论文题目---SHL7.0-1.0/95/70-AⅡ热水锅炉设计
摘 要
锅炉作为一种能源转换设备，在工业生产中得到了广泛的应用。它通过煤、石油或天然气的燃烧放出的化学能，并通过传热把热量传递给水，使水加热（或变成蒸气），热水直供给工业生产和民用生活、供暖，所以锅炉的主要任务是：把燃料中的化学能最有效的转变为热能。
本次的毕业设计的题目是SHL7.0-1.0/95/70-AⅡ，属于水管式自然循环锅炉。设计本着锅炉运行的安全性和可靠性为首要设计特性的准则。综合考虑燃烧，传热，烟气和空气以及工质的动力特性以及磨损和腐蚀。在锅炉设计的过程中，主要考虑的因素是保证炉内着火，炉膛内有足够的辐射热量，煤的燃尽程度以及合理的烟气速度和排烟温度。同时，还要确保有一定的气密性以保证炉膛内进行负压燃烧。
在整个设计过程中作为技术支持进行了热力计算、强度计算和烟风阻力计算。其中热力计算包括炉膛、燃尽室、锅炉管束、省煤气，空气预热器。为了使小型锅炉的结构紧凑，大部分受热面都布置在炉膛内。根据结构，锅炉出口布置燃尽室达到飞灰和降尘作用；由于工作压力低，容易产生烟气侧的酸腐蚀和锅内的氧腐蚀，所以采用铸铁省煤器，来达到降低排烟温度的要求。
利用CAD,完成了锅炉总图、 炉墙图、上锅筒展开图、本体图。
关键词 热力计算；强度计算；烟风阻力计算
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Design of SHL7-1.0/95/70-P boiler
Abstract
Boilers as an energy conversion equipment, in industrial production has been widely used. It does this by coal, oil or natural gas combustion release of chemical energy, and heat the heat transfer through the water, the water heating (or into steam), hot water direct supply to the industrial production and civil life, heating, so the main boiler mandate: to fuel the chemical energy into heat energy the most effective.
The graduation project topic is shl7.0-1.0/95/70-aⅡ, belonging to the natural circulation water tube boiler. Boiler design in line with the safety and reliability of the primary design features of the guidelines. Considering combustion, heat transfer, gas and air as well as dynamic properties of working fluids and wear and corrosion. In the boiler design process, the main consideration is to ensure that the furnace fire, furnace heat radiation sufficient coal burnout degree and a reasonable speed and exhaust gas temperature. At the same time, make sure there is a certain degree of air tightness to ensure negative pressure within the combustion chamber.
Throughout the design process as a technical support for the thermodynamic calculation, calculation of strength and wind resistance calculation smoke. Thermal calculation which includes the furnace, burn room, boiler tubes, the provincial gas. For small boilers, compact structure, most of the heating surface are arranged in the furnace. According to the structure, boilers burn room layout export to the role of fly ash and dust; Due to the low pressure, prone to corrosion and acid gas side of the pot of oxygen erosion, so cast iron economizer, reducing the exhaust gas temperature requirements.
Use of CAD, to complete the total Figure boiler, furnace wall chart, the
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drum expansion plan, body plan.
Keywords thermodynamic calculation; strength calculation; smoke wind resistance calculation
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目 录
摘要 ............................................................................ Ⅰ错误！未找到引用源。 Abstract .............................................................................................................. Ⅱ
第1章 绪论 ........................................................................................................ 1 第2章 锅炉方案设计及结构简介 .................................................................... 2 2.1 方案论证 ................................................................................................... 2 2.2 设计锅炉结构及特性： ........................................................................... 4 2.2.1 锅炉各部分结构特点如下： ............................................................ 5 2.2.2 锅炉特性: ........................................................................................... 7 第3章 热力计算 ................................................................................................ 8 3.1 锅炉规范、辅助计算及热平衡计算 ....................................................... 8 3.1.1 设计参数 ............................................................................................ 8 3.1.2 燃料特性 ............................................................................................ 8 3.1.3 辅助计算 ............................................................................................ 8 3.2 各部分热力计算 ..................................................................................... 13 3.2.1炉膛计算 ........................................................... 错误！未定义书签。 3.2.2燃尽室计算 ....................................................................................... 17 3.2.3锅炉管束 ........................................................................................... 20 3.2.4省煤器计算 ....................................................................................... 22 3.2.5空气预热器计算 ............................................................................... 24 3.3 热力计算的误差校核 ............................................................................. 26 3.4 热力计算结果汇总表 ............................................................................. 26 3.5 本章小结 ................................................................................................. 27 第4章 强度计算 .............................................................................................. 28 4.1 上锅筒强度计算 ..................................................................................... 28 4.1.1 筒节壁厚计算 .................................................................................. 28 4.1.2 上锅筒有孔封头的强度设计 .......................................................... 30 4.2 下锅筒强度计算 ..................................................................................... 31 4.2.1 下筒节壁厚计算 .............................................................................. 31 4.2.2 下锅筒有孔封头的强度设计 .......................................................... 32 4.3 前后集箱开孔计算 ................................................................................. 33 4.4 集箱无孔端盖计算 ................................................................................. 34 4.5 安全阀排放能力计算 ............................................................................. 35 4.6 本章小结 ................................................................................................. 35
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第5章 锅炉烟风阻力计算 .............................................................................. 36 结论 .................................................................................................................... 44 致谢 .................................................................................................................... 45 参考文献 ............................................................................................................ 46 附录A ................................................................................................................ 47 附录B ................................................................................................................ 53
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第1章 绪论
热水锅炉在人们的日常生活中不可缺少的热力设备。又因为其分布的部门广，数量多，在国民经济中占有重要的地位。它通过煤，石油等燃料的燃烧释放出的化学能，并通过传热把热量传给水，使水加热，热水直接供给工业生产和民用生活。
随着高科技的飞速发展，锅炉的设计和应用技术也得到了很大的提高，现在燃烧机械化，给水自动化都已经得到实现。然而，在我国东北，华北，西北地区，冬天寒冷，利用蒸汽锅炉采暖，热量损失巨大，与蒸汽锅炉采暖相比，热水系统的热量损失要小的多。因为他使用的是单相介质—热水作为系统，无蒸汽产生，漏水量很少，管道的散热损失也少，同时，热水锅炉连续供给温度不很高的热水，室内温度比较稳定，系统比较安全，维修费用比较低。因此，热水采暖正逐步取代原有的蒸汽采暖。
本次的设计方案完成SHL-7-1.0/95/70-AⅡ的设计。锅炉的燃烧设备采用机械化的链条炉排，采用分段送风，出灰有灰渣井。锅炉的炉膛内设有前后拱，燃烧后的烟气从炉室出来后在对流受热面中多次绕行，然后进入尾部的烟道，在尾部的烟道设有省煤器和空气预热器，用来加热给水和预热空气。本次设计设计方案过程中，本着可靠性，经济性，简单易行的原则，使个结构的布置尽量首尾相顾，浑然一体。
由于理论知识以及实际经验的欠缺，希望通过本次毕业设计，对锅炉的设计和设计有更进一步的了解和掌握，并巩固了基础知识，设计中难免存在一些缺点和错误，恳请老师给予帮助和指正。
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第2章 锅炉方案设计及结构简介
2.1 方案论证
对于锅炉的设计，可以采用局部设计方案，也可以采用整体设计方案。本次设计的任务是锅炉进行设计，一般来说，不适合采用局部的设计。整体设计是为了保证锅炉出力和参数的条件下，尽量的使用原有的设备，对锅炉进行大规模的彻底的设计。由于利用了一些原有的设备，整体设计可以节约一定的成本，而且能够满足锅炉的额定出力，满足锅炉的负荷要求，但是整体设计的改动较大，工期较长，而且设计后的和原有的设备的寿命不同，两者之间存在着隐患。
相比较而言，整体的设计就有更大的优点。整体的设计就是保持原有的燃烧受热面和对流受热面不便，只是对相关的差异性的地方进行设计，这可以说是合条件的适当的设计。本次设计主要应用了局部的设计方案，主要的设计有：
1）设计了锅内装置； 2）优化了一次风系统；
3）对省煤器给水方式的设计； 4）设计了空气预热器的结构；
5）对锅炉顶棚，平台及扶梯的设计。
该方案的优点是避免了过多的能源浪费，结构简单，工程的工期短，工作量少。
本次设计的课题为SHL7—1.0/95/70—AⅡ，该锅炉属于低压小型工业锅炉，受到应用条件的限制，需要停炉和起炉，负荷经济变化，采用双锅筒，正是基于此。因双锅筒水容量较大，并且有较大的蓄热能力，所以适应负荷变化能力强，且气压稳定，运行特性好，自然循环特性条件好，对于低压锅炉单靠辐射受热面是不够的，而双锅筒可以布置较多的对流受热面。采用横置式可以使锅炉结构紧凑，尺寸小，便于安装。设计后的热水锅炉也沿袭了蒸汽锅炉的这些优点。热水锅炉自然循环的运动压头来自水温差而产生的密度差，其植极小。由于热水所载带的只是物理显热，不存在蒸发潜热，热水的载热量要比蒸汽小得多，热水锅炉锅水不浓缩，水质变化不大，因此对补给水硬度要求克略低点，此外，热水锅炉的低温受热面容易发生低温腐蚀和堵灰。
为了减少不完全燃烧损失，以便提高热效率，在炉膛和锅炉管束之间
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布置燃尽室，燃尽室既可以调节合理烟速，烟气中的飞灰在其中起飞灰沉淀作用，也承担部分的换热，使得未燃物得到充分的燃烧，同时，也起了保护后面管束免受磨损的作用。
锅炉管束中烟气作混合冲刷。烟道呈倒″S″形，可以降低钢耗，减少总体尺寸。对于错列的管束，传热的效果好，但烟气的流动阻力大，对于管的磨损较大，所以管束采用顺列布置，目的是为了减少阻力，降低电耗，提高效率，同时也使加工工艺简化。因为烟气流程中有冲刷死角，可以采用较小的热有效系数来补偿，而三个烟道的流通截面积逐渐减小，保证了烟速的均匀性，换热效果好。同时每一流程都设置了吹灰器。管束在节距的选择上主要考虑以下因素：第一，相邻两根管子焊接时，热影响区不重合；第二，焊缝及热影响区内，不可开孔；第三，保证烟速合理性。
烟气温度的选取重点是炉膛出口烟温θl”和排烟温度θpy的选取。由于θl” 直接影响锅炉的经济性和安全性，所以θl” 的选择一定要合理：若θl” 过低，不经济且炉膛温度水平降低，对燃烧不利，使固体和气体不完全燃烧损失增加；若θl” 过高，将引起受热面结渣，影响锅炉的安全可靠运行。所以对一般煤种，在热水锅炉中，θl” 应选择在900℃-950℃范围内。同样对排烟温度的选择，也应根据技术经济性分析来选取：若θpy降低，锅炉排烟热损失减少，效率提高从而节约燃料，降低锅炉运行费用。但θpy 过低时，传热不良从而使尾部受热面增加，体积增大，金属耗量增加，投资增加，同时θpy 太低时尾部受热面易发生低温腐蚀或堵灰，影响运行可靠性。所以θpy 在D≥6t/h的锅炉中，根据所用煤种水分和硫分的大小，不宜低于150℃，通常新设计锅炉取为160-180℃。
热空气温度trk的选择同样重要。原则是：“保证燃料在锅炉炉膛中迅速着火”，根据这一要求，trk 应该高一些，但选高些将会使空气预热器的体积增大，安装困难，投资大，因此，对于一般工业锅炉只要燃烧稳定，热空气温度不必太高，在上述的排烟温度条件下，trk也不可能太高，对火床炉trk在80℃～160℃。
为了降低θpy，锅炉尾部设有尾部受热面：省煤器、空气预热器。省煤器除了可以降低排烟温度，还可以利用尾部烟气的热量加热锅炉给水，提高锅炉热效率减少燃料耗量，然而，对于热水锅炉的省煤器而言，省煤器加热给水的作用并不是很明显的主要还是用来降低烟气的温度,为了避免省煤器中的水速过高,发生水冲击,把省煤器改成并列式,以减小水的流速.此外,在省煤器的给水进口加一条直通锅炉的给水管,以备省煤器损坏的时候,由此管直接供水给锅炉,防止影响锅炉给水,并且,还要给省煤器定期吹灰,保证其传热的最佳效果.而采用省煤器降低θpy时省煤器的工质——锅炉给水比这一饱和温度低得多，因此传热温压较大，这样在降低同样数值的烟气温度时，所需省煤器受热面积比蒸发受热面少很多，降低了生产成
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本。由于本锅炉压力低，所以采用耐腐蚀的铸铁省煤器，为了安全，设置烟气和给水旁通系统。
空气预热器除了可以为燃料提供热空气，改善着火和燃烧条件外，更重要的是，省煤器的给水温度为70℃，仅用省煤器来降低排烟温度其传热温差太小，不经济，因此必须布置入口温度为20℃的空气预热器。为了烟气侧和空气侧放热系数接近，得到较大的传热系数，尽量使wk/wy=50%-55%，使流动趋于逆流，可以得到较大的温压。
此外，还加进了外伸烟道，这种布置有利于省煤器，空气预热器的布置，同时，也能减少对于锅炉房的设计，节约成本。还对扶梯的不合理布置进行了设计。
2.2 设计锅炉结构及特性：
锅炉本体大致可分为：水冷壁、锅炉管束、省煤器、空气预热器，它们都是各种类型的受热面，烟气的热能通过这些受热面传递给工质。锅炉本体一侧处在高温烟气条件下，因而要求它们的结构和材料要能够承受高温和抵抗烟气的腐蚀；锅炉的另一侧工质是水和空气，水和空气工作时具有很高的压力，所以锅炉本体主要部件还要具有一定的承受能力；另外，锅炉本体还要有良好的传热性能。
燃烧设备：煤斗、煤闸门、链条炉排、风室和炉拱等。燃烧设备要能适应不同煤种的燃烧，保证燃料的及时着火和燃尽，还应有一定的燃烧强度，能给锅炉提供足够的可利用热能。
锅炉炉墙：金属框架和砖结构。金属框架起支撑、稳定作用，要具有一定的强度和稳定性；砖结构起耐热、绝热、保温、密封作用。
本次设计任务是设计SHL7—1.0/95/70- AⅡ,即双锅筒横置式链条炉，自然循环水管锅炉，额定热功率14MW，额定工作压力为1.25Mp,设计成SHL-7.0-1.0/95/70-AⅡ,即双锅筒横置式链条炉，自然循环热水锅炉，设计煤种为山东良庄二类烟煤，它包括以上三大部分，其结构特点如下:
1． 据锅炉行业长期对双锅筒7MW锅炉运行经验，水管系列采用φ51的碳素钢管，管束弯头半径R160mm。
2． 燃烧方式采用加煤斗正转链条炉排。
3． 锅炉炉膛采用前后拱配合方式。后拱低而长，倾角为14°，覆盖率为35%，通过前后拱的配合可以使燃料迅速着火，减少了固体不完全燃烧损失。
4． 炉排有效宽度为2100mm,长度为5000mm，有效面积为10.61m2。 5． 采用双侧进风,分段送风,可调节燃烧状况，改善燃烧区段性。
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2.2.1 锅炉各部分结构特点如下：
本锅炉是按燃用贫煤设计的，但也适用于其它与贫煤煤种近似的燃料。
锅炉构造仅考虑承受锅炉本体的载荷在六级地震情况下安全运行。因此当属于锅炉以外的烟、风、汽水管道要支撑在锅炉构架上时，必须按负荷的大小及负荷着力点的位置校核构架强度，必要时另行加固。
设计后的锅炉为双锅筒横置式自然循环水管锅炉,燃料从加煤斗落至炉排上,转动炉排,把煤送到炉膛点燃燃烧,空气由炉排先分段进入炉膛后端,煤燃成灰渣后经挡渣板落入灰斗,燃烧产生的烟气,从炉膛上部通过燃尽室,对流管束后,流向尾部受热面,最后由引风机排入烟囱。
水循环的路线:上锅筒中的水,从锅筒后部对流管束下降到下锅筒,经过各个连接器进入集箱,在从各水冷壁管上升,进入上锅筒.另一个循环回路是由锅筒的后部的下降管送入下锅筒,然后由前方的上升管进入上升管,完成锅炉本题的水循环.
