硕士-过热蒸汽饱和器的研究与设计1

工学硕士学位论文过热蒸汽饱和器的研究与设计THEDESIGNANDRESEARCHOFTHESUPERHEATEDSTEAMSATURATOR摘要本文着重研究了过热蒸汽饱和器内两相流动换热机理，尝试将单个水珠的微观蒸发过程与宏观的流动传热特性联系，在其中架设桥梁，以更好地了解过热蒸汽饱和器内混合管过热度的变化规律及其主要影响因素。首先，从单一水珠角度探索分析蒸发模型。基于热质交换原理，从微观角度研究水珠蒸发模型，并系统比较了两种不同相际传热方式对水珠蒸发速率的影响。分析结果表明对流换热方式下的蒸发速率要比导热方式下要高得多。并运用FLUENT软件仿真模拟了水珠蒸发过程，分析水珠直径随蒸发进程的变化规律，并研究了过热度对水珠蒸发的影响。其次，建立了混合管内气液两相传热传质过程的简化物理模型。从单一水珠蒸发模型出发，推导出相际间不同传热方式下单位体积蒸发速率的具体表达式。并对连续方程和能量方程进行求解，获得了混合管内过热蒸汽质量流量和过热度的变化图。在此基础上，对比分析了相际间不同传热方式对混合管长度（即饱和器结构特性）的影响；探讨了不同水珠初始直径（即雾化质量）对饱和化的影响。研究发现混合管中的饱和水蒸发过程快慢，最主要取决于四个因素水珠初始直径、饱和水质量流量、过热度和相对速度。有无相对速度决定了相际间不同的传热方式。并运用COMSOL软件模拟了混合管内气液两相流传热传质过程，数值模拟结果与上述求解结果基本吻合。最后，选择一具体工况，对一种新型过热蒸汽饱和器进行了结构设计，确定了饱和器的外形尺寸与内部填料函的型式和高度。并依据不同的现场安装条件及用户需要，提出了重力水箱式和机械泵式两种饱和器供液装置。新型过热蒸汽饱和器改善原有装置的缺点和不足，扩大了饱和器使用范围，提高其工作性能。关键词过热蒸汽饱和器；两相流，过热蒸汽，蒸发速率ABSTRACTTHISPAPERISANALYZEDANDSTUDIEDTHEPRINCIPLEOFFLOWANDHEATTRANSFERINSUPERHEATEDSTEAMSATURATOR,TRYINGTOCOMBINETHEMICROCOSMICEVAPORATIONPROCESSOFSINGLEWATERDROPLETANDMACROSCOPICCHARACTEROFFLOWANDHEATTRANSFER,ANDBETTERTOUNDERSTANDTHECHANGEREGULARITYOFSUPERHEATEDDEGREESANDMAININFLUENCINGFACTORSINSUPERHEATEDSTEAMSATURATORWHICHMEANSINTHEMIXINGDUCTFIRST,THEEVAPORATIONPROCESSOFASINGLEDROPLETISEXPLOREDANDANALYZEDBASEDONTHEPRINCIPLEOFHEATANDMASSTRANSFER,THEEVAPORATIONRATEOFASINGLESATURATEDWATERDROPLETISDERIVEDACCORDINGTODIFFERENTHEATTRANSFERMODEBETWEENPHASESCOMPAREDWITHTHETHERMALCONVECTION,THEEVAPORATIONRATEIS13TIMESHIGHERTHANONEBYTHERMALCONDUCTIONTHEN,THEEVAPORATIONPROCESSOFWATERDROPLETSWITHNORELATIVESPEEDISSIMULATEDBYUSEOFTHEFLUENTSOFTWARETHEDROPLETDIAMETERCHANGINGWITHTHEDEGREEOFSUPERHEATISOBTAINEDDUETOTHEEVAPORATIONPROCESSSECONDLY,THESIMPLIFIEDTWOPHASEMODELINTHEMIXINGDUCTISCONSTRUCTEDBETWEENTHESUPERHEATEDVAPORANDSATURATEDLIQUIDONTHEBASISOFASINGLEDROPLETEVAPORATIONMODEL,THEVOLUMEEVAPORATIONRATEISSUCCESSFULLYDERIVEDWHICHESTABLISHEDABRIDGEBETWEENTHESINGLEDROPLETANDMACROSCOPICPROPERTIESTHROUGHSOLVINGCONTINUITYEQUATIONANDENERGYEQUATIONS,THEMASSFLOWANDTHEDEGREEOFSUPERHEATCHANGINGMAPINTHEMIXINGDUCTAREOBTAINEDTHEINFLUENCEOFTHEINTERPHASEHEATTRANSFERABOUTTHEMIXINGTUBELENGTHISEXPLOREDITISFOUNDTHATTHEVOLUMEEVAPORATIONRATEINTHEMIXINGTUBEMOSTLYDEPENDSONTHREEFACTORSTHEINITIALDIAMETEROFTHEDROPLET,THEDEGREEOFSUPERHEAT，THEMASSFLOWOFSATURATEDWATERANDRELATIVEVELOCITYBETWEENSUPERHEATVAPORANDSATURATEDWATERTHEHEATANDMASSTRANSFERPROCESSBETWEENTWOPHASESISALSOSIMULATEDBYUSEOFCOMSOLSOFTWAREINTHEMIXINGDUCTTHERESULTISCONSISTENTWITHTHERESULTOFTHEAFORESAIDSOLUTIONATLAST,THESTRUCTUREOFSUPERHEATEDSTEAMSATURATORISDESIGNEDTHESHAPESIZEOFSATURATORANDTHELENGTHOFINTERNALPACKINGBOXAREDETERMINEDACCORDINGTOTHESPECIFICWORKINGCONDITIONTWOFLUIDSUPPLYDEVICES,THEGRAVITYTANKTYPEORFLUIDMECHANICALPUMPTYPE,AREPUTFORWARD,WHICHDEPENDSONTHEFIELDINSTALLATIONCONDITIONSANDUSERNEEDSTHENEWTYPEOFSUPERHEATEDSTEAMSATURATORISTOAMELIORATETHESHORTCOMINGSOFEXISTINGSATURATIONDEVICEANDTOEXPANDTHEAPPLICATIONFIELD,WHICHIMPROVESTHEPRACTICALWORKPERFORMANCEKEYWORDSSUPERHEATEDSTEAMSATURATORTWOPHASEFLOWSUPERHEATEDSTEAMEVAPORATIONRATE目录摘要IABSTRACT第1章绪论111课题研究的背景及意义112过热蒸汽饱和器简介213国内外研究现状与发展趋势514本文的主要研究工作7第2章过热蒸汽中水珠蒸发模型研究921水珠蒸发模型的探讨与分析10211气液两相流速相同情况下的水珠蒸发模型11212气液两相流速不同情况下的水珠蒸发模型1422不同传热方式下单个水珠蒸发速率确定15221单个水珠全部蒸发时间的确定15222不同热容对后继蒸发过程的影响16223不同传热方式下单个水珠蒸发速率的比较分析1623过热蒸汽环境下饱和水水珠蒸发过程的仿真18231蒸发模型涉及到的FLUENT软件模型板块18232仿真过程及结果分析1924本章小结24第3章混合管内两相流模型的分析2531气液两相流的简化模型26311过热蒸汽连续方程26312过热蒸汽能量方程2632单位体积蒸发速率的确定27321气液两相流速相同情况下单位体积蒸发速率的确定29322气液两相流速不同情况下单位体积蒸发速率的确定3133连续方程和能量方程的具体形式3234含蒸发的气液两相流模型COMSOL软件仿真35341仿真过程的主控方程35342模拟结果与分析3735混合管内两相流模型与饱和器实际比对分析4236本章小结44第4章过热蒸汽饱和器的结构设计与系统研究4641饱和器装置的技术背景4642饱和器装置的设计介绍4743饱和器装置内填料设计48431饱和器内填料的选型48432饱和器内填料层高度计算5044饱和器装置内喷嘴及水位控制器的设计52441饱和器装置内的喷嘴设计52442饱和器装置的水位调节系统设计5245饱和器装置供液系统设计52451重力水箱供液系统53452泵式供液系统5446过热蒸汽饱和器的结构尺寸图5747本章小结58总结与展望59参考文献61附录65附录66攻读硕士期间发表的学术论文67致谢68CONTENTABSTRACTCHINESEIABSTRACTENGLISHCHAPTER1INTRODUCTION111BACKGROUNDANDMEANINGOFTHESTUDY112THEPROFILEOFTHESUPERHEATEDSTEAMSATURATOR213HISTORYANDACTUALITYOFTHESTUDYATHOMEANDABROAD514MAINSTUDYWORKOFTHEPAPER7CHAPTER2RESEARCHOFTHEWATERDROPLETEVAPORATIONMODELINSUPERHEATEDSTEAM921EXPLOREANDANLYSISOFWATERDROPLETEVAPORATIONMODEL10211WATERDROPLETEVAPORATIONMODELINTHESAMEFLOWSPEEDCONDITIONOFTWOPHASEFLOW11212WATERDROPLETEVAPORATIONMODELINTHEDIFFERENTFLOWSPEEDCONDITIONOFTWOPHASEFLOW1422THEREASONOFSINGLEWATERDROPLETEVAPORATIONRATEINDIFFERENTHEATTRANSFERWAY15221THEREASONOFSINGLEWATERDROPLETEVAPORATIONTIME15222DIFERENTHEATCAPACITYEFFECTTHESUBSEQUENTEVAPORATIONPROCESS16223COMPAREANDANLYSISOFSINGLEWATERDROPLETEVAPORATIONRATEINDIFFERENTHEATTRANSFERWAY1623THESIMULATIONOFSATURATEDWATERDROPLETEVAPORATIONPROCESSINTHECONDITIONOFSUPERHEATEDSTEAM18231THEMODELPLATEOFFLUENTSOFTWAREDEALWITHEVAPORATIONMODEL18232THENUMERICALSOLUTIONPROCESSANDTHERESULTANLYSIS1924BRIEFSUMMARYABOUTTHECHAPTER24CHAPTER3ANLYSISOFTWOPHASEFLOWINTHEMIXINGDUCT2531IMPLIFIEDMODELOFVAPORLIQUIDTWOPHASEFLOW26311THECONTINUITYEQUATIONABOUTSUPERHEATEDSTEAM26312THEENERGYEQUATIONABOUTSUPERHEATEDSTEAM2632THEREASONOFEVAPORATIONRATEPERUNITVOLUME27321THEREASONOFEVAPORATIONRATEPERUNITVOLUMEINTHESAMEFLOWSPEEDCONDITIONOFTWOPHASEFLOW29322THEREASONOFEVAPORATIONRATEPERUNITVOLUMEINTHEDIFFERENTFLOWSPEEDCONDITIONOFTWOPHASEFLOW3133THESPECIFICFORMABOUTCONTINUITYEQUATIONANDENERGYEQUATION3234THENUMERICALSIMULATIONOFVAPORLIQUIDTWOPHASEFLOWWITHEVAPORATIONUSINGCOMSOLSOFTWARE35341THEMAINCONTROLEQUATIONINTHEPROCESSOFSIMULATION35342THERESULTANDANLYSISOFNUMERICALSIMULATION3735COMPARISONOFTWOPHASEFLOWMODELINTHEMIXINGDUCTANDACTUALSATURATOR4236BRIEFSUMMARYABOUTTHECHAPTER44CHAPTER4THESTRUCTUREDESIGNANDSYSTEMRESEARCHOFSUPERHEATEDSTEAMSATURATOR4641TECHNOLOGYBACKGROUNDOFSATURATOR4642DESIGNINTRODUCTIONOFSATURATOR4743THEDESIGNOFPACKINGBOXINSATURATOR48431THEPACKINGBOXCHOOSINGINSATURATOR48432THECACULATIONOFTHELENGTHOFPACKINGBOXINSATURATOR5044THEDESIGNOFNOZZLEANDWATERLEVELCONTROLLERINSATURATOR52441THEDESIGNOFNOZZLEINSATURATOR52442THEDESIGNOFWATERLEVELCONTROLLERINSATURATOR5245THEDESIGNOFFLUIDSUPPLYSYSTEMINSATURATOR52451GRAVITYTANKTYPEFLUIDSUPPLYDEVICE53452PUMPTYPEFLUIDSUPPLYDEVICE5446THESTRUCTURESIZEDIAGRAMOFSUPERHEATEDSTEAMSATURATOR5747BRIEFSUMMARYABOUTTHECHAPTER58SUMUPANDPROSPECT59REFERENCE61APPENDIX65APPENDIX66RESEARCHPAPEROFPUBLISHEDINPOSTGRADUATETIME67ACKNOWLEDGEMENTS68第1章绪论随着世界经济的发展，能源产出与消耗之间的矛盾日益突出。如何有效合理地利用能源及保护环境，是世界各国所共同关心的焦点之一，也是实现可持续发展的关键。我国是世界上人口众多，能源相对贫乏的国家之一，人均能源占有量仅为世界平均水平的40，但能源消耗量到2003年已占世界消耗量的10，总量居世界第二位。目前，工业耗能、交通耗能和建筑耗能已经成为我国能源消耗的主要部分。而工业耗能中，尤以热能的消耗最为突出。据统计，世界上经过热能形式而被利用的能量平均超过80，我国占90以上，因此热能的开发和高效率的利用对人类社会的发展有着重要意义。11课题研究的背景及意义蒸汽的发现与使用历史由来已久。早在十八世纪中叶，瓦特对一台牛考门蒸汽机进行改进，设计出第一台有实用价值的蒸汽机。从而人们认识到高温蒸汽的能量中蕴含着一部分可用能，可作为推动各种机械连续运转所需的动力。后来随着换热器的发明和应用，蒸汽以换热媒介的角色，完成工业系统各元件之间的热能交换，这种蒸汽利用方式在化工、动力、冶金、原子能、制冷、建筑等领域非常常见123。