大容量D型燃气锅炉自然循环水动力特性分析

姚寿广,张灵龙,聂宇宏,钱飞舟,胡法依

(1.江苏科技大学 能源与动力工程学院,镇江 212003)(2.苏州海陆重工股份有限公司,张家港 215600)

大容量D型锅炉由于其结构紧凑等独特优势,在石化行业中得到了广泛应用,但在D型锅炉后部的多排对流管束蒸发受热系统中,由于特殊的烟气冲刷方式不能简单区分对流管束中的上升管与下降管,对该型锅炉的设计、水动力特性的分析及运行控制预测带来了困难[1-2]．目前工程中在处理此问题时是通过密闭烟气隔墙直接将下降管区分出来进行设计、分析和运行控制[3]．其中锅炉水动力计算主要采用经典的图解法,其基本原则是“串联回路流量相等压差相加,并联回路流量相加压差相等”,求得回路总压差和总循环流量,最终确定所求管组的工作点．国内外很多学者在图解法的基础上,通过建立不同的数学模型以计算不同型式锅炉的水动力特性．文献[4]中在均相流模型的基础上,通过对两个非线性模型进行组合,建立自然循环锅炉的水动力计算模型．在文献[4]研究的基础上,文献[5]中建立了自然循环锅炉汽包水位动力学仿真模型,验证得到汽包的大小对水的冷凝率影响不大．

针对带有复杂多排对流管束蒸发受热系统的锅炉的研究,文献[6]中提出一种能够直接计算自然循环锅炉回路中每根单管的水动力特性的计算方法,提高了水循环计算的可靠性和计算效率．文献[7]中针对带有多排管的复杂回路锅炉“三菱-CE34VP-18W”型低压锅炉进行水循环编程计算,并将计算结果与该台锅炉水循环实验结果对比,两种计算方法的结果较接近．文献[8]中针对带有复杂回路的自然循环锅炉,提出自然循环水动力回路分析法,进一步提高了该型锅炉水循环计算结果的精度．文献[9]中针对D型锅炉的水循环系统提出停滞压差的概念,并将停滞压差与系统运行压差对比,来判定D型锅炉的下降管数量,进一步提高了D型锅炉水循环求解的精度．以上将带有复杂多排对流管束蒸发受热系统的锅炉水动力结果计算得更加精确,在计算效率上也有所提高,但未将该研究方法运用于大容量D型锅炉．

文中针对该大容量D型锅炉水动力学分析,在前人总结出的回路分析法及停滞压差概念的基础上,提出运用比较系统运行压差与各管排停滞压差的方法,来区分多排对流管束区域中的上升管与下降管,以此获得准确的下降管数量．并根据准确的下降管数量进行该D型燃气锅炉不同工况下自然循环水动力特性参数的变化规律分析,为该大容量D型燃气锅炉的设计与宽范围工况的安全运行提供理论依据．

1 大容量D型燃气锅炉结构特点

文中D型锅炉为双锅筒横置式自然循环水管式蒸汽锅炉,其结构如图1．沿烟气流动方向看,燃料在炉膛内燃烧,首先辐射炉膛内膜式水冷壁受热面,再依次流经凝渣管,低温过热器,高温过热器,及锅炉后部汽包之间大量的对流管束,最终通过锅炉尾部省煤器的余热充分吸收再排放至大气．

图1 D型锅炉基本结构Fig.1 Basic structure diagram of D type boiler

汽水系统较烟气系统复杂,给水通过给水泵进入省煤器加热再流入上锅筒,通过上下锅筒之间的对流区域下降管流入下锅筒,再通过有对流区域上升管及炉膛水冷壁组成的上升系统流入上锅筒,再由上锅筒内部的汽水分离装置将蒸汽分离至蒸汽集箱再由集箱分配至低温过热器,经喷水减温装置降温后再流入高温过热器,最后被收集至蒸汽母管供企业生产用汽．由于在本型锅炉中汽水系统属于一个独立完整的系统,并且该结构在此型锅炉中较为典型,文中将此独立的汽水系统作为研究对象进行计算分析．

