孫寶芝，郭家敏，史智俊，楊龍濱，宋福元

（1哈爾濱工程大學(xué)動(dòng)力與能源工程學(xué)院，黑龍江 哈爾濱150001；2中國(guó)船舶重工集團(tuán)公司第703研究所，黑龍江 哈爾濱150078）

引 言

船用蒸汽蓄熱器以其優(yōu)越的工作特性被應(yīng)用于航空母艦蒸汽彈射系統(tǒng)，其作為能量存儲(chǔ)設(shè)備為艦載機(jī)的彈射提供所需蒸汽［1－3］，它的應(yīng)用可以緩沖彈射過(guò)程帶給鍋爐的巨大擾動(dòng)，為系統(tǒng)的平穩(wěn)運(yùn)行提供有利條件［4－5］。由于船用蒸汽蓄熱器內(nèi)同時(shí)存在蒸汽與水兩種相態(tài)工質(zhì)，在極短時(shí)間的充汽過(guò)程中，蓄熱器內(nèi)部存在多種復(fù)雜的熱量、質(zhì)量傳遞與流動(dòng)過(guò)程，在此過(guò)程中水和蒸汽的參數(shù)均會(huì)發(fā)生劇烈的變化，因此船用蒸汽蓄熱器內(nèi)部工質(zhì)狀態(tài)參數(shù)變化趨勢(shì)及機(jī)理的相關(guān)研究對(duì)于船用蒸汽蓄熱器的優(yōu)化及保障艦載機(jī)彈射過(guò)程的安全運(yùn)行至關(guān)重要。

目前國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)蒸汽蓄熱器系統(tǒng)已經(jīng)做了廣泛研究［6－15］，胡繼敏 等［8－11］根據(jù) 變 質(zhì) 量 熱 力 學(xué) 與 黏性流體力學(xué)，針對(duì)蒸汽蓄熱器的充汽過(guò)程，建立了充汽數(shù)學(xué)及仿真模型，研究了蓄熱器系統(tǒng)的充汽動(dòng)態(tài)特性及受汽源參數(shù)的影響情況。楊元龍等［12－13］根據(jù)船用蒸汽蓄熱器的運(yùn)行特點(diǎn)，利用CFX計(jì)算軟件對(duì)蒸汽蓄熱器的充汽過(guò)程進(jìn)行數(shù)值模擬，研究緩慢與快速兩種充汽模式下蓄熱器的動(dòng)態(tài)特性，同時(shí)探討了蓄熱器水位及初始?jí)毫?duì)充汽過(guò)程系統(tǒng)內(nèi)各物理參數(shù)的影響規(guī)律。Baldini等［14］針對(duì)蒸汽蓄熱器的實(shí)際工作特點(diǎn)，認(rèn)為蓄熱器的筒體在工作過(guò)程中是絕熱的，同時(shí)不考慮金屬筒體蓄熱引起的工質(zhì)溫度及蒸汽質(zhì)量的變化，通過(guò)集總參數(shù)法建立了蓄熱器的計(jì)算模型。Shnaider等［15］通過(guò)一系列簡(jiǎn)化處理搭建了可用于描述蓄熱器工作過(guò)程的數(shù)學(xué)模型，此模型中蓄熱器內(nèi)部工質(zhì)的狀態(tài)參數(shù)均由壓力決定，作者通過(guò)對(duì)比仿真結(jié)果與真實(shí)的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)，證實(shí)了模型的準(zhǔn)確性。

目前只有美國(guó)全面地掌握了蒸汽彈射器的設(shè)計(jì)與制造技術(shù)，由于其特殊的軍事應(yīng)用背景以及相關(guān)國(guó)家出于對(duì)事關(guān)國(guó)防核心技術(shù)的封鎖，使得相關(guān)研究的文獻(xiàn)報(bào)道很少。鑒于此，本文借助小型船用蒸汽蓄熱器實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)，以增壓鍋爐提供所需過(guò)熱蒸汽，在分析船用蒸汽蓄熱器的實(shí)際工作特性及控制邏輯后，通過(guò)控制變量法有針對(duì)性地對(duì)幾個(gè)可能影響蒸汽蓄熱器充汽性能的運(yùn)行參數(shù)進(jìn)行了研究，考察運(yùn)行參數(shù)的改變對(duì)蓄熱器內(nèi)部工質(zhì)狀態(tài)參數(shù)影響規(guī)律，為系統(tǒng)優(yōu)化和控制提供技術(shù)依據(jù)。

