沈勝強，鐘子豪，李曉明，梁剛濤，牟興森

(1.熱能綜合利用技術國家地方聯合工程研究中心，遼寧 大連 116024；2.國家開發(fā)銀行大連市分行，遼寧 大連 116001；3.太原科技大學 化學與生物工程學院，山西 太原 030001)

閃蒸在工業(yè)生產中具有廣泛的應用背景，包括食品工業(yè)、海水淡化、鹽水濃縮結晶分離、航天部件冷卻以及火電廠熱力系統中低溫廢熱處理回收與再利用等。在動力供汽系統中，鍋爐緊急停爐時，通過降壓閃蒸可以繼續(xù)產生蒸汽，可實現一定時間內對供汽設備的持續(xù)供汽。

Miyatake等[1-2]實驗研究了靜止純水液膜的閃蒸現象，提出用不平衡分數NEF和不平衡溫差來衡量閃蒸的完善程度，其中NEF隨液膜平衡溫度和過熱度的升高而降低。Kim等[3]對初始水溫40 ℃～80 ℃、過熱度2 ℃～7 ℃的靜止液膜純水閃蒸進行了臨界轉變條件的實驗研究，發(fā)現在臨界閃蒸時間內，閃蒸液體內部氣泡迅速增加，與Miyatake[2]觀測的不平衡分數變化規(guī)律一致；Saury[4]通過對過熱度為1 ℃～35 ℃的水膜閃蒸進行了實驗研究，發(fā)現過熱度和初始壓強是影響閃蒸的主要因素，Saury等[5]擴大了實驗參數范圍，研究了液膜高度和壓降速率，發(fā)現不平衡分數隨著壓降速率的增加迅速增加，而在壓降速率一定的情況下，隨著液膜高度的增加而增加。Gopalakrishna等[6]對氣泡的生成和成長規(guī)律與壓降速率的變化關系進行了理論研究，壓降速率增加，氣泡的生成速率也增加。Lior[7]研究了不凝結氣體含量對閃蒸沸騰形態(tài)、蒸發(fā)量的影響;Lior[8]研究了流體中的殘留氣體對閃蒸過程的影響。Mutair等[9-10]研究了噴霧流量、過熱度、初始水溫和噴嘴直徑對噴霧閃蒸性能的影響規(guī)律，提出了噴霧中心線溫度變化的指數衰減模型。Ho等[11]將高溫高壓下的閃蒸引入有機朗肯循環(huán)，并利用亥姆霍茲自由能公式計算了火用效率。郭迎利[12-13]研究了方腔內池水的過熱度、初始溫度、水位高度對其瞬態(tài)閃蒸時間的影響。Zhang等[14]對濃度為0～0.15的NaCl溶液進行了更深入的實驗研究,通過擬合得出了蒸汽攜帶系數的實驗關聯式。鍋爐系統緊急停爐時，相關蒸汽設備需要短暫的時間進行自我保護停止運行。如船用渦輪增壓機組受任務、工況條件要求，在緊急降負荷或停爐時，可利用閃蒸供汽保持機組穩(wěn)定性。由于緊急停爐的工況特殊，目前國內外相關研究較少。李玖江等[15]通過仿真模擬了船用增壓鍋爐的降負荷能力。史智俊[16]研究了艦船蒸汽動力系統直接減速、停車等動態(tài)工況對艦船機動性能的影響。張文杰等[17]建立了鍋爐汽包模型，通過編程計算研究了初始水位和初始壓強對鍋爐停爐后汽包內閃蒸供氣特性的影響。

本文在其基礎上，通過程序對鍋爐系統模型中的高溫、高壓飽和水進行降壓閃蒸模擬計算，分別研究了停爐后閃蒸效率變化、壓強變化、水位和水溫變化對閃蒸效率的影響，通過計算獲得了最大供氣時間和汽包最終水位，實現鍋爐緊急停爐時對用汽設備的持續(xù)供汽，充分利用系統中的余熱。由于閃蒸終止的壓強和水位受限使得本項目的供汽特性不同于一般的閃蒸供汽過程，對實際工程具有一定指導意義。

1 模型與計算方法

1.1 鍋爐汽包模型

汽包模型參考了國內的某型號鍋爐汽包，未考慮蒸發(fā)管束及水冷壁系統，其幾何模型定義為如圖1所示：汽包長為2 300 mm，兩側半球的直徑為1 300 mm。汽包的正常水位值為150 mm，在汽包中心線下方140 mm處。通過計算獲得汽包內自由水面截面積和水體積與水位的關系，自由水面面積S為：

(1)

式中：L為汽包的長度；D為汽包直徑；W為汽包水位。

圖1 鍋爐汽包模型Fig.1 Structure of the boiler drum

(2)