2 建立自然循环水动力学计算模型

2.1 计算模型简化及假设

(1) 假设流动工质只考虑流动方向的速度和压力变化而不考虑径向变化,流动截面上每点速度和压力相等[10]．

(2) 流动阻力的压降变化对比容变化影响忽略不计．

(3) 简化两相流体为均相流体,即汽水流速相等,该“单相”流体的假拟特性通过特定的方式综合两相流的特性[11]．

(4) 由省煤器加热提供欠焓水,认为下降管中含汽率为零．

2.2 水动力学计算数学模型

针对研究的对象,简化水动力计算模型．如图2.在自然循环回路中,上升系统分别由炉膛水冷壁前墙、后墙、左墙、右墙及对流管束上升管并联组成,下降系统由对流管束区左墙、右墙、后墙及对流管束下降管并联组成．依据水动力计算中下降系统的总压降Pxj与上升系统的总压降Pss相等的原则,根据“流量相加”和“压差相等”的原则建立方程组[10]．

图2 D型锅炉水动力计算模型简图Fig.2 Calculation model of D type boiler

以该系统中较为特殊的对流管束区域中的上升系统与下降系统构成的闭合回路所建立的压差方程为例加以说明，即:

(1)

下降系统的流量等于上升系统的流量,即:

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

(2)

式中：Gxj1,Gxj2分别为下降系统中对流管束区域下降管排、对流区水冷壁管排的分配流量;Gss1,Gss2,Gss3,Gss4,Gss5分别为上升系统中炉膛水冷壁前后左右墙和对流管束区域上升管排的分配流量．

2.2.1 单相流管段压降计算

各管段主要计算公式:

(3)

式中：Δp为计算管段单相液体压降,Pa;ξr为计算管段入口阻力系数;∑ξwt为计算管段弯头阻力系数;ξc为计算管段出口阻力系数;l为管段长度,m;w为计算管段的循环流速,m/s;ρ′为计算管段的饱和水密度,kg/m3;λ0为折算摩擦阻力系数[11]：

(4)

式中：d为管子内径,m;κ为管子内壁绝对粗糙度,mm．

2.2.2 沸腾点高度计算

考虑到上升管的静压力变化及工质水至沸腾点的流动阻力损失对沸腾点处饱和水焓影响,并结合热量守恒方程,文中推导出沸腾点在第n受热段,其通用公式为:

(5)

2.2.3 两相流管段压降计算

两相流体总压降一般由摩擦压降、局部压降、加速压降3部分组成．汽水两相摩擦阻力是通过计算均相流体的摩擦阻力系数乘以摩擦阻力损失校正系数获得[12]．由于加速压降在总压降中所占比例较小,计算误差可忽略不计[13]．

Δp′=Δpmc+Δpjb+Δpjs

(6)

(7)

(8)

Δpjs=(xc-xr)(v″-v′)(ρ′w)2

(9)

2.2.4 各管排停滞压差计算

停滞压差计算公式:

[(1-φtz′)ρ′+φtz′ρ″]ghrh

(10)

(1)Κai可按照以下获得:

(11)

式中：s为滑移比;β为容积含汽率;y为转换系数,计算为:

(12)

式中：ωo为循环流速,m/s;d*为管子界限内直径,m;νs为饱和水运动粘度,m2/s;α为管子的倾角．

(2) 平均停滞含汽率计算为:

国际市场：上周，由于印度招标结束，国际尿素需求量大幅减少，价格略有下跌。上周黑海小颗粒尿素离岸价持稳，为305-310美元/吨；波罗的海小颗粒尿素离岸价低端价格下跌4美元/吨，高端价格下跌3美元/吨，为306-310美元/吨；中国小颗粒尿素离岸价低端价格下跌2美元/吨，高端价格下跌1美元/吨，为334-336美元/吨。

(13)

(14)

式中:Gr和Gc为管段入口、出口处的蒸汽质量流量,kg/s;A为管子横截面积,m2．

2.3 对流管束管内工质流向的判定方法

按烟气流向看,设定对流管束区的纵向管排编号为1至n,假设第n排管排为下降管,并进行如图3的判定直至假设成立．例如,当假设第m排为下降管,判定结果为Pxt≥Ptz时,则假设成立,得出第1排至第m-1排为上升管,第m排至第n排为下降管．Pxt为系统运行压差，Ptz为停滞压稳差.

