1、鍋爐簡介
    蘇州精細化工集團有限公司300 kt/a硫磺制酸裝置廢熱鍋爐是南化集團設計院配套設計的新型強制循環廢熱鍋爐，自1999年開車以來已連續安全運行3年，從未發生事故，保證了硫酸裝置的長周期安全運行。
1.1鍋爐結構
    廢熱鍋爐為橫向沖刷襯磚水管鍋爐，生產4.2 MPa的中壓飽和蒸汽48000kg/h，共有4組蒸發受熱面，均懸吊于鍋爐水平煙道內。鍋爐采用強制循環，汽包布置在鍋爐側面的混凝土平臺上，汽包中心標高為10.4 m。熱水循環泵布置在汽包下方±0.0m平面。熱水循環泵的流量為450m3/h( 355t/h)，揚程為0.398 MPa，電機功率110kW。
1.2鍋爐水循環系統
    經省煤器加熱后的水直接送入鍋爐汽包，與爐水混合后由底部的+426 mm×14 mm下降總管引出到熱水循環泵，加壓后由1根+273 mm×10mm的熱水總管順序流經4組蒸發受熱面的進口集箱。每組受熱面產生的汽水混合物由各自獨立的上升管送入汽包，經汽水分離后飽和蒸汽由汽包頂部引出，水繼續循環，富通新能源生產銷售生物質鍋爐，生物質鍋爐主要燃燒秸稈顆粒機、木屑顆粒機壓制的生物質顆粒燃料。
2、水動力計算原始數據
    蒸發管束、上升管和下降管原始數據分別見表1、2和3。
3、汽水阻力計算及水動力特性曲線的繪制
    強制循環鍋爐由于循環水量基本不變，所以循環倍率近似與負荷成反比，如果在額定負荷下循環可靠的話，則在低負荷下也是可靠的，所以只需要進行額定負荷下的水動力計算。計算步驟如下：
    a．假設三個總循環流量，求出下降管所對應的阻力。
    b．對應于每個總流量假設每組蒸發管束和旁通管的流量，分別計算蒸發管束和上升管的阻力，見表5和表6。
    c．按串聯回路流量相同阻力相加，并聯回路阻力相同流量相加的原則得出鍋爐總的流量一阻力曲線，見圖2中曲線1。
    d．繪出熱水循環泵的流量一壓力曲線，見圖2中曲線2。曲線1與曲線2的交點即鍋爐的工作點。在該點處，流量為352 743 kg/h，壓力為0. 396 MPa。
    e．根據此結果反算出4組管束流量，并計算出相應的特性數據，見表7。
4、水循環安全性分析
    有了蒸發管束工作特性數據，就可以對每組管束的安全性進行分析，鍋爐水循環的安全性一般從以下幾個方面加以分析：
    a．爐內傳熱惡化的分析。正常運行時鍋爐受熱面沸騰傳熱的放熱系數很大，傳熱良好，管壁溫度接近于飽和水溫度；但是一旦傳熱惡化，管壁對管內介質的放熱系數急劇減小，管壁溫度急劇上升，嚴重時會發生爆管事故，因此對鍋爐而言防止傳熱惡化是非常重要的。傳熱惡化有兩種類型。第一類發生在受熱面熱負荷極高的區域或含汽率較低的區域。極高的熱負荷使管內瞬間產生大量的蒸汽，在管內壁形成連續的蒸汽膜，使管壁得不到冷卻，溫度急劇上升直到爆管。對于10.0MPa以下的鍋爐，臨界熱負荷為3 MW/m2，而硫酸廢熱鍋爐對流蒸發受熱面熱負荷一般小于0.1M W／m2，遠小于第一類傳熱惡化的臨界熱負荷，所以其對流受熱面不會發生第一類傳熱惡化。第二類傳熱惡化發生在熱負荷較低但含汽率較高的區域。由于含汽率較高，水膜很薄，管子中心汽流很容易將水膜撕破，或因蒸發使水膜部分或全部消失，此時管壁因與蒸汽接觸而得不到水的冷卻，溫度升高。盡管出現這類傳熱惡化時壁溫的上升速度比第一類傳熱惡化時慢，但嚴重時也會發生爆管。判斷沸騰受熱面是否會發生第二類傳熱惡化的關鍵是看其含汽率是否超過了臨界含汽率。根據有關文獻計算出本鍋爐4組蒸發管束的臨界含汽率均大于0.7，而本鍋爐實際含汽率均小于0.7(見表7)，故也不會發生第二類傳熱惡化。
    b．  管間脈動的分析。在強制循環鍋爐中，如果吸熱量或水流量的變化使蒸發受熱面管子的出口汽水混合物流量與進口水流量不一致且呈周期性波動，而且進口流量與出口流量的波動相位差180°，就有可能會發生管間脈動。管間脈動的產生以及其振幅和周期與很多因素有關，其中最主要的是加熱水段與汽水段的阻力之比、工質的質量流速和壓力、入口欠焓。但在蒸發管結構和運行工況一定的條件下，存在著一個臨界流速，如實際流速大于此值，則不會發生脈動。根據文獻計算，本鍋爐每組管束的臨界流速為0.35m/s，由于本鍋爐4組管束的實際流速均大于此值，故不會發生管間脈動。