式中：V1為2個半球形封頭內部水體積；V2為圓柱體內部水體積：

(3)

(4)

1.2 閃蒸計算模型

為滿足汽包的高溫高壓的工況，本文對現有模型進行了修正。

由能量守恒定律：

hfgdMev=-McpdT

(5)

式中:hfg為汽化潛熱；Mev為閃蒸量；M為液體質量；cp為定壓比熱。

對式(5)積分得：

(6)

式中:ΔT為初始的飽和溫度與平衡溫度差值；hl0為液體初始時刻的焓值；hle為液體平衡時刻的焓值；hv0為蒸汽初始時刻的焓值；NEF為不平衡數：

(7)

計算閃蒸量Mev可通過水和蒸汽的焓值求得：

(8)

Gopalakrishna等提出閃蒸效率計算公式：

(9)

式中:H為液膜高度;Δp′與Δp為初始與平衡態(tài)的壓差；t表示閃蒸時間；Pr為普朗特數。

(10)

(11)

(12)

式中:σ為表面張力系數；λ為導熱系數。

由于液體不斷被閃蒸，汽包內的自由水面隨著時間不斷變化，與已有模型中閃蒸室內的截面不變的情況不同，閃蒸的液膜高度用等效高度H為：

(13)

式中：V為飽和水的總體積；S為自由水面面積。

飽和水溫度T為：

T=ΔTexp[-t(0.033 89ΔT-0.033 64T0+

1.606H+1.813 41)-1]+Te

(14)

2 閃蒸特性計算結果與分析

計算汽包初始停爐壓強分別為6.47、5.72、4.97和4.12 MPa；汽包初始水位值為90～180 mm，正常水位值為150 mm，在汽包中心線下方的140 mm處；用汽設備流量1 300 kg/h、壓強2.45 MPa。

2.1 閃蒸效率變化對閃蒸特性的影響

閃蒸效率與閃蒸量的大小息息相關，繼而關系到供汽時間的長短。因此分析閃蒸效率具有重要意義。圖2為汽包不同初始水位時不同初始壓強的閃蒸效率隨時間的變化規(guī)律，其中初始水位變化范圍為90～180 mm，考察的初始壓強包括6.47、5.72、4.97和4.12 MPa。可以看出，閃蒸效率1-NEF隨時間的遞增而升高。

圖2 不同初始水位與初始壓強對應的閃蒸效率變化規(guī)律Fig.2 Change curves of flash efficiency with time under different initial water level and pressure

隨著閃蒸過程的進行，汽包內壓強不斷降低，其飽和溫度也相應減少，液體過熱度不斷增加，壓強較低時蒸汽具有更大的潛熱，相應的閃蒸效率也越高。從式(9)可知，閃蒸效率與Ja數正相關，而通過式(11)可知，閃蒸壓強越大時Ja數越小，因此對應的閃蒸效率也越小。圖2(a)中當壓強從6.47 MPa降低至2.52 MPa時，閃蒸效率從76.3%增加至80.4%。對于圖2(b)中的4種不同的初始壓強，壓強越低，閃蒸效率越高。計算結果顯示開始時刻6.47、5.72、4.97和4.12 MPa所對應的閃蒸效率分別為76.3%、76.8%、77.5%和78.3%。

在初始水位低于120 mm時，閃蒸效率隨水位降低而降低，如圖2(d)所示。這是由于水量較少，鍋爐汽包可以閃蒸到最低水位限值即60 mm刻度，但此汽包內壓強并沒有降到供氣設備的壓強限值2.45 MPa。

不同壓強條件下，閃蒸后的最終水位與初始水位間的變化規(guī)律如圖3所示。存在最終水位與初始水位同時升高的臨界點，范圍為120～160 mm。臨界值與初始壓強有關。初始壓強越大，臨界點越小。在本項目最大工況6.47 MPa條件下，臨界值為120 mm。

2.2 壓強變化對閃蒸特性的影響

圖3為汽包在不同初始水位與初始壓強時緊急停爐后壓強隨時間的變化規(guī)律，其中初始水位變化范圍為90～180 mm，考察的初始壓強包括6.47、5.72、4.97和4.12 MPa?？梢钥闯觯?80 mm初始水位時，如圖3(a)所示，初始壓強越高，供汽時間越長，而最終壓強幾乎不變，約為2.45 MPa。

圖3 不同初始水位與初始壓強條件下汽包壓強隨時間的變化曲線Fig.3 Change curves of drum pressure with time under different initial water level and pressure

隨著水位的逐漸降低，不同初始壓強對應的供汽時間逐漸減小，而最終壓強不斷增大。當初始水位低于120 mm時，最終壓強隨初始水位的降低而減小。這是由于汽包內的水量過少，水位將迅速降低至低水位限值。閃蒸總量的減少，壓強降低的范圍也減少，因此閃蒸終止的壓強會受限制，從圖3可看出最終壓強隨著初始水位的降低而升高。