蒸汽可分为湿蒸汽、饱和蒸汽和过热蒸汽三种形式。当蒸汽温度高于蒸汽压力所对应的饱和温度，这种状态的蒸汽称为过热蒸汽，而过热蒸汽温度与饱和温度之差即是通常所述的过热度。由设备的配套锅炉和热电厂提供的蒸汽一般是属于过热蒸汽。在一些工业过程中，需要提供大量的过热蒸汽以满足其特定的要求，如纺织行业的地毯丝热定型处理4；橡胶轮胎的制造以及物料的干燥5等。而在另外一些场合中，虽然提供的是过热蒸汽，往往需要的却是饱和蒸汽。如脱碳生产、精醇生产和铜洗生产等67。因为这些设备的换热面积一般以饱和蒸汽凝结放热工况为选型条件。如果对提供的过热蒸汽不进行处理，直接进入换热器，那么它在其中的换热过程分成两步首先冷却放出显热,变为饱和蒸汽；然后进行冷凝放热过程。因显热冷却过程的换热系数只有潜热冷凝过程的百分之一8,这样就造成原换热面积的不够用,使换热设备不能达到额定出率。要使换热设备达到额定出率，要么选型时增大换热面积，要么增大蒸汽消耗率。过热蒸汽在热力输送方面存在着缺点和安全隐患由于过热蒸汽的比容大于相同压力下饱和蒸汽的比容，在质量流量和管径相同的条件下，管内流速就会较饱和蒸汽时大，就需提供更大的供汽压降，而且也加大了管网的热损失，这样就降低了蒸汽热能的利用效率910，另外管道热膨胀补偿量也要作相应的调整。上述问题在制冷空调系统中也广泛存在由文献11可知，对于蒸汽双效溴化锂吸收式制冷系统（以水作为制冷剂，溴化锂溶液为吸收剂，采用蒸汽为动力，制取5以上冷水的制冷设备）。如果热源采用04MPA表压左右的饱和蒸汽，设计制冷量可达到200KCAL/H，而机组在实际运行过程中以过热蒸汽作为加热热源，制冷量远小于指定值，降低了经济效益。对于蒸汽压缩式制冷系统，从压缩机出来制冷剂处于过热状态，这样在冷凝器换热时同样是先放出显热再放出潜热，这样就造成了冷凝换热面积的“冗余”，换热器的体积相应变大，处于一种“所费大于所当费”的状态。这样就有必要将过热蒸汽饱和化处理，如在换热器入口处对过热蒸汽进行饱和化处理，一方面可达到“所费等于所当费”的最佳效果，另一方面也使得换热器更为紧凑。正是基于此应用背景，过热蒸汽饱和器应运而生。实现将过热蒸汽转化为饱和蒸汽的装置称为“过热蒸汽饱和器”。过热蒸汽饱和器也可用于减温保护，亦称减温器，如果在降温的同时，还有降压的作用，可称为减温减压器。过热蒸汽饱和器的应用，带来了多方面的益处金属材料的节约、蒸汽消耗量的减少等。这些都对能源和物质的节约作出了贡献。不仅提高了经济效益，同时也提高了社会效益和生态效益12。12过热蒸汽饱和器简介现有的过热蒸汽饱和装置种类主要包括带喷嘴的冷却喷水器、雾化蒸汽喷嘴的冷却喷水器、蒸汽转换器、蒸汽润湿器、减温减压器等131415。1带喷嘴的冷却喷水器16带喷嘴的冷却喷水器有固定喷嘴和可调喷嘴两种形式。前者是通过一个或者几个固定的喷嘴将水沿着蒸汽流动的方向喷出。由于水的汽化蒸发而吸收过热蒸汽中的部分能量，使得过热蒸汽冷却下来。依靠对喷嘴雾化压力的调节实现水量的调节。固定喷嘴的冷却喷水器的缺点是调节范围受限。当其利用最少的喷嘴进行工作时，如雾化压力为1BAR，雾化冷却效果最好；当喷水量增加5倍时，所需的雾化压力则上升到了25BAR17。图11带喷嘴的冷却喷水器结构图FIG11THESTRUCTUREDIAGRAMOFTHECOOLINGSPRINKLERWITHNOZZLE可调喷嘴的冷却喷水器与固定喷嘴的喷水器相比，使用的喷水量可以依靠喷嘴流量的调节。各个喷嘴通过电子或者气动的专用控制阀调节。此种方法可以将过热蒸汽的温度下降510K，但想处理过热度更大的蒸汽则必须采取特殊的措施。如对过热蒸汽进行减压，需用到拉阀尔喷管形式的减压阀。可调喷嘴的冷却喷水器缺点是在喷水量较小的情况下，冷却喷水器需要的喷嘴非常小，更换喷嘴时需要占有一定的时间，更换时间的长短受工作状况的影响很大。此外，采用拉法尔喷管会使蒸汽流速达到音速，这一瓶颈问题亦称极限流量问题。2带雾化蒸汽喷嘴的冷却器18雾化蒸汽喷嘴（也被称为双材料喷嘴）不仅可以冷却过热蒸汽，同时能够降低蒸汽的压力。利用减压前的高压蒸汽，将总流量分发成两部分，一部分直接与减温水混合，达到冷却目的；另一部分通过雾化蒸汽入口，雾化后的蒸汽再和减温水混合，达到降压目的见图12。利用此方法可以将固定喷嘴的蒸汽冷却调节范围增大。图12带雾化蒸汽喷嘴的冷却器系统图FIG12THESYSTEMDIAGRAMOFTHECOOLERWITHATOMIZINGSTEAMNOZZLE3蒸汽转换器蒸汽转换器可以解决蒸汽压力减少一半时减压阀里蒸汽流速达到音速这一瓶颈问题（亦称极限流量问题）。为解决此问题，在阀的锥体中利用喷嘴喷入冷却水。对于压差要求较大时，可采用多级减压的方法，但必须考虑蒸汽体积增大的问题。另一种方法是将蒸汽转换器与雾化喷嘴相结合的复式减压法，可实现大范围的蒸汽减压调节。图13蒸汽转换器示意图FIG13THESKETCHDIAGRAMOFTHESTEAMTRANSDUCER4蒸汽润湿器蒸汽润湿器将过热蒸汽的压力调节到所需状态,随即被输送到水浴罐处，穿过水浴的过热蒸汽吸收一定水分，达到完全饱和状态。蒸汽的流量控制对产品质量有着极为重要的影响。