1 船用蒸汽蓄熱器實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)

本文所利用的船用蒸汽蓄熱器實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)及其主要結(jié)構(gòu)參數(shù)、技術(shù)指標(biāo)以及測(cè)量?jī)x器型號(hào)和誤差等參見(jiàn)文獻(xiàn) ［16］。為了研究船用蒸汽蓄熱器在工作過(guò)程中內(nèi)部工質(zhì)的溫度分布情況，本文在文獻(xiàn)［16］ 中實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)基礎(chǔ)上，在船用蒸汽蓄熱器內(nèi)部加裝了一個(gè)多點(diǎn)熱電偶 （測(cè)量精度為0.4%），多點(diǎn)熱電偶上設(shè)有10個(gè)不均勻分布的溫度測(cè)點(diǎn)，用以測(cè)量蒸汽蓄熱器內(nèi)工質(zhì)不同高度處的溫度分布，其中多點(diǎn)熱電偶上的第1～7點(diǎn)的間距均為50 mm，第7點(diǎn)與第8點(diǎn)的間距為140mm，第8～10測(cè)點(diǎn)間的間距為100mm。多點(diǎn)熱電偶上的第1點(diǎn)距離蓄熱器最低點(diǎn)的距離為60mm，即熱電偶上第1點(diǎn)測(cè)量的是蓄熱器水位為60mm處的溫度，多點(diǎn)熱電偶的具體安裝位置及測(cè)點(diǎn)分布如圖1所示。

圖1 多點(diǎn)熱電偶的安裝位置及測(cè)點(diǎn)分布Fig.1 Installation location and distribution of measuring points of multipoint thermocouple

2 實(shí)驗(yàn)結(jié)果及分析

船用蒸汽蓄熱器為艦載機(jī)的彈射過(guò)程提供所需蒸汽，蒸汽的參數(shù)對(duì)于確保系統(tǒng)平穩(wěn)安全運(yùn)行極其重要，而蒸汽參數(shù)主要受蓄熱器充汽特性與其內(nèi)部工質(zhì)熱力參數(shù)的影響，因此本文結(jié)合船用蒸汽蓄熱器的實(shí)際工作特點(diǎn)，借助船用蒸汽蓄熱器實(shí)驗(yàn)臺(tái)進(jìn)行不同條件下的充汽實(shí)驗(yàn)，研究蓄熱器的充汽特性及其內(nèi)部工質(zhì)熱力參數(shù)的變化規(guī)律。

2.1 充汽過(guò)程中工質(zhì)溫度分布

在船用蒸汽蓄熱器的充汽過(guò)程中，充入的過(guò)熱蒸汽會(huì)與蓄熱器內(nèi)的低溫飽和水進(jìn)行強(qiáng)烈的對(duì)流換熱，由于充入蒸汽的流量大、用時(shí)短，該混合過(guò)程能否充分、迅速地進(jìn)行，直接關(guān)系到蓄熱器內(nèi)部工質(zhì)的溫度分布［17－19］，因此本文借助船用蒸汽蓄熱器實(shí)驗(yàn)臺(tái)進(jìn)行一組充汽實(shí)驗(yàn)，以期解析船用蒸汽蓄熱器工質(zhì)溫度分布的機(jī)理。實(shí)驗(yàn)具體參數(shù)設(shè)置：蓄熱器的初始水位為380mm，充汽流量為0.17kg·s－1，蓄熱器充汽初壓與充汽終壓分別為0.79與1.2MPa，充汽閥后溫度及壓力分別為283℃與1.25MPa。所得實(shí)驗(yàn)結(jié)果如圖2所示。

圖2 蓄熱器內(nèi)工質(zhì)的溫度變化Fig.2 Temperature of working medium curve of steam accumulator

