染整企業(yè)導熱油輸送管網(wǎng)的流動阻損

葛同磊， 徐光全， 張智良， 李國俊， 郁鴻凌

(1.上海理工大學 能源與動力工程學院， 上海 200093; 2. 常州國禮紡織染整有限公司， 江蘇 常州 213144)

染整企業(yè)導熱油輸送管網(wǎng)的流動阻損

葛同磊1， 徐光全2， 張智良1， 李國俊1， 郁鴻凌1

(1.上海理工大學 能源與動力工程學院， 上海 200093; 2. 常州國禮紡織染整有限公司， 江蘇 常州 213144)

針對染整導熱油熱力循環(huán)系統(tǒng)出現(xiàn)的管道阻力增大，而引起循環(huán)系統(tǒng)進出口油溫溫差過大的現(xiàn)象進行分析研究。以企業(yè)為例對導熱油熱力循環(huán)系統(tǒng)的壓降、局部阻力和沿程阻力進行了理論計算和分析。結(jié)果表明：熱油輸送管道的總壓力損失為1 980 kPa，由于膠質(zhì)物黏附在油管內(nèi)壁，使摩擦阻力增大了278 kPa，占運行阻力的14.05%，表明導熱油熱力循環(huán)系統(tǒng)的阻力增大主要是由油管道延長而引起的；當導熱油進出口油溫設計溫差為25 ℃，導熱油速度為2.38 m/s時，由于導熱油運行產(chǎn)生的膠質(zhì)物而引起的沿程阻力增加，可增加575 kPa的阻力損失，所以建議對使用超過1年的導熱油管道進行管道清洗。

導熱油； 熱力循環(huán)系統(tǒng)； 摩擦阻力； 壓降

隨著生產(chǎn)的發(fā)展，染整設備的增加，導熱油輸送管道延伸，供熱油量增大，引起管道阻力增大。同時，導熱油長時間的高溫加熱，發(fā)生了復雜的化學變化，部分導熱油中的烷烴鏈發(fā)生分解，分解后帶有較長自由基的烷烴重新偶合，形成黏度較大的膠質(zhì)物，這種膠質(zhì)物黏附在油管內(nèi)壁，也是引起管道阻力增大的重要因素[1-3]；因而引起輸送油管內(nèi)的導熱油油量降低，生產(chǎn)工序所需熱量不夠，導致部分工藝中導熱油供熱量不能滿足工藝生產(chǎn)要求，回油油溫降低較大。本文從能量平衡和管網(wǎng)阻計算的理論分析，得出染整行業(yè)導熱油熱力循環(huán)系統(tǒng)阻力產(chǎn)生的主要原因，并提出了解決方法。

1 導熱油循環(huán)供熱原理

導熱油熱力循環(huán)系統(tǒng)由導熱油鍋爐，導熱油輸油管網(wǎng)，輸油泵以及用能設備和壓力、溫度調(diào)控系統(tǒng)組成。

染整行業(yè)導熱油熱力循環(huán)系統(tǒng)的供熱原理：導熱油在導熱油鍋爐中吸熱升溫后，由導熱油泵提供動力，送到染整各個工序中；高溫導熱油提供熱量做功后，溫度降低，然后經(jīng)回油管路返回導熱油鍋爐，在爐內(nèi)吸收熱量升溫，完成一個熱力循環(huán)，然后進行下一個熱力循環(huán)。染整企業(yè)導熱油熱力循環(huán)工作原理見圖1。導熱油熱力循環(huán)控制系統(tǒng)操作方法：以導熱油進出口油溫差的變化來控制熱力管網(wǎng)的循環(huán)油量，實現(xiàn)對整個熱力系統(tǒng)供熱的調(diào)節(jié)。

圖1 染整企業(yè)導熱油熱力循環(huán)工作原理圖

2 導熱油流動阻力計算

本文以常州國禮紡織染整有限公司導熱油供熱系統(tǒng)為例。該系統(tǒng)由1臺5.016×107kJ的燃天然氣導熱油鍋爐，5臺輸油循環(huán)泵(2臺11 kW三相異步電動機、2臺55 kW三相異步電動機、1臺75 kW三相異步電動機)，導熱油管路系統(tǒng)以及壓力、溫度計等組成。熱源主要向2臺5 T/h蒸汽發(fā)生器、3臺定型機、4臺烘燥機、2臺蒸化機供熱。目前導熱油熱力循環(huán)系統(tǒng)的運行參數(shù)：L-QC310導熱油，導熱油50 ℃時的運動黏度為25.70 mm2/s，導熱油殘?zhí)贾禐?.508 8%；出油壓力為0.4 MPa、出油溫度為275～280 ℃；回油壓力為0.15 MPa、回油溫度為240～245 ℃；該導熱油熱力循環(huán)系統(tǒng)導熱油設計進、出口油溫差為25 K，實際進、出口油溫溫差為30～35 K，導致印花烘燥工藝的實際溫度低于該工藝的最佳操作溫度范圍。