蒸汽润湿器是一个完整的集成式部件，可以在13BAR/400的条件下将蒸汽压力降低到26BAR，以240KG/H的速度生成饱和蒸汽。图14蒸汽润湿器实物图FIG14THEENTITYDIAGRAMOFTHESTEAMMOISTENER蒸汽润湿器的优点是坚实牢固（无喷嘴和运动零部件）；温度过高时有着很高的安全可靠性；在各类饱和装置中连续工作性能最好。5减温减压器减温减压器主要依靠减温水调节阀调整供汽温度，实现过热蒸汽饱和化。图15减温减压器结构图FIG15THESTRUCTUREDIAGRAMOFTHETEMPERATUREDECREASEDPRESSUREREDUCER减温减压器的优点是结构紧凑，采用法兰对接，安装及维护保养简便；噪音低（75DB）；操作灵活，可根据用户要求进行功能扩展；控制精度高，运行平稳，可有效清楚静差影响20。减温减压器的缺点是工作条件苛刻，在低过热度情况下容易使蒸汽带水，特别是负荷调节范围很窄。上述各装置中，蒸汽主要通过添加冷水实现冷却。蒸汽中加入冷水，水蒸发吸收热量从而降低蒸汽温度。通过对温度下降度数控制获得所需蒸汽。现行装置或多或少存在一些缺点装置中有的存在喷嘴等零部件，导致工作可靠性降低；有的工作负荷调节范围狭窄；有的蒸汽流量受限等。这些设备在给过热蒸汽进行降温降压时是将水雾化喷入蒸汽中，在生成饱和蒸汽中不可避免地携带没有汽化的水珠21。13国内外研究现状与发展趋势国内外对过热蒸汽饱和装置的设计，大致可分为工程设计应用改进，理论分析以及数值仿真的基础研究两大方面。1983年VANBLARCOMPP22论述了通过引入水来控制蒸汽减温的方案，包括关于所需水的流量计算讨论，对当时的减温系统进行设计，以及寻找有效的系统操作设备。1985年俄罗斯契诃夫动力机械厂进行减温减压器系列产品设计以达到减温保护的作用23。日本的OKEEFE,WILLIAM通过对过热蒸汽进行控温调节，来保护下游设备不受损坏，并对简单的压力喷嘴和减压阀进行了讨论，提出控制系统改进方案24。美国的VANBLARCOM,PETERP对锅炉产生的高温高压蒸汽温度进行减温处理，从而满足工厂所需温度，同时对减温器类型进行讨论25。1998年，德国的工程师KAUER,G对火电厂提供的过热蒸汽的特点进行研究时，指出使用蒸汽减温器可以降低蒸汽温度达到保护管道系统和元件的目的，并设计了一种减温器（蒸汽调节阀）投入市场26。国内宁德亮、李家鹏27等人根据减温器的几种典型结构形式，设计了一种新型喷水减温器。该减温器壁面开设蒸汽出留空并在出口加装密封挡板，可以起到有效保护核汽轮机叶片的作用。宋汉武30等对喷水减温器中雾化、汽化、减温三过程的因素进行论述，研究了影响混合管汽化长度的主要因素。周根明等11提出新型的过热蒸汽饱和器，用于热质交换设备中过热蒸汽的饱和器，对设备进行性能试验，发现蒸汽过热度降为零，使制冷机组制冷量提高约50，提高机组的热力系数和带负荷能力。赵长征28等人在对纸机生产设计烘缸时，考虑热电厂提供的过热蒸汽会影响干燥设备等不利因素，投入运行一套过热蒸汽减温控制系统，选用了瑞典公司的DA4型减温器和FOXBORO公司的ECA60控制器，从而实现节约蒸汽消耗，减少仪表阀门故障率，取得经济效益和社会效益。吴定明29对大多数的蒸汽雾化式减温器的特点做相关介绍，并根据不同需求运用不同的减温器，包括固定喷嘴式、表面式和蒸汽雾化式减温器等，对其工作原理和特点进行介绍。2理论分析以及数值仿真的基础研究方面CELATA,GP和CUMOM31等人将缓慢流动的水和不流动的过热蒸汽进行混合，对实验结果进行分析讨论，发现总的热能并没有完全依赖过热蒸汽温度，而是和同压力下的饱和蒸汽条件关系密切。俄国GREBENNIKOV,VNMIROPOLSKII,ZLSHNEEROVA,RI32等分别对管内的过热蒸汽和饱和蒸汽冷却过程进行分析，研究不同热容蒸汽的冷却冷凝过程，计算出管内过热蒸汽冷却，饱和蒸汽冷凝，饱和水冷却的几个阶段传热量等。FOROSTOV,VM通过一个无量纲方程对蒸汽减温器的冷却实验进行研究，计算出蒸汽变得完全干燥时需要的距离长度33。德国研究员KOEHLERDIETER和SCHINKELWILHELM通过对两种混合管方法相互比较，其中KOEHLERDIETER从物理计算角度，而SCHINKELWILHELM是从实验角度出发，找出蒸发路径，在对蒸汽降温混合管的长度方面，以后者的形式发展为基础3435。XU,WENZHONG和NIU,CHUANKAI根据不同的传热条件，对获取过热蒸汽阶段温度变化趋势进行研究，并为过热蒸汽在换热设备设计中提供过渡点，与此同时，通过计算机编程软件实现过热蒸汽的阶段温度变化传热的模拟仿真36。DU,WENJING，CHENGLIN和TIAN,MAOCHENG等人命名一种过热蒸汽复合式降温器，并对其传热和振动特性进行研究，从理论分析和数值模拟结果表明，这种新型降温器的效率高，没有产生辅助热源蒸汽损失的情况37。WESTMANMA38等对喷嘴处混合过热蒸汽，过冷水以及饱和蒸汽等的流量，指出其中最大质量流量与混合流体的压力等因素有关。国内闫涛、杨青瑞39等根据热动力学假设，将喷水减温器结构简化并划分成若干控制体，对每个控制体运用集总参数法建立减温器动态数学模型，结合除湿实验系统参数，应用SIMULINK仿真工具箱对模型进行直接求解。