圖2為蓄熱器上設(shè)有的多點(diǎn)熱電偶所測(cè)蓄熱器內(nèi)部不同高度處的溫度分布，由圖中的溫度變化曲線可以發(fā)現(xiàn)，在過(guò)熱蒸汽進(jìn)入蓄熱器的初始階段，蒸汽溫度要早于水溫變化，并且在整個(gè)充汽過(guò)程中蒸汽的溫度要高于水溫，當(dāng)充汽閥完全關(guān)閉后，蒸汽溫度逐漸降低而水溫逐漸升高。水溫變化滯后于汽溫變化是因?yàn)樾顭崞髦写鎯?chǔ)有大量飽和水，當(dāng)蒸汽進(jìn)入與工質(zhì)水發(fā)生熱質(zhì)傳遞時(shí)由于水的質(zhì)量慣性以及熱慣性導(dǎo)致水溫變化較慢，同時(shí)由于水的比熱容較大以及充入的蒸汽未能與水進(jìn)行充分混合換熱致使水溫變化遲于蓄熱器內(nèi)蒸汽溫度變化。在蓄熱器內(nèi)部工質(zhì)由非穩(wěn)態(tài)向穩(wěn)態(tài)過(guò)渡的階段，由于蒸汽在不均衡勢(shì)差的作用下冷凝，蒸汽溫度隨著蓄熱器壓力的降低而降低，相反水在接受來(lái)自蒸汽冷凝所帶來(lái)的能量后溫度逐漸升高，直至二者達(dá)到穩(wěn)定的平衡狀態(tài)。由圖中水空間測(cè)點(diǎn)1、4、7的溫度變化還可以發(fā)現(xiàn)，在充汽過(guò)程中，三個(gè)溫度測(cè)點(diǎn)所測(cè)溫度均有所升高，但三者存在一定差異，出現(xiàn)了溫度分層現(xiàn)象。在水溫變化后期，測(cè)點(diǎn)1的溫度逐漸下降，測(cè)點(diǎn)4與測(cè)點(diǎn)7的溫度隨著蒸汽的冷凝而逐漸升高，但前者溫度的增加速率要小于后者，最終兩個(gè)測(cè)點(diǎn)的溫度逐漸趨近于蒸汽溫度。造成上述現(xiàn)象的原因在于多點(diǎn)熱電偶上的10個(gè)測(cè)點(diǎn)由下至上分別測(cè)量蓄熱器不同高度的溫度，由于測(cè)點(diǎn)1處于最底層，接近金屬筒體，在水溫變化后期，由于金屬蓄熱的影響，使得水溫高于金屬筒體的溫度，因此水會(huì)將一部分熱量傳遞給金屬筒體，致使測(cè)點(diǎn)1的溫度逐漸下降，但由于此時(shí)已沒(méi)有蒸汽充入，水空間缺少混合換熱的驅(qū)動(dòng)力，使得水空間不同高度層間的傳熱過(guò)程緩慢，因此水空間的溫度發(fā)生了分層現(xiàn)象。測(cè)點(diǎn)7的溫度快速升高是因?yàn)檎羝淠懦龅臒崃勘慌c蒸汽接觸的上層水吸收，而冷凝下來(lái)的水溫又高于原有水溫。

2.2 不同條件下蓄熱器的充汽特性

船用蒸汽蓄熱器的充汽流量決定著蓄熱器能量存儲(chǔ)的速率，而充汽初壓及充水系數(shù)制約著蓄熱器能量的存儲(chǔ)數(shù)量與質(zhì)量，因此對(duì)于以存儲(chǔ)能量著稱的蒸汽蓄熱器，研究其充汽流量、充汽初壓以及充水系數(shù)改變時(shí)蓄熱器內(nèi)部工質(zhì)熱力參數(shù)的變化規(guī)律對(duì)于保障彈射過(guò)程的安全性極其必要。

（1）充汽流量對(duì)充汽性能影響

設(shè)定船用蒸汽蓄熱器的初始水位為380mm，蓄熱器充汽初壓與充汽終壓分別為0.79與1.2 MPa，已知充汽閥后溫度及壓力分別為283℃與1.25MPa。利用船用蒸汽蓄熱器實(shí)驗(yàn)臺(tái)進(jìn)行了3組充汽流量分別為0.17、0.22、0.26kg·s－1的充汽實(shí)驗(yàn)，相應(yīng)的實(shí)驗(yàn)結(jié)果如圖3～圖6所示。