2.1 導熱油供熱管道總阻力計算

在導熱油熱力循環(huán)系統(tǒng)的控制參數(shù)界定，導熱油鍋爐本體除外，以鍋爐進、出口的導熱油流通截面、導熱油供熱管路、各流通截面處的導熱油熱力參數(shù)等作為一個流動控制體，在控制體內(nèi)由輸油泵循環(huán)作功[4-6]。

輸油泵向系統(tǒng)提供的有效功率P為

(1)

式中η1為電動機傳動效率，數(shù)值為0.75～0.9。

將電動機額定功率帶入式(1)中，得到輸油泵向系統(tǒng)提供的有效功率為172 kW。

在具有油泵的控制體中，計算導熱油管路的總阻力，采用有機械功輸入的總流伯努利方程[7]：

式中：v1，v2為導熱油的流速；z1，z2為導熱油的位置高度，由于管道高度變化不大，z1和z2的差值可忽略不計；α1，α2為動能修正系數(shù)，一般工程計算中通常近似取1；hs為油泵的揚程；hw為管道阻力損失(揚程)。

式中：qm為質(zhì)量流量；s為管道橫截面積；d為管道直徑。帶入數(shù)據(jù)可得，油泵的揚程hs=249 m; 管道阻力損失(揚程)hw=285 m。

2.2 導熱油供熱工藝系統(tǒng)阻力計算

該公司由導熱油供熱的生產(chǎn)工藝有蒸化工藝、印花及定型工藝，高溫導熱油通過換熱器加熱循環(huán)空氣向工藝設備供熱，換熱器由螺旋翅片式管束組成。導熱油輸油管道根據(jù)輸送路徑分成4級導熱油輸送管道，導熱油鍋爐進、出油管道為主油管道，主油管道分送到各個工藝車間的油管為二級油管道，分送各個工藝中每臺設備的油管為三級油管道，以及工藝設備中的換熱器管道，4級管道的設計參數(shù)見表1。

表1 各段管道的參數(shù)

2.2.1 水力摩擦阻力系數(shù)λ的確定

該系統(tǒng)的運行參數(shù)為：導熱油出油溫度275～280 ℃，進油溫度240～245 ℃，取中間溫度260 ℃，此時L-QC310導熱油的運動黏度γ為0.31 mm2/s，即0.31×10-6m2/s;導熱油密度為729 kg/m3。主油管路中，導熱油速度為1.7 m/s。

通過公式計算主油管道的雷諾數(shù)

該企業(yè)導熱油輸送管道選用的是無縫鋼管，新鋼管管壁的絕對粗糙度取e=0.06 mm。

新鋼管管壁的相對當量粗糙度ε[8]為

水力光滑區(qū)的雷諾數(shù)為

粗糙區(qū)的雷諾數(shù)為

因為Re1

主油管道的水力摩擦阻力系數(shù)為

同理，依據(jù)上面的計算方法，可求得其他各段管道的水力摩擦阻力系數(shù)：二級油管段的水力摩擦阻力系數(shù)為0.015 8，三級油管段的水力摩擦阻力系數(shù)為0.018 8，換熱器管段的水力摩擦阻力系數(shù)為0.032 8。

2.2.2 沿程摩擦阻力hf的計算

管內(nèi)沿程摩擦阻力一般采用達西公式進行計算：

壓降計算公式為

P=ρghf

求得各管段的沿程摩擦阻力及壓降，結(jié)果見表2。

表2 各段管道的沿程摩擦阻力hf及壓降

2.2.3 局部摩擦阻力的計算

利用實驗確定局部摩擦阻力時，通常用式(2)進行計算：

(2)

式中ξ為局部摩擦阻力系數(shù)。

在工程實際中，為了便于把局部摩擦阻力和沿程摩擦阻力合并計算，通常把局部摩擦阻力換算為當量管長的沿程摩擦阻力[9-10]。

(3)

對比式(2)與式(3)可得：

(4)

若求管道的總局部摩擦阻力，首先應計算油管段各個部分的摩擦阻力。

由該公司提供的材料及器材表可知，各管道油管路主要包含90°彎頭、止回閥、閘閥、45°彎頭、三通，其l/d的當量值分別為55、135、16、15、100、60[11-12]。由式(4)可求得各油管段中每種變徑的局部摩擦阻力系數(shù)ξi，每種管段的ξ為ξi×ni，由式(2)及P=ρghj可求得各管段的hj和壓降。詳細參數(shù)及結(jié)果如表3所示。