袁焕东、吴刚金40等对三级减温减压器的实际工况进行分析，在给定入口蒸汽条件下推算出相应的变工况流量与入口压力之间的特性曲线，推导出相应型号减温减压器变工况计算的计算公式。宁德亮、庞凤阁41等根据质量守恒定律和能量守恒定律，结合热动力学假设，采用集总参数方法建立了喷水减温器的动态仿真模型，利用数学软件对仿真模型的微分方程进行直接求解，简化方程求解过程。上海交大的娄川、章明华42等应用气液两相流动传热方程，并引入了适当的假设、对蒸汽与减温水的相互作用及其流动过程做了数值模拟，但是仍然没有能够清晰地给出减温减压器内流动换热图像。邬振耀、王孟浩43等人提出求解夹套式文氏管喷水减温器环形通道及支管流量分配的数学模型，并将求解结果与实验值相比较，得出较好的结果。综上所述，国内外对过热蒸汽饱和器的研究仍然十分不足，对饱和化过程中的热质交换机理了解很少，对不同换热条件下的饱和水蒸发过程分析不够透彻，而且对于多孔介质填料函中的两相传热传质机理更是鲜少问津，这样在过热蒸汽饱和器的设计中经验色彩比较浓厚。14本文的主要研究工作本文首先着重对过热蒸汽饱和器中的两相流传热传质过程进行了分析，了解不同的蒸发机制对系统特性的影响。本文主要在以下几个方面进行探索和研究1从单一液滴角度探索分析蒸发模型基于热质交换原理，从微观角度研究水珠蒸发模型，系统比较相际间两种不同传热方式对水珠蒸发速率的影响。在数值仿真方面，运用计算流体力学FLUENT软件模拟两相间无相对速度时的水珠蒸发过程。分析水珠直径随蒸发进程的变化规律；找出水珠质量变化率在不同物性参数条件下，与哪些因素有关；分析研究饱和水的水珠初始直径、过热蒸汽的过热度对水珠蒸发的影响。2建立了混合管内汽液两相流简化模型从单一水珠蒸发模型出发，尝试推导单位体积蒸发速率的具体表达式，并对微分方程进行数值求解，能够得出较为直观的曲线变化图。在此基础上，比较相际间不同传热方式对混合管的长度的影响，探讨不同水珠直径对饱和化的影响。结合有限元分析COMSOL软件，模拟混合管内气液两相流传热传质过程，看结果与理论推导情况是否吻合，分析二者之间误差产生的原因。3对过热蒸汽饱和器进行结构设计和系统研究在蒸发模型的研究基础上，本文还要进行过热蒸汽饱和器的结构设计。通过选定一具体工况，进行相关的结构设计包括饱和器的外部尺寸计算，内部材料选型和内部填料函高度计算等。最后设计几种不同的饱和器供液装置满足不同的供热系统、现场安装条件以及用户需要。第2章过热蒸汽中水珠蒸发模型研究过热蒸汽饱和器尽管有多种类型，但最基本的结构和工作原理如图21所示，一定质量流量的过热蒸汽从左端进入过热蒸汽饱和器中，而饱和水则经喷嘴雾化,形成大量的微小水珠。两相之间进行热质交换，饱和水水珠在获得热量后不断汽化，饱和化的过程即为饱和水水珠在过热蒸汽环境中的蒸发过程，而饱和水的蒸发，微观上可理解为大量的水珠蒸发。而过热蒸汽在流动过程中由于掺混作用，其温度不断降低，直到在出口处达到饱和蒸汽的要求。因此，过热蒸汽饱和器中的传热传质机理研究是属于带蒸发过程的两相流动与换热问题。在实际应用中为了强化传热传质过程，饱和器中还加有高孔隙率的金属波纹网多孔填料，这样就更进一步增加了问题的复杂性。这里采用从易到难的研究路线，以逐步深化过热蒸汽饱和器中两相对流换热过程的理解。图21过热蒸汽饱和器示意图FIG21THESIMPLIFIEDSCHEMATICDIAGRAMOFSUPERHEATEDSTEAMSATURATOR过热蒸汽饱和器设计中，一个非常重要的几何结构参数就是混合管长度L的确定，如图21所示（图22显示过热蒸汽、饱和蒸汽和饱和水在温熵图中的位置）。而混合管长度的大小与饱和水水珠在过热蒸汽环境中的蒸发传热传质过程紧密关联，而饱和水的蒸发，微观上可理解为大量的水珠蒸发。所以在这一章中从单个水珠在过热蒸汽环境中的蒸发过程这一问题进行探讨。根据有无相对速度，饱和水水珠在过热蒸汽中的蒸发可分成两种极端情况1当两者无相对速度时，过热蒸汽与饱和水水珠之间的热量传递完全由导热机制主控；2当两者相对速度很大时，过热蒸汽与饱和水水珠之间的热量传递完全由对流换热机制主控。图22混合管内过热蒸汽、饱和水与饱和蒸汽状态FIG22THESTATEOFSUPERHEATEDSTEAM、SATURATEDWATERANDSATURATEDSTEAMINTHEMIXINGDUCT21水珠蒸发模型的探讨与分析首先定义总比表面积的概念，比表面积是指单位质量物料所具有的总面积。对于水珠而言，它的比表面积为（21）RNRMASSS3432式中为一定质量水珠的个数。从上式可以看出一定质量水珠的比表面积和半N径成反比，即半径越大，比表面积越小。根据传热学的傅里叶定律，单位时间内通过的导热量与比表面积成正比，对于水珠而言，半径越小，总比表面积越大，单位时间通过的导热量越大。即日常生活中，在蒸发或燃烧之前，大都将水珠或油滴雾化，究其原因，则和比表面积有关雾化后半径变小，比表面积增大，从而达到提高蒸发速率或燃烧完全度。在过热蒸汽介质中，水珠温度远远低于过热蒸汽温度，因此水珠不断受热而蒸发。但由于水珠温度的升高，使得水珠与介质之间的温度差逐渐减小，减弱了介质对水珠的传热量。