锅炉各部分特点如下： 1. 锅筒及炉内设备：
锅筒是容纳水和蒸汽的筒形受压容器，采用双锅筒结构，既经济易安装，检修固定方便。
a.上锅筒：内径1200mm，壁厚22 mm，筒身长3800 mm，包括两侧封头一起为4888mm。上锅筒筒身用20g钢板热卷冷校而成，封头为20g钢冲压而成的椭圆形封头，为了焊接方便，封头和筒身壁厚都采用一致即22 mm，上锅筒中的设备有：在锅筒内安放了直径219的进水管和出水管,还有均匀分水系统.
b.下锅筒：下锅筒内径Dn=1000mm,壁厚δ=16mm，筒身长 3000 mm，包括两侧封头一起为3885mm,筒身及封头都为20g钢板制成。下锅筒底部有定期排污管，以便排出杂质和沉淀物。上下锅筒之间有管束。
2. 水冷壁
在锅炉炉膛内经常布置大量水冷壁，一方面可以充分发挥辐射受热面热强度的特点，同时它用来保护炉墙免受高温破坏使灰渣不易粘结在炉墙上，防止炉膛被冲刷磨损，过热破坏。它是自然循环锅炉构成水循环回路不可缺少的重要部件。
本锅炉炉膛内四壁都布置有水冷壁其中前墙由19根Φ51³3的碳素钢管节距为120mm组成，前墙水冷壁管组下部焊在Φ219³6的集箱上，上部直接与锅筒焊在一起，后墙与前墙相同由 19根Φ51³3的碳素无缝钢管组成。两侧水冷壁分别由18根Φ51³3的碳素无缝钢管节距为110mm组成，上下部分别与上下集箱连接，集箱规格为Φ219³6，由6根Φ108³4,
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的钢管，所有下降管均从上锅筒中引出。
3. 燃烧设备：
燃烧由煤斗和正转链条炉排及其传动装置组成，炉排有效燃烧面积为10.6m2 .
4. 锅炉管束：
上下锅筒中心距为4600mm，中间由224根Φ51³3碳素无缝钢管焊在上下锅筒而组成，管子顺列布置，横向14根，纵向16根，横向节距为110 mm，纵向节距为110 mm，同时隔板把它分隔成倒“S”型烟道，流通面积逐渐减小，以利于传热和烟道烟速均匀。上下锅筒及管束通过上锅筒支撑在锅炉钢架上。 5. 省煤器：
本锅炉为小型低压锅炉，采用单级耐腐蚀铸铁式省煤器。省煤器规格为60³3，安装有4排8列省煤器管，受热面积为69.76 m2，烟气流通截面积为0.704 m2， 6．空气预热器
该蒸汽锅炉采用钢管式空气预热器，顺列布置，由484根Φ40×1.5组成，横向节距60mm,纵向节距40mm，，烟气在管内自上而下流动，空气在管外做横向冲刷。，冷空气由20℃被加热到119.21℃变成热空气后由热空气管道进入炉膛，空气预热器的受热面积为116.37m2。设计后的空气预热器顺列布置,由484根Φ40³1.5组成横向节距为60mm, 纵向节距为40mm,高3000mm.
7. 钢架、平台和扶梯：
为了支撑锅筒、集箱、管子及炉墙，设置了钢架，锅炉本体重量由钢架传至基础，为安装、检查和维修，设置了平台,各平台之间由扶梯连接。
8. 炉墙
炉膛炉墙的负荷作用在钢架和基础,分三层。内层为耐火砖,中间层为硅藻土保温砖,外层为红砖。在侧墙上分别在前拱下方,锅炉管束中部,燃尽室,省煤器上方,空气预热器上方,以及后拱上方均开有人孔,以便安装维修,清除灰渣。
9. 锅炉范围内的阀门仪表锅炉产生的热水由热水引出管供给用户。为了保证锅炉安全,装有两个的安全阀,同时在上锅筒装有两个Y200的压力表以便观察压力,有紧急排气阀一个,水压表两个。为了省煤器检修时锅炉安全运行,设有旁通烟道和旁通水道。
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2.2.2 锅炉特性:
1.锅炉规范：见锅炉参数表2-1
型号 SHL-7.0-1.0/95/70—AⅡ 表2-1锅炉参数 额定热功率 额定压力 7MW 1.0Mpa 热水温度 95℃ 给水温度 70℃ 2.燃料特性：见燃料特性表 2-2
碳 符号 Car 氢 氧 表2-2 燃料特性 氮 硫 水分 灰分 挥发分 低位发热量 arQdw Har Oar 6.11 Nar 0.88 Sar Aar War 32.48 Var 数值 46.55 3.06 1.94 9.00 38.50 17693.4KJ/Kg 3．管子特性：管子特性见表2-3
表2-3 管子特性
名称 符号 单位 水冷壁 锅炉管束 省煤器 空气预热器 下降管 导水管 管径³厚度 Dw³δ Mm Φ51³3 Φ51³3 Φ60³3 Φ40³1.5 Φ108³4.5 Φ108³4 节距 排列及气流流向 横向 纵向 管子排列烟气冲刷烟气与工质Mm Mm 方式 方式 流向 110 100 125 顺列 横向 交叉流 144 144 顺列 横向 交叉流 错列 纵向 交叉流 4.主要经济技术指标：主要经济技术指标见表2-4
锅炉效率η（%） 78.43 表2-4 主要经济技术指标 排烟温θpy(℃) 燃料耗B(kg/s) 170 0.50 给水温度tgs(℃) 70
5.锅炉基本尺寸：锅炉基本尺寸见表2-5 单位 数值 炉膛宽度 Mm 2100 表2-5 锅炉基本尺寸 炉膛深度 上下锅筒中心距 Mm 2200 - 7 -
锅炉外形尺寸 长 宽 高 Mm 10800 Mm 4000 Mm 9300 Mm 4600 哈尔滨理工大学学士学位论文
第3章 热力计算
3.1 锅炉规范、辅助计算及热平衡计算
3.1.1 设计参数
本次设计的任务是设计SHL7-1.0/95/70-AⅡ.主要参数如下： 1．锅炉额定热功率：Q=7MW 2．锅炉额定压力：p=1.0MPa 3．回水温度：tgs=70℃ 4．冷空气温度 tlk =20℃ 5．出水温度 tcs=95℃
3.1.2 燃料特性War
1． 燃料名称：烟煤；产地：山东良庄 2． 燃料工作基（应用基）成分
碳 符号 Car 氢 氧 氮 硫 水分 灰分 挥发分 低位发热量 arQdw Har Oar 6.11 Nar 0.88 Sar War Aar 32.48 Var 数值 46.55 3.06 1.94 9.00 38.50 17693.4KJ/Kg 3.1.3 辅助计算
1．空气平衡
烟道各处过量空气系数，各受热面的漏风系数，列于表3-1中。炉膛出口过量空气系数按文献[1]表3-1取。烟道中各受热面的漏风系数按表3-3取。
表3-1烟道中各处过量空气系数及各受热面的漏风系数 过量空气系数 漏风系数 烟道名称 Δα α α 1.45 0.1 炉 膛 燃 尽 室 锅 炉 管 束 省 煤 器 1.45 1.55 1.60 - 8 -
1.55 1.60 1.75 0.05 0.1 0.15 哈尔滨理工大学学士学位论文
空 气 预 热 器 1.75 1.85 0.1 2．烧产物的容积及焓的计算 1)理论空气量及α=1时的燃烧产物容积的计算 理论空气量
Vo=0.0889（Car+0.375Sar）+0.265Har-0.0333Oar
=4.81Nm3/kg
RO2理论容积
VRO2=0.01866（Car+0.375Sar）=0.882 Nm3kg N2理论容积
VoN2=0.79Vo+0.8Nar/100 =3.807Nm3/kg
H2O理论容积
VoH2O=0.111Hy+0.0124Wy+0.0161Vo
=0.529 Nm3/kg
2)不同过量空气系数下燃烧产物的容积及成分见表3-2
表3-2 烟 气 特 性 表 空气锅炉管 序号 名称 符号 单位 计算公式及来源 炉 膛 燃尽室 省煤器 预热束 器 入口过1 量空气α 1.45 1.50 1.60 1.75 — 系数 出口过2 量空气α 1.45 1.50 1.60 1.75 1.85 — 系数 平均空αα/2 1.45 1.475 1.55 1.675 1.80 3 αpj — 气系数 VH2O0.0161水蒸汽 0.5638 0.5658 0.5716 0.5813 0.5914 VH2O Nm³/㎏ 00 容积 αpj1V5 6 7 烟气总容积 Vy Nm³/㎏ — 0VRO2VH2O0N29.066 7.3825 7.5028 7.8635 8.4648 0 Vpj1V0RO2容积rRO2 份额 H2O容rH2O 积份额 VRO2/Vy 0— VH2O/Vy 0.0973 0.0580.0717 0.0705 0.0673 0.0625 3. 0.1195 0.1176 0.1122 0.1042 - 9 -
哈尔滨理工大学学士学位论文 空气锅炉管 序号 名称 符号 单位 计算公式及来源 炉 膛 燃尽室 省煤器 预热束 器 三原子气体容0.1558 rq — rRO2rH2O 0.0.1901 0.188 0.1795 0.1667 6 积 份额 9 10 烟气重量 飞灰浓度 G ㎏/㎏ y1A/1001.036αV0pjy 9.784 9.941 10.412 11.412 11.983 0.0054 G 0.0066 0.0065 0.0062 0.0059 μfh ㎏/㎏ Aafh/100注：飞灰份额afh按表3-1取0.2。 3)不同过量空气系数下燃烧产物的焓温表见表3-3表
表3-3 不同过量空气系数下燃烧产物的焓温表 VRO2=1.047 (m3)标准/kg VN2=4.4068(m3)标准/kg o烟气 温度 υ℃ Cco2υ kJ/(m3)标准 100 200 300 400 500 600 700 800 900 VH2O =0.4619 (m3)标准/kg oV°=5.57 (m3)标准/kg CkυkJ/(m3)标准 132.4 266.4 402.7 541.8 684.2 829.7 978.3 1129.1 1282.3 1437.3 1594.9 1753.4 1914.3 2076.2 2238.9 2402.9 Ik=V* Ckυ kJ/kg 634.92 1279.46 1938.43 2607.02 3290.04 3992.3 4704.18 5430.49 6166.42 6902.35 7671.95 8431.93 9206.34 9986.56 10769.11 11557.95 oo CN2υ IRO2= VRO2 kJ/(m3* Cco2υ ) kJ/kg 标准 149.94 315.32 493.04 680.90 877.71 1080.45 1289.48 1503.81 1721.66 1943.93 2168.96 2396.39 2625.17 2856.80 3089.65 3324.26 129.6 259.9 392.0 526.5 663.8 804.1 947.5 1093.6 1241.6 1391.7 1543.7 1697.2 1852.8 2008.7 2166.0 2324.5 IH2O= VH2O IN2= VN2 CH2Oυ * CH2Oυ * CN2υ kJ/(m3) kJ/kkJ/kg㎏ 标准 g 494.91 993.63 1492.62 2006.29 2527.85 3060.83 3609.04 4164.86 4728.29 5299.34 5978.01 6460.48 7054.37 7648.26 8245.96 8851.28 - 10 -
150.5 304.5 462.7 626.2 794.9 968.9 1148.8 1334.4 1526.0 1722.6 1925.1 2132.3 2343.6 2559.2 2779.1 3001.8 79.88 161.35 244.93 331.15 420.50 512.55 607.72 705.69 807.25 911.47 1018.33 1127.83 1239.98 1353.71 1470.09 1588.06 170.0 357.5 558.8 771.9 994.4 1224.7 1461.9 1704.9 1952.3 1000 2203.5 1100 2458.4 1200 2716.6 1300 2976.7 1400 3239.0 1500 3503.1 1600 3768.8 哈尔滨理工大学学士学位论文 1700 4036.3 3559.75 2484 9456.59 3229.3 1708.14 2567.3 12348.71
续表3-3
Io=IRO2+ IN2+IH2O kJ/kg 722.94 1465.73 2230.59 3018.34 3825.12 4653.88 5506.34 6374.36 7257.20 11027.09 8154.74 11260.80 9064.30 12516.68 9984.30 13779.07 10920.06 15062.91 11858.77 16352.27 12805.70 17652.01 13763.60 18964.89 14724.91 19664.39 7858.43 9089.61 100340.41 11605.92 yIy= Iy°+(α-1) Ik KJ/Kg ol=1.45 I △I =1.50 rjI △I αgg=1.60 I 2238.42 3393.45 4582.6 5799.1 △I =1.75 smI 2430.34 3684.41 4947.44 7549.13 △I =1.85 kyI 1264.41 2558.28 3878.26 5224.16 △I
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3．锅炉热平衡及燃料耗量计算见表3-4