圖3 不同充汽流量下蓄熱器壓力變化曲線Fig.3 Variation in pressure for different charged steam flows

從圖3中蓄熱器壓力的變化趨勢(shì)可以發(fā)現(xiàn)，充汽過(guò)程中由于過(guò)熱蒸汽的充入，蓄熱器壓力急劇升高，當(dāng)壓力升至充汽預(yù)設(shè)的壓力數(shù)值后，充汽閥接受壓力反饋信號(hào)迅速關(guān)閉，此時(shí)不再有蒸汽進(jìn)入，但蒸汽蓄熱器的壓力并沒(méi)有穩(wěn)定在充汽閥完全關(guān)閉時(shí)刻的數(shù)值，而是隨著其內(nèi)部非平衡過(guò)程的進(jìn)行而繼續(xù)變化。造成這種現(xiàn)象的原因是：在充汽過(guò)程中，高溫高壓的過(guò)熱蒸汽對(duì)蓄熱器內(nèi)的冷水進(jìn)行加熱，同時(shí)未完全凝結(jié)蒸汽進(jìn)入蓄熱器汽空間，致使蓄熱器內(nèi)部壓力迅速升高，蓄熱器內(nèi)部原本處于飽和態(tài)的工質(zhì)水由于壓力的升高而成為過(guò)冷水，在充汽閥關(guān)閉后由于相變的滯后性導(dǎo)致工質(zhì)水并未達(dá)到飽和參數(shù)，因此在勢(shì)差的作用下蒸汽繼續(xù)冷凝，導(dǎo)致蓄熱器壓力下降。在此過(guò)程中，蓄熱器內(nèi)部工質(zhì)由非穩(wěn)態(tài)向穩(wěn)態(tài)過(guò)渡，當(dāng)水完全達(dá)到飽和參數(shù)后，蒸汽不再冷凝，蓄熱器壓力也不再發(fā)生變化。對(duì)于充汽流量分別為0.17、0.22、0.26kg·s－1的3組充汽實(shí)驗(yàn)，蓄熱器壓力達(dá)到預(yù)設(shè)的壓力值所需的時(shí)間分別為109.5、82.5、68s，壓力最終穩(wěn)定的數(shù)值分別為1.096、1.087、1.081MPa，即充汽流量越大，蓄熱器所需的充汽時(shí)間越短，由不均衡勢(shì)差導(dǎo)致的壓降越大。這種現(xiàn)象發(fā)生的原因是因?yàn)槌淦髁吭酱螅馕吨鴨挝粫r(shí)間進(jìn)入蓄熱器與工質(zhì)水進(jìn)行換熱的蒸汽越多，同等條件下進(jìn)入汽空間的未凝結(jié)蒸汽量也會(huì)隨之增大，進(jìn)而導(dǎo)致蓄熱器壓力迅速升高至設(shè)定值，同時(shí)充汽時(shí)間的縮短造成充汽結(jié)束后工質(zhì)水的狀態(tài)參數(shù)偏離飽和參數(shù)的情況加劇，在充汽閥完全關(guān)閉后，蓄熱器內(nèi)部的不平衡勢(shì)差增加，導(dǎo)致充汽閥關(guān)閉后蒸汽的凝結(jié)量增加，從而造成蓄熱器最終穩(wěn)定的壓力值降低。

圖4 不同充汽流量下壓降百分比變化曲線Fig.4 Variation in pressure drop ratio for different charged steam flows

圖5 不同充汽流量下水溫變化曲線Fig.5 Variation in water temperature for different charged steam flows

圖6 不同充汽流量下蒸汽溫度變化曲線Fig.6 Variation in steam temperature for different charged steam flows

圖4反映了壓降比與充汽流量的關(guān)系，所謂的壓降比是指蓄熱器充汽閥關(guān)閉后的壓降值與充汽過(guò)程中壓力增加值的比值，壓降比是衡量蓄熱器內(nèi)部不均衡勢(shì)差強(qiáng)弱的一個(gè)重要指標(biāo)，是蒸汽蓄熱器實(shí)際運(yùn)行中需要重點(diǎn)關(guān)注的性能參數(shù)。在充汽流量逐漸增加的3組充汽實(shí)驗(yàn)中，蓄熱器的壓降比分別為25.4%、27.6%、29.0%，即由不均衡勢(shì)差引起的壓降比與充汽流量呈正比，這種現(xiàn)象的原因與上述壓力變化過(guò)程的解析是一致的。

