定温差控制三篇

2024-09-12

定温差控制篇1

直流式太阳能热水系统, 在自然循环式和强制循环式系统的基础上发展起来的[1], 水一次通过集热器就被加热到所需的温度, 主要适用于大型太阳能热水系统。在集热器出口安装测温元件, 当系统中的水被加热到预定的温度上限时, 测温元件将温度信号传递给控制器, 控制器通过控制集热器入口的电动变流量阀的开度来控制流入的水流量, 以此控制集热器出口的水温, 使出口水温始终保持恒定。该系统运行的可靠性取决于变流量电动阀和控制器的工作质量, 如图1 所示。

直流式系统的优点[2]:与强制循环系统?相比, 直流式集热系统不需要设置水泵, 自来水的水压可满足系统运行所需的驱动力; 与自然循环系统相比, 直流式集热系统的贮热水箱可以放在室内, 不仅可以减轻屋顶的负重, 而且可以减少系统的热损失[3];直流式集热系统属于一次加热式系统, 可以避免冷热水的掺混;与自然循环式系统相比, 直流式集热系统可以较早的得到可用热水;容易实现冬季夜间系统排空防冻的设计。直流式系统的缺点:需要一套性能可靠的变流量电动阀和控制阀, 使系统过于复杂, 从而使初投资增加。

2 数值模拟过程与结果分析

评价太阳能平板集热器的热性能采用集热器的效率因子F’,

式中, W为两集热管之间的中心距离, m;D0为管子外径, m;Di为管子内径, m;为吸热板与集热管之间的接触热阻, W/ (m·K) ;hf, i为管壁与流体介质间的对流换热系数, W/ (m2·K) ;F为肋片效率, ;UL为集热器的总热损系数, W/ (m2·K) 。

由于公式中的管壁与流体间的对流换热系数hf, i是基于集热器管内受迫对流工况下提出来的, 对本文模拟的定温差闷晒循环工况不再适用, 本文通过借助Fluent数值模拟软件的强大功能, 可直接从模拟结果中提取hf, i的值, 由于hf, i主要受集热管管径D、集热器倾角 β、闷晒过程流体介质的温差△T的影响, 本文通过一元多项式回归的方法, 考虑单一因素对模拟结果hf, i的影响, 得出hf, i=f (D) 的拟合公式。

2.1 数值模型的建立

本文采用管板式太阳能平板集热器, 变化两个结构参数 (集热管径和集热管中心距) 和一个使用参数 (倾角) 的集热器模型进行数值模拟分析。

本数值模拟试验做如下假设:

1) 忽略对称边界条件对数值计算结果的影响。

2) 为便于分析, 假设玻璃盖板的厚度较小, 可不考虑其厚度方向的温差, 设其处于同一温度。

3) 假设边壁和底部为绝热面, 不计边壁和底部的热量损失。

采用Fluent前处理软件Gambit建立三维的板管式平板集热器的物理模型如图2 所示, 该模型由三个体组成:空气方腔体、吸热板及集热管的组合体、集热管内的柱状水体。

2.2 模型求解参数的设置

2.2.1 边界类型和区域类型

集热器左右对称的绝热面定义为symmetry, 其余壁面均为wall类型;方腔体和集热管内部的柱状水体的区域类型指定为fluid;吸热板和集热管组合体的区域类型指定为solid。本文模拟了在800W/m2的太阳辐射量, 风引起的表面对流换热系数为10W/m2·K[4]。

2.2.2 求解器的选择

本模拟集热器方腔和管中的流体流动属于微压流动, 故求解器 (solver) 选择基于压力的求解器 (PressureBased) ;Formulation项选择隐式 (Implicit) ; 模拟的传热过程属于非稳态传热, 故Time项选择非稳态 (Unsteady) ;Unsteady Formulation项选择一阶隐式 (1st-Order Implicit) ;Velocity Formulation项选择绝度速度 (Absolute) ;Gradient Option项选择基于高斯 —格林节点压力梯度 (Green-Gauss Node Based) , 能使求解精度更高, 而且能最小化伪扩散。

2.2.3 计算模型的选择

本模拟涉及到平板集热器方腔和管内流体的自然对流换热及太阳辐射穿透集热器透明盖板的辐射换热, 计算模型需激活能量方程、粘性模型及辐射模型。

2.2.4 定义材料属性

本文中模拟的物理模型, 由三个体构成, 分别是空气方腔、铜制材料的吸热板与集热管组合体和集热管内柱状体的流体介质。需对方腔内的空气 (Air) 、铜 (Copper) 和介质水 (Water) 的物性参数进行设置。对方腔内的空气和集热管中的水的密度项的设置时采用Boussinesq近似, 该假设除了动量方程中的浮力项外, 其它方程中的密度均为常数[5], 见表1。

