袁 鶴 黃信男

（上海船舶研究設計院，上海201203）

0 前言

近年來，隨著航運市場競爭的加劇，船東對船舶節(jié)能環(huán)保要求的提高，降低船舶的運營成本成為船舶設計領域非常關心的問題。目前，大型貨輪通常采用低速柴油機作為推進主機。同時，為了降低油耗，大多數(shù)項目采用了部分負荷或低負荷優(yōu)化，從而使主機在航行中長期處于中低負荷范圍，降低了運營成本。廢氣鍋爐主要是利用主機運行中排放的廢氣余熱，加熱水或是熱油等媒介從而得到高溫蒸汽或是高溫熱油來供船舶燃油系統(tǒng)、油渣系統(tǒng)、空調(diào)、分油機、供油單元等管路及設備加熱。由于廢氣鍋爐沒有燃料成本，相比燃油鍋爐，在大型船舶中已是標準配置。

在船舶設計中，廢氣鍋爐的蒸發(fā)量要盡可能滿足船舶在大部分工況下的蒸發(fā)量需求，以減少燃油鍋爐的運行時間，從而降低油耗和設備維護成本。廢氣鍋爐蒸發(fā)量取決于主機排放的廢熱量，隨著主機運行功率的降低，主機的排氣量和排氣溫度都有顯著的減少和降低。因此，怎樣最大化的利用主機排放的廢熱成為船舶界非常關注的問題。

1 鍋爐蒸發(fā)量的計算原理及影響因素

1.1 鍋爐蒸發(fā)量計算原理［1］

式中：Q——總換熱量，kJ/h；

T1——鍋爐廢氣進口溫度（通常為主機排氣出口溫度-3℃），℃；

T2——鍋爐出口溫度（一般大于180℃），℃；

Cg——廢氣比熱容（常規(guī)取1.06 kJ/kg·℃），kJ/kg·℃；

G——主機排氣量，kg/h；

D——鍋爐蒸發(fā)量，kg/h；

φ——鍋爐熱散失（一般常規(guī)取4%）；

is——飽和蒸汽焓（0.7 MPa：2768 kJ/kg，0.6 MPa：2757.7 kJ/kg），kJ/kg；

iw——給水溫度下的飽和水焓值（60℃：251.09 kJ/kg，80℃：334.92 kJ/kg），kJ/kg；

G——主機排氣量，kg/h

1.2 影響鍋爐蒸發(fā)量的主要因素

從式（3）可以看出，影響鍋爐蒸發(fā)量的主要參數(shù)為：主機排氣量、主機排氣溫度、鍋爐出口溫度及蒸汽的焓差。

主機的排氣量及排氣溫度是由主機的優(yōu)化方式以及運行負荷等因素決定的，在項目設計初期就已經(jīng)確定，因此一般是無法進行調(diào)整的。

關于蒸汽的焓差，由于常規(guī)船舶設計采用0.6MPa或是0.7 MPa蒸汽系統(tǒng)的比較多，給水溫度通常為60℃或是80℃，其焓差變化范圍非常有限，一般在4%以內(nèi)，因此通過調(diào)節(jié)供水溫度及蒸汽壓力對鍋爐蒸發(fā)量的影響非常有限，并不能起到?jīng)Q定性作用。與此同時，由于總的能量是守恒的，如果不考慮外界散熱差異的因素，所以通過調(diào)節(jié)蒸汽壓力及給水溫度是無法得到收益的。

鍋爐出口溫度是唯一一個可以在設計中根據(jù)需要進行大范圍調(diào)整的參數(shù)，但也受到露點溫度、換熱面積等條件的制約。

1.2.1 露點溫度

由于燃料中含有硫元素，在燃燒過程中硫生成了二氧化硫及三氧化硫，三氧化硫與煙氣中的水分結合形成硫酸。當換熱面的外表面溫度低于煙氣硫化物的凝結溫度時，在換熱面上就會形成硫酸霧露珠，導致?lián)Q熱面腐蝕，稱之為露點腐蝕。對應的硫化物凝結溫度稱之為露點溫度。露點溫度除了與含硫量有關，還與過?？諝庀禂?shù)和三氧化硫的生成量等因素有關。爐膛溫度越高，過剩空氣越少，則燃燒中的硫生成的二氧化硫被氧化的份額越小，露點溫度越低。通常，我國燃料含硫量露點溫度一般在105～130℃。

