火床炉炉膛内流动阻力特性分析(发表稿)

1、火床炉拱区流动阻力特性分析缪正清1 缪正清：1961年生，上海交通大学动力与能源学院副教授,西安交通大学在职博士生。 窦文宇 惠世恩 徐通模（西安交通大学，710049）摘要：根据边界层动量积分方程结合拱区模化试验整理的拱区速度分布特性，对火床炉后拱面摩擦阻力进行了理论推导，得出了计算表达式。实例计算表明，火床炉后拱区内最大静压差主要由汇流过程中势流区的动静压转换所致，壁面摩擦阻力损失与之相比，完全可以忽略不计。其理论意义在于：合理的炉拱设计非但不会加重炉膛冒正压，而且还会给炉膛局部“增负压”。这一结论与“增加拱长必然增加炉膛冒正压倾向”的习惯判断相反，并有利于消除人们对炉拱改造的疑虑。其实践

2、意义还在于：相当多的锅炉因炉膛“冒正压”而烧黑、烧坏炉门的现象，可通过合理设计的炉拱改造而得以顺利解决。同时本文也为炉拱结构趋向小型化提供了空气动力方面的理论依据。关键词：火床炉, 炉拱，流动，阻力 y1L2L1432LxhYhxoxL' 工业锅炉行业已普遍地认识到我国火床炉燃烧的关键是炉拱，适当加长和压低炉拱(主要为后拱)应是炉拱设计和改造的原则性方向。但由于受传统的高、仰、短后拱结构的流动基础沿拱区流动方向等速等压设计的习惯观念的影响，又将非上仰型后拱结构下出现的流体动、静压转化误认为拱区阻力，因而，在实际设计或改造炉拱时，总是因过分担心炉拱阻力过大会造成炉膛正压而保守地采用偏大的

3、拱型尺寸，使火床燃烧的组织达不到较佳的工况。本文通过对拱区最大摩擦阻力后拱面摩擦阻力的理论分析，澄清拱区阻力与拱区压差的不同概念。实例计算将表明，拱区实际阻力一般都很小，拱区最大压差主要来自烟气沿路径动静压转化。因此，炉拱结构趋向小型化(相对于目前的炉拱结构)，尚不至显著地增大炉内总阻力。同时，本文也为黄祥新教授于八十年代初提出的炉拱结构的小型化发展方向提供了空气动力方面的理论依据。1 炉拱结构与后拱区流动模型图1是前后拱分别采用人字形构成的、具有优良燃烧性能的双人字形拱组1。其中，后拱有前段的水平段和后段的倾斜段组成。后拱后端部与火床的距离简化为零。沿炉膛宽度方向拱区各纵截面形状相同。后拱区

4、火床面的流速呈均匀分布，其值为。 图中，因边界层流动计算的需要，建立沿拱面的贴体坐标轴，其原点取后拱的后端点，轴与轴相垂直。图中，各代号的说明见附录。后拱区流动模型简化为二维、稳态、近拱面存在粘性流动边界层，边界层外主流为理想流体的等温流动。 图1.双人字形拱组示意图 1.人字形前拱 2.后拱前段 3.后拱后段 4.火床面 边界层模型为其外缘的主流速度和压力同时变化的纵掠平板层流流动。2 后拱面的摩擦阻力 为了求解沿拱面的摩擦阻力，需求出沿拱面的切应力分布，为此需建立沿拱面的边界层动量积分方程。边界层动量积分方程是经典方程，1921年由卡门导得 2 。2.1.拱面边界层动量积分方程对拱面边界层

5、沿方向可建立如下动量积分方程： (1) (2)2.2.方程的求解 边界层动量积分方程求解的关键是需要已知边界层及其外缘处的速度分布。2.2.1.后拱面边界层外缘主流速度分布根据拱区流场模化试验整理的拱区主流区的速度分布特性，拱区距后拱后端点水平距离为处，垂直于炉排的平面上沿高度的速度值按如下规律分布 3： (3)式中，为截面上离火床面的垂直距离，。式(3)的有效范围为。因此，后拱区边界层外缘处的速度分布为： (4)其速度方向接近平行于拱面。2.2.2.边界层速度分布根据经典求解方法，可用具有4个待定系数的多项式来表示边界层内的速度分布。即： (5)根据边界层条件： (6) 求解式(5)、式(6