根據(jù)表2、3計算可知，導熱油熱力循環(huán)系統(tǒng)的總摩擦阻力為245 m，壓降為1 702 kPa。

表3 各種變徑的參數(shù)及各管段的ξ、hj、壓降

2.3 數(shù)據(jù)分析

在導熱油熱力循環(huán)系統(tǒng)的控制參數(shù)界定作為一個控制體，導熱油輸送管道的總壓降為1 980 kPa。不考慮該控制體內(nèi)的油管內(nèi)壁是否有膠質(zhì)物黏附，由理論分析得整個管段的總壓降為1 702 kPa。由此可見，控制體內(nèi)的實際壓降比理論壓降多278 kPa。這是由于導熱油在使用過程中產(chǎn)生了膠質(zhì)物黏附在油管內(nèi)壁，使壓降增大了278 kPa。內(nèi)壁膠質(zhì)物黏附增加的壓降僅占運行阻力的14.05%，表明目前該導熱油熱力循環(huán)系統(tǒng)的阻力主要是導熱油管道的阻力，即阻力增大是油管道延長引起為主要因素。

3 解決方案

針對該公司的現(xiàn)有導熱油熱力循環(huán)系統(tǒng)的運行現(xiàn)狀，按照導熱油鍋爐系統(tǒng)(2臺導熱油加熱的蒸汽蒸發(fā)器)結(jié)構、導熱油輸送回路的油管道長度、不同種類的管子直徑，推算出目前導熱油管道的絕對粗糙度e為0.135 mm。

在導熱油熱力循環(huán)系統(tǒng)不變的狀況下，為保證導熱油供熱量，以提高導熱油流速來縮小導熱油進出口溫差。目前，導熱油進出口油溫實際溫差為35 ℃，導熱油進出口油溫設計溫差為25 ℃。根據(jù)熱量平衡可求得主管道導熱油速度為2.38 m/s。

由上述理論計算方法知，導熱油管道的絕對粗糙度e為0.06 mm時，整個管段的總壓降為3 253 kPa。

在不進行清洗油管內(nèi)膠質(zhì)物的情況下，即粗糙度e為 0.135 mm，導熱油進出口油溫設計溫差為25 ℃，導熱油速度為2.38 m/s。按照上述計算方法，整個管段的總壓降為3 828 kPa。相對于新管管壁e為0.6 mm，其他條件不變時，可增加575 kPa的阻力損失。導熱油熱力循環(huán)系統(tǒng)能夠克服的總壓降為1 980 kPa，需另提供壓降為1 848 kPa才能滿足設計要求。

對導熱油油管道進行清洗，并工作1年后，粗糙度e取0.08 mm，導熱油進出口油溫設計溫差為25 ℃，導熱油速度為2.38 m/s。按照上述計算方法，整個管段的總壓降為3 436 kPa，需提供壓降為1 456 kPa才能滿足設計要求。

4 結(jié) 論

1) 導熱油熱力循環(huán)系統(tǒng)供油回路的進、出口實際溫差增大的主要原因是由于導熱油供給管道長度的增加，引起流動阻力增加，造成導熱油循環(huán)油量減少，總體載熱量不足。

2) 在供油循環(huán)回路進、出口設計溫差為25 ℃，導熱速度為2.38 m/s的運行參數(shù)不變的情況下，油管道內(nèi)由于導熱油運行產(chǎn)生的膠質(zhì)物而引起的沿程阻力增加，可增加575 kPa的壓降。建議對使用超過1年的導熱油管道進行管道清洗。

FZXB

[1] 張濤, 楊帆，張開瑞，等. 羥基硅油改性水性聚氨酯涂料的制備及其印花性能 [J].紡織學報,2015, 27(4): 57-59. ZHANG Tao，YANG Fan, ZHANG Kairui, et al. Synthesis and printing performances of waterborne polyurethane coating modified by hydroxyl silicone oil[J]. Journal of Textile Research, 2015, 27(4): 57-59.

[2] 郁建一.導熱油管路的結(jié)焦及清焦[J].生產(chǎn)實踐, 1997(1):45-46. YU Jianyi. Heat transfer oil line coking and deco-king[J]. Production Practice,1997(1):45-46.

[3] 汪琦, 俞紅嘯, 張惠芬， 等. 導熱油爐的清灰除焦與運行檢驗研究[J].化工裝備技術, 2015, 36(2):10-13. WANG Qi, YU Hongxiao, ZHANG Huifen, et al. Research on dust and cocking removal and operational test of hot oil furnace[J]. Chemical Equipment Technology, 2015, 36(2):10-13.