表3-4 热平衡及燃料消耗量计算 序号 1 2 3 4 5 名称 燃料低位发热量 冷空气温度 理论冷空气焓 排烟温度 排烟焓 符号 单位 ar KJ/㎏ Qdwtlk ℃ Iºlk θpy Ipy q4 q3 q2 KJ/㎏ ℃ KJ/㎏ % % % 计算公式或来源 由给定燃料定 给定 数值 17693.00 20.00 127.08 V0ctlk4.8126.78 py6 固体不完全燃烧损失 7 气体不完全燃烧 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 21 22 23 24 排烟损失 散热损失 飞灰份额 灰渣焓 灰渣物理热损失 锅炉总热损失 锅炉热效率 给水温度 给水焓 排污率 热水焓 锅炉输出热量 燃料消耗量 计算燃料消耗量 热风温度 理论热空气焓 保热系数 假设 170.00 1.8（表Ⅰ-3） 2170.12 ky8 [1]表3-1 1.0 [1]表3-1 Ipy0pyIlkardw100q4/Q q5 % afh — cθhz KJ/㎏ q6 ∑q η tgs igs ρpw ibq Ql B Bj trk 0Irk φ % % % ℃ KJ/㎏ % KJ/㎏ KW ㎏/s ㎏/s ℃ KJ/㎏ — [1]表3-6 [1]表3-6 按附表取（600℃） y chzahzAy/Qdw10.6 1.7 0.20 554 0.814 21.574 78.43 70.00 293.89 0.00 398.79 7000.00 0.5 0.4997 10.27 1.30 q2q3q4q5q6 100q 给定 查未饱和水性质表 给定 查水和蒸汽性质表 给定 arQ1/Qdw B100q4/100 取定 查表Ⅰ-3 1q6/q6/1Qky/Q1 0.98
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3.2 各部分热力计算
3.2.1炉膛计算
3.2.1.1炉膛周界计算
炉排面积热负荷qR=800KW/m2 炉排面积R=BQyd/qR =0.47×17963.4/800=10.6m2 取炉排长度L=5m
炉排宽S=R/L=10.6/5=2.12m
锅炉炉膛草图
a.前墙面积Fq
光管面积：Fq1=2.5×2.1=5.25㎡ 覆盖耐火砖面积：Fq2=2.5×(1.151+1.018)=4.94㎡ 前墙面积：Fq3=2.5×0.4=1㎡
前墙总面积：Fq= Fq1＋Fq2＋Fq3=11.67㎡ b.后墙面积Fh
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光管面积：Fh1=2.1×2.850=5.985㎡ 覆盖耐火砖面积：Fh2=2.5×1.809=4.523㎡ 后墙面积Fh3=2.5×0.4=1㎡
后墙总面积：FH=FH1+FH2+FH3=13.168㎡ c.左侧墙面积Fzc
软件计算
左侧墙总面积：Fzc= 13.619㎡
d.右侧墙面积Fyc
右侧墙面积：Fyc= Fzc=13.619㎡ e.顶棚面积Fd
顶棚面积 ： Fd=2.5×2.319=5.758㎡ f.出口窗面积Fch
出口窗面积：Fch=2.1×1.35=2.835㎡ g.炉排面积R=10.6㎡
周界面积：Fl=Fq+Fh+Fzc+Fyc+Fd+Fch+R=69.7037㎡
2. 炉膛容积计算Vl 炉膛容积Vl=2.5×Fzc=2.5×13.619=87.02m3 3. 辐射受热面的计算 a.前墙辐射受热面积Hq
光管：s/d=125/51=2.45,e/d=0.5,x=0.735 Hq1=xFq1=0.735×5.25=4.466㎡ 耐火砖：Hq2=0.15×Fq2=0.15×5.4225=0.8134㎡ 前墙总辐射受热面积：Hq= Hq1＋Hq2=5.2790㎡ b.后墙辐射受热面积Hh
光管: s/d=125/51=2.45,e/d=0.5,x=0.735 HH1=XFh1=0.735×5.985=4.399㎡ 耐火砖：Hh2=0.15×Fh2=0.15×4.523=0.678㎡ 后墙总辐射受热面积：Hh=HF1+Hf2=4.2137㎡ c.左侧墙辐射受热面积Hzc
左侧墙光管：s/d=110/51=2.16,e/d=0.5,x=0.79
Hzc1=xFzc1=0.79×(2.5+4.243)×2.25×0.5=5.993㎡ 覆盖耐火涂料面积：HZC2=0.3FZC2=0.3×13.619-6.743）=2.0628㎡ 左侧墙总辐射受热面积：HZC=HZC1+HZC2=8.0558㎡
d.右侧墙辐射受热面积Hyc
右侧墙辐射受热面积：Hyc=Hzc=8.0558㎡
e.顶棚辐射受热面积Hd
s/d=125/51=2.45,e/d=0.5,x=0.735
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Hd=xFd1=0.735×5.759 =4.233㎡
f.出口窗辐射受热面积Hch
错列布置 x=0.52
出口窗辐射受热面积：Hch=0.52×2.8=1.474㎡ 总辐射受热面积Hf
Hf=Hq+Hh+Hzc+Hyc+Hd+Hch=31.311㎡
4. 射层厚度S
S=3.6×Vl/Fl=1.76m
5. 膛水冷度x
x=Hf/（Fl-R）=0.53
6. 火床与炉墙面积比ρ
ρ=R/（Fl-R）=0.179
3.2.1.2 炉膛传热计算
表3-5 炉膛传热计算 计 算 公 式 或 来 符号 单 位 源 Qr Ilk° αl″ △αl trk Irk° Qk Ql υ° υl″ Il″ Vc kJ/kg kJ/kg — — ℃ kJ/kg kJ/kg kJ/kg ℃ ℃ kJ/kg kJ/kg·℃ — — kg/kg 由表3-4 由表3-4 由表3-1 由表3-1 先假定再校核 序号 1 2 名 称 输入热量 数 值 17693.4 127.34 1.45 0.1 120 763.83 冷空气理论焓 炉膛出口过量空气系3 数 4 炉膛漏风系数 5 热空气温度 6 7 8 热空气焓 空气带入热量 入炉热量 V0ctk 00 1043.93 1IrkIlkQr100q3q4q6/ 18388.41 100q49 理论燃烧温度 10 炉膛出口烟气温度 11 炉膛出口烟气焓 12 平均热容量 由表3-3按αl″=1.4查得 1552.14 1000 假设 12516.68 按表3-3查取 0 Q1I1/110.526 rH2O 13 水蒸气容积份额 14 三原子气体容积份额 rq 15 飞灰浓度 μfh 由表3-2 由表3-2 由表3-2 0.0717 0.191 0.0066 - 15 -
哈尔滨理工大学学士学位论文 16 0.781.6r/10prs0.5H2Oq三原子气体辐射减弱系数 kq r1.613 1/m·Mpa 10.371273/1000q 17 飞灰辐射减弱系数 18 20 21 23 24 25 26 27 28 29 30 31 32 33 34 系数 火焰黑度 水冷壁表面黑度 计算燃料耗量 保热系数 波尔茨曼准则 管外结灰层热阻 炉内传热量 辐射热流密度 金属管壁温度 系数值 无因次方程 系数 系数 无因次温度 kfh c k ah ab Bj ф B0 ε Qf qf Tgb m k p Θl″ υl″ Il″ Qf qf 1/m·Mpa 1/m·Mpa 1/m·Mpa kg/s — m2·℃/kW kJ/kg kW/ m2 K — — — — ℃ kJ/kg kJ/kg kJ/kg 7600fh/1273[1]表5-7 2/3 0.43 0.15 2.22 0.308 0.8 0.46 0.9802 19 烟气辐射减弱系数 KqKfhc 1ekps 由表3-4 由表3-4 BjVc/0Hf0273取定 3 0.47 2.6 5763.98 85.92 355.5 0.07 0.9488 0.6711 0.2144 Q1I1B1Qf/Hf tbh+273 0qfTgb4/qf B01/am [1]表5-4 [1]表5-4 kB01/amp 0.6635 950.99 10645.87 7589.29 110.50 35 炉膛出口烟气温度 36 炉膛出口烟气焓 37 炉内辐射传热量 38 辐射热流密度 T0Θl″－273 按表Ⅰ-3查取 ф(Ql－Il″) Bj Qf / Hf 与假设炉膛出口烟气温度相差0.99℃，小与±100℃，因此不用重新计算。
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3.2.2燃尽室计算
燃尽室
3.2.2.1燃尽室结构计算
1周界面积计算 a.前墙面积Fq
光管面积：Fq1=1×2.1=2.1㎡ 入口窗：Fq2=1.35×2.1=2.835㎡ 前墙总面积：Fq=Fq1+Fq2=4.935㎡ b.后墙面积Fh 覆盖耐火砖：
Fh1=3.65×2.55=9.308㎡
出口窗：Fh2=2.1×0.9=1.89㎡
后墙总面积：Fh= Fh1＋Fh2=7.81㎡ c.左侧墙面积Fzc 侧墙面积：Fzc=0.5×（2.35+3.225）×1=2.79㎡ d.右侧墙面积Fyc
右侧墙面积：Fyc= Fzc=2.79㎡ e .顶棚光管面积Fd
顶棚光管面积：Fd=2.1×1.02=2.143㎡
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f.底面积：Fd1=1.15×2.5=2.875㎡
燃尽室周界面积:Frj=Fq+Fh+Fzc+Fyc+Fd+Fd1=23.34㎡ 2 燃尽室容积:Vrj=3.65×Fzc=3.65×1.91=6.975 m3 3 燃尽室辐射受热面积 a.前墙辐射受热面积Hq
光管：s/d=125/51=2.45,e/d=0.5,x=0.735
Hq1 =0.735×2.1=1.544 ㎡
入口窗：x=0.48 Hq2=0.48×Fq2=0.48×2.835=1.3608 ㎡
前墙辐射受热面积Hq=Hq1+Hq2=1.544+1.3608=2.904㎡ b.后墙辐射受热面积Hh
耐火层：Hh1=0.15×Fh1=0.15×5.9125=0.887 ㎡ 出口窗：x=1
Hh2=1×Fh2=1.89 ㎡
后墙辐射受热面积Hh=Hh1+Hh2=0.887+1.89=2.777 ㎡ c.左侧墙辐射受热面积Hzc
光管：950/（4-1）=317，s/d=317/51=6.2,e/d=0.5,x=0.36 Hzc =0.36×Fzc =0.36×2.875=1.035 ㎡ d.右侧墙辐射受热面积Hyc
右侧墙辐射受热面积：Hyc=Hzc=1.035 ㎡
e.顶棚辐射受热面积
s/d=125/51=2.45,e/d=0.5,x=0.735 Hd=xFd1=0.735×2.1=1.5435 ㎡
燃尽室辐射受热面积Hrj
Hrj=Hq+Hh+Hzc+ Hyc=7.751㎡
有效辐射层厚度S
S=3.6×Vrj/Frj=3.6×6.696/22.58=1.07m
燃尽室水冷度Х
Х=Hrj/Frj=7.751/23.3355=0.332
3.2.2.2燃尽室传热计算 2．燃尽室传热计算见表3-6
表3-6 燃尽室传热计算 序号 1 2 3 名称 入口烟温 入口烟焓 漏风系数 符号 θˊrj ˊrj rj 单位 C KJ/kg — - 18 -
。计 算 公 式 或 来 源 由表3-5取 由表3-5取 由表3-1取 数值 950.99 10645.87 0.05 I△α哈尔滨理工大学学士学位论文 4 5 6 7 8 理论冷空气焓 出口烟温 出口烟焓 烟气平均温度 平均热容量 I olk KJ/kg θ\"rj C I\"rj KJ/kg 。由表3-4取 假定 由表I-3查得(α\"rj=1.4) 1/2127.34 850 9715.01 1172.3 9.29 0.0705 0.1881 0.0065 2.06 Tpj K 273273rjrj0IrjIlkrj /rjVC KJ/kg。C Irj9 水蒸气容积份额 rH2O 三原子气体容积10 rq 份额 11 飞灰浓度 μfh 三原子气体辐射12 减弱系数 13 14 15 16 17 飞灰辐射减弱系数 烟气辐射减弱系数 烟气黑度 水冷壁表面黑度 燃尽室水冷度 — — ㎏/㎏ 1/mMPa 由表3-2取 由表3-2取 0.781.6r/10prs0.5H2Oq由表3-2取 Kq 10.371273/1000rqKfh K αy αb x 1/mMPa 1/mMPa — — — — — — 。7600fh/Tpi2/3 0.444 2.51 0.24 0.8 0.398 0.396 KqKfh 1ekps 由结构计算得 18 燃尽室系统黑度 αrj 19 20 21 22 23 24 波尔茨曼准则 系数 无因次方程 出口烟温 出口烟焓 燃尽室吸热量 1/1/ax1ay/ay Bo m Θ\"rj θ\"rj 2733 BjVc/0HrjrjB01/arjm14/B0/1/arjm11/25.564 0.15 0.94 877.413 10057.89 582.58 C rj273273 rj0IrjrjIlk IrjI\"rj Qrj KJ/kg KJ/kg 由表3-3查得 与假设燃尽室出口温度相差13.670C，小于1000C，不必重新计算
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3.2.3锅炉管束
图3-2
3.2.3.1 结构特性计算 1、结构特性计算
横向：n1=14 根 S1/d=100/51=1.96 纵向：n2=16 根 S2/d=125/51=2.45 （1）管子的长度：
L=（5+4.6+4.4+4.2+3.95+3.8+3.65）×2=59.2m
（2）受热面积H
H=πdln2=3.14×0.051×59.2×16=151.68 ㎡
（3）烟道截面积Fpj
F1=0.9×2-16×0.051×0.9=1.0656 ㎡ F2=0.6×2-7×3.14×0.0512×16/4=0.971 ㎡ F3=F2=0.971 ㎡ F4=1.1×2-16×0.051×1.1=1.3024 ㎡ F5=1.15×2-16×0.051×1.15= 1.361 ㎡
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F6=0.85×2-16×0.051×0.85=1.0064 ㎡ Fpj=ΣF/6=1.113 ㎡ （4）有效辐射层厚度S
有效辐射层厚度S=0.9d(4S1S2/πd2-1)=0.2351m
3.2.3.2锅炉管束传热计算表3-7