2.3 水位變化對閃蒸特性的影響

圖4為不同初始水位與初始壓強時緊急停爐后，汽包水位隨時間的變化規(guī)律。其中初始水位變化范圍為90～180 mm，初始壓強為6.47、5.72、4.97和4.12 MPa?？梢钥闯觯跏級簭娫礁?，水位降低速率的越快，閃蒸時間也越長。

圖4(a)為180 mm初始水位所對應的曲線圖，可以看出，受項目水位壓強限值，當壓強升高時最終水位呈現減小的趨勢，6.47、5.72、4.97和4.12 MPa初始壓強所對應的最終水位分別為60、76.2、96.1和120.7 mm。隨著初始水位的減小，不同壓強對應的最終水位差距逐漸縮小，且隨著初始水位的減小，最終水位降低。當初始水位為150 mm時，4種壓強對應的最終水位分別為60、60、67.1 和91.5 mm。而當初始水位為臨界水位時，如圖4(c)所示，最終水位不再隨初始壓強而變化。

隨著初始壓強的升高，水位降低的速率略有增加。當初始水位大于等于臨界水位，初始壓強升高最終水位會降低；但是當初始水位小于臨界水位時，最終水位不再受初始壓強的影響，最終水位保持恒定值60 mm，即最低水位限值。此外，不同壓強下水位降低速率也有微小不同，這是由于閃蒸是從液面上層開始并向下層逐漸滲透。當初始壓強增加時，深層液面的靜壓將增加，其汽化潛熱也增加。

2.4 水溫變化對閃蒸特性的影響

圖5為汽包不同初始水位時水溫隨時間的變化規(guī)律，其中初始水位變化范圍為70～180 mm，考察的初始壓強與上文一致。在圖5中，曲線末端所對應的橫坐標值表示計算工況條件下鍋爐的最大供汽時間?？梢钥闯觯S著初始壓強的升高，水溫呈現上升的趨勢。

圖4 不同初始壓強與初始水位條件下汽包水位隨時間的變化曲線Fig.4 Change curves of drum water level with time under different initial water levels and pressures

圖5 不同初始壓強與初始水位條件下中水溫變化對閃蒸特性的影響Fig.5 Change curves of water temperature with time under different initial water levels and pressures

鍋爐汽包為180 mm水位時，隨著時間的增加，伴隨閃蒸過程的不斷進行，不同壓強下水溫呈現不斷下降的趨勢。雖然初始壓強不同，但最終水溫相差較小，6.47、5.72、4.97和4.12 MPa對應的最終水溫分別為224.3、222.9、222.9和222.9 ℃。2個約束條件，即最低水位限值60 mm和用汽設備最低壓強2.45 MPa。對于180 mm的水位，由于汽包內水量較多，水位還未降低至60 mm限值時，壓強已減小至2.45 MPa，最終壓強幾乎相同。

圖5(a)中6.47 MPa所對應的最終溫度略高，主要是由于水位先減小至60 mm引起的，而此時的最終壓強也較小，約2.52 MPa，因此，在本項目中，180 mm水位條件下初始壓強對最終水溫影響較小。圖5(c)中，汽包水位達到臨界值時，4.12 MPa初始壓強對應的水位開始達到限值，因此最終水溫增大。自此之后，隨著水位的不斷減小，不同壓強對應的曲線末端橫坐標值不再隨壓強變化，即最大供汽時間不再受壓強影響，而最終水溫隨壓強的升高而增大。當壓強先達到限值時，水溫隨初始壓強變化較小，最大供汽時間隨初始壓強的升高而增大；而當水位先達到限值時，水溫隨初始壓強的升高而增大，最大供汽時間幾乎不受初始壓強的影響。

3 結論

1)存在閃蒸最終水位隨初始水位升高而突然升高的臨界水位。當初始水位為180 mm時，最終水溫不受初始壓強的影響，隨著初始水位的降低，最大供汽時間縮短，壓強越高，最終水溫越高；當初始水位小于臨界水位時，最大供汽時間不再受壓強影響，而最終水溫隨初始壓強的升高而增大。

2)當初始水位大于臨界水位線，隨著初始水位的升高，最終壓強之間的差距逐漸縮小，當初始水位為180 mm時，最終壓強保持壓強限值2.45 MPa；但是當初始水位小于臨界水位線時，最終壓強值比較接近，此時供汽時間由低水位限值決定，不再發(fā)生較大變化，而最終壓強則隨初始壓強的升高而增大。

3)閃蒸結束時，閃蒸效率與末端用汽設備所需壓強有關，末端用氣設備所需壓強越低，閃蒸效率越高。