6、)得：， (7)2.2.3. 边界层厚度的变化规律将式(7)代入式(1)、(2)，经整理，得： (8)由式(8)得： (9)式(9)的通解：) (10)由于在将式(4)代入式(10)求后拱前段水平段上的边界层厚度时，出现了求类型的积分，因其原函数是非初等函数而难以直接求解。考虑到本来就是拟合式，故为便于积分，将在范围内按进行近似拟合。其拟合结果为，。因此式(4)可改写为： (4)式(4)中，. 后拱后段：，.又令式(10)的定解条件为：， (11)所以，当 ，时， (12)式(12)代入式(10)得： 将式(11)代入上式，得， (13)其中，。当，时： 令，则 (14)，将式(14)代入式(

7、10)，经整理，得 (15)2.2.4.后拱面切应力的分布由式(2)： (16)当 ，时，将式(12)、(13)代入式(16)： (17)当，时，相应于，。将式(14)、(15)代入式(16)： (18)2.2.5.后拱面摩擦阻力 (19)3 实例以4快装锅炉后拱拱面摩擦阻力计算为例。各参数的取值如表1 表1计算参数的取值 ° 1.3 1.0 1.0 0.24 22.78 1.5 1200 0.24 221 注：相对于火床有效长度=3.2，本文所取后拱覆盖率，后拱出口净高，故已属超低长后拱。 将表1参数值代入式(19)： 对上式中积分项按积分区间等分后进行离散数值积分，得：因此，由拱

8、面摩擦阻力造成的后拱区折算压降为： 4 实例计算结果及其意义的讨论如前所述，后拱区内烟气的实际流动可视作近壁边界层内的粘性流动和边界层外主流区的势流流动。在主流区，由于穿过炉排面和火床的烟气在拱区作汇流流动，故沿流线存在动静压的转换。根据研究，后拱下势流区动静压的最大转换值为4： (20)取，并将表1有关参数代入式(20)得，。由此清楚地表明，火床炉后拱区内最大静压差主要由势流区内汇流过程中的动静压转换所致，壁面摩擦阻力损失与之相比，完全可以忽略不计。严格而正确区分拱区流动阻力和拱区动静压转换这两种流动机制具有重要的理论意义和实践意义。理论意义在于：由于烟气在流动过程中沿流线动静压的转换是在边

9、界作用下流体运动在能量守恒条件下进行内部调整的一种外在表现，而拱面沿程摩擦阻力既是流体与边界间的作用，也是实现拱区流动方式所必须付出的代价。但由于拱面沿程摩擦阻力很小，因而可通过增加拱长实现流体动静压的转换，使拱区出口附近因流速显著提高而使该区静压明显降低，从而克服该区冒正压的倾响。因此，在炉拱改造时，只要前后拱之间的喉口不至过小，就能控制前后拱之间喉口的局部阻力，并进而控制炉膛总阻力。一般地，当炉膛出口带有一定负压裕量时，非但不会发生因改拱而造成炉膛“冒正压”，相反，当后拱区烟气流的动静压转换值大于前后拱之间喉口的局部阻力时，炉膛局部，如拱区出口附近的负压水平(绝对值)还会因炉膛内烟气流速的

10、提高而有所提高，而通常此处是中炉门位置，改拱前是易“冒正压”处。因此，通过改拱还能减轻炉门“冒正压”倾响。即合理的炉拱设计非但不会加重炉膛“冒正压”，而且还会给炉膛局部“增负压”，这一结论与“改拱必然增加炉膛冒正压倾响”的习惯判断相反，并有利于纠正这一片面认识。实践意义则在于：相当多的锅炉因局部“冒正压”而烧黑、烧坏炉门的现象，可通过合理设计的炉拱改造而得以顺利解决。这也已被我们亲身经历的大量改炉实践所证实。由于炉拱改造后，炉膛内最高静压点移向后拱尾部，因此，尽管改拱后沿程摩擦阻力和局部阻力会略有增加，但其影响主要反映在后拱尾部静压值的稍有提高。而后拱末端即使有些微正压，一般影响也不大，因为后

