李茹， 溫濟(jì)銘， 陳博文， 王博， 田瑞峰， 毛峰

(1.哈爾濱工程大學(xué) 核科學(xué)與技術(shù)學(xué)院，黑龍江 哈爾濱 150001； 2.哈爾濱工程大學(xué) 黑龍江省核動(dòng)力裝置性能與設(shè)備重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，黑龍江 哈爾濱 150001)

為了確保電站中蒸汽發(fā)生器的產(chǎn)汽品質(zhì)，在蒸汽發(fā)生器出口設(shè)置了汽水分離裝置。波形板干燥器的性能決定著蒸汽發(fā)生器出口蒸汽品質(zhì)。而分離效率、壓降損失、臨界速度3個(gè)關(guān)鍵參數(shù)表征著干燥器的性能。工程設(shè)計(jì)中，對(duì)干燥器的臨界流速的研究是通過(guò)冷態(tài)選型試驗(yàn)對(duì)波形板結(jié)構(gòu)進(jìn)行改進(jìn)來(lái)實(shí)現(xiàn)的，但相對(duì)于冷態(tài)工況而言，熱態(tài)工況下的汽水分離更為復(fù)雜化。基于冷態(tài)試驗(yàn)獲取的數(shù)據(jù)并不適用于設(shè)計(jì)實(shí)際汽水分離器，因此有必要進(jìn)行水-蒸汽熱態(tài)實(shí)驗(yàn)。由于針對(duì)干燥器組件所進(jìn)行的熱態(tài)實(shí)驗(yàn)研究較少，且費(fèi)時(shí)費(fèi)力，所以對(duì)于同一種波形板干燥器而言，對(duì)臨界流速的冷熱態(tài)轉(zhuǎn)化進(jìn)行研究，可以減少重復(fù)性熱態(tài)實(shí)驗(yàn)[1-3]，因此需要對(duì)波形板干燥器臨界流速的冷態(tài)與熱態(tài)之間的轉(zhuǎn)化關(guān)系進(jìn)行研究。

文獻(xiàn)[4-9]對(duì)干燥器在冷態(tài)工況下進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)研究，主要針對(duì)干燥器的疏水鉤結(jié)構(gòu)、板間距、波間距以及板型結(jié)構(gòu)對(duì)干燥器的臨界流速的影響進(jìn)行了研究。結(jié)果表明：臨界流速隨著疏水鉤的數(shù)量先增大后減小，臨界入口速度隨著鉤間隙增加而減小；板間距增加，臨界速度會(huì)隨之出現(xiàn)增高趨勢(shì)；雙鉤波形板干燥器臨界速度達(dá)到6.8 m/s；波距增大可略微提高干燥器的臨界速度。而Kolev[10]采用環(huán)狀流經(jīng)驗(yàn)關(guān)系式計(jì)算二次攜帶依此得到臨界流速。文獻(xiàn)[11-14]針對(duì)波形板干燥器從液滴行為以及液膜波動(dòng)角度對(duì)干燥器的分離機(jī)理進(jìn)進(jìn)行了大量研究。Azzopardi[15]借助實(shí)驗(yàn)裝置研究分析干燥器壁面液膜在何種臨界條件下會(huì)出現(xiàn)破裂，精準(zhǔn)推導(dǎo)了臨界破裂條件，但是并未構(gòu)建出較為完善的液膜破裂臨界流速模型。而在對(duì)于波形板干燥的臨界流速的理論研究方面，Kutateladze[16]通過(guò)分析垂直板上的液滴在向上運(yùn)動(dòng)氣流作用下的受力情況，提出了與波形板干燥器臨界流速有關(guān)的準(zhǔn)則數(shù)Ku值。文獻(xiàn)[17-19]通過(guò)對(duì)液膜夾帶的現(xiàn)象進(jìn)行分析得到了與波形板干燥器臨界流速有關(guān)的準(zhǔn)則數(shù)Na值。試驗(yàn)結(jié)果顯示，對(duì)于類(lèi)型相同的波形板而言，準(zhǔn)則數(shù)Ku值、Na值均為常數(shù)，且Ku值、Na值大小顯著相關(guān)于波形板結(jié)構(gòu)。

本文搭建了研究干燥器分離性能的試驗(yàn)臺(tái)架，并通對(duì)兩相運(yùn)動(dòng)方程進(jìn)行無(wú)量綱分析，基于液膜破裂現(xiàn)象推導(dǎo)出干燥器的臨界流速的計(jì)算式，并將計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比。

1 干燥器熱態(tài)試驗(yàn)裝置介紹

本研究主要設(shè)計(jì)了5部分試驗(yàn)系統(tǒng)：供汽系統(tǒng)、疏水系統(tǒng)、噴水系統(tǒng)、混合段、采樣系統(tǒng)，如圖1所示。