    c．水力特性單值性的分析。鍋爐蒸發管束由于同時受加熱水段、蒸發區段和重位壓差的影響，有可能出現水力特性的多值性，即一個壓差下有幾個流量值與之相對應。這樣在同一蒸發區內并聯工作的蒸發管就會產生流量偏差，嚴重時會發生爆管。垂直上升、下降管產生多值性的原因有兩方面。一方面是由于蒸發管入口水具有一定的欠焓，使管子內同時存在加熱水段和蒸發區段。隨著流量或熱負荷的變化，加熱水段和蒸發區段有不同的流量一摩擦阻力變化規律（由單向流體和雙向流體阻力計算公式可知），其兩者相加的結果是摩擦阻力與流量的關系曲線呈三次曲線。當水入口欠焓小于42pkj/kg(p為工作壓力，MPa)時，即使管子入口不設節流圈，此三次方程也沒有極值點，即一個流量對應于一個壓降。此欠焓可以稱為臨界欠焓。對于工作壓力為4.0MPa的中壓鍋爐，可計算出臨界欠焓為168 kj/kg，而本鍋爐入口欠焓約為20 kj/kg，遠小于臨界欠焓，所以摩擦阻力是單值的。另一方面，對于進出口集箱都在上面的蒸發管束，由于下降管內的介質平均密度比上升管大，所以也存在重位壓差，而重位壓差值隨開始蒸發點高度的變化即流量的變化有可能呈現多值性。但是當管子上下行程數增加時，重位阻力在總阻力中所占的份額越來越小，而摩擦阻力所占的份額越來越大，此時越接近水平管束。根據文獻介紹，入口集箱在上面的管束，上下行程數大于10時，只要摩擦阻力是單值的，則總阻力也是單值的。本鍋爐所有管束上下行程數均大于10，故考慮了重位壓差后水力特性仍然是單值的。
    鍋爐水循環的安全性還包括不產生循環停滯或倒流及循環泵入口不汽化等，但這些安全性都較易做到，這里不作專門分析。
    總之，通過以上分析可以看出，本廢熱鍋爐與水循環安全有關的主要指標均有較大的富裕度，故是安全可靠的。
5、與國外設計鍋爐的對比
    表8列出了本鍋爐與國內外設計的幾臺規模相當的強制循環水管鍋爐的特性數據比較。從表中數據可見，我院設計的強制循環水管鍋爐的噸汽耗電量僅為德國設計的41.4%~52. 4%，為日本設計的60.4%。這充分說明我院在強制循環水管鍋爐水動力優化設計方面已超過國外水平。
6、對強制循環廢熱鍋爐水動力優化設計的建議
    在確保鍋爐水循環安全可靠的前提下最大限度地降低熱水循環泵的動力消耗是強制循環廢熱
鍋爐水動力優化設計的最終目的。筆者通過多年的研究，將如何進行鍋爐水動力的優化設計總結如下。
6.1 合理確定每組蒸發管束的長度
    為了降低鍋爐的整體循環阻力，應該使各組管束的流動阻力（除節流圈外）基本相近。為此在結構設計時蒸發管束由前向后管子長度應逐漸加長（見表1蒸發管束原始數據）。這是因為在相同的流速下前面的管束換熱強度大，含汽率高，單位長度的流動阻力大；另一方面產生管間脈動的臨界流速與換熱強度和管子長度的乘積成正比，管束前短后長有利于使每組管束的臨界流速相近�？傊�，蒸發管束由前向后逐漸加長，有利于平衡各蒸發管束的阻力，從而有利于降低鍋爐總的循環阻力，降低循環泵的動力消耗。但是前面管束也不能太短，否則上下行程數將太少，這樣一方面重位壓差的絕對值（是負值）就有可能接近甚至大于流動阻力，兩者之和接近零或為負值，就會發生停滯和倒流。另一方面要保證水力特性的單值性就要有較高的管子入口水流速度，或者管子入口所設節流圈有較高的節流度。
6.2合理確定管內水流速度
    對強制循環廢熱鍋爐而言，蒸發管內水流速度是一個非常重要的參數。流速太低，管壁金屬得不到很好的冷卻，同時也容易發生管間脈動、管內停滯或倒流和汽水分層，出現水力特性的多值性；流速太高，鍋爐的整體阻力大，運行不經濟。筆者通過對多臺硫酸裝置強制循環廢熱鍋爐的水動力分析認為：只要保證管內水流速度不低于0.7m/s。即使管子入口不設節流圈，一般也不會發生管間脈動、管內停滯或倒流和汽水分層，不會出現水力特性的多值性。另外水循環設計時應使蒸發管內水流速度前大后�。ㄒ姳�7）。這是因為前面的管束換熱強度大，如果水流速度小，其含汽率就高，不利于防止第二類傳熱惡化的發生。管內水流速度前大后小也有利于平衡各組管束的阻力。
6.3選擇合理的循環倍率
    鍋爐的循環倍率決定了鍋爐的經濟性、運行的安全可靠性。循環倍率越高，鍋爐的運行越安全可靠；但熱水循環泵的耗電量也越高，鍋爐汽包、管子直徑相應也越大，鍋爐的制造和運行越不經濟。反之循環倍率太低，有可能會發生第二類傳熱惡化，使鍋爐運行不安全。從表8可以看出我院設計的鍋爐的循環倍率比國外設計的小得多，這也是我院設計的鍋爐噸汽耗電量小的最主要原因。那么循環倍率到底取多大才能保證鍋爐的安全運行呢？筆者認為鍋爐總的循環倍率應不小于6~8。
7、結束語
    鍋爐水動力的優化設計是一個系統問題，不能單純追求某一個指標的優化，鍋爐設計工作者只有將水動力和鍋爐整個系統一起進行優化才能設計出一臺好的鍋爐。


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