表3-7 锅炉管束传热计算 序号 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 名称 入口烟温 入口烟焓 漏风系数 理论冷空气焓 工质温度 出口烟温 出口烟焓 烟气侧放热量 最大温差 最小温差 平均温压 烟气容积 烟气平均流通截面积 烟气平均温度 烟气速度 水蒸气容积份额 三原子气体容积份额 对流换热系数 飞灰浓度 三原子气体辐射减弱系数 飞灰辐射减弱系数 烟气辐射减弱系数 烟气黑度 符号 θˊgg Iˊgg △αgg Iolk tbh θ\"gg I\"gg Qrp 单位 。C kj/kg — kj/kg 。C 。C KJ/kg KJ/kg 。C 。C 。C Nm3/㎏ ㎡ 。C m/s — — KW/(㎡。C) ㎏/㎏ 计算公式或来源 由表3-6取 由表3-6取 由表3-1取 由表3-4取 t=(70+95)/2 假定 由表I-3查得 数值 877.41 10057.89 0.1 127.34 82.5 350 3988.1 △td △tx △t Vy Fy θpj Wy rH2O rq αd μfh Kq Kfh K αy 0IggggIlk 5962.09 Iggtbh gg794.913 tbh gg（td－tx）/ln(td/tx) 由表3-2查得 有结构特性得 △t+tbh 由表3-2取 由表3-2取 [1]图6-6a，6-8a查 由表3-2取 267.5 484.26 7.86 1.113 566.76 0.0673 0.1795 61×10-3 0.00643 0.5BjVypj273/273Fy 10.08 1/mMPa 10.37273/1000r5.232 pjq1/mMPa 1/mMPa — - 21 -
0.781.6r/10prsH2Oq21 22 23 7600fh/Tpj 2/3 0.546 5.778 0.128 KqKfh 1ekps 哈尔滨理工大学学士学位论文 24 25 26 27 28 29 管壁温度 辐射换热系数 热有效系数 传热系数 传热量 相对误差 tb αf ψ K QCr ΔQ 。C KW/㎡。C — KW/㎡。C KJ/㎏ % Tbh60 [1]图6-12 [1]表 adaf 142.5 6.23 ×10-3 0.55 36.98× -310 5957.87 0.07 QcpQcr/Qrp100 KtH/Bj ∣△Q∣=0.07%<2%,设计合格。 3.2.4省煤器计算
3.2.4.1铸铁省煤器几何特性计算
省煤器管路示意图
1．煤器几何特性计算表3-8
表3-8 煤器几何特性计算 序号 1 2 3 4 5 6 7 8 9 名称 省煤器管长 管内径 每根管受热面积 每根管烟气流通截面积 横向管子数 纵向管子数 受热面积 烟气流通面积 工质流通面积 符号 单位 L Dn H1 F1 Z1 Z2 Hsm F f ㎜ ㎜ ㎡ ㎡ ㎡ ㎡ ㎡ 计算公式或来源 [1]表3-3 [1]表3-3 [1]表3-3 [1]表3-3 数值 1500 60 2.18 0.088 8 4 69.76 0.704 0.002827 H1Z1Z2 Z1F1 2Dn/4
- 22 -
哈尔滨理工大学学士学位论文
3.2.4.2省煤器计算
2.省煤器传热计算见表3-9
表3-9 省煤器的传热计算 序号 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 名称 入口烟温 入口烟焓 出口烟温 出口烟焓 漏风系数 理论冷空气焓 烟气侧放热量 工质入口焓 排污率 计算燃料量 循环水流量 工质出口焓 符号 θIˊˊsmsm单位 。计算公式或来源 由表3-7取 由表3-3查得 假定 由表3-3查得 由表3-1取 由表3-4取 0IsmsmIlk Ism数值 350 3988.1 245 2994.67 0.15 127.34 990.98 294 5 0.45587 68.89 C C KJ/kg 。θ\"sm I\"sm KJ/kg KJ/kg KJ/kg KJ/kg % Kg/s Kg/s KJ/kg 。。。。。△αsm Ilk Qrp i' ρpw o由表I-4取 给定 由表3-4取 由表3-4取 BJ G i″ t″ t' tpj Qpj Δtd iBjQrp/DDpw 301.13 由表3-3查得 给定 71.83 70 70.915 297.5 278.17 13 工质出口温度 14 工质入口温度 15 工质平均温度 16 烟气平均温度 17 最大温差 C C C C C - 23 - tt/2 sm/2 smt sm哈尔滨理工大学学士学位论文 18 19 20 21 22 23 24 最小温差 温压 烟气容积 烟气速度 传热系数 工质吸热量 相对误差 Δtx Δt VY WY 。C C t sm(td-175 222.61 8.4648 11.36 22.2×10-3 988.25 0.19 0.0010229 0.002826 1.67 。tx)/ln(td/tx) 由表3-2取 BjVy(θpj+273)/(273Fy) Nm/㎏ M/s 3K KW/(㎡。C) QCR ΔQ v f w 30.8K0C0 KJ/kg % m/㎏ ㎡ QrpQcr/Qrp100 KtH/Bj 25 工质平均比容 26 工质流通截面 27 工质流速 [1]附表5 由表I-8取 Dv(1+ρpw)/f m/s 3.2.5空气预热器计算
3.2.5.1空气预热器结构计算
1. 空气预热器结构计算 外径：d=40㎜ 厚度：δ=1.5mm 横向节距：s1=60mm 纵向节距：s2=40mm 管子长度：L=3.0m 横向管子数：n1=22 纵向管子数：n2=22
受热面积：H=n1n2ЛdpjL=166.37㎡ 空气流通面积：f=L/2(a-dn)=0.546㎡ 烟气流通面积：F=Лn1n2dn2/4=0.608㎡ 横向相对节距：s1/d=1.5 纵向相对节距：s2/d=1.0
3.2.5.2空气预热器传热计算 2．空气预热器传热计算见表3-10
表3-10 空气预热器传热计算 序号 1 名称 入口烟温 符号 θˊky单位 。计算公式或来源 由表3-9取 - 24 -
数值 245 C 哈尔滨理工大学学士学位论文 2 3 4 5 6 7 入口烟焓 漏风系数 出口烟温 出口烟焓 比值 热空气出口焓 Iˊky KJ/kg 。由表3-3查取 由表3-1取 假设 由表3-3取 2994.67 0.1 170 2170.12 1.35 758.71 119.21 819.53 207.5 10.89 0.0583 0.1556 0.038 69.61 5.19 0.058 0.76 0.0174 150 125.79 137.54 0.59 1.32 0.96 132.04 823.61 -0.49 △αky θ\"KY I\"KY β Irk trk QRP QPJ WY 0C KJ/kg KJ/kg 。1ky/2 Iky//ky/2Iky/ky/28 热空气出口温度 9 10 11 烟气侧放热量 烟气平均温度 烟气速度 C 由表3-3取 0IkykyIlk IkyKJ/kg 。C /2 BjVypj273/273Fy 由表3-2取 由表3-2取 m/s KW/㎡C 。。12 水蒸气容积份额 rH2O 13 14 15 16 三原子气体容积份额 烟气纵向放热系数 空气平均温度 空气流速 rq α1 C1Cwa0 tpj WK 2 C M/s KW/㎡C KW/㎡C 。。。BjV0pj273/273f CsCwCza0 [1]表6-7 (trk+tlk)/2 17 空气侧放热系数 α18 19 20 21 22 23 24 24 25 26 27 热有效系数 传热系数 最大温差 最小温差 逆流平均温压 差数 差数 温压修正系数 平均温压 传热量 相对误差 ψ K Δtd Δtx ΔtPJ P R ψ Δt QCR ΔQ C C C 。。12/12 tlk kytrk ky(td-tx)/ln(td/tx) trktlk/kyky[1]图6-19 ky/kytlk ky 。C tpj KJ/kg % Q- 25 -
rpQcr/Qrp100 KtH/Bj 误差满足计算要求，故不再重算。 哈尔滨理工大学学士学位论文
3.3 热力计算的误差校核
热力计算的计算误差校核见表3-11
表3-11 热力计算的计算误差校核 序号 名称 符号 单位 计算公式或来源 1 锅炉有效利用热量 Q1 kJ/㎏ Qrη/100 2 炉膛吸热量 Qf kJ/㎏ 由表3-5查取 3 燃尽室吸热量 Qrj kJ/㎏ 由表3-6查取 4 管束吸热量 Qgg kJ/㎏ 由表3-7查取 5 省煤器吸热量 QSM kJ/㎏ 由表3-9查取 6 7 8 锅炉总吸热量 绝对误差 相对误差 数值 13876.93 7499.73 582.58 5957.87 988.25 15117.99 -31.62 0.054 ∑Q kJ/㎏ △Q kJ/㎏ % Qf+ Qrj+ Qgg+ QSM Q1Q100q4/100 ∣△Q/Qr∣³100% 3.4 热力计算结果汇总表
热力计算汇总见表3-12
表3-12 热力就算汇总 序号 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 名 称 受热面积 入口烟温 出口烟温 工质入口温度 工质出口温度 Q’ Q” t’ t” 符号 单位 ㎡ ℃ ℃ ℃ ℃ m/s m/s ℃ 炉膛 31.31 950.84 70 95 燃尽室 7.429 950.84 877.41 70 95 582.58 管束 151.68 877.41 350 70 95 10.09 484.26 省煤器 69.79 350 245 70 71.83 11.15 1.67 222.61
空气预热器 166.37 262 170 20 119.21 10.89 5.19 132.04 17.4× -310 823.61 烟气平均速度 WY 工质平均速度 平均温压 传热系数 传热量 W △t K KW/(㎡ 。C) Q kw 7589.29 36.98× 29.53× -3 -3 10105957.87 988.25
- 26 -
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3.5 本章小结
通过对锅炉的设计，得到了较好的锅炉结构，各个受热面进行了优化设计，使个部分受热面得到合理的热量分配，对于烟气速度和流量的合理配置，强化了换热效率。实现了真正的节能，即经济性。同时，合理的布置省煤器、空气预热器，大大提高了锅炉效率。
- 27 -
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第4章 强度计算 4.1 上锅筒强度计算 4.1.1 筒节壁厚计算 4.1.1.1 孔桥减弱系数计算 A 4.1.1.2 计算过程 上锅筒筒节强度计算见表4-1 BC表4-1上锅筒筒节强度计算 序号 名称 符号 单位 计算公式及来源 1 锅筒内径 Dn mm 设计数据 S 2 锅筒壁厚 mm 设计数据 3 额定压力 Pe MP 设计数据 4 上锅筒至锅炉出口压ΔPz MP 降 5 液注静压力 ΔPsz MP 上锅筒为0 6 锅筒工作压力 Pg MP PePzPsz 7 安全阀低位开启压力 ΔPa MP 0.04Pe P 8 计算压力 MP PgPa 9 材料 选用 10 锅筒计算壁温 tj ℃ 选取 11 基本许用应力 [б]j MP GB9222-88 - 28 - 数值 1200 22 1.0 0 0 1 0.04 1.04 20g 102.5 125 哈尔滨理工大学学士学位论文 12 13 14 A区 修正系数 许用应力 互不影响孔距 纵向节距 纵向节距 孔径 纵向减弱系数 2倍横向减弱系数 横向节距 纵向节距 孔径 纵向减弱系数 2倍横向减弱系数 C区 纵向节距 横向节距 斜向节距 斜向系数 平均直径 斜向孔径减弱系数 斜向孔桥换算系数 当量减弱系数 15 16 17 18 19 20 21 22 最小减弱系数 理论计算壁厚 附加壁厚 最小许用壁厚 有效壁厚 实际减弱系数 最大允许开孔直径 系数 η [б] to t t′ d ψ 2ψ′ t t′ d ψ 2ψ′ a b t\" n dp ψ\" k ψd ψmin Sl C Smin Sy Φs [d] β бs Psw Ps MP mm mm mm mm mm mm mm mm mm mm mm mm mm mm mm mm MPa MPa MPa 1GB9222-88 σjη 0.95 118.75 398.20 110 110 52 0.527 1.06 125 120 52 0.58 1.15 10 120 123 12.3 52 0.58 2dp2(Dn)S)S0 设计数据 8（DnS)/360 设计数据 t-d/t 2(t'd')/t' 设计数据 B区 9(DnS)/360 设计数据 (td)/t 2(t'd')/t' 设计数据 9(DnS)/360 a2b2 a/b d1d2 (t''dp)/t'' 10.75(1n)2 1.16 0.527 11.73 1.0 12.73 21 0.2932 222.69 1.03 225 1.704 k'' PDn/(2ψminσP) C1C2Cy SlC SlC PDn/(2σP)Sy8.1DnSy(1ψs)12Sy/DnGB9222-88 1/3 1.3 1.25P 结论： d<[d]=222.69 β=1.03<1.2 S=22> Smin=12.73所以强度合格。 - 29 -
23 屈服极限 24 允许最高水压实验压力 25 水压实验压力 0.45σsψs(β21)/β2 哈尔滨理工大学学士学位论文
4.1.1.3 孔的补强计算
有效加强高度 h=[2.5Y，2.5Y1，[（dn+Y1）Y1]0.5]
Y1 =13 ，Y1 = 9 ，[（dn+Y1）Y1]0.5） =43.27 故 h = 22.5 需加强面积 A = DN δ0 =199×7.42 = 1476.58 mm2 焊缝加强面积 A1 = Σei2 = 2×102 =200 mm2 有效加强范围内接管承受内压所富裕的面积： A2 = 2h(Y1-δ01) = 2×(22.5+14+17)×9.2 = 984.4 mm2 有效加强范围内筒体承受内压所富裕面积： A3 = 179×(Y-δ0) = 179×(14-7.42) = 1177.82 mm2 A′ = A1+ A2+ A3 = 2362.22 mm2 > A 故孔不需要额外补强。