由圖5和圖6可以發(fā)現(xiàn)，在充汽流量逐漸增加的3組充汽實(shí)驗(yàn)中，水溫增加的速率分別近似為0.122、0.146、0.181℃·s－1，蒸汽溫度增加的速率分別近似為0.129、0.158、0.187℃·s－1，也就是說(shuō)3組實(shí)驗(yàn)中蒸汽與水的溫度變化速率均隨充汽流量的增加而加快，這是因?yàn)閷?duì)于3組實(shí)驗(yàn)單位時(shí)間內(nèi)進(jìn)入蒸汽蓄熱器的能量分別為511.3、661.7、782.0kJ，單位時(shí)間注入能量的增加有助于提高蓄熱器的能量存儲(chǔ)速率，促使水溫與蒸汽溫度能以更快的速率增長(zhǎng)。由圖6還可以發(fā)現(xiàn)3組實(shí)驗(yàn)所得蒸汽的溫度在達(dá)到峰值后均逐漸降低，但最終穩(wěn)定的溫度值隨著充汽流量的增加而逐漸降低。這是因?yàn)槌淦髁吭酱笮顭崞鬟_(dá)到飽和平衡態(tài)時(shí)壓力越低，因此所對(duì)應(yīng)的飽和溫度越低。

（2）充汽初始?jí)毫?duì)充汽性能影響

設(shè)定船用蒸汽蓄熱器的初始水位為380mm，充汽流量為0.25kg·s－1，充汽初壓與充汽終壓壓差一定，已知充汽閥后溫度及壓力分別為285℃與1.25MPa。利用船用蒸汽蓄熱器實(shí)驗(yàn)臺(tái)進(jìn)行了3組充汽初壓分別為0.55、0.65、0.75MPa的充汽實(shí)驗(yàn)，相應(yīng)的實(shí)驗(yàn)結(jié)果如圖7～圖10所示。

圖7 不同充汽初壓下蓄熱器壓力變化曲線Fig.7 Variation in pressure for different initial pressure of charging

圖8 不同充汽初壓下壓降百分比變化曲線Fig.8 Variation in pressure drop ratio for different initial pressure of charging

圖9 不同充汽初壓下水溫變化曲線Fig.9 Variation in water temperature for different initial pressure of charging

圖10 不同充汽初壓下蒸汽溫度變化曲線Fig.10 Variation in steam temperature for different initial pressure of charging

由圖7中蓄熱器不同充汽初壓下的壓力對(duì)比曲線可以發(fā)現(xiàn)，在充汽壓差一定的情況下隨著充汽初始?jí)毫Φ纳?，蒸汽蓄熱器的充汽時(shí)間逐漸縮短為90.5、82、73.5s。造成這種現(xiàn)象的原因在于在充汽壓差一定的情況下，蒸汽蓄熱器單位水體積的蓄熱量隨著充汽初始?jí)毫Φ纳叨档停?0］，因此蓄熱器的初始?jí)毫υ礁?，蓄熱器越容易達(dá)到充汽結(jié)束壓力預(yù)設(shè)值。由圖7還可以發(fā)現(xiàn)由于充汽閥關(guān)閉后蓄熱器內(nèi)部不均衡勢(shì)差的存在導(dǎo)致壓力出現(xiàn)回落，對(duì)于初始?jí)毫?.55、0.65、0.75MPa的3組充汽實(shí)驗(yàn)，蓄熱器壓力的回落值分別為0.096、0.111、0.124MPa，壓降比分別為24%、27.8%、31%，上述現(xiàn)象的發(fā)生是因?yàn)槌淦跏級(jí)毫υ礁?，蓄熱器的充汽時(shí)間越短，充入的過(guò)熱蒸汽與水混合換熱越不充分，充汽后蒸汽與水之間的不平衡勢(shì)差越大，因此壓降比越大。由圖9和圖10可以發(fā)現(xiàn)，3種不同充汽初壓下蓄熱器的水溫變化趨勢(shì)基本相同，均隨著充汽過(guò)程的進(jìn)行而增加，并最終趨于穩(wěn)定。蒸汽的溫度在達(dá)到峰值后，伴隨著非平衡熱力過(guò)程的進(jìn)行而有所降低，最終達(dá)到穩(wěn)定壓力下的飽和溫度。同時(shí)還能從圖中獲知3組充汽實(shí)驗(yàn)中水溫增加的速率均近似于0.15℃·s－1，蒸汽溫度增加的速率均近似于0.18℃·s－1，這是因?yàn)樗疁嘏c蒸汽溫度增加的速率主要受單位時(shí)間充入的能量的影響，由于3組實(shí)驗(yàn)中除充汽初始?jí)毫Σ煌?，其他條件均相同，因此3組實(shí)驗(yàn)中的水溫與蒸汽溫度增加的速率分別相同。

