沈晨露，袁益超

（上海理工大學(xué) 能源與動(dòng)力工程學(xué)院/上海市動(dòng)力工程多相流動(dòng)與傳熱重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，上海 200093）

角管式鍋爐是德國(guó)水動(dòng)力專(zhuān)家Vorkauf 于1944 年發(fā)明的一種水循環(huán)性能獨(dú)特的鍋爐。自從20 世紀(jì)80 年代角管式鍋爐被引進(jìn)以來(lái)，有關(guān)學(xué)者和工程技術(shù)人員已對(duì)其水動(dòng)力特性進(jìn)行了一定的研究［1］。楊明新等［2-3］曾對(duì)角管式鍋爐旗式受熱面結(jié)構(gòu)及水循環(huán)特點(diǎn)進(jìn)行了分析，提出了旗式受熱面水循環(huán)計(jì)算方法；并對(duì)強(qiáng)制循環(huán)角管式熱水鍋爐的水動(dòng)力特性進(jìn)行了分析。計(jì)德忠等［4］于1996 年給出了角管式熱水鍋爐側(cè)墻水冷壁的水動(dòng)力計(jì)算方法，分析了進(jìn)入側(cè)墻下集箱的工質(zhì)流量對(duì)水冷壁水動(dòng)力特性的影響；通過(guò)改變進(jìn)入水冷壁下集箱的給水量，得出角管式鍋爐水冷壁水動(dòng)力特性隨著給水量變化的關(guān)系；計(jì)算結(jié)果表明，隨著水冷壁下集箱給水量的增大，側(cè)墻水冷壁上、下集箱間壓差的偏差加大，引起水冷壁管中工質(zhì)流量偏差增大，而且最大偏差管為靠近角管的水冷壁管，同時(shí)角管兩端工質(zhì)靜壓差加大。孟昭鵬等［5-6］分析了影響再循環(huán)管工作特性的因素，主要有爐膛熱負(fù)荷、蒸汽引出管截面積和預(yù)分離集箱（本文所研究鍋爐的上集箱）結(jié)構(gòu)；并對(duì)角管式鍋爐再循環(huán)管的工作特性進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)研究，結(jié)果表明：隨著爐膛熱負(fù)荷的增加，再循環(huán)管內(nèi)的工質(zhì)流量先增加后減少；增加蒸汽引出管截面積可以減少再循環(huán)管帶汽，從而增加再循環(huán)管內(nèi)的工質(zhì)流量。

然而，對(duì)于不同壓力下角管式蒸汽鍋爐預(yù)分離系統(tǒng)內(nèi)汽液混合物的分離情況，以及再循環(huán)管帶汽對(duì)角管式鍋爐水動(dòng)力特性影響的研究還鮮有報(bào)道。本文旨在研究角管式鍋爐預(yù)分離系統(tǒng)內(nèi)汽液混合物的分離情況，并且對(duì)再循環(huán)管帶汽情況下，不同循環(huán)回路布置以及鍋筒壓力變化對(duì)角管式蒸汽鍋爐水動(dòng)力特性的影響進(jìn)行分析，為大容量高參數(shù)角管式鍋爐的設(shè)計(jì)應(yīng)用提供參考依據(jù)。

為研究角管式鍋爐在不同結(jié)構(gòu)布置、不同工況下的水動(dòng)力特性，本文以某角管式鍋爐為研究對(duì)象，假設(shè)其可在本文研究的不同壓力下運(yùn)行，進(jìn)而開(kāi)展其預(yù)分離系統(tǒng)汽水分離特性的數(shù)值模擬及水動(dòng)力特性的相關(guān)計(jì)算與分析。

1 鍋爐結(jié)構(gòu)及工質(zhì)流程分析

1.1 鍋爐結(jié)構(gòu)

本文研究的角管式鍋爐為中溫中壓、無(wú)構(gòu)架、單鍋筒縱向布置、自然循環(huán)燃?xì)忮仩t，爐膛為全膜式壁結(jié)構(gòu)，正壓燃燒。鍋爐前墻布置旋流式燃燒器，燃燒生成的煙氣依次通過(guò)爐膛水冷壁、爐膛后部蒸發(fā)段、過(guò)熱器、省煤器和空氣預(yù)熱器。表1 為該角管式鍋爐的主要性能參數(shù)。