4.1.2 上锅筒有孔封头的强度设计
上锅筒有孔封头的强度设计见表4-2
序号 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 表4-2上锅筒有孔封头的强度设计 名称 符号 单位 计算公式及来源 材料 取用 Dn mm 内径 设计数据 S mm 壁厚 设计数据 P MP 计算压力 PgPa tbj 计算壁温 ℃ GB9222-88 基本许用应力 [б]j MP 修正系数 η 许用压力 [б] MP σjη d mm 人孔最大直径 设计数据 减弱系数 ψ 1d/Dn hn mm 封头内高 0.25Dn 2r 形状系数 2（D/h）/6数值 20g 1200 22 1.04 250 125 1 125 400 0.68 300 1 7.39 1.82 9.21 22 封头 强度 合格 理论计算壁厚 附加壁厚 最小许用壁厚 取用壁厚 封头尺寸校核 Sl C Smin S mm mm mm mm PDn/(2ψσP) C1C20.1S SlC nnssmin hhDn =0.25>0.2 sl/Dn =0.0062<0.1 d/Dn =0.286<0.6 - 30 - 哈尔滨理工大学学士学位论文 18 19 20 21 22 封头有效壁厚 实际减弱系数 系数 Sy ψs β mm MPa MPa S-C PDn/(2σP)Sy12Sy/DnGB9222-88 20.18 0.248 1.036 225 屈服极限 бs 1.55 允许最高水压实验压Psw 0.45σsψs(β21)/β2 力 23 Ps MPa 1.3 水压实验压力 1.25P 结论: hh/Dn=0.25>0.2 SL/Dn=0.00616<0.1 d/Dn=0.333<0.6 Psw=1.55> Ps=1.34所以强度合格。
4.2 下锅筒强度计算
4.2.1 下筒节壁厚计算
下锅筒筒节壁厚计算见表4-3
序号 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 A区 名称 锅筒内径 壁厚 额定压力 液柱净压力 锅筒工作压力 表4-3下锅筒筒节壁厚计算 符号 单位 计算公式及来源 DKNY mm 设计数据 S mm 设计数据 Pe MPa 设计数据 ΔPsz MPa gh Pg P tj [б]j η [б] to t d ψ t′ 2ψ′ MPa MPa MPa ℃ MPa MPa mm mm mm mm - 31 -
数值 1000 16 1.0 0.049 1.049 0.04 1.089 20g 250 125 0.95 118.75 322.73 110 80 52 0.527 0.7 安全阀低位开启压力 ΔPa 计算压力 材料 锅筒计算壁温 基本许用应力 修正系数 许用应力 互不影响孔距 纵向节距 横向节距 孔径 纵向减弱系数 2倍横向减弱系数 PePsz 0.04Pe PePa 选用 tjtbh20 GB9222-88 GB9222-88 σjη dp2(D)S)S 设计数据 8（DnS)/360 设计数据 (td)/t 2(t'd)/t 哈尔滨理工大学学士学位论文 14 15 16 17 23 24 25 26 27 28 29 焊封减弱系数 最小减弱系数 理论计算壁厚 附加壁厚 最小许用壁厚 有效壁厚 实际减弱系数 最大允许开空直径 系数 屈服极限 最大水压实验压力 ψn ψmin S1 C Smin Sy ψs [d] β бs Psw mm mm mm mm mm MPa MPa GB9222-88 1.0 0.527 8.777 1 9.777 15 0.307 176.78 1.03 225 1.784 PDn/(2ψminσP) C1C2Cy SlC SlC PDn/(2σP)Sy8.1DnSy(1ψs)12Sy/DnGB9222-88 1/3 0.45σsψs(β21)/β2 Ps 1.36 30 实际水压实验压力 MPa 1.25P 结论： d<[d]=176.78 β=1.03<1.2 S=16> Smin=9.77 所以强度合格。 4.2.2 下锅筒有孔封头的强度设计
下锅筒有孔封头的强度设计见表4-4
表4-4下锅筒有孔封头的强度设计表 序号 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 名称 材料 内径 壁厚 计算压力 计算壁温 基本许用应力 修正系数 许用应力 人孔最大直径 减弱系数 封头内高 形状系数 理论计算壁厚 符号 Dn S P tbj [б]j η [б] d ψ hn r S1 C Smin S 单位 mm mm MPa ℃ MPa MPa mm mm mm mm mm mm - 32 - 计算公式及来源 设计数据 设计数据 设计数据 tjtbh20 GB9222-88 椭球封头 PgPa数值 20g 1000 16 1.089 250 125 1.0 125 400 0.6 250 1 7.313 1.7313 9.044 16 σjη 设计数据 2（D1d/Dn 0.25Dn n附加壁厚 最小取用壁厚 取用壁厚 2/hn）/6 PDn/(2ψσP) C10.1S1 S1C ssmin 哈尔滨理工大学学士学位论文 17 18 19 20 21 22 封头几何尺寸校核 封头有效壁厚 系数 实际减弱系数 最大水压实验压力 实际水压实验压力 hn/Dn S1/ Dn d/ Dn Sy β ψs Psw Ps mm MPa MPa 250/1000=0.25>0.2 7.313/1000=0.007313<0.1 400/1000=0.4<0.6 S-C 14.2687 1.029 12Sy/Dn 0.3066 PDn/(2σP)Sy 21.725 0.45ss(-1) /2 1.36 1.25P 结论：hn/Dn=0.25>0.2 SL/Dn=0.007313<0.1 d/Dn=0.4<0.6 Psw=1.725> Ps=1.36所以强度合格。
4.3 前后集箱开孔计算
前后集箱开孔计算见表4-5
序号 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 名称 集箱外径 壁厚 额定压力 液柱静压 集箱工作压力 表4-5前后集箱开孔计算 符号 单位 计算公式及来源 Dw mm 设计数据 S mm 设计选取 Pe MPa 设计数据 Psz MPa gh Pg MPa MPa MPa ℃ MPa MPa mm mm mm mm mm - 33 -
数值 219 6 1.0 0.0687 1.0687 0.04 1.1087 20g 250 125 0.9 111.45 125 52 0.584 0.584 1.88 0.18 1.3384 3.2184 PePsz 0.04Pe 安全阀低位开启压力 ΔPa P 计算压力 材料 集箱壁温 基本许用应力 修正系数 许用应力 纵向节距 孔径 纵向减弱系数 最小减弱系数 理论计算壁厚 系数 附加壁厚 最小许用壁厚 tj [б]j η [б] t d ψ ψmin S1 A C Smin PgPa 选用 tjtbh110 GB9222-88 GB9222-88 σjη 设计数据 设计数据 (td)/t S-C PDn/(2ψσP) GB9222-88 C1AS1 S1C 哈尔滨理工大学学士学位论文 21 22 23 24 25 取用壁厚 有效壁厚 实际减弱系数 最大允许开孔直径 系数 S Sy ψs [d] β mm mm mm MPa MPa PDn/(2σP)Syssmin SC 6 4.6616 0.235 74.59 1.043 225 1.92 8.1DnSy(1ψs)12Sy/DnGB9222-88 1/30.45ss(2-1) /2 Ps 1.39 28 水压实验压力 MPa 1.25P 结论: β=1.043<1.5 ψs=0.235<0.4 S=6> Smin=3.2184 d<[d]=774.59 所以强度合格。
бs 26 屈服极限 27 允许最高水压实验压力 Psw 4.4 集箱无孔端盖计算
集箱无孔端盖计算见表4-6
序号 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 名称 集箱外径 壁厚 额定压力 液柱静压 集箱工作压力 安全阀低位开启压力 计算压力 材料 集箱壁温 基本许用应力 修正系数 许用应力 纵向节距 孔径 纵向减弱系数 最小减弱系数 理论计算壁厚 系数 附加壁厚 最小许用壁厚 表4-6 集箱无孔端盖计算 符号 单位 计算公式及来源 Dw mm 设计数据 S mm 设计选取 Pe MPa 设计数据 Psz MPa gh Pg ΔPa P tj [б]j η [б] t d ψ ψmin S1 A C Smin MPa MPa MPa ℃ MPa MPa mm mm mm mm mm - 34 -
数值 219 6 1.0 0.0687 1.0687 0.04 1.1087 20g 250 125 0.9 111.45 110 52 0.527 0.527 2.09 0.18 1.376 3.466 PePsz 0.04Pe PgPa 选用 tjtbh110 GB9222-88 GB9222-88 σjη 设计数据 设计数据 (td)/t PDn/(2σP)SyGB9222-88 CAS1 C1AS1 哈尔滨理工大学学士学位论文 21 22 23 24 25 取用壁厚 有效壁厚 实际减弱系数 最大允许开孔直径 系数 S Sy ψs [d] β бs Psw Ps mm mm mm MPa MPa MPa PDn/(2σP)Syssmin SC 6 4.624 0.237 73.41 1.042 225 1.895 8.1DnSy(1ψs)12Sy/DnGB9222-88 1/3 1.386 1.25P 结论: β=1.042<1.5 ψs=0.237<0.4 S=6> Smin=3.466 d<[d]=73.41 所以强度合格。
26 屈服极限 27 允许最高水压实验压力 28 水压实验压力 0.45ss(2-1) /2 4.5 安全阀排放能力计算
安全阀排放能力计算见表4-7
序号 1 2 3 4 5 6 7 8 表4-7 安全阀排放能力计算 名称 符号 单位 计算公式及来源 Q 额定输出热量 MW 设计给定 pe 额定压力 MPa 设计数据 P 1.06Pe 安全阀最大开启压力 MPa h he0.25d 进入锅炉的水晗 mm 排量系数 安全阀个数 最小直径 接口直径 C N dm d 由[9]查得 设计选取 m² 35.3×103Q/(cp(i- ij))其中h/d=1/4 mm 按规范选取 数值 7 1.25 1.4 308 70 2 60 90
4.6 本章小结
通过对锅炉强度的计算，得到了合适的锅筒材料，使安全性和经济性得到了良好的体现，考虑各种孔桥减弱系数，使得锅筒得到了最优的取用壁厚。同时对集箱的设计也完全符合强度设计的理念。对于安全阀的设计，更是精确的就算每一项技术指标，保证锅炉运行的安全性。
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第5章 锅炉烟风阻力计算
5.1 烟道阻力及引风机的计算
1、炉膛真空度：根据平衡通风情况给出的炉膛出口负压取值范围为20-30Pa,在此取炉膛真空度Δhl=20Pa。 2、燃尽室真空度：Δhrj=0Pa。
故总的炉膛出口负压（包括燃尽室）为S″l=Δhl+Δhrj=25Pa。 3、锅炉管束阻力计算
表5-1 锅炉管束阻力计算 序号 名 称 符 号 单 位 依 据 3Vy 1 烟气平均容积 Nm/s 热力计算 2 F 2 烟气有效流通面积 m热力计算 ○θpj 3 平均烟温 C 热力计算 wy 4 平均烟速 m/s 热力计算 d 5 管外径 mm 6 管子布置方式 顺列 s1/d 7 横向相对节距 σ1 — s2/d 8 纵向相对节距 σ2 — (s1/d)/(s2/d) Ψ 9 比值 数值 7.8635 1.113 566.76 10.09 51 2.45 1.96 1.25 Z 28 10 管子排数 3个回程 0.45 11 单排管子阻力系数 ξ1 — 查[1]图8-5 ζ1Z12.6 12 横向冲刷阻力系数 ξ hd 73.27 13 动压头 Pa 查[1]图8-9 hd 923.20 14 横向冲刷阻力 Δhhx Pa 6 15 转弯阻力系数 ξ2 一个90°和两个180°转弯 Δζhd400.2 16 转弯阻力 Pa hzww k 0.9 17 积灰修正系数 — 查[1]表8—10 k(hhxhzw) 223.93 18 锅炉管束阻力 Δhgs Pa 4.省煤器的烟道烟风阻力见表5-2 表5-2 省煤器的烟道阻力计算 序号 名 称 符 号 单 位 依 据 数值 3Vy 8.4648 1 烟气平均容积 Nm/s 热力计算 2 F 0.704 2 烟气有效流通面积 m热力计算 θpj 300 3 平均烟温 ℃ 热力计算 wy 11.15 4 平均烟速 m/s 热力计算 - 36 - 哈尔滨理工大学学士学位论文 5 6 7 8 9 10 Z 管子排数 d 管子直径 横向冲刷阻力系数 ξ hd 动压头 k 积灰修正系数 省煤器阻力 Δhsm mm Pa Pa — Pa 热力计算 热力计算 0.5Z 查[1]图8-9 含于ξ中 hd 4 60 2 89.4 — 178.8 5.假设进入空气预热器前烟道门的阻力Δhym=15Pa，它不包含在空气预热器阻力之内。
6.空气预热器阻力计算见表