（3）充汽初始水位對(duì)充汽性能影響

設(shè)定船用蒸汽蓄熱器的充汽流量為0.24kg·s－1，蓄熱器充汽初壓與充汽終壓的壓力分別為0.75與1.2MPa，已知充汽閥后溫度及壓力分別為308℃與1.25MPa。利用船用蒸汽蓄熱器實(shí)驗(yàn)臺(tái)進(jìn)行了3組初始水位分別為368、419、445mm的充汽實(shí)驗(yàn)，相應(yīng)的實(shí)驗(yàn)結(jié)果如圖11～圖14所示。

圖11 不同水位下蓄熱器壓力變化曲線Fig.11 Variation in pressure for different water level

圖12 不同水位下壓降百分比變化曲線Fig.12 Variation in pressure drop ratio for different water level

圖13 不同水位下水溫變化曲線Fig.13 Variation in water temperature for different water level

圖14 不同水位下蒸汽溫度變化曲線Fig.14 Variation in steam temperature for different water level

由圖11中不同充汽水位情況下的壓力對(duì)比曲線可以發(fā)現(xiàn)，初始水位越高，蒸汽蓄熱器充到指定壓力所需的充汽時(shí)間越長(zhǎng)，對(duì)于3種不同初始水位的充汽實(shí)驗(yàn)，充汽時(shí)間分別為69、88、99.5s。造成這種現(xiàn)象的原因是因?yàn)槌淦跏紩r(shí)刻蓄熱器內(nèi)部存儲(chǔ)的飽和水越多，水所具有的熱慣性越大，在充入能量一定的情況下蓄熱器內(nèi)壓力變化幅度越小，同時(shí)冷水質(zhì)量的增多為充入蒸汽與水混合換熱冷凝過(guò)程提供了更有利的條件，在上述兩方面的共同作用下使得蓄熱器的充汽時(shí)間變長(zhǎng)。同時(shí)從圖中還可以發(fā)現(xiàn)蓄熱器內(nèi)部壓力最終穩(wěn)定的數(shù)值隨著水位的升高而逐漸增大為1.075、1.08、1.088MPa，這是因?yàn)樾顭崞鞒跏妓坏脑黾佑兄谡羝c水間的能質(zhì)傳遞，蒸汽在與水充分混合換熱后進(jìn)入蒸汽空間的質(zhì)量就會(huì)相應(yīng)減少，進(jìn)一步為工質(zhì)間的換熱爭(zhēng)取了時(shí)間，這樣就會(huì)削弱充汽閥完全關(guān)閉后蓄熱器內(nèi)部的非平衡熱力過(guò)程。蓄熱器的壓降比與初始水位的關(guān)系示于圖12，對(duì)于初始水位分別為368、419、445mm的充汽實(shí)驗(yàn)，蓄熱器的壓降比分別為29.6%、28.8%、26.6%，這與上述壓力曲線的分析結(jié)果吻合。

由圖13與圖14中蓄熱器水溫與蒸汽溫度的變化趨勢(shì)可以發(fā)現(xiàn)，蒸汽蓄熱器的水位越低，水溫與蒸汽溫度變化越快，這是因?yàn)樵诔淦麎翰钜欢ǖ那闆r下，蓄熱器的蓄熱量隨著水位的降低而變小，而單位時(shí)間進(jìn)入蒸汽蓄熱器的能量一定，因此水與蒸汽的狀態(tài)參數(shù)更易發(fā)生改變。同時(shí)由圖14中蒸汽溫度變化的對(duì)比曲線可以發(fā)現(xiàn)，蒸汽溫度穩(wěn)定時(shí)刻的數(shù)值隨著水位的減小而變小，這是因?yàn)槌跏妓辉降?，蓄熱器在達(dá)到飽和平衡態(tài)時(shí)的壓力越低，此時(shí)壓力所對(duì)應(yīng)的蒸汽的飽和參數(shù)也就越低。