另外，随着水珠的温度升高，水珠表面的蒸发过程加快，所吸收的蒸发潜热也不断增多。当达到某一温度时，水珠吸收的热量恰好等于蒸发所需要的量，此时水珠温度不再改变，水珠在此温度下继续蒸发直到气化完成。这一温度称为液滴蒸发的平衡温度。此时水蒸发掉的数量就等于扩散出去的水珠蒸汽，及蒸发速度等于扩散速度44。在水珠蒸发的初始阶段，周围介质传给水珠的热量使得水珠温度升高和蒸发。则蒸发过程中的热量平衡关系式可写成（22）DPDETCMQ其中为单位时间内周围介质对水珠的传热量，J/S；DQ为水珠的质量，KG；M为水珠的定压比热容，J/KGK；PDC为单位时间内水珠蒸发的质量，KG/S；E为水的汽化潜热，KJ/KG。对于过热蒸汽饱和器，可认为饱和水水珠始终是离饱和状态非常接近，其温度近似等于饱和温度。因此它从过热蒸汽中获得的热量全部用于质量的蒸发，水珠本身的温度并不发生变化。这样式22简化为（23）DEQ此式的物理意义是过热蒸汽传递给水珠的热量等于蒸发速率与汽化潜热之乘积。211气液两相流速相同情况下的水珠蒸发模型首先分析饱和水珠在过热蒸汽介质中处于相对静止条件下的蒸发模型，即以导热为主要传热方式的蒸发机理研究。水珠在平衡温度条件下的蒸发过程是传热传质相结合的过程。水珠吸收周围过热蒸汽的热量，然后蒸发，并通过质量扩散方式向周围介质扩散。当过热蒸汽过热度不高时，可不考虑过热蒸汽与水珠间辐射传热；同时液滴与介质均保持相对静止状态，也不考虑对流换热的影响。此时过热蒸汽对水珠的传热量只有导热，所取的模型如图23所示。图中23A内圆阴影部份即为饱和水水珠（半径为RD），内圆与外圆之间的区域RDRL,图23A中虚线圆即为图23B中的微元体位置，其半径为R。在温度边界层区域，热流由外向内传递，蒸汽流由内向外传递。当系统达到稳定状态后，温度边界层任一区域无热量蓄积，根据热平衡原理，对任一微元体，输入的热量等于输出的热量。图23单个水珠传热传质模型FIG23THEHEATANDMASSTRANSFERMODELOFASINGLEWATERDROPLET由图23B半径R处的微元体所示，这是一开口系统，在温度边界层中由内而外温度不断升高。蒸汽由内向外的流动过程中，流量始终不变，其焓值却是不断变大DE；而导热热量由外向内传递，传递过程中不断减小。这样在稳定状态下微元体的热平衡方程可表示为（24）RDRRDRHEQ24可化为RTRHED2即DRRTCPVD24即（25）RTDREPV24其中为水珠蒸汽的等压比热，在忽略过热蒸汽定压比热随温度的变化，认为PVC是过热蒸汽的定压比热容，J/KGK。对公式（25）自水珠表面（温度为）到设定的介质边界（温度为T）间积DRLT1R分，可解得（26）1224RRLPVDDTCED因为传给水珠的热量用来蒸发水珠，故（27）DRSDTE24此时的取温度时的饱和蒸汽导热系数。将（27）式代入（26）式，并自水SLT珠表面（温度为）到设定的介质边界（温度为T）间积分，可解得水珠蒸发速DR1R度为（28）LPVSDPVDCRCELN41由于本文所需设计的饱和器过热蒸汽过热度比较小，因此可忽略过热蒸汽导热系数随温度的变化，即认为过热蒸汽与饱和蒸汽导热系数是相同的1S而且由于，公式（28）可简化为LDR（29）LVPPVDTCCDE1LN2引入JAKOB数JA，其定义为（210）LVPJAJAKOB数JA是水珠表面蒸发速度的一个表征。在其他条件相同的情况下，JAKOB数越大，蒸发速率越高。这里由于过热度比较小，显热量远小于汽化潜热量，因而JA1LVPTC，由高等数学知JA1LN因而式29可简化为（211）2LVDTDE这就是水珠在过热蒸汽中处于相对静止条件下的蒸发速率表达式，在后面分析中经常应用。定义水珠与过热蒸汽的换热系数为45，那么每单位时间过热蒸汽传给单个水珠的热量为（212）2LVTDQ由于过热蒸汽传给饱和水水珠的热量全部用于蒸发，因而单个水珠的蒸发速率又可表示为（213）2LVDTDQE比较式211和式213可得（214）V2通常努塞尔数NU是用于对流换热中。在很多研究水珠蒸发问题的文献中，即使两相之间的换热为热传导形式，也采用努塞尔数NU来分析其换热特性。对于单个水珠，努塞尔数定义为（215）VDNU由于在热传导形式下，过热蒸汽与水珠的换热系数由式（214）决定，即得2212气液两相流速不同情况下的水珠蒸发模型若水珠与蒸汽之间相对速度很大时，水珠与周围过热蒸汽之间的热量交换主要表现为对流换热形式。当RE5001000时，对流换热准则关系式通常由RANZMARSHALL公式给出（216213REPR012NU）其中努塞尔数，普朗特数和雷诺数分别定义为VLVDUADNUREPRRENKSIZBULUT和YUAN4647在实验研究的基础上又对RANZMARSHALL公式进行了修正，给出水珠对流换热更准确的关联式（217）503EPR7012U代入努塞尔数的具体形式，即可得到对流换热系数（218）503REPR7012DV而对流换热情况下单个水珠的蒸发速率又可表示为2LVDTQE即有（219）REPR3701250LVVDTDE与导热情况下单个水珠的蒸发速率式211相比较，可以清楚地看到对流换热促进了液滴的蒸发过程，而且增大了倍。