表5-3 空气预热器阻力计算 序号 名称 符号 单位 计算公式及来源 3Vy 1 烟气平均容积 Nm/s 热力计算 2 F 2 烟气有效流通面积 m热力计算 ○θpj 3 平均烟温 C 热力计算 wy 4 平均烟速 m/s 热力计算 dw 5 管内径 mm L 6 冲刷长度 m 表3-11 Δhhx 7 每米冲刷阻力 Pa/m 查[1]图8-7 c 8 修正系数 — 查[1]图8-7 k 9 积灰修正系数 — 查表8—10 Δhmc 沿程摩擦阻力 Pa/m chhxL 10 f 11 截面比值 — Fx/Fd=0.785d2/s1s2 12 进口局部阻力系数 ξ′ — 查[1]表8-8 13 出口局部阻力系数 ξ″ — 查[1]表8-8 hd 14 动压头 Pa 查[1]图8-7 15 空气预热器进出口Δhjb Pa k+hd 局部阻力 16 空气预热器总阻力 Δhky Pa hmchjb 数值 9.066 0.608 207.5 10.89 37 2.6 44.8 1 1.1 125.6 0.34 0.33 0.49 81.23 74.12 199.76 7.除尘器总阻力计算 一般采用旋风除尘器，预估计烟气流经此类除尘器的阻hch=800Pa。 8.空气预热器至烟囱之间的连接烟道的阻力假定为hy=75Pa。 9. 烟囱阻力计算
表5-4 烟囱阻力计算 序号 名 称 符 号 单 位 依 据 数值 Hyz 40 1 烟囱高度 M GBJ—62 15 2 烟囱出口烟速 wy m/s 表5—4 ℃ +t/+ 取=0.1 167.81 3 引风机处烟温 θyf pypylkpy4 烟囱平均烟温 θpj ℃ - 37 -
按yf 167.81 哈尔滨理工大学学士学位论文 5 烟气平均容积 Vy ρºy ρy ㎏/Nm³ ㎏/Nm³ ooVRO2VNVH1.016122O9.05 1.32 0.82 标准状态下烟气平均密度 实际烟气平均密7 度 6 8 (α1) pj yy(10.01A1.306αpj)/V o273ρy/(273θpj)i 内壁平均斜度 烟囱出口阻力系ξ 9 数 Δhmc 10 烟囱摩擦阻力 11 烟囱局部阻力 Δhjb 12 烟囱总阻力 Δhyc — — ） 压力修正略去 由[8]查得 一般取1.1 20.02 1.1 18.45 101.48 119.93 (λ/8i)(ρywy/2)ζρywy/22） hmchjb10.烟道（包括烟囱）自生通风力计算见表5-5 序号 1 2 3 4 5 6 标准状态下烟气平均密度 平均烟温 ρoy 名称 尾部竖井烟道计算高度 受热面平均过量空气系数 平均烟气量 表5-5 烟道自生通风力计算 符号 单位 计算公式及来源 H m 假定 αpj Vy — Nm/㎏ 3 3数值 6 1.6 8.46 1.247 205 -4.398 -26.60 3.637 40 145.49 118.89 +/2 py=（1.4+1.7）/2 ooVRO2VNVH1.016122O(αpj1)㎏/Nm℃ Pa Pa Pa m Pa Pa 1-0.01Ay+1.306pjV0/Vy θpj Δhzs Δhzsy Δhycs Hyc Δhycy Hyczs +/2 ggpy每米高度自生通风力 尾部竖井烟道7 自生通风力 8 烟囱每米高度自生通风力 9 烟囱高度 10 烟囱自生通风力 11 烟道总自生通风力 假定当地气压为101325 Pa oHg1.2273ρy/(273θpj) 同序号6 由表3-4 Hg(ρkρy)yyhzshyc 11.锅炉烟道系统总压降见表5-6 - 38 -
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数值 7.673 1.1468 101325 1.6 8.46 1.247 1724.228 1662.89 993.47 1005.4 2668.29 20 118.89 2569.40 表5-6 锅炉烟道系统总压降计算 序号 名称 符号 单位 计算公式及来源 (4.18*1000)Ay/Qydw % 1 燃料折算灰分 Ayzs ufh Ayzs % 判别式 0.2³7.69=1.16<6 2 烟气含灰量不必修正 当地最低大气 b pa 假定 3 压 受热面平均过αpj — （1.4+1.7）/2 4 量空气系数 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 3 烟气平均容积 Vy Nm/㎏ VRO2+VH2O+VN2+1.061（apj-1）V0标准状态下烟ρºy ㎏/Nm³ （1-0.01Ay+1.306apjV0)/Vy 气密度 修正前本体总阻力 修正后本体总阻力 尾部受热面之后总阻力 Σh1 ΔH1 Σh2 Pa Pa Pa Pa Pa Pa Pa Pa Δhgg+Δhsm h1oy³101325/1.293b hcc+hy+hyc oh2y³1.01325/1.293b 修正后的总阻ΔH2 力 烟道系统流动ΔHylz 总阻力 Sl″ 炉膛负压 烟道总的自生Hyzs 通风力 烟道总压降 ΔHy ΔH1+ΔH2 平衡通风 由表5-5 Sl+Hylz-Hyzs 5.2 风道阻力及送风机的计算
1、进口冷风道阻力：按实际设计经验，取进口冷风道阻力Δhl=200Pa。
2、空气预热器阻力包括空气横向冲刷顺列管束阻力（见表5-7）
序号 1 2 3 表5-7 空气预热器阻力包括空气横向冲刷顺列管束阻力计算 名称 符号 单位 计算公式及来源 tpj 平均空气温度 ℃ t+t/2 lkrk数值 69.05 207.5 40 平均烟气温度 管子外径 θpj d ℃ ㎜ - 39 -
热力计算 按结构特性 哈尔滨理工大学学士学位论文 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 σ1 横向相对节距 σ2 纵向相对节距 Z1 管束纵向排数 m 回程数 wk 空气平均流速 单排管束的阻力 Δhcx′ 错列管束结构系数 Cs 管束直径修正系数 Cd K 空气侧修正系数 修正后管束阻力 ΔH — — — — m/s Pa — — — Pa s1/d=80/40 s2/d=40/40 一个回程 由表Ⅰ-12 线算图5-8 0.4³9.81 查[1]图8-7 查[1]图8-7 空气侧 Kh=1.05³202.16 2 1 22 2 5.19 4.316 1.3 0.95 1.05 165.13 3.空气预热器进口局部阻力和连接风道局部阻力（见表表5-8） 序号 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 表5-8 空气预热器进口阻力和连接风道局部阻力计算 名称 符号 单位 计算公式及来源 数值 3Vlk 冷空气量 m/s BjVol-l-ky273+tlk/273 2.96 进出口接头小端截面积 进出口接头大端截面积 进出口接头角度 大小截面积之比 截面突然扩大阻力系数 截面突然缩小阻力系数 扩散系数 收缩系数 入口小截面处流速 热空气流量 出口小截面处流速 Fx Fd Fx/Fd α ξ″ ξ′ φks φss wx′ Vrk wx″ hd′ hd″ ξks ξss 0.2148 ㎡ 取0.2148³1.0 1.568 ㎡ 取0.8³1.96 0.319 — 0.2148/1.568 — 按经验取 48o10′ 0.55 — 查[1]图8-12 0.42 — 查[1]图8-12 1.1 — 查[1]图8-13 1.1 — 查[1]图8-13 13.79 m/s Vlk/Fx 3m/s BVo-273+t/273 4.18 jlllkm/s Pa Pa — — Pa Pa — ㎡ ㎡ ㎡ - 40 -
Vrk/Fx 查[1]图8-9 查[1]图8-9 19.46 88.42 192.66 0.605 0.465 53.49 89.59 o13 入口动压头 14 出口动压头 15 入口扩散管局部阻力系数 16 出口收缩管局部阻力系数 17 入口扩散管阻力 18 出口收缩管阻力 ks ss Δhks Δhss kshd sshd a<0.5h 按180转弯 F1=Fd F3=Fd — 19 连接风道的局部阻力系ξ180o数 F1 20 风道转弯始端面积 F3 21 风道转弯终端面积 F2 22 风道转弯中间面积 3.5 1.568 1.568 0.784 哈尔滨理工大学学士学位论文 23 24 25 连接风道平均截面积 平均空气流量 平均流速 Fpj Vpj wpj ㎡ m³/s m/s Pa Pa Pa Pa Pa F=3/1/F1+1/F2+1/F3 1.005 3.57 3.55 5.98 20.93 164.01 172.21 335.9 Vlk+Vrk/2 Vpj/Fpj 按wpj,tpj算 hd 26 动压头 27 连接风道转弯局部阻力 Δh180o 28 进出口和连接风道局部阻力总和 29 修正后的阻力总和 30 空气预热器总阻力 ΣΔh ΔHjb Hky 180ohd h180o+hks+hss Kh H+Hjb 4.热风道阻力见表5-9 序号 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 名称 热空气温度 风道长度 流通截面 当量直径 空气流速 空气密度 动压头 摩擦阻力 粗糙度影响系数和原始阻力系数乘积 角度系数 截面形状系数 90弯头阻力系数 90弯头阻力 热风道总阻力 oo表5-9 热风道阻力 符号 单位 计算公式及来源 tlk ℃ 按热力计算 L m 假定 F m² 取0.565³1.0 dd m 4F/U wk m/s Vrk/F ρk ㎏/m³ o273/273+t krk数值 119.21 8 0.2184 0.467 19.14 0.892 160.74 110.7 0.27 1 1.09 0.2943 47.31 157.01 hd Δhmc kΔξzy B C ξ90o Δh90o Δhrf Pa Pa — — — — Pa Pa w2/2 Lhd/dd 查[1]表8-1,8-2 转角90,B=1a/b=0.565 查[1]线算图5-17 kzyBC o kzyBC hmc+h90o 5.水泥热风道阻力的计算方法同钢板热风道阻力，假定Δhsn=90Pa。 6.炉排进风管阻力计算（一般布置5个，使用4个，以2个全开计算）
序号 1 2 3 表5-10 炉排进风管阻力计算 名称 符号 单位 计算公式及来源 F 进风管流通截面积 ㎡ 2³a³b w 每个风管平均速度 m/s Vlk/F 入口阻力系数 ξ′ — - 41 -
数值 0.3 9.5 0.5 查[1]图8-11 哈尔滨理工大学学士学位论文 4 5 6 7 8 9 10 出口阻力系数 ξ″ 进风管上调节挡板全开ξtj 时阻力系数 B 角度系数 C 截面形状系数 o90弯头阻力系数 ξ90o 动压头 进风管总阻力 hd Δhjf — — — — — Pa Pa 查[1]图8-11 查[1]图8-11 α=90查表8-4 a/b=1.66 查表8-5 kzyBC o1.1 0.1 1 0.96 0.632 54.36 128.94 trk =139.54℃ 查[1]图8-9 hd 7.炉排下必须具备的风压：这个风压是用来克服炉排和其上燃料层的阻力由《工业锅炉原理》表5-5可知Δhlp=800Pa。 8.风道系统总的流动阻力
ΔH klz=ΣΔh =Δhl+Hky+Δhrf+Δhsn+Δhjf+Δhlp
=200+379.02+159.39+90+128.94+800 =1757.35 Pa
9.风道（包括炉膛）自生通风力见表5-11
序号 1 2 3 4 5 表5-11 风道自生通风力计算 名称 符号 单位 计算公式及来源 H 空预器热风道有效 m 取空预器进口至炉排风室进高度计算 口高度差 tpj 平均风温 ℃ t+t/2 lkrk数值 2 69.05 空预器及出口热风道 自生通风力 空气入口至炉膛出口中心线的标高差 空气进入炉膛处的 真空度 hzsk H′ Sl′ Pa H[1.2-o273/273+t]g 3.32 kpjm Pa 按结构 '' S00.95Hg4.6275 63.08 10.锅炉风道系统总压降 ΔHk=ΔHklz-hkzs-Sˊl1757.35-3.42-63.08=1690.85 Pa
5.3. 送风机的选择 送风机的选择计算见表5-12
序号 名称 1 引风机处烟温 2 引风机处烟气流量 表5-12 风机的选择计算 符号 单位 计算公式及来源 θyf ℃ 由表5-4 Vyf M³/s Bj(VyαVo)(273θyf)/273数值 167.81 7.42 取Δα=0.2 - 42 -
哈尔滨理工大学学士学位论文 3 4 5 6 7 8 9 流量储备系数 压头储备系数 计算烟气流量 计算压头 压头换算系数 折算压头 β1 β2 Qj Hj Kρ Hzs — — m³/s Pa 设计规范 设计规范 101325β1Vyf/bβ2HkkoHj 1.1 1.2 8.14 2498.25 1 2290.89 o— 1.293101325T/(20273)bρyPa 引风机的选择 型号Y9-35-1 12D Q 29070 风 量 m³/s H 2920 风 压 Pa 电动机型号 JO2-81-6 功率N=30Kw 转数n=1820r/min 5.4. 本章小结
合理的供风是保证燃料完全燃烧的关键，因此，这里我们通过各个受热
面的烟气阻力计算，选用了良好的引风和排烟系统，提高了燃料利用率，达到了节能的经济性指标。
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结论
本次毕业设计完成SHL-7.0-1.25/115/70-AⅡ锅炉的设计.在各位老师和同学的帮助下,毕业设计得以顺利的进行.
小型锅炉的设计问题,是由地区的差异和实际的需要所引起的.锅炉的设计一般遵循可靠性，经济性，简单易行的原则。与设计相比,锅炉的设计更需要掌握扎实的专业知识,从而能够更好的掌握两者的异同，作到有的放矢，这是完成好本次设计的关键。
通过锅炉设计的毕业设计，加深了对我们所学的原理，规范的掌握；对锅炉结构的认识；对锅炉燃烧，换热，水循环，水供给，除灰等过程的了解；同时，通过比较改进，创新的方法，为锅炉的设计积累了经验。
总之，锅炉的成功进行，具有巨大的理论和现实的意义。本次锅炉设计的进行，使得理论上的可行性得到了论证，并将投入到实际的生产工作中；本次锅炉设计的进行，为以后的设计提供了可行性的参考，同时也保留了一些经验数据；本次锅炉设计的进行，为部分地区的采暖节约了能源，减少了浪费，降低了成本。