由上述3種不同條件下的充汽實(shí)驗(yàn)可知：充汽流量的增加雖然會(huì)縮短船用蒸汽蓄熱器的充汽時(shí)間，但同時(shí)會(huì)加劇蓄熱器中的不均衡勢(shì)差；充汽初壓的提升有利于船用蒸汽蓄熱器能量的快速存儲(chǔ)，在充汽壓差一定的情況下充汽初始?jí)毫Φ奶岣邔?huì)降低蓄熱器中的蓄熱量，雖然較低的充汽初壓能夠更好地起到能量存儲(chǔ)的作用，但卻很難保證負(fù)載對(duì)于蒸汽參數(shù)的要求；初始水位的增加雖然有利于蓄熱器存儲(chǔ)更多的能量，但會(huì)使得船用蒸汽蓄熱器的充汽時(shí)間變長(zhǎng)，對(duì)系統(tǒng)的機(jī)動(dòng)性有負(fù)面影響，因此應(yīng)結(jié)合彈射過(guò)程的實(shí)際需求，不能一味地追求能量的存儲(chǔ)數(shù)量，同時(shí)要兼顧艦載機(jī)彈射對(duì)于時(shí)間上的要求。

3 結(jié) 論

本文利用船用蒸汽蓄熱器實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)，針對(duì)可能影響蒸汽蓄熱器充汽性能的關(guān)鍵參數(shù)，通過(guò)控制變量法研究蓄熱器初始參數(shù)的改變對(duì)蓄熱器內(nèi)部工質(zhì)熱力參數(shù)的影響情況，得出如下結(jié)論：

（1）在充汽過(guò)程中由于受金屬蓄熱以及閃蒸、冷凝過(guò)程的影響，工質(zhì)水的溫度出現(xiàn)了分層現(xiàn)象，蓄熱器底層水溫較低，上層水溫較高。

（2）在充汽實(shí)驗(yàn)中，蓄熱器的壓力并沒(méi)有穩(wěn)定在充汽閥完全關(guān)閉時(shí)刻的數(shù)值，而是隨著其內(nèi)部工質(zhì)由非平衡態(tài)過(guò)渡為平衡態(tài)的過(guò)程出現(xiàn)反向降低并最終穩(wěn)定的現(xiàn)象。因此在艦載機(jī)的彈射過(guò)程中要充分考慮由非平衡熱力過(guò)程引起的壓力變化可能對(duì)彈射過(guò)程帶來(lái)的潛在危險(xiǎn)，在實(shí)際控制中可以通過(guò)提高充汽預(yù)設(shè)壓力值來(lái)保證彈射過(guò)程的用汽需求。

（3）充汽流量、充汽初壓、初始水位對(duì)蓄熱器內(nèi)部工質(zhì)的熱力參數(shù)影響顯著，在實(shí)際應(yīng)用中應(yīng)結(jié)合彈射自身需求對(duì)工作參數(shù)進(jìn)行合理設(shè)置。在充汽過(guò)程中由不均衡勢(shì)差引起的壓降比隨著儲(chǔ)存水質(zhì)量的減小和單位時(shí)間注入能量的提升而變大。

（4）由于相變過(guò)程的延遲效應(yīng)，導(dǎo)致蓄熱器中的工質(zhì)溫度變化慢于壓力的變化，同時(shí)由于水具有的熱慣性導(dǎo)致工質(zhì)水的溫度變化速率要小于蒸汽溫度的變化速率。

［1］ Guo Jiamin（郭家敏），Sun Baozhi（孫寶芝），Lei Yu （雷雨），etal.Mathematical model of continuous working process of marine steam accumulator and its performances simulation ［J］.CIESCJournal（化 工 學(xué) 報(bào)），2014，65（S1）：346－352.

［2］ Cheng Gang （程剛），Ni He（倪何），Sun Fengrui（孫豐瑞）.Modeling and simulation research on naval steam－power aircraft launch system ［J］.JournalofWuhanUniversityof Technology（武 漢 理 工 大 學(xué) 學(xué) 報(bào) ），2010，34 （2）：301－305.

［3］ Zhao Xianfeng （趙險(xiǎn)峰）.The research on the mathematical simulation of aircraft carrier steam ejection system ［J］.ShipborneWeapons（艦載武器），1996，3：45－49.

［4］ Price N.Steam accumulators provide uniform loads on boilers ［J］.ChemicalEngineering，1982，89 （23）：131－135.

