苏州精细化工集团有限公司300 kt/a硫磺制酸装置废热锅炉是南化集团设计院配套设计的新型强制循环废热锅炉，自1999年开车以来已连续安全运行3年，从未发生事故，保证了硫酸装置的长周期安全运行。
1.1锅炉结构
废热锅炉为横向冲刷衬砖水管锅炉，生产4.2 MPa的中压饱和蒸汽48000kg/h，共有4组蒸发受热面，均悬吊于锅炉水平烟道内。锅炉采用强制循环，汽包布置在锅炉侧面的混凝土平台上，汽包中心标高为10.4 m。热水循环泵布置在汽包下方±0.0m平面。热水循环泵的流量为450m3/h( 355t/h)，扬程为0.398 MPa，电机功率110kW。
1.2锅炉水循环系统
经省煤器加热后的水直接送入锅炉汽包，与炉水混合后由底部的+426 mm×14 mm下降总管引出到热水循环泵，加压后由1根+273 mm×10mm的热水总管顺序流经4组蒸发受热面的进口集箱。每组受热面产生的汽水混合物由各自独立的上升管送入汽包，经汽水分离后饱和蒸汽由汽包顶部引出，水继续循环，意甲直播cctv5生产销售生物质锅炉，生物质锅炉主要燃烧秸秆颗粒机、木屑颗粒机压制的生物质颗粒燃料。
2、水动力计算原始数据
蒸发管束、上升管和下降管原始数据分别见表1、2和3。
3、汽水阻力计算及水动力特性曲线的绘制
强制循环锅炉由于循环水量基本不变，所以循环倍率近似与负荷成反比，如果在额定负荷下循环可靠的话，则在低负荷下也是可靠的，所以只需要进行额定负荷下的水动力计算。计算步骤如下：
a．假设三个总循环流量，求出下降管所对应的阻力。
b．对应于每个总流量假设每组蒸发管束和旁通管的流量，分别计算蒸发管束和上升管的阻力，见表5和表6。
c．按串联回路流量相同阻力相加，并联回路阻力相同流量相加的原则得出锅炉总的流量一阻力曲线，见图2中曲线1。
d．绘出热水循环泵的流量一压力曲线，见图2中曲线2。曲线1与曲线2的交点即锅炉的工作点。在该点处，流量为352 743 kg/h，压力为0. 396 MPa。
e．根据此结果反算出4组管束流量，并计算出相应的特性数据，见表7。
4、水循环安全性分析
有了蒸发管束工作特性数据，就可以对每组管束的安全性进行分析，锅炉水循环的安全性一般从以下几个方面加以分析：
a．炉内传热恶化的分析。正常运行时锅炉受热面沸腾传热的放热系数很大，传热良好，管壁温度接近于饱和水温度；但是一旦传热恶化，管壁对管内介质的放热系数急剧减小，管壁温度急剧上升，严重时会发生爆管事故，因此对锅炉而言防止传热恶化是非常重要的。传热恶化有两种类型。第一类发生在受热面热负荷极高的区域或含汽率较低的区域。极高的热负荷使管内瞬间产生大量的蒸汽，在管内壁形成连续的蒸汽膜，使管壁得不到冷却，温度急剧上升直到爆管。对于10.0MPa以下的锅炉，临界热负荷为3 MW/m2，而硫酸废热锅炉对流蒸发受热面热负荷一般小于0.1M W／m2，远小于第一类传热恶化的临界热负荷，所以其对流受热面不会发生第一类传热恶化。第二类传热恶化发生在热负荷较低但含汽率较高的区域。由于含汽率较高，水膜很薄，管子中心汽流很容易将水膜撕破，或因蒸发使水膜部分或全部消失，此时管壁因与蒸汽接触而得不到水的冷却，温度升高。尽管出现这类传热恶化时壁温的上升速度比第一类传热恶化时慢，但严重时也会发生爆管。判断沸腾受热面是否会发生第二类传热恶化的关键是看其含汽率是否超过了临界含汽率。根据有关文献计算出本锅炉4组蒸发管束的临界含汽率均大于0.7，而本锅炉实际含汽率均小于0.7(见表7)，故也不会发生第二类传热恶化。
b． 管间脉动的分析。在强制循环锅炉中，如果吸热量或水流量的变化使蒸发受热面管子的出口汽水混合物流量与进口水流量不一致且呈周期性波动，而且进口流量与出口流量的波动相位差180°，就有可能会发生管间脉动。管间脉动的产生以及其振幅和周期与很多因素有关，其中最主要的是加热水段与汽水段的阻力之比、工质的质量流速和压力、入口欠焓。但在蒸发管结构和运行工况一定的条件下，存在着一个临界流速，如实际流速大于此值，则不会发生脉动。根据文献计算，本锅炉每组管束的临界流速为0.35m/s，由于本锅炉4组管束的实际流速均大于此值，故不会发生管间脉动。