11、炉门不常开，即使打开也只是冒些热烟气而不会冒黑烟。故可利用原有的炉膛出口负压裕量，通过设计合理的炉拱改造，把炉膛内最高静压点由近煤闸门处移向后拱尾部，并在包括前炉门在内的炉膛较大范围内实现“增负压”，消除前炉门向外冒黑烟现象，提高锅炉房环境质量。5 结论(1) 火床炉后拱区内的最大摩擦阻力项后拱面摩擦阻力可按式(19)计算。(2) 实例计算表明，火床炉后拱区内的最大静压差主要由汇流流动过程中动静压的转换所致,与之相比,由拱区内的最大摩擦阻力折算的压差值很小,可忽略不计。(3) 火床炉炉拱的小型化,即相对于传统的炉拱设计，炉拱尺寸长度超长，高度超矮，其所受炉内空气动力的限制较小。当然，其极限尺寸

12、的确定还有待进一步的研究。附录：符号说明A 后拱出口截面积 , m2a2 后拱覆盖率 , , %后拱仰角, oB 后拱区宽度 , mF 后拱面摩檫阻力 , Nhx 后拱面距离火床高度 , mh 后拱水平出口段距离火床高度 , mL1 后拱后段的水平投影长度 , mL2 后拱水平段长度 , mL 后拱水平投影长度 , , mLx 后拱区垂直截面距o点的距离 , mL 火床的有效总长 , m 后拱区内最大静压差 , Pa后拱面摩擦阻力的折算压差 , Pat 后拱区平均烟气温度 , oC 后拱面摩擦切应力 , N/m2u(x, y)后拱面边界层内速度分布 , m/s后拱区边界层外缘的速度分布 , m

13、/s v0 后拱区火床面的烟气平均流速 , m/s 后拱区烟气平均密度 , kg/m3 后拱出口截面烟气平均密度 , kg/m3 后拱区烟气动力粘性系数, 后拱区烟气运动粘性系数 , m2/s x 坐标轴及坐标 , m y 坐标轴及坐标, m Y 后拱区空间距离火床面的高度, m 后拱面流动边界层的厚度, m 后拱后段拱面流动边界层的厚度, m 后拱前段拱面流动边界层的厚度, m参考文献：1.黄祥新.火床炉炉拱的特性. 动力工程，1984, (2)2.von karman,T.,Z. Angew.Math.Mech.,vol.1,1921,s.2353.缪正清,黄祥新.火床炉前拱区流动特性的试

14、验研究. 动力工程，1996,16(3):26324.缪正清,黄祥新.火床炉炉膛内压差特性的研究. 动力工程，1996,16(6):813Analyses of Gas Flow ResistanceCharacteristics under the Stoker ArchesMiao Zhengqing1, Dou Wenyu, Hui Shien, Xu TongmoXian Jiaotong University, Xian, 710049Abstract: Combining the layer momentum integral equations with the velocity

15、 distribution characteristics summarized from modeling experiment under the stoker arches, the theoretical formula of the friction resistance of rear arch surface is deduced and educed. By a practical example calculation, it is showed that the biggest static pressure difference under the rear arch c

16、omes from the transmission between active pressure and static pressure in potential conflux. Comparing with it, the friction drag of rear arch surface can be neglected. Its theoretical sense exists in that rational design of furnace arch not only doesn't aggravate the positive pressure but also

17、can increase the negative pressure in some part of furnace chamber. This conclude is contrary with the general estimate which extending the arch length is obviously increase tendency of the positive pressure in furnace chamber and it can eliminate the anxiety about reforming arch. Its practical sense exists in that most problems of blackin