2.2.5 模拟运行环境的设置

参考压力的选择:本模拟中采用的压力是相对压力, 运行参考压力 (Operating Pressure) 为默认的标准大气压101325Pa, 参考压力位置 (Reference Pressure Location) 为默认设置 (0, 0, 0) 。本模拟存在自然对流, 应激活重力项 (Gravity) , 重力加速度 (Gravitational Acceleration) 在Y方向的分量值为9.8m/s2;BoussinesqParameters项里的运行温度 (Operating Temperature) 设为303K。

求解过程的监视参数 (Monitors) :残差监视参数 (Residual Monitors) 的所有参数设置都按默认即可。体监视参数 (Volume Monitors) 分别对吸热板和集热管的组合体及集热管内的水的体平均温度进行监视。

2.3 模拟结果与分析

从数值模拟试验中提取倾角为0o, 管中心距为80mm的平板集热器的5 种不同的集热管管径 (8mm、10mm、15mm、20mm、25mm) 的管内对流换热系数hf, i的值, 利用Origin8.0 科技作图与数据分析软件绘制出因变量hf, i与自变量D之间对应关系的散点图, 并对hf, i与D进行一元多项式回归, 绘出hf, i=f (D) 的拟合曲线图, 如图3 所示:拟合曲线对应的拟合公式为:hf, i=175.90914+18.29289D0.44096D2 上式近似反映出hf, i随D的变化规律, 拟合的相关系数 (R-Square) 为0.97065, 这个数值可以反映实验数据的离散程度越接近1, 表示数据相关度越高, 拟合越好。

由图3 可以看出随着集热管管径D的增大, 管内对流换热系数hf, i先增大后减小。将式 (2) 两端对D进行求导, 并令右端的求导结果等于0, 得出当D=20.70707mm时, hf, i达到最大值为365.62379W/m2·K。

图4~8 是不同管径对应的平板集热器方腔及管内速度场云图, 8mm管径对应的集热管内无对流, 管壁与管内流体介质的传热以纯热传导的方式进行;当管径为10mm时, 管内开始出现对流, 管壁与管内流体介质的传热以传导和对流混合的方式进行, 但热对流换热能力很弱, 占总传热量的很小一部分, 传热主要靠热传导进行;随着管径的继续增大, 管内的对流强度相应地增大, 对流换热量占总传热量的份额不断增大, 但热传导在总传热量份额中仍处于支配地位。

下面分析管径D变化对管内对流换热系数hf, i的变化影响: (1) 随着管径的增大, 集热管内容纳的流体介质的体积V增加, 流体介质的热容量MCp相应地增大, MCp越大, 流体介质的携热能力越强, 从集热管壁面取走的能量也越多, 管内对流换热强度就越高, 管内对流换热系数hf, i相应增加。 (2) 由于铜的的导热系数 λCu>>水的导热系数 λH2O, 可通过增加集热管内壁与流体介质的接触面积, 即增大集热管的管径来降低接触热阻, 从而增强管壁与流体介质的换热能力, 相应使管内对流换热系数hf, i相应增加。 (3) 当集热管的管径较小时, 管内的空间相对较小, 较热的流体的上升运动与较冷的补充流体的下降运动会互相干扰, 尤其在特别狭小的空间内, 甚至会使自然对流难以展开, 热量的传递接近于纯导热, 故增大管径, 能有效的增强管内流体介质的对流换热能力, 使管内对流换热系数hf, i增加。

3结语

本文运用FLUENT数值模拟软件对直流式系统中管板式太阳能平板集热器定温差循环的非稳态传热工况进行数值模拟, 分析了结构参数中集热管管径D变化对集热器传热特性的影响, 通过对模拟数据分析, 得出随着集热管管径D的增大, 管内对流换热系数hf, i呈增大趋势, 并对管内对流换热系数hf, i和管径D的变化关系进行了多项式拟合。在整个数值模拟实验中, 要保证数值模拟模型与真实物理模型完全一致很难, 因此, 本文在不影响重要结果的前提下, 做了部分假设。建议在以后的模拟实验中, 要考虑平板集热器各个参数对集热器效率的综合影响, 采用多元非线性回归的方法研究集热器效率与各个参数之间的变化规律, 优化平板集热器的参数组合型式, 使之能对平板集热器的工程设计和生产提供借鉴和指导作用。