c．水力特性单值性的分析。锅炉蒸发管束由于同时受加热水段、蒸发区段和重位压差的影响，有可能出现水力特性的多值性，即一个压差下有几个流量值与之相对应。这样在同一蒸发区内并联工作的蒸发管就会产生流量偏差，严重时会发生爆管。垂直上升、下降管产生多值性的原因有两方面。一方面是由于蒸发管入口水具有一定的欠焓，使管子内同时存在加热水段和蒸发区段。随着流量或热负荷的变化，加热水段和蒸发区段有不同的流量一摩擦阻力变化规律（由单向流体和双向流体阻力计算公式可知），其两者相加的结果是摩擦阻力与流量的关系曲线呈三次曲线。当水入口欠焓小于42pkj/kg(p为工作压力，MPa)时，即使管子入口不设节流圈，此三次方程也没有极值点，即一个流量对应于一个压降。此欠焓可以称为临界欠焓。对于工作压力为4.0MPa的中压锅炉，可计算出临界欠焓为168 kj/kg，而本锅炉入口欠焓约为20 kj/kg，远小于临界欠焓，所以摩擦阻力是单值的。另一方面，对于进出口集箱都在上面的蒸发管束，由于下降管内的介质平均密度比上升管大，所以也存在重位压差，而重位压差值随开始蒸发点高度的变化即流量的变化有可能呈现多值性。但是当管子上下行程数增加时，重位阻力在总阻力中所占的份额越来越小，而摩擦阻力所占的份额越来越大，此时越接近水平管束。根据文献介绍，入口集箱在上面的管束，上下行程数大于10时，只要摩擦阻力是单值的，则总阻力也是单值的。本锅炉所有管束上下行程数均大于10，故考虑了重位压差后水力特性仍然是单值的。
锅炉水循环的安全性还包括不产生循环停滞或倒流及循环泵入口不汽化等，但这些安全性都较易做到，这里不作专门分析。
总之，通过以上分析可以看出，本废热锅炉与水循环安全有关的主要指标均有较大的富裕度，故是安全可靠的。
5、与国外设计锅炉的对比
表8列出了本锅炉与国内外设计的几台规模相当的强制循环水管锅炉的特性数据比较。从表中数据可见，我院设计的强制循环水管锅炉的吨汽耗电量仅为德国设计的41.4%~52. 4%，为日本设计的60.4%。这充分说明我院在强制循环水管锅炉水动力优化设计方面已超过国外水平。
6、对强制循环废热锅炉水动力优化设计的建议
在确保锅炉水循环安全可靠的前提下最大限度地降低热水循环泵的动力消耗是强制循环废热
锅炉水动力优化设计的最终目的。笔者通过多年的研究，将如何进行锅炉水动力的优化设计总结如下。
6.1 合理确定每组蒸发管束的长度
为了降低锅炉的整体循环阻力，应该使各组管束的流动阻力（除节流圈外）基本相近。为此在结构设计时蒸发管束由前向后管子长度应逐渐加长（见表1蒸发管束原始数据）。这是因为在相同的流速下前面的管束换热强度大，含汽率高，单位长度的流动阻力大；另一方面产生管间脉动的临界流速与换热强度和管子长度的乘积成正比，管束前短后长有利于使每组管束的临界流速相近。总之，蒸发管束由前向后逐渐加长，有利于平衡各蒸发管束的阻力，从而有利于降低锅炉总的循环阻力，降低循环泵的动力消耗。但是前面管束也不能太短，否则上下行程数将太少，这样一方面重位压差的绝对值（是负值）就有可能接近甚至大于流动阻力，两者之和接近零或为负值，就会发生停滞和倒流。另一方面要保证水力特性的单值性就要有较高的管子入口水流速度，或者管子入口所设节流圈有较高的节流度。
6.2合理确定管内水流速度
对强制循环废热锅炉而言，蒸发管内水流速度是一个非常重要的参数。流速太低，管壁金属得不到很好的冷却，同时也容易发生管间脉动、管内停滞或倒流和汽水分层，出现水力特性的多值性；流速太高，锅炉的整体阻力大，运行不经济。笔者通过对多台硫酸装置强制循环废热锅炉的水动力分析认为：只要保证管内水流速度不低于0.7m/s。即使管子入口不设节流圈，一般也不会发生管间脉动、管内停滞或倒流和汽水分层，不会出现水力特性的多值性。另外水循环设计时应使蒸发管内水流速度前大后小（见表7）。这是因为前面的管束换热强度大，如果水流速度小，其含汽率就高，不利于防止第二类传热恶化的发生。管内水流速度前大后小也有利于平衡各组管束的阻力。
6.3选择合理的循环倍率
锅炉的循环倍率决定了锅炉的经济性、运行的安全可靠性。循环倍率越高，锅炉的运行越安全可靠；但热水循环泵的耗电量也越高，锅炉汽包、管子直径相应也越大，锅炉的制造和运行越不经济。反之循环倍率太低，有可能会发生第二类传热恶化，使锅炉运行不安全。从表8可以看出我院设计的锅炉的循环倍率比国外设计的小得多，这也是我院设计的锅炉吨汽耗电量小的最主要原因。那么循环倍率到底取多大才能保证锅炉的安全运行呢？笔者认为锅炉总的循环倍率应不小于6~8。
7、结束语
锅炉水动力的优化设计是一个系统问题，不能单纯追求某一个指标的优化，锅炉设计工作者只有将水动力和锅炉整个系统一起进行优化才能设计出一台好的锅炉。
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