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致谢
近半年来的毕业设计，使我对于锅炉方面的理论知识有了基本了解，同时也初步掌握了一些实践操作经验，具备必要的实际动手能力，为今后的工作与学习打下了一个坚实的基础。
这次毕业设计能够顺利地完成，与指导老师齐国立的不倦指导是分不开的，在这里表示特别的感谢。
当然，也得益于教研室其他老师：王佐民、刘兴家、吕薇、路义萍、黄波、王佐民、李九如、王芳、老师的心血和辛勤的工作。在此，我由衷地表示最真诚的感谢和最崇高的敬意。
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参考文献
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附录A
第6章 英文资料翻译
原文
Power boiler fuel augmentation with a biomass flred
atmospheric circulating fluid-bed gasifler
Abstract
The successful experience in developing the advanced Foster Wheeler atmospheric circulating fuidized-bed(ACFB) combustion system subsequently fled to the development of the ACFB gasication (ACFBG) Technology in the early 1980s.The driving force for the development work was the dramatic increase in oil price during this period. The primary advantage of the ACFBG technology is that it enables the substitution of expensive fuels (e.g. oil or gas) with cheaper solid fuels. Prior to this Lahti project, Foster Wheeler had supplied four waste wood red commercial scale ACFBGs in the mid-1980s to the pulp and paper industry with capacities from 17 to 35 MWth based on fuel input. These units are still in successful operation today. Lahden Lampovoima Oy (LLOy) is a Finnish power company producing power and district heat for the City of Lahti. The company is jointly owned by the city of Lahti and by Fortum Oy, the largest utility power company in finland. LLOy operates the Kymijarvi Power Plant located nearby the city of Lahti in Southern Finland. To keep the energy prices as low as possible, Plant personnel are continuously looking for the most economical fuel sources, and simultaneously,trying to improve the environmental aspects of the energy production. Currently, about 300 GW h/a of
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diferent types of biofuels and refuse fuels are available in the Lahti area. On an annual basis, the available amount of biofuels and refuse fuels is enough to substitute for about 15% of the fuels burned in the main boiler, equaling up to 30% of the coal typically used.
The aim of the LLOy Kymijarvi Power Plant gasication project is a commercial scale demonstration of direct gasication of wet biofuel and the use of hot, raw and very low caloric gas directly in the existing coal red boiler. The gasication of biofuels and co-combustion of gases in the existing coal-red boiler o ers many advantages such as: recycling of CO2 , decreased SO2 and NOx emissions, e cient way to utilize biofuels and recycled refuse fuels, low investment and operation
costs, and utilization of the existing power plant capacity. Furthermore, only small modications were required in the boiler and process upsets in the gasier do not shut down the power plant. The rst two years of operation (1998 and 1999) have been excellent with good availability for the gasier and its related components. During 1998 several measurements and tests with di erent fuel combinations were performed. This paper presents the project in detail as well as the most important results of the rst measurements. The EU Thermie program has supported this project. c 2001 Foster Wheeler Energy Services Inc. Published by Elsevier Science Ltd. All rights reserved.
Keywords: ACFB gasication; District heat; NOx ; Wood waste; Sawdust; Recycled fuel
Experimental methods
The experiments were carried out on a low pressure (20 ata) closed loop. Canned motor pump, all the equipments (e.g.valve) on the loop are made of stainless steel. Loop use deionized water, resistivity is 3*10 Ω。cm pH value is 7.05, used preheating and pressure decrease to vent.
The test section is shown in Fig.1. It is composed of 12stainless steel rods of
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Φ8×1（use universal tool microscope 19JA to measure wall thickness, is ±0.015 mm not for uniformity）, spacer is 2 mm, heating length is 200 mm and 400mm,grid spacer(Fig.2) coated by insulator is placed 150 mm away from the beginning of the test section, the insulator is also coated on the surface of the central tube. Water flows into the test section from the bottom, the water pressure is 6_10 ata , the flows velocity
Is 1.3_3 m/s . 96 experimented points were measured..
The experiments were carried out under stable conditions. When the loop pressure and flowrate reached to needed values, two DC motors of 200 kW(20V, 20000A) were put into operation. Water temperatures at entrance would the desired values. When heat flux reached 1.3×10 6 —1.83×10 6 kcal/(m 2 .h). Wall temperatures were higher than the saturation temperature, wall temperatures at different axial sections are the same, it was considered that surface boiling occurred. When the flowrate and water temperatures are stable, pressure, flowrate, water temperatures at the entrance and exit, wall temperatures, electric current and voltage were recorded.
Water temperatures at the entrance and exit were measured by XK armoured thermocouple, internal wall temperatures were measured by XA thermocouples and teflon hold_down lump device (see Fig.2). Axial pulling rod was used to ensure that the lump in which thermocouple was placed sticks on the wall. TO prevent the additional voltage, thermocouples did not touch the wall directly. Measuring points were 50 mm apart along the axis and between the below for grid spacers, (radial using eight apart along the test element tubes of stable region to measure inner wall temperatures and 120 . apart along the grid spacers region, measuring point wer four apart along radial and scale division with universal protractor), electric current, voltage and wall temperatures at the entrance and exit were measured simultaneously by 0.01 class G1212_010 digited voltage meter, flowrates wer measured by orifice with mercurical_type
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differential pressure recorder, pressure were measured by 0.35 class standard pressure merer.