表 1 鍋爐主要性能參數(shù)Tab. 1 Main performance parameters of the boiler

1.2 工質(zhì)流程

給水經(jīng)省煤器進(jìn)入鍋筒，由鍋筒下部的下降管引入下集箱，經(jīng)四側(cè)水冷壁加熱后進(jìn)入上集箱。上集箱與再循環(huán)管、引出管組成角管式鍋爐的預(yù)分離系統(tǒng)，如圖1 所示。進(jìn)入上集箱的汽水混合物一部分由上集箱直接引入鍋筒，另一部分在預(yù)分離系統(tǒng)中汽水分離后，蒸汽由引出管引入鍋筒，而水則經(jīng)由再循環(huán)管進(jìn)入下集箱，繼續(xù)參與水循環(huán)。因此，進(jìn)入下集箱的水一部分來(lái)自下降管，另一部分來(lái)自再循環(huán)管。此外，該鍋爐四側(cè)墻所對(duì)應(yīng)的上集箱和下集箱均互相連通，即整臺(tái)鍋爐的四側(cè)墻共用上集箱和下集箱。該鍋爐蒸發(fā)受熱面水循環(huán)系統(tǒng)示意圖如圖2 所示。

圖 1 預(yù)分離系統(tǒng)結(jié)構(gòu)示意圖Fig. 1 Schematic diagram of the pre-separation system

圖 2 鍋爐蒸發(fā)受熱面水循環(huán)系統(tǒng)示意圖Fig. 2 Schematic diagram of water circulation system in the evaporating heating surface of boiler

2 水動(dòng)力計(jì)算方法

根據(jù)該鍋爐水循環(huán)系統(tǒng)特點(diǎn)，在穩(wěn)定流動(dòng)的狀況下，有

式中：Pgt為鍋筒壓力，Pa； ρxj、 ρss分別為下降管、上升管中水、汽水混合物的密度，kg·m-3；ΔPxj、 ΔPss分別為下降管、上升管中工質(zhì)的流動(dòng)阻力，Pa；H為循環(huán)回路高度，m；g為重力加速度，m2·s-1。

上升管系統(tǒng)的總阻力 ΔPss由引入管阻力ΔPyr、 加熱水段阻力 ΔPrs、 蒸發(fā)段阻力 ΔPzf、引出管阻力 ΔPyc和 汽水分離裝置阻力 ΔPf等l部分組成，即

從圖2 可以看出，流體通過(guò)每組引出管的阻力相等，即

式中，t為引出管數(shù)量。

上、下集箱之間上升管（水冷壁管、蒸發(fā)管）和再循環(huán)管的進(jìn)、出口壓差相等，即

由式（4）～（9）及文獻(xiàn)[7]可進(jìn)行該鍋爐的水動(dòng)力特性計(jì)算。由式（6）～（7）可知，再循環(huán)管的重位壓頭和流動(dòng)阻力均受管內(nèi)工質(zhì)密度 ρzxh和含汽率（帶汽量）xzxh的 影響，而密度 ρzxh也與再循環(huán)管內(nèi)工質(zhì)的含汽率有關(guān)。因此，再循環(huán)管內(nèi)工質(zhì)的帶汽量xzxh對(duì)鍋爐的水循環(huán)有著直接影響。而再循環(huán)管內(nèi)工質(zhì)的含汽率取決于預(yù)分離系統(tǒng)的汽水分離效果。

3 預(yù)分離系統(tǒng)汽水分離特性數(shù)值模擬

3.1 計(jì)算模型及網(wǎng)格劃分

為研究預(yù)分離系統(tǒng)的汽水分離效果，針對(duì)圖1所示的預(yù)分離系統(tǒng)，本文在Gambit 軟件平臺(tái)上建立預(yù)分離系統(tǒng)的二維模型，數(shù)值模擬計(jì)算區(qū)域如圖3 所示。由于在預(yù)分離系統(tǒng)中，汽液兩相流體的雷諾數(shù)較高，因此采用可實(shí)現(xiàn)κ-ε模型和歐拉- 歐拉方法求解。

圖 3 預(yù)分離系統(tǒng)數(shù)值模擬計(jì)算區(qū)域Fig. 3 Computational domain of the pre-separation system

采用四邊形網(wǎng)格對(duì)該計(jì)算區(qū)域進(jìn)行劃分，網(wǎng)格分辨率為0.5 mm，網(wǎng)格數(shù)約為130 萬(wàn)。在計(jì)算過(guò)程中，在管道銜接處、彎頭等湍流強(qiáng)度大的區(qū)域采用局部加密網(wǎng)格。每根管道均采用漸變網(wǎng)格：沿徑向貼近管壁處的網(wǎng)格較密、中心較疏；沿軸向管道出口處的網(wǎng)格較疏、遠(yuǎn)離出口處較密。

3.2 邊界條件

（1）入口邊界條件：在計(jì)算區(qū)域內(nèi)，采用速度入口。根據(jù)前文所述的水動(dòng)力計(jì)算方法可得到不同工況下鍋爐的循環(huán)倍率、進(jìn)入上集箱的汽水混合物的質(zhì)量流量、干度和流速。

