jì)算數(shù)學(xué)模型

針對(duì)研究的對(duì)象,簡(jiǎn)化水動(dòng)力計(jì)算模型．如圖2.在自然循環(huán)回路中,上升系統(tǒng)分別由爐膛水冷壁前墻、后墻、左墻、右墻及對(duì)流管束上升管并聯(lián)組成,下降系統(tǒng)由對(duì)流管束區(qū)左墻、右墻、后墻及對(duì)流管束下降管并聯(lián)組成．依據(jù)水動(dòng)力計(jì)算中下降系統(tǒng)的總壓降Pxj與上升系統(tǒng)的總壓降Pss相等的原則,根據(jù)“流量相加”和“壓差相等”的原則建立方程組[10]．

圖2 D型鍋爐水動(dòng)力計(jì)算模型簡(jiǎn)圖Fig.2 Calculation model of D type boiler

以該系統(tǒng)中較為特殊的對(duì)流管束區(qū)域中的上升系統(tǒng)與下降系統(tǒng)構(gòu)成的閉合回路所建立的壓差方程為例加以說明，即:

(1)

下降系統(tǒng)的流量等于上升系統(tǒng)的流量,即:

Gxj1+Gxj2=Gss1+Gss2+Gss3+Gss4+Gss5

(2)

式中：Gxj1,Gxj2分別為下降系統(tǒng)中對(duì)流管束區(qū)域下降管排、對(duì)流區(qū)水冷壁管排的分配流量;Gss1,Gss2,Gss3,Gss4,Gss5分別為上升系統(tǒng)中爐膛水冷壁前后左右墻和對(duì)流管束區(qū)域上升管排的分配流量．

2.2.1 單相流管段壓降計(jì)算

各管段主要計(jì)算公式:

(3)

式中：Δp為計(jì)算管段單相液體壓降,Pa;ξr為計(jì)算管段入口阻力系數(shù);∑ξwt為計(jì)算管段彎頭阻力系數(shù);ξc為計(jì)算管段出口阻力系數(shù);l為管段長(zhǎng)度,m;w為計(jì)算管段的循環(huán)流速,m/s;ρ′為計(jì)算管段的飽和水密度,kg/m3;λ0為折算摩擦阻力系數(shù)[11]：

(4)

式中：d為管子內(nèi)徑,m;κ為管子內(nèi)壁絕對(duì)粗糙度,mm．

2.2.2 沸騰點(diǎn)高度計(jì)算

考慮到上升管的靜壓力變化及工質(zhì)水至沸騰點(diǎn)的流動(dòng)阻力損失對(duì)沸騰點(diǎn)處飽和水焓影響,并結(jié)合熱量守恒方程,文中推導(dǎo)出沸騰點(diǎn)在第n受熱段,其通用公式為:

(5)

2.2.3 兩相流管段壓降計(jì)算

兩相流體總壓降一般由摩擦壓降、局部壓降、加速壓降3部分組成．汽水兩相摩擦阻力是通過計(jì)算均相流體的摩擦阻力系數(shù)乘以摩擦阻力損失校正系數(shù)獲得[12]．由于加速壓降在總壓降中所占比例較小,計(jì)算誤差可忽略不計(jì)[13]．

Δp′=Δpmc+Δpjb+Δpjs

(6)

(7)

(8)

Δpjs=(xc-xr)(v″-v′)(ρ′w)2

(9)

2.2.4 各管排停滯壓差計(jì)算

停滯壓差計(jì)算公式:

[(1-φtz′)ρ′+φtz′ρ″]ghrh

(10)

(1)Κai可按照以下獲得:

(11)

式中：s為滑移比;β為容積含汽率;y為轉(zhuǎn)換系數(shù),計(jì)算為:

(12)

式中：ωo為循環(huán)流速,m/s;d*為管子界限內(nèi)直徑,m;νs為飽和水運(yùn)動(dòng)粘度,m2/s;α為管子的傾角．

(2) 平均停滯含汽率計(jì)算為:

國(guó)際市場(chǎng)：上周，由于印度招標(biāo)結(jié)束，國(guó)際尿素需求量大幅減少，價(jià)格略有下跌。上周黑海小顆粒尿素離岸價(jià)持穩(wěn)，為305-310美元/噸；波羅的海小顆粒尿素離岸價(jià)低端價(jià)格下跌4美元/噸，高端價(jià)格下跌3美元/噸，為306-310美元/噸；中國(guó)小顆粒尿素離岸價(jià)低端價(jià)格下跌2美元/噸，高端價(jià)格下跌1美元/噸，為334-336美元/噸。