[4] 沈丹丹, 郁鴻凌， 楊士杰, 等. 印染工藝流程中定型機節(jié)能潛力分析[J]. 能源研究與信息, 2012, 28(4):216-220. SHEN Dandan, YU Hongling, YANG Shijie, et al. Energy-saving potential analysis of the setting machine in the printing and dyeing Process[J].Energy Research and Information, 2012,28(4): 216-220.

[5] 孫文策. 工程流體力學[M]. 3版. 大連：大連理工大學出版社, 2012: 66-68. SUN Wence.Engineering Fluid Mechanics[M]. 3rd ed. Dalian: Dalian University of Technology Press, 2012:66-68.

[6] 賀益英, 孫淑卿, 毛世民. 彎管局部阻力系數(shù)的試驗研究[J]. 水利學報, 2003(11): 54-58．

HE Yiying, SUN Shuqing, MAO Shimin. Experimental study on local loss coefficient of bend in pipeline[J].Shuili Xuebao, 2003(11): 54-58.

[7] 張明. 油氣運輸管道的設計[J]. 當代化工, 2013, 42(8): 1133- 1138. ZHANG Ming. Design of oil and gas transmission pipelines[J].Contemporary Chemical Industry,2013, 42(8): 1133- 1138.

[8] 李國俊. 寶鋼蒸汽系統(tǒng)運行參數(shù)優(yōu)化研究[D]. 上海:上海理工大學, 2008:32-41. LI Guojun. Bao steel company′s steam system operation parameters optimization research[D]. Shanghai: University of Shanghai for Science and Technology,2008:32-41.

[9] 王國維, 王盛智, 王為民. 導熱油管道的壓力計算[J]. 遼寧石油化工大學學報, 2014,34(5):36-39. WANG Guowei, WANG Shengzhi, WANG Weimin. Heat transfer oil pipeline pressure calculation[J]. Journal of Liaoning Shihua University 2014,34(5): 36-39.

[10] 張勤, 周小紅. 二種滲透式纖維空氣分布系統(tǒng)的布風管送風特征 [J].紡織學報,2015,36(4):140-145. ZHANG Qin，ZHOU Xiaohong. Study on air supply characteristics of air distribution pipe of two permeable fiber air dispersion system [J]. Journal of Textile Research, 2015, 36(4):140-145.

[11] TIMITE B, PEERHOSSAINI H, CASTELAIN C. Pulsatile viscous flow in a curved pipe effects of pulsation on the development of secondary flow[J]. International Journal of Heat and Flow, 2010(31): 879-896．

[12] 方晞,張莉平.黃河高濁度水沉淀池排泥管道阻力計算[J]. 中國給水排水,2004,20(7)：71-73. FANG Xi, ZHANG Liping. Resistance calculation for mud pipe of settling tank for high tur-bidity yellow river water[J]. China Water & Wastewater, 2004, 20(7)：71-73.

Flow resistance of pipe network for transporting thermal oil in dyeing and printing industry

GE Tonglei1, XU Guangquan2, ZHANG Zhiliang1, LI Guojun1, YU Hongling1

(1.SchoolofEnergyandPowerEngineering,UniversityofShanghaiforScienceandTechnology,Shanghai200093,China; 2.ChangzhouGuoliTextileDyeingandFinishingCo.,Ltd.,Changzhou,Jiangsu213144,China)

The increase of pipeline resistance of heat transfer oil heating system during dyeing and finishing process would lead to great temperature difference between import and export. Theoretical calculation and analysis about pressure drop, local resistance and frictional resistance of the heating system was carried out taking an enterprise as an example. The results show that the total pressure loss of hot oil pipeline is 1 980 kPa. The frictional resistance increased 278 kPa as the gel adhesive on the inner wall of the tubing, accounting for 14.05%. Therefore, the resistance of oil pipeline is mainly caused by heat conduction oil heating cycle system. When the designed temperature difference between oil import and export is 25 ℃ and the oil speed is 2.38 m/s, the heat conduction oil colloids can increase the resistance loss of 575 kPa. It is suggested that the heat conduction oil pipe should be cleaned when it is in use more than one year.

heat transfer oil; thermodynamic cycle system; friction resistance; pressure drop

10.13475/j.fzxb.20151004905

2015-10-20

2016-03-10

葛同磊(1988—)，男，碩士生。研究方向為節(jié)能減排。郁鴻凌，通信作者，E-mail：yuzhenyk@163.com。

TS 198

A