（2）出口邊界條件：采用壓力出口。在計(jì)算區(qū)域內(nèi)共有三個(gè)出口，分別是引出管出口、上集箱出口和再循環(huán)管出口。引出管和上集箱皆連接鍋筒，所以其出口壓力均設(shè)置為鍋筒壓力，而再循環(huán)管連接下集箱，故其出口壓力設(shè)置為下集箱壓力，下集箱內(nèi)工質(zhì)壓力根據(jù)水動(dòng)力計(jì)算得到。

（3）壁面邊界條件：采用標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)法作為管壁壁面邊界條件。標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)法定義為無(wú)速度滑移和無(wú)質(zhì)量滲透邊界條件。所有壁面的近壁處均采用標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)法。

4 計(jì)算實(shí)例與結(jié)果分析

由于再循環(huán)管內(nèi)工質(zhì)的含汽率直接影響該鍋爐的水動(dòng)力特性，故基于水動(dòng)力計(jì)算與預(yù)分離系統(tǒng)汽水分離特性數(shù)值模擬的耦合結(jié)果，得到不同工況下該鍋爐的水動(dòng)力特性。先假設(shè)再循環(huán)管帶汽量xzxh,1為0 進(jìn)行水動(dòng)力計(jì)算，得到鍋爐的循環(huán)倍率K1以 及上升管出口含汽率x1；并以此作為預(yù)分離系統(tǒng)的入口干度進(jìn)行數(shù)值模擬，得到再循環(huán)管帶汽量xzxh,2；再根據(jù)此帶汽量進(jìn)行水動(dòng)力計(jì)算，得到鍋爐循環(huán)倍率K2以及上升管出口含汽率x2；再將其作為預(yù)分離系統(tǒng)入口干度進(jìn)行數(shù)值模擬。如此反復(fù)，經(jīng)過(guò)多次水動(dòng)力計(jì)算與數(shù)值模擬，當(dāng)前、后兩次水動(dòng)力計(jì)算得到的循環(huán)倍率誤差小于3%時(shí)，則認(rèn)為數(shù)值模擬結(jié)果與水動(dòng)力計(jì)算結(jié)果一致。

4.1 鍋爐運(yùn)行壓力對(duì)水動(dòng)力特性的影響

表2 為循環(huán)回路高度為7 m、爐膛吸熱量Q相同時(shí)，不同壓力工況下該鍋爐循環(huán)倍率變化。從表中可知：鍋筒壓力從4.15 MPa 升高至8.15 MPa 的過(guò)程中，再循環(huán)管內(nèi)工質(zhì)的含汽量逐漸減小，鍋爐的循環(huán)倍率先增大后減小。這是因?yàn)椋?/p>

（1）隨著鍋爐運(yùn)行壓力的升高，水循環(huán)回路的運(yùn)動(dòng)壓頭減小，鍋爐的循環(huán)流速也減小，鍋爐循環(huán)倍率減??；

（2）鍋爐運(yùn)行 壓力提高，汽液密度比減小，液滴的攜帶速度［8］Wb減小。

式中：dL為 液滴直徑，m； ξ為球形物體在汽流中運(yùn)動(dòng)的阻力系數(shù)。

（3）通過(guò)計(jì)算可知，隨著運(yùn)行壓力的增大，工質(zhì)流速與攜帶汽流速度的比值減小，即蒸汽向上攜帶液滴的能力隨著鍋爐運(yùn)行壓力提高而降低，所以再循環(huán)管的帶汽逐漸減少。而隨著再循環(huán)管內(nèi)工質(zhì)含汽量的減少，再循環(huán)管與上升管組成的水循環(huán)回路的運(yùn)動(dòng)壓頭增大，鍋爐的循環(huán)流速也增大，鍋爐循環(huán)倍率增大。

因此，鍋爐的循環(huán)倍率受運(yùn)行壓力變化和再循環(huán)管帶汽量變化的共同影響。

通過(guò)數(shù)值模擬可知，在壓力較低時(shí)，再循環(huán)管帶汽較多，因此再循環(huán)管與上升管組成的水循環(huán)回路的運(yùn)動(dòng)壓頭減小也較明顯，使鍋爐的循環(huán)倍率較?。浑S著壓力的升高，再循環(huán)管帶汽越來(lái)越少，再循環(huán)管與上升管組成的水循環(huán)回路的運(yùn)動(dòng)壓頭逐漸增大，循環(huán)倍率的變化主要受壓力變化的影響。因此，隨著鍋爐運(yùn)行壓力的升高，其循環(huán)倍率先增大后減小。