(13)

(14)

式中:Gr和Gc為管段入口、出口處的蒸汽質(zhì)量流量,kg/s;A為管子橫截面積,m2．

2.3 對(duì)流管束管內(nèi)工質(zhì)流向的判定方法

按煙氣流向看,設(shè)定對(duì)流管束區(qū)的縱向管排編號(hào)為1至n,假設(shè)第n排管排為下降管,并進(jìn)行如圖3的判定直至假設(shè)成立．例如,當(dāng)假設(shè)第m排為下降管,判定結(jié)果為Pxt≥Ptz時(shí),則假設(shè)成立,得出第1排至第m-1排為上升管,第m排至第n排為下降管．Pxt為系統(tǒng)運(yùn)行壓差，Ptz為停滯壓穩(wěn)差.

圖3 對(duì)流管束內(nèi)工質(zhì)流向的判定程序Fig.3 Determination procedure of working fluid flow in convection tube bundle

3 模型正確性的驗(yàn)證

從結(jié)構(gòu)上來看,D型鍋爐屬于帶有上下鍋筒的汽包鍋爐．為驗(yàn)證文中提出方法及模型的正確性,以文獻(xiàn)[12]中雙鍋筒多排管鍋爐的計(jì)算算例,用文中提出的水動(dòng)力分析模型進(jìn)行驗(yàn)證計(jì)算．計(jì)算結(jié)果如表1,從各管排循環(huán)流速的計(jì)算結(jié)果對(duì)比及與管排的上升或下降的判斷結(jié)果來看,驗(yàn)證了文中提出的水動(dòng)力分析模型及方法的正確性．

表1 不同計(jì)算方法下縱向管排循環(huán)流速計(jì)算結(jié)果的對(duì)比Table 1 Comparison of calculation results of vertical tube flow rate under different calculation methods

4 計(jì)算結(jié)果及分析

4.1 對(duì)流管束區(qū)上升管下降管的判定結(jié)果

表2為200 t/h鍋爐額定工況下對(duì)流管束區(qū)上升管下降管的判定結(jié)果

表2 200 t/h鍋爐額定工況下對(duì)流管束上升管與下降管的判定結(jié)果Table 2 Results of the determination of the riser and the drop tube of the convection tube bundle in the rated condition of 200 t/h boiler

由表2可知：當(dāng)假定下降管的序號(hào)為17-14時(shí)，Pxt≤Ptz;當(dāng)假定下降管的序號(hào)為17-13時(shí),Pxt≥Ptz.兩次的假定使得Pxt與Ptz的大小等級(jí)發(fā)生了改變,說明第13、14排為對(duì)流管束區(qū)域的分界管排,則可以判定第17-14排為下降管,第13-1排為上升管．

4.2 自然循環(huán)水動(dòng)力計(jì)算結(jié)果

根據(jù)表2判定結(jié)果可準(zhǔn)確地建立額定工況下的水循環(huán)系統(tǒng)模型,并據(jù)此計(jì)算得出系統(tǒng)各部件運(yùn)行時(shí)的循環(huán)流速及質(zhì)量流速、循環(huán)倍率，結(jié)果如表3．

表3 200 t/h額定工況下水動(dòng)力計(jì)算結(jié)果Table 3 Calculation results of launching power of 200 t/h rated condition

由于200 t/h 大容量D型鍋爐是在原實(shí)際運(yùn)行的100 t/h D型鍋爐基礎(chǔ)上,通過調(diào)整鍋爐受熱面整體高度設(shè)計(jì)獲得的,將計(jì)算得出的200 t/h D型鍋爐額定工況下的水動(dòng)力結(jié)果與文獻(xiàn)[13]中100 t/h D型鍋爐額定工況下的水動(dòng)力計(jì)算結(jié)果對(duì)比發(fā)現(xiàn),原100 t/h D型鍋爐在額定工況下運(yùn)行的計(jì)算結(jié)果,特別是循環(huán)水速都在文獻(xiàn)[13-14]中的推薦值區(qū)間內(nèi),而200 t/h D型鍋爐在額定工況下運(yùn)行時(shí),其不同區(qū)域上升管的循環(huán)水速都分別較100 t/h D型鍋爐在額定工況下運(yùn)行的計(jì)算結(jié)果有0.3m/s左右的提升,同時(shí)下降管排的數(shù)量也相應(yīng)減少兩排．水動(dòng)力計(jì)算結(jié)果除水冷壁前、后墻循環(huán)水速超出文獻(xiàn)[13-14]中的推薦值區(qū)間0.2 m/s外,其他部件參數(shù)均在推薦值區(qū)間內(nèi)．