圖1 試驗(yàn)臺(tái)流程

在進(jìn)行蒸汽-水試驗(yàn)時(shí)，首先對(duì)加藥箱水進(jìn)行加藥處理，已經(jīng)配置好的溶液經(jīng)過(guò)水泵進(jìn)入供水鍋爐后，將供水鍋爐內(nèi)的爐水加熱至實(shí)驗(yàn)壓力對(duì)應(yīng)的飽和溫度，爐水在氮?dú)饧訅旱淖饔孟逻M(jìn)入噴霧管道，經(jīng)由噴頭霧化后進(jìn)入試驗(yàn)件本體。在對(duì)供水鍋爐內(nèi)爐水進(jìn)行加熱的同時(shí)打開(kāi)供汽鍋爐，將供汽鍋爐加熱至實(shí)驗(yàn)壓力。供汽鍋爐提供的蒸汽與霧化后的液滴在試驗(yàn)件本體方箱內(nèi)混合，液滴跟隨主流氣體經(jīng)過(guò)波形板干燥器，由于慣性力的不同，大尺寸的液滴被波形板壁面捕獲分離，而較小尺寸的液滴則跟隨主流蒸汽流向試驗(yàn)件本體出口。

熱力法、化學(xué)法、光學(xué)法等方法都可以測(cè)量蒸汽濕度。本試驗(yàn)采用化學(xué)法對(duì)波形板進(jìn)出口的蒸汽濕度進(jìn)行測(cè)量。在進(jìn)行試驗(yàn)前，對(duì)溶液進(jìn)行標(biāo)定如圖2所示。

圖2 標(biāo)準(zhǔn)溶液的標(biāo)定曲線(xiàn)

為了能保證波形板、取樣器的入口蒸汽速度相同，在蒸汽取樣前，以具體的試驗(yàn)工況為依據(jù)，有針對(duì)性地對(duì)飽和水流量、混合濕蒸汽流量加以調(diào)節(jié)。取樣期間使試驗(yàn)工況保持穩(wěn)定，取樣的蒸汽進(jìn)入取樣冷卻器被冷凝，同時(shí)供水鍋爐內(nèi)的飽和水被冷卻，用取樣瓶收集冷凝水及冷卻水之后送檢。選取原子吸收分光光度計(jì)或離子電導(dǎo)率儀器檢測(cè)離子濃度。干燥器入口蒸汽濕度為：

(1)

干燥器出口蒸汽濕度為：

(2)

式中：σin為入口混合蒸汽冷凝電導(dǎo)率，S/m；σwater為供水鍋爐爐水電導(dǎo)率，S/m；σout為出口飽和蒸汽冷凝電導(dǎo)率，S/m；

干燥器的分離效率為干燥器組件分離水的質(zhì)量與干燥器組件進(jìn)口攜帶水的質(zhì)量百分比，即：

(3)

式中：ωin為干燥器入口濕度；ωout為干燥器出口濕度。

而在進(jìn)行空氣-水試驗(yàn)時(shí)，則打開(kāi)風(fēng)機(jī)為實(shí)驗(yàn)提供空氣。噴嘴在混合箱中產(chǎn)生的大量霧化水滴噴霧，一部分顆粒大的霧化水滴在混合箱中沉積，剩下部分的水滴隨著氣流進(jìn)入干燥器后，大部分被分離，僅有一小部分逃逸離開(kāi)干燥器。分離效率則是由干燥器出口的汽水混合物中液體質(zhì)量在混合物總質(zhì)量所占的比值：

(4)

式中：Gout為被分離液滴的質(zhì)量流量，kg/h；Gin為大量霧化水滴噴霧質(zhì)量流量，kg/h；Gdepo為重力沉積的液滴的質(zhì)量流量，kg/h。

選取以下實(shí)驗(yàn)工況為例：蒸汽壓力為0.2 MPa、蒸汽流量為85 m3/h時(shí)，以?xún)x表參數(shù)、實(shí)驗(yàn)測(cè)量為依據(jù)，計(jì)算得出了壓力的相對(duì)不確定度為0.3%,蒸汽流量的不確定度為2.33%，電導(dǎo)率的不確定度為0.5%,濕度的不確定度為1.6%,分離效率的不確定度為5.6%。

2 臨界流速模型及驗(yàn)證

2.1 臨界流速模型

通過(guò)研究?jī)上嗟倪\(yùn)動(dòng)方程分析，應(yīng)用相似分析的方法得到無(wú)量綱準(zhǔn)則數(shù)，從而得到冷態(tài)與熱態(tài)之間的轉(zhuǎn)換系數(shù)。對(duì)液膜在曲面上的流動(dòng)作薄膜假設(shè)。忽略重力對(duì)液膜橫向流動(dòng)的作用。圖3為曲面板壁，其表面有一層流動(dòng)的薄液膜，O是坐標(biāo)原點(diǎn)，沿曲面向右側(cè)為x的正方向，y方向垂直于壁面向外。點(diǎn)P(x,y)為液膜中的任意點(diǎn)，沿y軸投影在x軸上的P0點(diǎn)，P0點(diǎn)處的曲率半徑為R(x)。假設(shè)液膜為邊界層流動(dòng)，N-S方程和連續(xù)性方程為：