为方便下面应用，定义503R（220）503REPR701F22不同传热方式下单个水珠蒸发速率确定221单个水珠全部蒸发时间的确定无论是否存在相对速度，水珠蒸发速率与水珠半径减小满足下列关系（221）DRDE24由于导热和对流换热两种情况，单个水珠的蒸发速率表达式基本相同，只是相差F倍。因此这里先以导热情况为例推导单个水珠完全蒸发所需的时间。将式（211）代入上式可得（222）LVLTRDD如果初始时间时水珠半径等于，而在时间后水珠半径减小到0，由式0DR0222积分可得水珠完全蒸发时所需要的时间（223）22LVLT用直径表示则为（224）KD20其中为蒸发常数或蒸发因子K（225）8LVLTK这就是著名的D2定律，也可称为SREZNEVSKY48定律。由于导热和对流换热两种情况只是相差F倍,D2定律也适用于对流换热情况，只不过单个水珠完全蒸发时所需要的时间缩短了F倍。222不同热容对后继蒸发过程的影响当水珠蒸发时，可能存在两种情况将较少水珠放入过热蒸汽环境中，过热蒸汽的温度几乎没有改变，即对过热蒸汽的温度作用较小时，可定义此系统为无限热容系统；相反，当水珠量较大时，水珠蒸发完全后，使得过热蒸汽的温度有所降低，我们定义此时的系统为有限热容系统。对于无限热容系统，因水珠和过热蒸汽温度均没有改变，故过热度LVTT没有改变，即蒸发速度因子为常数，符合上述要求。当K为常量时，式（211）变形为（226）LDDKE4从上式可以看出，水珠的质量变化率和其直径有关，成线性关系。即单一水珠的直径越大，质量蒸发变化率越大。但实际工程中大都为有限热容系统。对于有限热容系统，因过热蒸汽温度改变（降低），故过热度在蒸发LVTT过程中不断减小，即蒸发速度因子不再为常数，而是关于过热度的函数，即。过热蒸汽饱和器属于有限热容系统，过热蒸汽的过热度随着沿程变化逐TFK渐变小，即，因此，式（225）变形为ZT（227）8LLVTZZK如果已知沿程过热度的变化，那么就可确定蒸发速度因子，采用类似上面ZK的方法，饱和水水珠直径沿程的变化也可推知。223不同传热方式下单个水珠蒸发速率的比较分析这里通过计算比较了有无相对速度对单个水珠蒸发速率的影响。根据所设计的过热蒸汽饱和器，进口处过热度（）为28，由喷嘴喷出的水珠初始直径一般是LVT小于100M，因此这里就假定水珠直径为100M，其它需用到的物性参数值见附表I。如果过热蒸汽与水珠之间相对速度为0，两者之间的热量传递则为导热方式。换热系数大小由式（214）给出W/KM26710324DV由式（211）可算出单个水珠的导热蒸发速率为SKGTELVD/10821082836441如果过热蒸汽与水珠之间相对速度为0，两者之间的热量传递则为导热方式。仍假定单个水珠直径100M,在分析中根据所设计的过热蒸汽饱和器实际流动情况，过热蒸汽流速取为M/S，而饱和水水珠的速度取为M/S，两者同向运移。这41VU1LU样过热蒸汽与水珠的相对速度则为40M/S。过热蒸汽普朗特数取。PR2水珠在过热蒸汽中运动的雷诺数为9540105472REVLDU由式（218）可算出单个水珠的对流换热系数250304530/8794171602REPRMKWDV这样单个水珠的对流蒸发速率为KG/S96821031025743LVDTDE从两种蒸发模型的比较看在水珠直径和过热度相同情况下，对流传热蒸发速率比导热蒸发速率大13倍左右。而且单个水珠对流换热系数高达8777。进一2/MKW步考虑到大量水珠的高比表面积特征，在工程实践中，喷雾传热也是一种有效的强化换热方法。23过热蒸汽环境下饱和水水珠蒸发过程的仿真上文已具体推导了饱和水珠在过热蒸汽介质环境中的蒸发过程，得出相关的计算表达式，为了更加直观地呈现这一过程，预借助计算机仿真软件，来模拟这一蒸发过程。231蒸发模型涉及到的FLUENT软件模型板块这里应用FLUENT软件仿真模拟了相对静止情况下水珠在过热蒸汽环境中的蒸发过程，仿真过程的思路为决定计算目标，选择计算模型，选择物理模型和决定求解过程。由于涉及到弥散相物理模型（简称DPM模型）中的喷雾模型，将过热蒸汽看成是连续相，饱和水珠看成是分散相。连续相与分散相是相互耦合的，即将分散相水珠的动量、质量和热量损益计算到随后的连续相计算中，直到两相不再随着迭代的进行而变化。为了计入热量交换，计算模型必须包括传热模型；为了计入质量交换，计算模型必须包括组分输送模型。FLUENT采用称为“规律（LAW）”的传热、传质模型描述分散相水珠与连续相过热蒸汽之间的传热传质关系4950。分散相水珠的蒸发采用的规律为当水珠温度达到蒸发温度本文中为饱和水VLT的温度以上直到沸点温度（如果水珠温度高于沸点温度，则此规律不再适用）LTBPT且水珠的挥发分耗尽之前，发生蒸发过程，用表达式表示为（228）BPDVLT在这规律中，蒸发速率由梯度扩散规律控制。水珠蒸汽进入气相的通量与水珠表面和连续相之间蒸汽浓度梯度的关系为（229）CKNS其中为蒸汽摩尔通量，KGMOL/M2S；N为传质系数，M/S；K为水珠表面蒸汽浓度，KGMOL/M3；SC为连续相中蒸汽浓度，KGMOL/M3。对于公式中的和，可按照下面方法确定S（230）PMSTRPC（231）其中为水珠温度下的饱和蒸汽压，PA；PTPPTP为通用气体常数；MR为连续相局部温度，K。注软件中