摘要：运用FLUENT数值模拟软件对直流式系统中管板式太阳能平板集热器的非稳态传热性能进行三维模拟。改变平板型太阳能集热器的一个主要结构参数 (集热管管径) 进行了三维非稳态数值模拟实验;通过对模拟数据进行分析, 得出了平板集热器不同管径对集热器传热性能的变化影响。

关键词：平板太阳能集热器,结构参数,多项式拟合

参考文献

[1]罗运俊, 何梓年.太阳能利用技术[M].北京:化学工业出版社, 2006.

[2]王义芳, 李芝兰.直流式与热虹吸式太阳能热水系统的比较及热力特性计算[J].太阳能学报, 1981, 4:174-181.

[3]何梓年, 朱敦智.太阳能供热采暖应用技术手册[M].北京:化学工业出版社, 2009.

[4]m.ouzzane, n.galanis.numerical analysis of mixed convection in inclined tubes wtth external longitudinal fins[J].solar energy, 2001, 71 (3) 199-211.

大型锅炉汽包壁温差控制措施篇2

关键词：锅炉汽包壁温差温差控制

0 引言

由于锅炉汽包壁厚、长度值大，承受的压力又特别高，因而机组起停过程中容易产生汽包内外、上下壁温差，产生较大的热应力，对汽包的安全运行和寿命造成影响。所以，在机组运行过程中，有效控制汽包壁温差十分重要。

1 汽包的内部结构

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汽包内部装置包括三个部分，第一部分是汽水分离装置，它的作用是减少饱和蒸汽的机械携带，提高蒸汽品质，如图为汽包的内部简结构。设有中间夹层，汽水混合物于汽包两侧引入其中，防止欠热的水与汽包壁接触，并形成温度均匀的汽水混合物夹层，以减少汽包壁温差，增强汽包的运行灵活性和安全可靠性。共194只旋风分离器分前后三排，沿汽包长度均布，以保证负荷大幅度变化使水位波动时，能有效地进行汽水分离。旋风分离器上部斜置一级百叶窗分离器，在汽包顶部布置二级百叶窗分离器。一二级百叶窗分离器进一步分离蒸汽中的水份，使进入过热器的干度达到99.9%以上。第二部分是蒸汽清洗装置作用是使蒸汽通过洁净的清洗水，利用清洗水与锅炉水含盐的浓度差降低蒸汽的含盐量；第三部分是排污、加药、事故放水等其他装置。汽包的两封头和下部共有四根大直径下降管，为了防止产生涡流和下降管内带汽，在下降管入口处设有防旋栅格，并控制下降管入口水速在标准允许范围内。

2 汽包的作用

2.1 汽包的作用是工质加热，蒸发，过热三个过程的连接枢纽，它把下降管，饱和蒸汽管，汽水导管等数量众多的管子连接在一起。

2.2 汽包中储存有一定量的水和汽，因而具有蓄热能力。

2.3 汽包上装有压力表，水位计，事故放水门，安全阀等安全附属设备。

3 汽包产生上下壁温差的原因与控制措施

3.1 由于汽包壁较厚，膨胀较慢，而连接在汽包壁上的管子壁较薄，膨胀较快，若进水温度过高或进水速度过快，将造成膨胀不均，使焊口发生裂缝，造成设备损坏。

3.2 当给水进入汽包时，总是与汽包下壁接触，若给水温度与汽包温度差值过大，进水时速度又快，汽包的上下壁，内外壁间将产生较大的膨胀差，给汽包造成较大的附加应力，引起汽包变形，严重时产生裂缝。

3.3 锅炉启动前上水的时间和温度规定，锅炉启动前进水速度不宜过快，一般冬季不少于4h，其它季节2~3h，进水初期尤应缓慢。冷态锅炉的进水温度一般不大于100度，以使进入汽包的给水温度与汽包壁温度的差值不大于40度。未完全冷却的锅炉，进水温度可比照汽包壁温度，一般差值应控制在40度以内，否则应减缓进水速度。

