常压锅炉供热系统的工程实践及问题探讨

孙宪锋（上海交通大学规划建筑设计有限公司，上海200030）

常压锅炉供热系统的工程实践及问题探讨

孙宪锋
（上海交通大学规划建筑设计有限公司，上海200030）

通过对常压热水锅炉供热系统的工程实践，结合基础理论，给出锅炉膨胀水箱设置高度的计算方法，出水温度的确定方法，水泵扬程的选取方法以及紧凑的锅炉设备布置方案。同时给出系统设计的经验取值。

常压热水锅炉；膨胀水箱；出水水温；汽化；水泵扬程；灌注高度；饱和压力

0 引言

图1 项目效果图

目前，燃气锅炉房设置位置规范中要求严格，但常（负）压燃气锅炉房的位置选择要求较宽松，可设置在屋顶上，距离通向屋顶的安全出口不应小于6m[1]。真空锅炉其系统运行严重依赖真空泵连续稳定的安全运行，真空度要求较高，长时间运行真空度的保证率降低，而常压锅炉本体开孔与大气相通，在任何工况下，锅炉水位线处表压力均为零，锅炉本体始终处于常压状态运行，故常压热水锅炉在工程中有较广泛的应用。图1为上海闵行区某商业办公项目，项目施工过程中热源形式由电蓄热锅炉调整为燃气热水锅炉，电蓄热锅炉设置地下三层，无法直接调整为燃气锅炉房，热源位置最终调整于地上单体建筑的屋面。工程实践中，随之产生了诸多问题和思考。利用暖通专业基础理论对常压热水锅炉供热系统设计时出现的问题进行分析并阐述解决方法，以供类似项目工程设计时参考。

1 机房面积受限时常压热水锅炉的平面布置解决方案

热源总热量为6.3MW，建设方要求4台锅炉配套使用，热功率分别为:2.1MW2台，0.7MW和1.4MW各1台。锅炉房的面积须控制在74m2且形状不规则的房间内，既有建筑改造，泄爆口大小宜受限，如图2a）所示。如何解决狭小空间的设备布置问题，方法如下:

方法一:燃气锅炉与水泵、补水定压设备等辅机分隔设置在不同房间，以减少泄爆面积以及避免过多采用防爆型设备。循环水泵等设备分割设置于常压热水锅炉房的下层。

方法二:常压锅炉立式与卧式相结合布置，相同热功率的立式常压热水锅炉（≤0.7MW可为立式）比卧式节省的占地面积约为40%。单台0.7MW选用立式常压热水锅炉，其余三台为卧式常压热水锅炉，实现了74m2锅炉房布置4台锅炉的需求，且锅炉与建筑净距均满足G B50041-2008表4.4.6[2]要求。如图2b）所示。

结论1:工程应用中，常压热水锅炉立式比卧式节省占地面积，当机房面积受限时可搭配布置。燃气锅炉的辅机设备可分隔设置在不同房间，以减少泄爆面积。

图2 锅炉房平面图及锅炉布置平面图a）锅炉房平面图b）锅炉布置平面图

2 常压锅炉的膨胀水箱设置高度的确定

膨胀水箱高位设置以达容纳膨胀水，补水以及定压的功能。对于常压锅炉而言，炉体顶部通常不承受供热系统的水柱静压力，膨胀水箱的设置高度越低越经济。如何确定其合理的设置高度，即让炉筒内水不发生局部汽化，又能保证循环水泵入口处不发生气蚀。常压热水锅炉系统模型简图如图3、图4所示[3]。

依图3示建立膨胀水箱最低液位O-O断面和顶部出水管S-S断面之间的伯努利方程式[4]:

式中P0—当地冬季大气压力，P a；

VO—水箱液面处流速，m/s，可取0；

Vs—锅炉出水管处流速，m/s；

ZO—水箱最低液位标高，m；

Zs—锅炉出水管中心标高，ZO-Zs=h，m；

图3 常压热水锅炉出水管及膨胀水箱设置位置

图4 常压热水锅炉循环水泵设置位置

Ps—锅炉出水管处的压强[2]，P a；

g—自由落体加速度，m2/s；

ρ—设计出水温度下水的密度，k g/m3；

ΔhS—水箱至锅炉出水管段（最高点）断面S-S的水头损失，m。

在工程设计中，公式（3）中的有关参数可做简单量化处理:

常规设计，常压热水锅炉的额定热功率范围为0.25-2.8MW，出水管管径为DN65-DN200；锅炉出水管处流速Vs可结合管内水流速限值要求取0.9-2.3m/s[5]；（Vs）2/2g取值范围可近似为0.041-0.27m；Δhs包含沿程水头损失hf和局部水头损失hm，沿程水头损失hf可应用水力计算表[5]，比摩阻59.27-326.05P a/m，直管段长度范围为1.28-2.64m，给出hf取值范围0.008-0.086m，局部水头损失hm包括:1）锅炉水侧水头损失0.1-0.4m，2）进出水圆弯管及水箱出口局部水头损失0.09-0.59m（单个弯管ξ=0.72，2支；水箱出口ξ=0.75）。故hm取值范围为0.19-0.99m。其中（Vs）2/2g+Δhs取值范围为0.24-1.34m，（Ps-P0/ρg）取值越小，h的取值越小。Ps-P0=0时，即可保证锅炉运行不超压，膨胀水箱设置高度亦越小。综述，对于常压热水锅炉供热系统而言，膨胀水箱的液面设置高度h为1.34m时，各类常压锅炉炉筒内水不发生局部汽化，卧式常压锅炉最小型号h0高度为1.16m，灌注高度HZ〉1.34+1.16=2.5m〉2m[3]（最小灌注高度限值），可保证循环水泵入口处液体不汽化，避免产生汽蚀。

结论2-1:工程设计中，当循环水泵设置高度不高于锅炉所在平面时，膨胀水箱最低水位至出水管的高差h取1.34m可满足常规设计要求。

结论2-2:膨胀水箱设置高度受限仍需降低时，可通过公式（3）计算确定h值并校对HZ值是否满足要求。

因建筑条件受限，水箱拟设置于该建筑角楼高出处，角楼为穹顶构造，选用的立式锅炉与卧式锅炉因构造不同，设备高度h0（mm）差距较大，立式常压锅炉Φ1500×3500（h0），卧式常压锅炉3700×1880×2080（h0），常压热水锅炉即不能承压的开式热水器[6]，同一个高位膨胀水箱定压对卧式常压热水锅炉来说是不安全的，且合用膨胀水箱体积大，对于穹顶构筑物，水箱高度设置就更受限，故立式和卧式锅炉分别设置膨胀水箱，分设于两个角楼内（角楼剖面如图5、图6所示）。

将常压热水锅炉供热系统简化如图3所示，膨胀水箱最小容积的计算如下。

式中Vmin—水箱的最小有效容积，m3；

Vp—系统膨胀水量，m3；

Vt—水箱的调节容积（考虑系统泄漏补水的调

节容积），m3。

式中α—热膨胀系数，K-1，α取值0.0005；

dT—温度的变化，K。

计算立式和卧式锅炉水系统膨胀水箱的设置高度，首先计算分设于两个角楼内的膨胀水箱最小容积。

2.1 卧式常压锅炉供热系统膨胀水箱容积Vmin计算

已知:系统内水的总体积（保有水量）V=17.1m3，锅炉运行前水温按照5℃计算，系统加热后水温按照供回水的平均水温计取70℃，根据质量守恒定律和公式（5），可计算Vp=0.57m3；

供热系统小时补水量按照系统水容量5%计，调节容积Vt按照1小时补水量计算，可计算Vt=0.86m3；由公式（4）计算Vmin=1.43m2。依《03R401-2开式水箱》选择2.0m3方形开式水箱，箱体尺寸长×宽×高（mm）: 1400×1400×1200，结合结论2-1，h取1.34m，膨胀水箱的布置剖面图如图5所示。

图5 卧式锅炉膨胀水箱布置剖面图

图6 立式锅炉膨胀水箱布置剖面图

2.2 立式常压锅炉供热系统膨胀水箱容积Vmin计算

已知:系统内水的总体积（保有水量）V=1.6m3，锅炉运行前水温按照5℃计算，系统加热后水温按照供回水的平均水温计取70℃，根据质量守恒定律和公式（5），可计算Vp=0.05m3；