4.2 循環(huán)回路高度對(duì)水動(dòng)力特性的影響

圖4 為不同壓力P下，在再循環(huán)管帶汽量相同情況下，循環(huán)回路高度分別為7、10 m 時(shí)的鍋爐循環(huán)倍率K變化。從圖中可知，在循環(huán)回路高度為10 m 時(shí)，循環(huán)倍率的變化情況與循環(huán)回路高度為7 m 時(shí)相同。這是因?yàn)?，鍋爐的循環(huán)回路高度增加，導(dǎo)致運(yùn)動(dòng)壓頭增大，相應(yīng)的流動(dòng)阻力也會(huì)增加，但循環(huán)回路高度為7 m 時(shí)K的增加幅度大于循環(huán)回路高度為10 m 時(shí)，所以循環(huán)流量將變大，鍋爐的循環(huán)倍率增大。

4.3 再循環(huán)管布置與否對(duì)水動(dòng)力特性的影響

圖5 為循環(huán)回路高度為7 m 時(shí)不同壓力下鍋爐有、無(wú)再循環(huán)管時(shí)循環(huán)倍率變化。從圖中可知：當(dāng)鍋爐無(wú)再循環(huán)管時(shí)，循環(huán)倍率隨著壓力升高而減小。這是因?yàn)殡S著壓力的升高，水循環(huán)回路的運(yùn)動(dòng)壓頭減小，鍋爐的循環(huán)流速減小，因此，循環(huán)倍率也隨之減小。

圖 4 不同壓力下循環(huán)回路高度分別為7、10 m 時(shí)循環(huán)倍率的變化Fig. 4 Relationship between circulation ratio and pressure at the circulation loop height of 7 m and 10 m

圖 5 循環(huán)回路高度為7 m 時(shí)不同壓力下鍋爐再循環(huán)管布置與否對(duì)循環(huán)倍率的影響Fig. 5 Effect of recycling pipe arrangement on the circulation ratio under different pressures when the circulation loop height was 7 m

當(dāng)有再循環(huán)管時(shí)，隨著壓力的升高，循環(huán)倍率先增大后減少。這是因?yàn)椋性傺h(huán)管時(shí)，鍋爐水循環(huán)的運(yùn)動(dòng)壓頭包含兩部分：一部分是再循環(huán)管與上升管組成的水循環(huán)回路的運(yùn)動(dòng)壓頭；另一部分是下降管與上升管組成的水循環(huán)回路的運(yùn)動(dòng)壓頭。當(dāng)壓力較低時(shí)，由于再循環(huán)管內(nèi)含汽量較大，再循環(huán)管與上升管組成的水循環(huán)回路的運(yùn)動(dòng)壓頭減小較明顯，使鍋爐水循環(huán)回路的總運(yùn)動(dòng)壓頭減小量大于無(wú)再循環(huán)管時(shí)的減小量。從圖5中可以看出：在壓力較低時(shí)，再循環(huán)管含汽時(shí)的循環(huán)倍率與無(wú)再循環(huán)管時(shí)的循環(huán)倍率相比減小約8%，對(duì)鍋爐運(yùn)行的影響很??；在壓力提升后，再循環(huán)管含汽量不斷減小，再循環(huán)管與上升管組成的水循環(huán)回路的運(yùn)動(dòng)壓頭逐漸增大；在壓力超過(guò)5.8 MPa 后，有再循環(huán)管時(shí)的水循環(huán)回路的總運(yùn)動(dòng)壓頭減小量小于無(wú)再循環(huán)時(shí)的減小量，所以有再循環(huán)管時(shí)的循環(huán)倍率較大。

5 結(jié) 論

本文根據(jù)所研究的角管式鍋爐的水循環(huán)回路特點(diǎn)，提出了其水動(dòng)力特性計(jì)算方法，并結(jié)合該鍋爐預(yù)分離系統(tǒng)中汽水分離特性的數(shù)值模擬，對(duì)不同工況下的水動(dòng)力特性進(jìn)行了計(jì)算與分析，得到如下結(jié)論：

（1）通過(guò)對(duì)鍋爐預(yù)分離系統(tǒng)進(jìn)行數(shù)值模擬得出：隨著壓力的升高，蒸汽向上攜帶液滴的能力降低，預(yù)分離系統(tǒng)內(nèi)汽水分離效果改善，再循環(huán)管帶汽量逐漸減少。

（2）若爐膛吸熱量不變，循環(huán)回路高度一定，隨著壓力的升高，循環(huán)倍率先增大后減小；若爐膛吸熱量相同、運(yùn)行壓力也相同，隨著循環(huán)回路高度提高，循環(huán)倍率增大；若鍋爐不設(shè)再循環(huán)管，隨著壓力的升高，其循環(huán)倍率不斷減??；相較于帶有再循環(huán)管的情況，在壓力較低時(shí)，其循環(huán)倍率略高，當(dāng)壓力大于一定值之后，其循環(huán)倍率小于帶有再循環(huán)管時(shí)的循環(huán)倍率。