锅炉过热器、再热器U型布置流动机理研究

锅炉过热器 再热器锅炉过热器 再热器 u u 型布置流动型布置流动 机理研究机理研究 摘要 应用动量守恒原理 建立了 u 型过热器 再热器的理论模 型 获得了包括结构尺寸和流动因子的特征参数 m 依据 m u 型过热器 再热器流动可分为三种状态 并依据实验数 据 提出了 u 型过热器 再热器流量均布设计的基本原则和提 高方向 关键词 过热器 再热器 流量均布 分支流 符号表 d 直箱直径 f 摩擦系数 f 集箱横截面 fc 支管截面 h 支管阻力系数 k 动量交换系数 l 集箱长度 m 特征参数 孔数 集箱内静压 支管流速 集箱内轴向速度 o 入口速度 x 任意 点速度 c 孔出流带出的轴向速度分量 x 轴向坐标 流动密度 壁面切应力 上标 汇流 1 引言 在大型电站锅炉中 过热器 再热器并联管组常使用 u 布置 这种 u 型过热器 再热器并联管组的流量偏差 主要来自两方 面原因 烟气侧受热偏差和蒸汽侧水动力偏差 相对来说 烟 气侧受热偏差受到了研究者的普遍重视 而蒸汽侧的研究却相 对较少 1 成为近年来过热器 再热器超温管爆管的主要原因 之一 因此 在大型电站锅炉设计中 u 型布置的过热器 再 热器的操作工况 经济性 安全性等 在很大程度上取决于水 动力计算方法的合理性 在过去的 10 多年里 过热器 再热器的水动力特性正逐渐受到 研究者者的重视 已分别研究了分 汇流集箱内的流动机理 显然 进一步的研究应考虑集箱的布置形式 但这方面的研究 开始较晚 美国学者 baju ra 做了这方面开创性的工作 然而 bajura 的计算模型过于复杂 计算过程繁琐 必须应用计算机 计算 本文引入化工中的类似模型扩展应用于锅炉过热器 再 热器 u 型布置的计算 类似文献 获得了较简单的 便于工程 应用的计算结果 2 理论类型 u 型布置的过热器 再热器通常有两个集箱组成 如图 1 所示 因此 理论模型的建立依赖于建立分流 汇流集箱的理论模型 在建立理论模型前 我们先做以下假设 1 分流 汇流集箱内 流体流动是一维 不可压的 2 集箱是等截面 3 各支管间的 间距相等 并且各支管是等截面 等长度的 4 在分流集箱中 流体在入口处速度最大 在封闭处速度为零 而在汇流集箱中 正好相反 2 1 分流集箱 取如图 2 所示支管附近微远控制体 并按质量和动量守恒建立 方程组 图 2 分流集箱微元控制体 1 质量守恒 f f dw dx dx fcu 即 u fl fcn dw dx 1 其中 dx l n 2 动量守恒 轴向流体动量增加是轴向各力作用的结果 在微元控制体上 动量平衡 f d dx dx f ddx f dw dx dx 2 f 2 fcu c 对圆截面集箱 管壁摩擦力 2 8 忽略 dx 的高阶微量 方程简化为 1 d dx 2d 2 2 dw dx fcu flu c 0 2 c 表示支管分流带走的流体轴向分量 其大小依赖于管尺寸和 支管所处的位置 可大于或小于 由此 c 可表示为 c 2 2k 3 在锅炉设计中 k 常称为动量交换系数 将方程 1 和 3 代入方程 2 动量方程化简为 1 d dx 2d 2 2k dw dx 0 4 2 2 汇流集箱 取如图 3 所示支管接头附近微元控制体 图 3 汇流集箱微元控制体 1 质量守恒 f f dw dx dx f cu 令 dx l n 上式解得 u f l f c dw dx 5 2 动量守恒 轴向流体动量增量是轴向各力作用的结果 在微元控制体上 作用着静压力和壁面摩擦力 按动量守恒可得 p f p d dx dx f d dx f dw dx dx 2 f 2 fcu c 对圆截面多孔管 管壁摩擦力 2 8 忽略 dx 的高阶微量 方程简化为 1 d dx 2d 2 dw dx fcn f l u c 0 6 c 表示支管分流带走的流体轴向分量 其大小依赖于管尺寸和 支管所处的位置 可大于或小于 由此 c 可表示为 c 2 2k 7 在锅炉设计中 k 常称为动量交换系数 将方程 5 和 7 代入方程 6 动量方程化简为 1 d dx 2d 2 2k dw dx 0 8 由方程 1 和方程 5 可得 f f 3 支管方程 p p h u2 2 10 由方程 4 减去方程 8 可得 1 d p p dx 1 2 d d f f 2 2 2k f f 2 2k dw dx 0 11 将方程 1 代入方程 10 得 p p 1 2h fl fcn 2 dw dx 2n 12 引入无量纲变量 p p 20 w 0 u u 0 x l 代入方程 11 和 12 可得无量钢方程组 1 d p p dx 1 2 d d f f 2 w2 2k f f 2 2k wdw dx 0 13 p p 1 