图3 对流管束内工质流向的判定程序Fig.3 Determination procedure of working fluid flow in convection tube bundle

3 模型正确性的验证

从结构上来看,D型锅炉属于带有上下锅筒的汽包锅炉．为验证文中提出方法及模型的正确性,以文献[12]中双锅筒多排管锅炉的计算算例,用文中提出的水动力分析模型进行验证计算．计算结果如表1,从各管排循环流速的计算结果对比及与管排的上升或下降的判断结果来看,验证了文中提出的水动力分析模型及方法的正确性．

表1 不同计算方法下纵向管排循环流速计算结果的对比Table 1 Comparison of calculation results of vertical tube flow rate under different calculation methods

4 计算结果及分析

4.1 对流管束区上升管下降管的判定结果

表2为200 t/h锅炉额定工况下对流管束区上升管下降管的判定结果

表2 200 t/h锅炉额定工况下对流管束上升管与下降管的判定结果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：当假定下降管的序号为17-14时，Pxt≤Ptz;当假定下降管的序号为17-13时,Pxt≥Ptz.两次的假定使得Pxt与Ptz的大小等级发生了改变,说明第13、14排为对流管束区域的分界管排,则可以判定第17-14排为下降管,第13-1排为上升管．

4.2 自然循环水动力计算结果

根据表2判定结果可准确地建立额定工况下的水循环系统模型,并据此计算得出系统各部件运行时的循环流速及质量流速、循环倍率，结果如表3．

表3 200 t/h额定工况下水动力计算结果Table 3 Calculation results of launching power of 200 t/h rated condition

由于200 t/h 大容量D型锅炉是在原实际运行的100 t/h D型锅炉基础上,通过调整锅炉受热面整体高度设计获得的,将计算得出的200 t/h D型锅炉额定工况下的水动力结果与文献[13]中100 t/h D型锅炉额定工况下的水动力计算结果对比发现,原100 t/h D型锅炉在额定工况下运行的计算结果,特别是循环水速都在文献[13-14]中的推荐值区间内,而200 t/h D型锅炉在额定工况下运行时,其不同区域上升管的循环水速都分别较100 t/h D型锅炉在额定工况下运行的计算结果有0.3m/s左右的提升,同时下降管排的数量也相应减少两排．水动力计算结果除水冷壁前、后墙循环水速超出文献[13-14]中的推荐值区间0.2 m/s外,其他部件参数均在推荐值区间内．

鉴于判断自然循环锅炉水循环故障的依据是循环水速低于推荐值(判断锅炉运行下限),或者循环倍率低于推荐值(判断锅炉运行上限),一般锅炉手册中未将循环水速高于推荐值上限作为判断水循环故障的依据．该200 t/h 大容量D型锅炉虽然水冷壁前、后墙循环水速超出文献[13-14]中推荐值区间0.3 m/s,但200 t/h负荷下计算得到的循环倍率为30,循环倍率高于文献[13-14]中给出的推荐值下限．因此,额定工况下该锅炉水循环是可靠的,从文献[15]中曾对220 t/h自然循环燃油锅炉进行过的水循环试验也验证了此结论．

4.3 变工况特性分析

改变该200 t/h D型锅炉的运行工况p,来分析D型锅炉水动力特性参数的变化趋势．文中相应计算工况分别为额定工况的120%,110%,70%,50%,30%,20%,并与100%额定工况进行对比分析．

图4为下降管数量随工况变化,从中可看出随着运行工况的下降,对流管束区域中下降管数量占总管排数量的比例增加．

图4 下降管数量随工况变化Fig.4 Number of falling pipe varies with the working condition

图5～8分别为循环倍率、系统运行压差、循环水速、上升系统质量含汽率等水动力参数随不同运行工况的变化图．

图5 循环倍率随工况的变化Fig.5 Circulation rate changes with the working conditions

图6 系统运行压差随工况的变化Fig.6 Variation of operating pressure of system with working conditions