［5］ Cao J.Application of ELD and load forecast in optimal operation of industrial boiler plants equipped with thermal stores ［J］.AppliedThermalEngineering，2007，27：665－673.

［6］ Stevanovic V D，Maslovaric B，Prica S.Dynamics of steam accumulation ［J］.AppliedThermalEngineering，2012，37：73－79.

［7］ Steinmann W－D，Eck M.Buffer storage for direct steam generation ［J］.SolarEnergy，2006，80：1277－1282.

［8］ Hu Jimin，Jin Jiashan，Yan Zhiteng.Fluid－solid coupling numerical simulation of charge process in variable－mass thermodynamics system ［J］.JournalofCentralSouth University，2012，19 （4）：1063－1072.

［9］ Hu Jimin（胡繼敏），Jin Jiashan（金家善），Yan Zhiteng（嚴(yán) 志 騰 ）.Measuring method for thermodynamic performance of marine steam accumulator during quick charge process［J］.ShipEngineering（船 舶 工 程），2012，34（S2）：55－59.

［10］ Hu Jimin （胡繼敏），Jin Jiashan （金家善），Yan Zhiteng（嚴(yán) 志 騰）.Influence steam supply parameters variation on performances of steam accumulator system ［J］.Journalof NavalUniversityofEngineering（海軍工程大學(xué)學(xué)報(bào)），2012，24 （5）：102－107.

［11］ Yan Zhiteng，Jin Jiashan，Hu Jimin.Analysis on the variable operating status characteristic of steam accumulator system／／Proceedings of Asia－Pacific Power and Energy Engineering Conference （APPEEC）［C］.Shanghai，2012.

［12］ Xun Zhenyu （荀振宇），Yang Yuanlong （楊元龍），Wang Xinggang （王 興 剛），etal.Numerical simulation on the dynamic performance of marine steam accumulators under two different charging modes ［J］.ChineseJournalofShipResearch（中國(guó)艦船研究），2014，9 （6）：110－114.

［13］ Sun Changjiang （孫 長(zhǎng) 江），Yang Yuanlong （楊 元 龍），Wang Xinggang （王興剛），etal.Numerical simulation on the dynamic characteristics of marine steam accumulators under different operating conditions ［J］.ChineseJournalof ShipResearch（中國(guó)艦船研究），2014，9 （5）：105－109.

［14］ Baldini A，Manfrida G，Tempesti D.Model of a solar collector／storage system for industrial thermal applications ［J］.InternationalJournaloftheThermodynamics，2009，12（2）：83－88.

［15］ Shnaider D A，Divnich P N，Vakhromeev I E.Modeling the dynamic mode of steam accumulator ［J］.Automationand RemoteControl，2010，71 （9）：1994－1998.

［16］ Sun Baozhi（孫寶芝），Guo Jiamin （郭家敏），Lei Yu （雷雨 ），etal.Non－equilibrium thermodynamics process of marine steam accumulator ［J］.CIESCJournal（化 工 學(xué)報(bào)），2013，64 （S1）：59－65.

［17］ Liu Yuzheng （劉 聿 拯），Wang Quan （王 權(quán)），Ding Xu－chang （丁旭昌）.The research on the water spatial distribution rule of temperature field during startup of steam accumulator［J］.PowerEngineering（動(dòng)力工 程），1994，14 （4）：39－43.

［18］ Liu Xiaohui（劉曉慧），Gong Chongling （龔崇齡），Liu Shuyun （劉淑筠），etal.Experimental study and numerical simulation of unsteady temperature field in the heat accumulator cylinder ［J］.JournalofWuhanAutomotive PolytechnicUniversity（武漢汽車(chē)工業(yè)大學(xué)學(xué)報(bào)），1996，18 （4）：79－83.

［19］ Liu Xiaohui（劉曉慧），Gong Chongling （龔崇齡），Liu Shuyun （劉淑筠），etal.Analytical calculation and experimental study on temperature rising process of steam accumulator ［J］.ActaEnergiaeSolarisSinica（太陽(yáng)能學(xué)報(bào)），1998，19 （1）：102－107.

［20］ Wu Shude （吳 樹(shù) 德）.The reasonable application of steam supply system of steam accumulator ［J］.EnergyResearch＆Utilization（能源研究與利用），1989，（12）：14－18.