3.4 锅炉启动初期要严格控制升压速度，由于水蒸气的饱和温度在压力较低时对压力的变化率较大，在升压初期，压力升高很小的数值，将使蒸汽的饱和温度提高很多。锅炉启动初期，自然水循环尚不正常，汽包下部水的流速低或局部停滞，水对汽包放热为接触放热，放热系数很小，故汽包下部金属壁温升高不多；汽包上部因是蒸汽对汽包金属壁的凝结放热，故汽包上部金属温度较高，由此造成汽包壁温上高下低的现象。由于汽包壁厚较大，而形成汽包壁温内高外低的现象，因此，蒸汽温度的过快提高将使汽包由于受热不均而产生较大的温差热应力。如图所示在锅炉启动过程中其下部先接受水加热，因而温度高于上部，当炉点火产汽时，上部接受凝结放热，使其温度高于下部，温差接受下图约束，以此来保护汽包的安全，以免承受过大应力。)

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3.5 锅炉启动过程中控制汽包温差在规定范围(40度内)。①点火前进水温度不能过高，速度不宜过快，按规程规定执行。②进水完毕，有条件时可投入底部蒸汽加热。③严格控制升压速度，特别是0~0.981MPA阶段升压速度应不大于0.014MPA/min，升温速度不大于1.5～2度每分。④应定期进行对角油枪切换，直至下排四只油枪全投时，尽量使各部均匀受热。⑤经上述操作仍不能有效控制汽包上、下壁温差，在接近或达到40度时应暂停升压，并进行定期排污，以使水循环增强，待温度差稳定且小于40度再进行升压。

3.6 锅炉启动后期仍要控制升压速度。此时虽然汽包上下壁温差逐渐减小，但由于汽包比较厚，内外壁温差仍很大，甚至有增加的可能；另外，启动后期汽包内承受接近工作下的应力，因此控制后期的升压速度，以防止汽包壁的应力增加。

3.7 在停炉过程中控制汽包壁温差。在停炉过程中，因为汽包绝热保温层较厚，向周围的散热较弱，冷却速度较慢，汽包的冷却主要靠水循环进行，汽包上壁是饱和汽，下壁是饱和水，水的导热系数比汽大，汽包下壁的蓄热量很快传给水，使汽包下壁温接近于压力下降后的饱和水温度，而与蒸汽接触的上壁由于管壁对蒸汽的放热系数较小，传热效果较差而使温度下降较慢，因而造成了上、下壁温差扩大，我们做到以下几点：①降压速度不宜过快，汽包产生壁温差在40度以内。②停炉过程中，给水温度不得低于140度。③停炉时为防止汽包壁温差大，锅炉熄火前将水进至略高于汽包正常水位，熄火后不必进水。④为了防止锅炉急剧冷却，熄火后6~8h内应关闭各空门，保持密闭，此后可根据汽包温差不大于40度的条件，开启烟道挡板、引风挡板，进行自然通风冷却，18h后方可启引风机进行通风。

3.8 热炉放水过程，汽包上、下壁温差最大不超过40度，当温差达到40度时，应暂停放水，待温差稳定后，重新放水。

3.9 汽包内结构设计采用环行夹套结构，极大减少汽包上下壁温差。

3.10 保证锅炉安全运行维持汽包正常和稳定的水位，设置几种不同功能的水位监控表，如双色水位计、电视监视器、电接点水位计作水位报警用途。作为监视上下壁温差的温度测点分布于下图1所示：分别取上下平均值的差值作参考量来监视。温差的控制主要表现在饱和温度的变化率的控制，起压后这取决于压力变化，而压力控制更容易掌握。图1温度热电偶上下相对，两侧靠近给水管边。图2是饱和温度允许的增长率，从图可知启始温升对应111℃/h(1.85℃/min)，这相对于汽包的初始压力和初始温度来讲，总的温升量也是受限的。通过连排或定排来控制汽包水位，锅炉的定排开启受汽压限制，若是不行则应通过燃烧率的调整。

4 结论

汽包的热应力主要由汽包内外壁温差和上下壁温差引起，通过采取合理的机组起动和停炉措施可以有效控制汽包壁温在合适的范围，从而减小热应力对汽包产生的危害，保证机组安全稳定运行。

参考文献：

[1]陈禄.大型锅炉汽包壁温差的控制[J].热力发电，2008(01).

[2]唐续坤，黄海涛，赵炳坤.汽包内壁温度测点的安装及汽包壁温度场的初探[J].华北电力技术，1983(02).

[3]高嵩，安国银，边疆.汽包壁温差的控制及其对寿命的影响[J].河北电力技术，1991(02).