1.2.2 換熱面積

由于換熱面積直接影響鍋爐的制造成本及鍋爐的體積，對于實際項目而言，鍋爐的設計勢必受到成本及空間布置的限制，因此得到換熱面積與鍋爐蒸發(fā)量的量化關系對于確定鍋爐的設計優(yōu)化點尤為重要。從1.2中可知鍋爐出口溫度是影響鍋爐蒸發(fā)量的主要因素，因此，論證換熱面積與鍋爐出口溫度的關系是對鍋爐最優(yōu)化設計的理論基礎。

根據(jù)流體換熱計算原理，換熱器換熱方程為［2］：

式中：k——換熱系數(shù)（常規(guī)取150 W/m2·K），

W/m2·K；

A——換熱面積，m2；

Δtm——對數(shù)平均溫差，K

由于鍋爐的加熱過程存在相變，因此對數(shù)平均溫差需要按升溫和蒸發(fā)兩個部分分別計算，然后再將兩個部分的結果進行加權平均。計算過程如下：

由式（3），得到蒸發(fā)量 D，然后有：

式中：i——飽和蒸汽溫度下的飽和水焓（170℃：697.32 kJ/kg），kJ/kg

將式（3）代入式（7）得：

因此，可得升溫段對數(shù)平均溫差：

蒸發(fā)段對數(shù)平均溫差：

式中：Q1——升溫階段換熱量，kJ/h；

Q2——蒸發(fā)階段換熱量，kJ/h；

T——升溫段與蒸發(fā)段臨界點處排氣溫度，℃；

T3——給水溫度（一般60℃或80℃），℃；

T4——飽和蒸汽溫度（常規(guī)取170℃），℃；

Δtm1——升溫段對數(shù)平均溫差，K；

Δtm2——蒸發(fā)段對數(shù)平均溫差，K

因此可得總的對數(shù)平均溫差［3］：

最后將計算得到的結果代入式（4）中，即可以得到換熱面積A與鍋爐出口溫度T2的關系式。

通常在設計中，為了得到較大的蒸發(fā)量，最有效的辦法就是降低鍋爐的出口煙氣溫度。然而根據(jù)上文的推導可知鍋爐換熱面積A與出口溫度T2是相互影響、相互制約的。在降低鍋爐出口溫度，獲得更大的蒸發(fā)量的同時，也需要考慮相應換熱面積增大的比例，以得到項目設計中最合理、最有性價比的設計點。

2 基于2500 TEU集裝箱船的鍋爐蒸發(fā)量計算分析及優(yōu)化

2.1 背景介紹

由于近年來大型、超大型集裝箱船的蓬勃發(fā)展，在長距離及大批量運輸上獲得了明顯的優(yōu)勢。但其弊端主要表現(xiàn)在這些大型集裝箱船只能停泊在大型集裝箱碼頭，大批量的貨物需要很多中小型支線集裝箱船進行轉運，因此類似2500 TEU集裝箱船項目的小型支線集裝箱船近年來廣泛受到了市場的追捧。小型支線集裝箱船由于其主要以轉運大箱船的貨物為主，通常主機降功率使用的情況十分普遍，蒸發(fā)量不足的問題較多，因此，下文著重以2500 TEU集裝箱船作為典型案例對鍋爐蒸發(fā)量進行計算分析。