图7 各部件循环水速随工况的变化Fig.7 Change of circulating water velocity with working conditions

图8 质量含气率随工况的变化Fig.8 Variation of air quality with the condition of mass

通过以上的变工况模拟分析结果可以看出,在实际工况为额定工况30%～120%时,从循环倍率、循环水速等水动力参数的角度出发,并根据文献[11-12]给出的循环倍率、循环水速推荐值,可以确定该型锅炉能够在额定工况120%～20%时安全运行．在额定工况30%以下运行时,循环水速的变化梯度相对减弱,当锅炉在20%工况下运行时,水冷壁左右墙的循环水速在0.34 m/s,接近文献[13-14]推荐值下限0.3 m/s的趋势,可以表明当实际工况低于额定工况20%时,此时水循环系统的循环倍率超出文献[13-14]中的推荐值范围,说明额定工况20%是该型锅炉安全运行的下限,应该避免系统在低于设计工况20%下运行．而在额定工况120%下运行时,此时循环倍率值为21,与文献[13-14]中给出循环倍率为20的推荐值下限基本接近,说明额定工况120%是该型锅炉安全运行的上限,应该避免系统在高于设计工况120%上运行．

由于D型锅炉的特点,使其具备根据蒸发量大小自动调整对流管束区处于低温烟气处的下降管管排数．由于不需要设置独立的下降管系统,在实际工况不断提升的情况下,D型锅炉本身能够将对流管束区原本是下降管的管排转变为上升管排,从而拥有更多的上升管来承担更多的上升流量,所以即使实际的运行工况在不断提升,该型锅炉循环水速不至于快速提升．因此从理论上来讲,在相同安全运行条件的限制下,与相同蒸发受热面的其他锅炉比较,D型锅炉能够达到更大的蒸发上限．通过水动力特性变工况模拟计算,并与带有固定下降管的锅炉机组做比较[17-18],文中200 t/h D型锅炉在100%工况下降到50%工况时,水冷壁流速下降了20%,而文献[17]中给出的带有固定下降管的锅炉机组在100%工况下降到50%工况时,水冷壁流速下降了31%,而文献[18]中给出的带有固定下降管的锅炉机组在100%工况下降到50%工况时,水冷壁流速下降了26%,带有固定下降管的锅炉机组的变化趋势明显高于D型锅炉,其对比结果如表4．

表4 D型锅炉与其他炉型循环水速变化梯度的对比结果Table 4 Comparison of the velocity gradient of the D-type boiler and other types of boiler %

可以发现相比于带有固定下降管系统的锅炉,D型锅炉机组在运行工况不断提升的情况下,其上升管系统循环水速的变化梯度确实较为平缓．因此,在相同蒸发受热面的情况下,与带有固定下降管的锅炉相比,D型锅炉循环水速达到循环水速的上限时能够具有更大的蒸发量,这验证了从理论角度出发得出的结论．

5 结论

(1) 针对带有多排对流管束蒸发受热系统的大容量D型燃气锅炉,通过比较系统运行压差与各管排停滞压差来区分多排对流管束区域中上升管与下降管,能够获得下降管数量随工况变化的规律．并据此通过建立该型锅炉自然循环水动力计算模型,可揭示了大容量D型燃气锅炉自然循环水动力特性参数的变化规律．

(2) 该型200 t/h大容量D型燃气锅炉在运行工况逐渐降低的情况下,水动力参数中的循环倍率、运行压差逐渐升高,各回路中循环流速、质量含气率逐渐降低．并且在0.2倍额定负荷以下运行会出现水循环流速低于文献[13-14]中推荐值的情况,在1.2倍额定负荷以上运行会出现循环倍率高于文献[11-12]中推荐值的情况,可以判定该型锅炉宜在120%至20%工况下运行安全运行．

(3) 相对于带有固定下降管系统的其他锅炉,D型锅炉能够在相同蒸发受热面的情况下达到更大的蒸发上限．