2h f fcn 2 dw dx 2 14 3 方程组的求稳 对锅炉过热器 再热器集箱 集箱长度相等集箱直径并不大 其摩擦作用相对于动量作用很小 所以 忽略摩擦项不会产生 明显的误差 因此 方程 13 化为 d p p dx 2k f f 2 2k wdw dx 0 15 把方程 14 代入方程 15 我们可获得两个常微分方程 d2w dx2 m2w 0 16 dw dx 0 16a 其中 m2 2k h k k f f 2 1 fcn f 2 方程 16a 表示过热器 再热器内无流体流动 方程 16 的解依 赖于 m2 的符号 u 型过热器 再热器的边界条件为 在 x 0 时 w 1 在 x 1 时 w 0 按 m2 的不同 我们可得到以下三种流动状况 1 m20 或 k k f f 2 方程 16 的解为 w c1emx c2e mx 代入边界条件 可确定积分常数 c1 和 c2 由此 我们可获得 方程的特解 w em 1 x e m 1 x em e m shm 1 x shm 17 将方程 17 代入方程 9 可得 w f f w f f shm 1 x shm 18 考虑方程 4 和 8 在忽略摩擦项后 从 0 到 x 积分 可得 p p0 k 1 sh2m 1 x sh2 19 p p 0 k f f 1 sh2m 1 x sh2 20 p p h 2 f nfc 2m2ch2 1 x sh2m k k k f f 2 1 ch2 1 x sh2m 21 2 m2 0 或 k k f f 2 1 在此情况下 方程 16 化简为 d2w dx2 0 22 从 0 到 x 积分上述方程 方程为通释为 w 1 x 23 应用上述的边界条件 分流和汇流集箱的速度分布为 w f f 1 x 24 代入动量方程 4 和 8 在忽略摩擦项后 从 0 到 x 积分 我们 可得分流 汇流集箱的静压分布 p p0 p 0 kx 2 x 25 将方程 23 代入方程 14 可得 p p h 2 f nfc 2 26 3 m20 或 k k f f 21 令 m12 m2 解方程 16 分流和汇流集箱的速度分布为 w sinm1 1 x sinm1 27 w f f w w f f sinm1 1 x sinm1 28 将方程 27 和 28 代入方程 4 和 8 在忽略摩擦项后 从 0 到 x 积分 分别得到分流和汇流集箱的静压分布 p p0 k 1 sin2m1 1 x sin2m1 29 p p 0 k f f 1 sin2m1 1 x sin2m1 30 将方程 27 代入方程 14 可得 p p h 2m2 f nfc 2cos2m1 1 x sin2m1 31 4 结果和讨论 依据上述计算得出的三种流动状态 我们可得出下列的流动图 图 4 是分流集箱内的速度分布 图 5 是分流集箱内的静压分布 图 6 是分汇流集箱间的静压差分布 明显地 无论 m2 是大于 还是小于零 流量都不可能达到均布 只有在 m2 等于零时 才达到流量均布 对锅炉过热器 再热器 在绝大多数情况下 分 汇流集箱的 横截面是相等的 即 f f 因此 m2 的正负就只依赖于 k k 由实验数据可知 6 k 0 4 0 72 k 1 1 2 也就是说 汇流集箱的动量交换系数大于分流集箱的动量交换系数 即 k k1 所以 m2 总是大于零的 m2 小于或等于零都是不实际 的 在图 6 中 当 m2 0 时 在入口处支流流量偏大 而在封闭处流 量偏小 并且 m 越大 偏差越大 只有当 m2 0 时 流体才 达到均布 所以 u 型过热器 再热器达到流量均布的条件是 m 0 通过对 m2 的分檄 由 m2 的定义可知 当 f f 时 m2 2 h k k fcn f 2 即 m2 的大小与 h k k fcn f 有关 因此 调节流量均布的基本手段有以下三种 1 调节支管的阻 力系数 h 这在锅炉的设计 制造中 常通过在流量偏大的支 管内加节流圈来实现 目前已虱到实际应用 2 调节集箱横截 面与总的支管截面之比 nfc f 该比值减小时 m2 值也相应地 减小 在实际设计中 由于缺乏相应的理论指导 该途么的应 用未能得到充分利用 3 调节 k k k 和 k 越接近 m2 值就越 小 流量就越均布 但研究表明 6 k 和 k 主要受集箱内速度 分布的影响 而速度分布又受支管间距 d d nfc f 的影响 在计算时较复杂 详细的可参见王峻 日 华 等 锅炉过热 器布置流动机理研究 中国锅炉压力容器安全 1998 14 5 2 6 5 结论 通过建立的 u 型过热器 再热器理论模型 分析了 u 型布置的 流动行为 在此基础上 提出了调节 u 型过热器 再热器流量 均布的三条途径 调节支管的阻力系数 h 调节集箱横截面