2.2 基于2500TEU項目的鍋爐蒸發(fā)量計算與分析

該船主要參數(shù)：

主機：MAN 6G60ME-C 9.5 Tier II

CMCR：13000 kW×97 r/min

CSR：12060 kW×93.7 r/min

根據(jù)該船規(guī)格書，廢氣鍋爐設計點為主機80%負荷，對應的ISO工況下主機廢氣參數(shù)如下：

主機排氣出口溫度：207℃

主機排氣量：25 kg/s

因此有：

T1=207-3=204℃；

Cg=1.06 kJ/kg·℃；

G=25×3600=90000 kg/h；

T3=80℃；T4=170℃；k=150 W/m2·℃；

is=2768 kJ/kg；iw=334.92 kJ/kg；i=697.32 kJ/kg。

本算例T2的取值范圍為170～240℃，將T2按1K步長進行枚舉并根據(jù)式（1）～式（12）步驟計算得到鍋爐換熱面積A與排氣出口溫度T2的關系，見圖1和表1。

圖1 鍋爐換熱面積A與排氣出口溫度T2的關系

表1 鍋爐換熱面積A與排氣出口溫度T2的關系

從圖1中可以看出，隨著鍋爐排氣出口溫度的降低，需要的換熱面積增幅越來越大。而當排氣溫度低于180℃時，需要的換熱面積增幅明顯加快，當排氣溫度趨近于蒸汽溫度170℃時，需要的換熱面積趨近于無窮大。因此對于蒸汽廢氣鍋爐，考慮到鍋爐的成本及布置的空間，根據(jù)最優(yōu)化設計理念，產(chǎn)生最大化蒸發(fā)量的排氣溫度設計點應維持在比飽和蒸汽溫度高約10K。有條件的話，為了防止在惡劣工況下出現(xiàn)露點硫腐蝕，還應將廢氣鍋爐的排氣溫度設計點適當提高。

本算例根據(jù)計算結果最終取鍋爐排氣溫度181℃作為鍋爐優(yōu)化設計點。經(jīng)鍋爐廠家計算，去掉鍋爐熱散失等消耗以外，實際可獲得蒸發(fā)量為860 kg/h。根據(jù)同工況下的蒸汽耗量計算結果，實耗蒸汽耗量約為1300 kg/h，蒸發(fā)量缺口約為440 kg/h。為此本項目利用類似方法對發(fā)電機廢氣側的最優(yōu)化蒸發(fā)量進行了計算評估，結果見表2。

表2 發(fā)電機組的最優(yōu)蒸發(fā)量結果

根據(jù)表2的最終結果，考慮到組合鍋爐的尺寸及發(fā)電機的運行數(shù)量要求，最終該項目選擇將1大1小2臺發(fā)電機的排氣管組合接入廢氣鍋爐的方案，在計算工況下最大蒸發(fā)量達到1460 kg/h，滿足了全船蒸汽的需求量，最大化節(jié)約了成本及運行能耗。

3 結語

本文利用了換熱器計算的相關原理，對廢氣鍋爐蒸發(fā)量進行了計算與分析，闡明了影響廢氣鍋爐蒸發(fā)量的因素及各因素相互之間的制約關系，尤其是推導了船舶蒸汽廢氣鍋爐換熱面積與排氣出口溫度的關系，這對鍋爐的優(yōu)化設計非常重要。最后通過實例計算并對結果進行了數(shù)據(jù)分析，得出了鍋爐蒸發(fā)量的最優(yōu)化設計理論，同時對鍋爐設計進行了優(yōu)化。

一般情況下，鍋爐排氣出口溫度最低應高于飽和蒸汽溫度10K，同時為了降低鍋爐的建造成本、減小鍋爐的外形尺寸以及防止露點硫腐蝕，在蒸發(fā)量允許范圍內(nèi)，排氣出口溫度應盡可能升高。

在計算蒸汽廢氣鍋爐的對數(shù)平均溫差時應將升溫及蒸發(fā)分別計算，最后再加權平均。由于蒸發(fā)段消耗熱量遠高于升溫段，因此如對計算精度要求不高，可直接將升溫段忽略，利用蒸發(fā)段直接計算對數(shù)平均溫差。

［1］中國船舶工業(yè)集團公司，中國船舶重工集團公司，中國造船工程學會.船舶設計實用手冊——輪機分冊［M］.3版.北京：國防工業(yè)出版社，2013.

［2］楊世銘，陶文銓.傳熱學［M］.北京：高等教育出版社，1998.

［3］史美中，王中錚.熱交換器原理與設計［M］.南京：東南大學出版社，2009.