鑒于判斷自然循環(huán)鍋爐水循環(huán)故障的依據(jù)是循環(huán)水速低于推薦值(判斷鍋爐運(yùn)行下限),或者循環(huán)倍率低于推薦值(判斷鍋爐運(yùn)行上限),一般鍋爐手冊(cè)中未將循環(huán)水速高于推薦值上限作為判斷水循環(huán)故障的依據(jù)．該200 t/h 大容量D型鍋爐雖然水冷壁前、后墻循環(huán)水速超出文獻(xiàn)[13-14]中推薦值區(qū)間0.3 m/s,但200 t/h負(fù)荷下計(jì)算得到的循環(huán)倍率為30,循環(huán)倍率高于文獻(xiàn)[13-14]中給出的推薦值下限．因此,額定工況下該鍋爐水循環(huán)是可靠的,從文獻(xiàn)[15]中曾對(duì)220 t/h自然循環(huán)燃油鍋爐進(jìn)行過的水循環(huán)試驗(yàn)也驗(yàn)證了此結(jié)論．

4.3 變工況特性分析

改變?cè)?00 t/h D型鍋爐的運(yùn)行工況p,來分析D型鍋爐水動(dòng)力特性參數(shù)的變化趨勢(shì)．文中相應(yīng)計(jì)算工況分別為額定工況的120%,110%,70%,50%,30%,20%,并與100%額定工況進(jìn)行對(duì)比分析．

圖4為下降管數(shù)量隨工況變化,從中可看出隨著運(yùn)行工況的下降,對(duì)流管束區(qū)域中下降管數(shù)量占總管排數(shù)量的比例增加．

圖4 下降管數(shù)量隨工況變化Fig.4 Number of falling pipe varies with the working condition

圖5～8分別為循環(huán)倍率、系統(tǒng)運(yùn)行壓差、循環(huán)水速、上升系統(tǒng)質(zhì)量含汽率等水動(dòng)力參數(shù)隨不同運(yùn)行工況的變化圖．

圖5 循環(huán)倍率隨工況的變化Fig.5 Circulation rate changes with the working conditions

圖6 系統(tǒng)運(yùn)行壓差隨工況的變化Fig.6 Variation of operating pressure of system with working conditions

圖7 各部件循環(huán)水速隨工況的變化Fig.7 Change of circulating water velocity with working conditions

圖8 質(zhì)量含氣率隨工況的變化Fig.8 Variation of air quality with the condition of mass

通過以上的變工況模擬分析結(jié)果可以看出,在實(shí)際工況為額定工況30%～120%時(shí),從循環(huán)倍率、循環(huán)水速等水動(dòng)力參數(shù)的角度出發(fā),并根據(jù)文獻(xiàn)[11-12]給出的循環(huán)倍率、循環(huán)水速推薦值,可以確定該型鍋爐能夠在額定工況120%～20%時(shí)安全運(yùn)行．在額定工況30%以下運(yùn)行時(shí),循環(huán)水速的變化梯度相對(duì)減弱,當(dāng)鍋爐在20%工況下運(yùn)行時(shí),水冷壁左右墻的循環(huán)水速在0.34 m/s,接近文獻(xiàn)[13-14]推薦值下限0.3 m/s的趨勢(shì),可以表明當(dāng)實(shí)際工況低于額定工況20%時(shí),此時(shí)水循環(huán)系統(tǒng)的循環(huán)倍率超出文獻(xiàn)[13-14]中的推薦值范圍,說明額定工況20%是該型鍋爐安全運(yùn)行的下限,應(yīng)該避免系統(tǒng)在低于設(shè)計(jì)工況20%下運(yùn)行．而在額定工況120%下運(yùn)行時(shí),此時(shí)循環(huán)倍率值為21,與文獻(xiàn)[13-14]中給出循環(huán)倍率為20的推薦值下限基本接近,說明額定工況120%是該型鍋爐安全運(yùn)行的上限,應(yīng)該避免系統(tǒng)在高于設(shè)計(jì)工況120%上運(yùn)行．