供热系统小时补水量按照系统水容量5%计，调节容积Vt按照1小时补水量计算，可计算Vt=0.08m3；由公式（4）计算Vmin=0.13m2。依《03R401-2开式水箱》选择0.5m3方形开式水箱，箱体尺寸长×宽×高（mm）: 900×900×900，结合结论2-2，h取1.34m无法实现（高出角楼最高点），故结合公式（3）计算h=0.7m，因循环水泵设置高度低于锅炉，水泵设置标高-13.88m，锅炉设置标高19.32m，灌注高度HZ满足要求。膨胀水箱的布置剖面如图6所示。

结论2-3:工程应用中，常压热水锅炉立式与卧式搭配布置时，应尽可能搭配高度相近的卧式和立式锅炉，减少定压系统的数量。

3 常压热水锅炉出水温度的确定

观点一:常压热水锅炉房可用于供水温度≤95℃的热水介质供应系统，锅炉的单台功率≤2.8MW[7]；

观点二:常压热水锅炉，额定热功率≤2.8MW，额定出口水温不宜大于85℃[3]；

观点三:热水锅炉的出口水压，不应小于锅炉最高供水温度加20摄氏度相应的饱和压力[2]。

因热水锅炉运行时，锅炉出力与外部热负荷不相适应，或因锅炉本身的热力或水力不均匀性，会使锅炉出水温度或局部受热面中的水温超出设计出水温度。运行实践证明[2]，温度富裕度高于20℃时，可防止汽化的产生。常压锅炉本体开孔与大气相通，膨胀水箱的设置高度越低越好，减小锅炉炉筒静水压力，结合问题2的结论当（PS-P0）近似为零时，对系统正常运行是较为有力的。所以出口水温度可根据当地大气压力和特殊使用条件进行调整。锅炉的出水温度建议取值为当地冬季大气压对应的饱和水温度低20℃。作为适用于全国各地区的实施规范而言，观点三描述较为严谨，我国地域辽阔，冬季室外大气压[8]范围较广58390（那曲）-102710P a（天津），相应的饱和水物理参数[9]范围为85-100.3℃（等差值法计算），常压热水锅炉的出水温度建议65-80.3℃较为合适，标准大气压下，若常压热水锅炉出水温度设置为85℃，安全余度为15℃＜20℃，发生炉筒内水汽化的概率仍会加大，亦不安全。当大气压力为一定值时，降低水泵入口处的水温（水的汽化压力）是影响膨胀水箱的设置高度的主要因素[10]，所以在满足末端用水水温和水泵灌注高度HZ前提下，通过加大安全富裕度，降低出水温度亦可降低膨胀水箱的设置高度，降低水柱静压力对炉体的影响。结合上述分析，结合上海冬季大气压值立式与卧式常压热水锅炉的出水温度设计为80℃。

结论3:工程应用中，锅炉出口水温度建议根据当地大气压力和特殊使用条件进行确定，给予系统运行足够的富裕度[11]（〉20℃）、安全度。

4 常压锅炉与供暖系统间接连结时循环水泵参数的选取

常压锅炉与供暖系统间接连结的简单描述:系统配置换热器，将不能承压的常压锅炉水循环与承压的末端供暖系统分开[12]。常压热水锅炉供热系统循环水泵的配置包含三个方面，一是流量，二是水泵承压，三是扬程H，有关循环水泵流量的选取暖通书籍中所描述的计算方法均一致，但设计过程中应注意供热系统温差要与锅炉额定温差相匹配[3]；循环水泵的承压能力与其设置位置有着密切的关系，选型时应确保其承压能力大于水系统可能出现的最高压力，尤其是水泵设置高度低于锅炉所在平面时，一定要考虑水柱静水压力对水泵的影响；循环水泵的扬程，设计过程中套用措施[7]公式（6）时，因水泵设置平面远低于锅炉所在平面，循环水泵轴线与锅炉的最高水位的位差较大，水泵扬程计算过大。手册[3]及措施[7]中对循环水泵扬程的描述较有差异，但具有其各自的适用范围，所以设计中不可盲目套用。

描述一:常压热水锅炉系统循环水泵的配置，当锅炉房设置在供热系统最高建筑屋顶时，或循环水泵的安装高度高于供热系统的最高点时:

式中H—循环水泵扬程，m；

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h′—循环水泵轴线和锅炉（或与锅炉通气管连为一体的锅炉水箱）的最高水位位差，m；

Δh1—循环系统最不利环路的供、回水母管的阻力，m；

Δh2—循环系统最不利用户内部的阻力或调节

要求压差值，m；

Δh3—锅炉房内部管道系统阻力，m；

Δh4—设计富裕量，m，取2-5m。

描述二:常压热水锅炉系统循环热水泵扬程按以下公式计算:

式中K2—扬程富裕系数，取1.1-1.2；

h0—用户系统最高点与锅炉水位的高差，m；

a—附加富裕压力，m，取2-3m；

H1—锅炉房内部系统压力损失（包括集分水器，除污器，无压锅炉等），m，一般可按照5-8m估算；

H2—室外供热管网最不利环路供回水管压力损失，m；

H3—用户内部供暖系统压力损失，m。

描述一，不具备广泛性，对热水循环泵设置高度低于锅炉所在平面的间接连结供热系统而言，此算法会使水泵扬程偏离实际值较大。公式（6）对循环水泵与锅炉设置于同一层面的系统较实用；描述二对常压锅炉与供暖系统间接连结时应用起来较复杂，不够简洁，但具备普遍性。通过流体力学模型，对常压锅炉与供暖系统间接连接的循环水泵扬程可进行简化计算。

常压锅炉与供暖系统间接连结的一次侧采用较低的开式膨胀水箱定压，建筑物的二次供热系统则另外配置循环水泵及定压装置。将此系统一次侧循环系统简化如图7所示。

图7 常压锅炉与供暖系统间接连结简化模型

建立有能量输入的1-1与2-2断面的恒定总流能量方程式:

式中P1，P2—当地冬季大气压力，可视为PO，P a；

V1，V2—1，2断面的平均流速，m/s，锅炉连通大气液面处流速，可取0m/s；

Z1，Z2—1，2断面相对于选定基准面的高程，Z2-Z1=h，m；

α1，α2—1，2断面的动能修正系数，α=1.05-1.1[4]，实际工程中取1；

hl1-2—1，2两断面间的平均单位水头损失，含沿程水头损失和局部水头损失，m；

可拆分为h1、h2、h3:

h1:锅炉房各种设备（包括换热器，除污器，集分水器，常压锅炉等）阻力损失，m；

h2:最不利管路的沿程水头损失，m；

h3:最不利管路阀门及管件的局部水头损失，m。

考虑到工程实际应用，水管处流速V可结合管内水流速限值取≤2.3m/s[5]，并考虑一定的富裕值K2（K2= 1.1-1.2），公式（10）可简化为:

结论4:措施与手册中的常压热水锅炉扬程计算方法均有其实用条件，不可盲目套用。常压锅炉与供暖系统间接连结的形式在工程设计中较为常用，且水泵设置高度一般不高于锅炉所在平面，其循环水泵的扬程计算可做相应简化，一般不会超过15m，具体项目实施过程中可按照公式（11）详细核算。

5 结语

常压热水锅炉较其他锅炉因其诸多优势在实际工程中较多采用，前辈们对该供热系统设计及运行中应该注意的问题做过大量总结，但工程应用中还会出现不同问题，特将某工程常压锅炉供热系统设计中遇到的问题及解决方法整理供类似设计参考。

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Engineering Practice and Discussion on Its Problem of Atmospheric Hot Waterboiler Heat Supply System

SUN Xian-feng
（Shanghai Jiaotong University Planning&Architectural Design Insitute Co.，Ltd，Shanghai 200030，China）

B a s e d on a com b ination o f t h eoretical b a s i s a s w ell a s t h e en g ineerin g p ractice o f h ot w ater b oiler h eat s u pp ly s y s tem，t h i s t h e s i s p re s ent s a met h o d o f d eterminin g t h e in s tallation h ei gh t o f e xp an s ion tan k s f or t h e b oiler，a met h o d o f d eterminin g w ater tem p erature，a s w ell a s a met h o d o f s electin g p um p h ea d an d t h e com p act d ra w in g o f t h e b oiler equi p ment layout.I n a dd ition，t h i s t h e s i s p re s ent s em p irical v alue s o f h eatin g s y s tem d e s i g n.

atmo sph eric h ot w ater b oiler；e xp an s ion tan k；outlet w ater tem p erature；v a p ori z ation；p um p h ea d；p er f u s ion h ei gh t；s aturation p re ss ure

10.3969/J.ISSN.2095-3429.2017.03.017

T U833

B

2095-3429（2017）03-0065-06

2017-05-15

修回日期：2017-06-06

孙宪锋（1984-），男，辽宁大连人，本科，工程师，从事暖通空调设计工作。