Experimental results and discussion
1. The calculation of measuring results
(1) Surface boiling mean and local heat transfer coefficient: Mean heat transfer coefficient in stable regions:
(2) Error analysis: use root_mean square accumulation method, the total error of mean heat transfer coefficient σh is ±9%。
Where: 1) Relative error of the heat flux caused by measuring is △q/q=4%
2) Consider of the thermocouple freezing point, meter and numerical count (e. g. heat conduction coefficient) error, absolute value is 2.7.C
3) The error of the main flow temperature is 2% 2. Discussion
Subcooled boiling is a non_equilibrium thermalhydraulic process: the liquid nearby the wall is superheated, the main flow is subcooled. Part of wall heat flux is used to generate bubble, the rest is conveyed to the subcooled liquid
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by convective heat transfer[6] , So latent heat is transferred in the process, the devaporation_condensation scheme in subcooling boiling, in the same way as a heat pipe, the mecrolayer_evaporation mechanism and so on. It connected with many aspects, e.g.. fluid mechanics of continuous media, but also statistical physics, physical chemistry of surface effects, and the molecular kinetic theory of phase transitions. In general, provided their density is not too great, measurements of boiling sites are not difficult, when done with a movie camera. But what occurred in our experiments is forced convective boiling, it is not easy to observe directly. So it is difficult to solve with theoretical method. Experimental correlation is mostly used. The definition of surface boiling heat transfer coefficient varies with authors. For example, in 50’ s and 60’ s W. H. Jens and I. T. Aladyev defined surface boiling mean heat transfer coefficient as h=q/(tw-ts) . Z. L. Miropol’sk2 defined the coefficient as h=(q-qconv)/(tw-ts). Early in 1958, in the discussion of “the study of heat transfer to steam and boiling water in tube ” organized by Atomic Energy Application Administration of Soviet Union, I. L. Mostin’ sk2 did not agree with the definition h=q/(tw-ts ) mae by Aladyev, which overlooke the flow velocity influence of wall temperatures. So the definition of the coefficient as h=q/(tw-ts) Did not reflect the practice.we believe that the problem exists indeed,after deeply studying the data of Aladyev.Our experiments were carried out under fixed flow velocity and we found that subcooling had influence on wall temperatures, so the mean heat transfer coefficient was defined as h=q/[(tw-ts)+(ts-tb)]=q/(tw-ts). The definition is comparatively comprehensive because it considered subcooling and superheating . L.S.Tong[6]noticed the △Ts influence on surface boiling heat transfer coefficient.
Our experiments were carried out under 6,8,10,ata, over-all heat balance is ±8.8%.The data were plotted with the coordinates Lg[h/q0.7] and lg(1+0.015p’p”△is/r)(see.Fig.3),and obtained the surface boiling mean heat
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transfer coefficient in stable region : H=8
Where:q:mean heat flux, [kcal/m2.h]
The differences between calculation results by the equation and 97% experiments results are less than ±15%. According to experiments, subcoolings have influence on surface boiling . Here subcooling is defined sa the value by which main flow temperature is lower than the saturation temperature, the subcooling in our experiments were 1_30 .C. Because convective resistance concentrates in flow boundary, the disturbance caused by turbulent group in central region is very violent, the disturbing influence of small bubbles is not obvious after subcooling is ;pwer than a certain value, so heat transfer coefficient does not increase with subcoolings as imagined after subcooling is lower than a certain value.
During the experiment, we observed that stable region test element tubes radial direction of wall temperature is uniform, grid spacers region of test element tubes touch with ripple oiece of walll temperature (radial direction) is higher than stable region temperature ±6% (see Fig.4), test element tubes with grid plates wall temperature(on the site of the water upstream,e.g.apart fro, grid spacers below direction 3.5mm) is higher thean stable region ±11%(see Fig .5). So ripple piece and grid plate were stagnation of bubble that wall temperature is higher stable region , after grid plate were stagnation of bubble that wall temperature is higher stable region. after grid spacers rest to stable. We thank Huang Daoli and Jia Zhenli for their help during this work.
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附录B译文
带定位格架的12根束棒内水表面沸腾时的
放热系数实验研究
在八十年代初期在成功的经验发展先进大气的福斯特惠勒在循环床化随后(ACFB)燃烧系统开发的 ACFB 汽化 (ACFBG) 技术。在这段期间油价急剧增加开发工作的动力。ACFB的技术主要优势在是它允许便宜的固体燃料替代昂贵燃料 (例如石油或天然气) 。在此项目之前在八十年代中期福斯特² 惠勒建设了的四个容量从17到35 MWth规模由废木材制造到纸浆与造纸工业基于ACFBGs燃料投入才能成功。这些在今天成功依然可以成功的运行。
一． Lahden Lampovoima 公司 (LLOy) 是为芬兰电源公司生产的电力和供热，位于拉赫提城市。该公司是共同拥有由拉赫提和坲图姆公司组成，是在芬兰最大的实用电力公司。 LLOy运作卡伊马威电厂位于在芬兰南部的城市拉赫提附近。 厂人员不断的寻求保持能量尽可能低的价格和最经济实惠的燃料来源同时，努力改善能源生产环境的方面问题。实验方法
实验是在一个低压（20绝对大气压）闭式回路中进行的。采用密封泵，整个回路有设备和部件如阀门等均属不锈钢，回路采用去离子水，电阻率为3³10 Ω。Cm,pH值为7.05，采用预热降压放气。
实验元件如图Ⅰ所示，由12根Φ8³1的不锈钢元件管组成（经万能工具显微镜，19JA测量，其厚度不均匀度为±0.015mm），间隙为2mm，加热长度为200mm和400mm，定位格架（见图2）放在离实验元件始端150mm处，并涂有绝缘物。实验段的空管表面亦涂有绝缘物。水由下面而入实验段，水的压力为6—10绝对大气压，流速为1.3—3m/s。测得了96个实验点。
实验是在稳定工况下进行的，当回路压力、流量在调节到规定值时，启动2台200kw直流电动机（20V、20000A），使实验段入口欠热水温度接近所要求的值。当负荷达到1.3³10—1.83³10 kcal/(m.h),实验元件壁温高于饱和温度，轴向不同截面上的壁温不变，认为其表面发生沸腾。待流量和水温均稳定后，记录压力、流量、进出口水温、壁温、电流、电压。
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进出口水温用XK改装热电偶测量，内壁温用苏联制的XA热电偶和聚四氟乙烯压紧装置测量（见图2）。靠轴向拉杆来保证放置热电偶结点的聚四氟乙烯块能很好的紧贴壁面。为了防止造成附加电势，热电偶结点不与壁面直接相接触。测量点装置在轴向每50mm等分处和定位格架上、下、中间（元件管稳定段径向采用8等分测量内壁温；而在定位格价区每120度内，径向采用4等分测量，并用万能量角尺刻度）；电压、电流、壁温、进出口水温同时均用0.01级GB—1212—010数字电压表测得，流量用孔板配水银差压计测得，压力用0.35级标准压力表读数。
二． 实验结果和讨论 1．测量结果的计算
（1） 表面沸腾和局部放热系数 稳定段平均放热系数
（2） 误差分析 用均方积累的方法，求得平均放热系数的总误差
σh为±9%。其中：①热负荷的测量相对误差；
②考虑了热电偶冰点误差，仪表误差和计算数字误差（如
导热系数），其绝对值为2.7℃；
③水主流量平均温度的误差为2%。
2. 讨论
热网系统的回水经循环水泵加压后，首先进入锅炉的下部锅壳，然后经与锅壳连接的水管进入上锅筒的后部。上锅筒后部的锅水，其中一部分经与上锅筒后部连接的燃烬室外侧墙水冷壁管进入燃烬室的侧下集箱，然后通过导水管导入后集箱，再经后拱管进入上锅筒的中部；另一部分则通过上锅筒的后隔板上方开孔直接进入上锅筒中部。上锅筒中部的锅水再分成三路其中两路经与上锅筒中部连接的燃烬室外侧墙水冷壁管进入炉膛侧下集箱的后端，再经炉膛水冷壁管进入上锅筒前部；另一路经导水管导入前部下降管，之后进入前集箱、再经前拱管进入上锅筒前部；另外还有少量炉水通过上锅筒的前隔板上方开孔直接进入上锅筒前部。最后炉水通过设在上锅筒前部的出水口向热网供水。
欠热沸腾是一个热力学的不平衡过程，流道中间的液体核心仍是欠热的。壁面热流密度的一部分用于加热壁附近产生气泡；另一部分通过液体核心中的横向对流传热加热欠热液体。因此，在该过程中有潜热转移，即在过冷沸腾液体中发生类似于热管中的汽化与凝结以及微层汽化。它涉及很多方面，如连续介质的流体力学，统计物理，不同表面效应的物理化学基础以及相变的分子运动理论。一般来说，气泡的密度不太大，利用高速摄影机测定汽化核心并不太困难；但在我们的实验中是强制沸腾工况，这种直接观察是不可能的，因此用理论解存在一定困难，目前多用经验公式。并且，每个作者对表面沸腾换热系数定义还有一定的分歧。例如五六十年代美国的桥思和苏联的阿捷列夫把表面平均放热系数定义为q/(tw-ts);苏联
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的阿尔曼德等人把表面沸腾换热系数定义为q/(tw-tb);米罗帕里斯基把表面沸腾换热系数定义为h=(q-q对流)/（tw-ts）。此外，早在1958年苏联部长会议所属原子能机构利用主管局所组织的“对高压下向管内蒸汽和沸腾水放热的研究”的讨论中，苏联的莫斯津斯基对阿捷列夫的表面沸腾换热系数的定义就有个异议，认为从数据上看，忽略了壁温对流速的影响，因此，他的定义不能反映真实的沸腾换热情况，所以，定义为q/(tw-tb)。这个定义考虑了欠热度和过热度，是比较全面的，汤木孙也提到△Ts（在净蒸气发生点的欠热度）多表面沸腾放热系数的影响。
在我们的实验中，采用6、8和10绝对大气压三种压力，热平衡均未超过±8.8%。实验数据用坐标表示见图（3），得出稳定段表面沸腾平均放热系数关系式。
从实验知，欠热度对表面沸腾是有影响的。本文欠热度是指水的主流平均温度（tb）低于饱和温度（ts）的值，其值为1—30℃。由于对流放热的热阻主要集中在流动边界层中，中心区紊流团的扰动作用就不很明显，而且欠热度小到一定程度，产生凝结，因此，认为欠热度小到一定程度时，放热系数并不像想象中的那么增大。
在实验过程中，我们觉察到稳定段圆周方向壁温是均匀的，带定位格架区的元件管与波纹片相切处的壁温（沿圆周方向）比稳定段高6%，带定位板两侧元件管的水上游（离定位格架始端3.5mm处）沿轴向壁温比稳定段壁温高11%，这可能是该区域的波纹片和定位板使气泡易阻滞，因壁温过高，过定位格架区后壁温又重新达到稳定。 四、结论
①6—10绝对大气压束棒水表面沸腾稳定段平均放热系数可用（1）式计算。
②12根Φ8³1的束棒稳定段轴向壁温是均匀的。
③定位格架区的元件管与波纹片相切处壁温（沿圆周方向）比稳定段提高6%，带定位板两侧的元件管的水上游（离定位格架始端3.5mm处），沿轴向壁温比稳定段壁温度11%。
高温参数(如150/90℃)热水锅炉同样不需设置空气预热器。这样就很好的保证了该系列锅炉全部受热面不会发生低温腐蚀及堵灰现象。当燃用劣质煤,必须设置空气预热器时则采用铸铁式空气预热器。
锅炉尾部受热面采用螺纹烟管，不需单独设置省煤器或空气预热器,使锅炉整体结构简化、体积减小、厂内组装程度提高、安装难度减小、安装周期缩短。
锅炉的燃烧设备采用成熟的鳞片式炉排或横梁式炉排、配用分层煤斗，技术成熟、普及面广，操作简单、司炉人员容易培训。
锅炉受压件结构简单、事故隐患少，检修量小、费用低。占锅炉全部
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受热面60%以上的烟管受热面，其结构简单、检修、维护方便，只要检修人员到达前后管板处，该部分受热面的检修、维护工作即可方便的进行。虽然锅炉的整体尺寸较小，但由于尾部受热面采用螺纹烟管形式，使水管受热面的总量大大减小，各处的检修空间反而更加宽裕、检修、维护性能更好，几乎所有受热面都可以在不拆炉墙的情况下完成检修、维护工作。
锅炉虽采用强制水循环方式，但各回路最高点不需单独设置放气阀，停炉、启炉、突然停电时操作简单、运行可靠。
锅炉采用上置锅筒，下置锅壳的水火管专利结构,锅炉钢耗虽较不设钢架支撑的上置锅壳水火管锅炉和管架式水管锅炉略高，但较传统的水管炉型,锅炉钢耗基本相当或略低，所以其锅炉本体价格适中。然而，锅炉结构简单体积小可大大节省锅炉房建设的一次投资。
由于锅炉的炉膛负压值低、漏风量小，同时由于水管对流受热面均布置于炉膛内，无冷风漏入，烟管受热面不漏风,因而锅炉排烟过量空气系数低；另一方面锅炉受热面上所结的低温粘结灰易清除，烟气侧的热阻不会逐年增加，排烟温度不会因受热面上所结的低温粘结灰不易清除而逐年提高；锅炉受热面的水侧不易发生氧腐蚀、并且受热面的热流密度低，水侧产生水渣、结水垢的量小热阻低，不会使锅炉排烟温度有明显提高。从而使锅炉排烟损失小，而且在锅炉的使用年限内十分平稳、无明显变化。
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