由于D型鍋爐的特點(diǎn),使其具備根據(jù)蒸發(fā)量大小自動(dòng)調(diào)整對(duì)流管束區(qū)處于低溫?zé)煔馓幍南陆倒芄芘艛?shù)．由于不需要設(shè)置獨(dú)立的下降管系統(tǒng),在實(shí)際工況不斷提升的情況下,D型鍋爐本身能夠?qū)?duì)流管束區(qū)原本是下降管的管排轉(zhuǎn)變?yōu)樯仙芘?從而擁有更多的上升管來承擔(dān)更多的上升流量,所以即使實(shí)際的運(yùn)行工況在不斷提升,該型鍋爐循環(huán)水速不至于快速提升．因此從理論上來講,在相同安全運(yùn)行條件的限制下,與相同蒸發(fā)受熱面的其他鍋爐比較,D型鍋爐能夠達(dá)到更大的蒸發(fā)上限．通過水動(dòng)力特性變工況模擬計(jì)算,并與帶有固定下降管的鍋爐機(jī)組做比較[17-18],文中200 t/h D型鍋爐在100%工況下降到50%工況時(shí),水冷壁流速下降了20%,而文獻(xiàn)[17]中給出的帶有固定下降管的鍋爐機(jī)組在100%工況下降到50%工況時(shí),水冷壁流速下降了31%,而文獻(xiàn)[18]中給出的帶有固定下降管的鍋爐機(jī)組在100%工況下降到50%工況時(shí),水冷壁流速下降了26%,帶有固定下降管的鍋爐機(jī)組的變化趨勢(shì)明顯高于D型鍋爐,其對(duì)比結(jié)果如表4．

表4 D型鍋爐與其他爐型循環(huán)水速變化梯度的對(duì)比結(jié)果Table 4 Comparison of the velocity gradient of the D-type boiler and other types of boiler %

可以發(fā)現(xiàn)相比于帶有固定下降管系統(tǒng)的鍋爐,D型鍋爐機(jī)組在運(yùn)行工況不斷提升的情況下,其上升管系統(tǒng)循環(huán)水速的變化梯度確實(shí)較為平緩．因此,在相同蒸發(fā)受熱面的情況下,與帶有固定下降管的鍋爐相比,D型鍋爐循環(huán)水速達(dá)到循環(huán)水速的上限時(shí)能夠具有更大的蒸發(fā)量,這驗(yàn)證了從理論角度出發(fā)得出的結(jié)論．

5 結(jié)論

(1) 針對(duì)帶有多排對(duì)流管束蒸發(fā)受熱系統(tǒng)的大容量D型燃?xì)忮仩t,通過比較系統(tǒng)運(yùn)行壓差與各管排停滯壓差來區(qū)分多排對(duì)流管束區(qū)域中上升管與下降管,能夠獲得下降管數(shù)量隨工況變化的規(guī)律．并據(jù)此通過建立該型鍋爐自然循環(huán)水動(dòng)力計(jì)算模型,可揭示了大容量D型燃?xì)忮仩t自然循環(huán)水動(dòng)力特性參數(shù)的變化規(guī)律．

(2) 該型200 t/h大容量D型燃?xì)忮仩t在運(yùn)行工況逐漸降低的情況下,水動(dòng)力參數(shù)中的循環(huán)倍率、運(yùn)行壓差逐漸升高,各回路中循環(huán)流速、質(zhì)量含氣率逐漸降低．并且在0.2倍額定負(fù)荷以下運(yùn)行會(huì)出現(xiàn)水循環(huán)流速低于文獻(xiàn)[13-14]中推薦值的情況,在1.2倍額定負(fù)荷以上運(yùn)行會(huì)出現(xiàn)循環(huán)倍率高于文獻(xiàn)[11-12]中推薦值的情況,可以判定該型鍋爐宜在120%至20%工況下運(yùn)行安全運(yùn)行．

(3) 相對(duì)于帶有固定下降管系統(tǒng)的其他鍋爐,D型鍋爐能夠在相同蒸發(fā)受熱面的情況下達(dá)到更大的蒸發(fā)上限．