圖3 曲面上的薄液體邊界層

(5)

(6)

(7)

(8)

(9)

p*=p/ρU2

(10)

t*=tU/L

(11)

對(duì)式(6)～(8)作量綱等級(jí)分析，忽略一階及以上的部分，并為其進(jìn)行量無(wú)綱化處理，可得簡(jiǎn)化后的N-S與連續(xù)性方程：

(12)

(13)

(14)

在固體壁面上，無(wú)滑移和無(wú)滲透作為2個(gè)假設(shè)條件按，即當(dāng)y=0時(shí)，u=0；在氣液交界面上，液膜受氣流切應(yīng)力作用，當(dāng)y=τw時(shí)：

(15)

則液膜切向速度為：

(16)

分析液膜的法相受力，在沿曲面的邊界層流動(dòng)中，借助N-S 控制方程，可求解曲率引致的慣性離心力。則單位面積上液膜所受的慣性離心力為：

(17)

液膜氣液界面上表面張力產(chǎn)生的單位面積向壁方向的毛細(xì)力為：

(18)

式中σ為表面張力系數(shù)。

由于法向受力平衡故F1=F2。對(duì)液膜所受切向力進(jìn)行分析，液膜內(nèi)速度分布：

(19)

則液膜所受壁面粘性阻力：

(20)

式中μg為氣相動(dòng)力粘滯系數(shù)，Pa·s。

且液膜受到的氣流剪切力為：

(21)

對(duì)波形板屈折角處的液膜進(jìn)行二維應(yīng)力分析?？刂企w所受作用力包括：慣性離心力F1，表面張力F2，壁面粘性力τw，氣流剪切力τl。由力平衡原理可知，要使液膜不出現(xiàn)破裂且保持相對(duì)穩(wěn)定的狀態(tài)，就需要滿(mǎn)足τl=τw的條件。

由式(17)～(21)可得到臨界速度為：

(22)

式中δ為流體邊界層厚度，m。

如圖4所示為將曲折通道中的氣流速度轉(zhuǎn)換成通道的入口速度為：

圖4 波形板通道中曲折處的氣流速度與入口速度示意

uin=uccosθ

(23)

液膜臨界破裂的判據(jù)為：

(24)

式中:uin為干燥器入口速度，m/s；d為波形板板間距，m/s；θ為波形板夾角，(°)；h為水膜平均厚度，mm。

根據(jù)式(23)得到干燥器臨界流速冷熱態(tài)轉(zhuǎn)化系數(shù)為：

(25)

2.2 模型驗(yàn)證與結(jié)果分析

分別進(jìn)行冷態(tài)試驗(yàn)與熱態(tài)試驗(yàn)后對(duì)試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行分析。冷態(tài)工況下分離效率在空氣流速為4～5 m/s內(nèi)隨著空氣流速的增加而增加，當(dāng)空氣流速到達(dá)5.5 m/s時(shí)，分離效率達(dá)到最大值92%，當(dāng)流速超過(guò)5.5 m/s時(shí)，分離效率呈下降趨勢(shì)。熱態(tài)工況下對(duì)于相同的蒸汽流速而言，改變蒸汽壓力，分離效率會(huì)隨著蒸汽壓力的增加有所降低。隨著蒸汽流速的增加，分離效率變化趨勢(shì)都是一致的，在流速較低時(shí)隨著蒸汽流速的增加而增加，但增加到極限值時(shí)，分離效率會(huì)急劇下降。在蒸汽壓力不同的條件下，即便有相同的蒸汽流速，分離效率也不盡一致。隨著蒸汽壓力的不斷提升，臨界流速處的分離效率最大值會(huì)呈現(xiàn)減少趨勢(shì)。

冷態(tài)試驗(yàn)中分離效率隨空氣流速變化如圖5所示。熱態(tài)試驗(yàn)研究了在0.2、0、25、0.3 MPa蒸汽壓力下分離效率的變化，結(jié)果分析如圖6所示。對(duì)另一種圓弧板的實(shí)驗(yàn)結(jié)果分析如圖7所示。

圖5 冷態(tài)工況下分離效率隨空氣流速的變化曲線(xiàn)

圖6 熱態(tài)工況下分離效率隨蒸汽流速的變化曲線(xiàn)

圖7 熱態(tài)工況下圓弧波形板分離效率隨蒸汽流速的變化曲線(xiàn)

同時(shí)針對(duì)板間距為20 mm的圓弧波形板進(jìn)行了熱態(tài)工況下的實(shí)驗(yàn)研究：根據(jù)對(duì)2種不同結(jié)構(gòu)波形板進(jìn)行實(shí)驗(yàn)研究發(fā)現(xiàn)，隨著干燥器蒸汽流速的增加，干燥器的分離效率呈現(xiàn)先上升后下降的趨勢(shì)。對(duì)于不同壓力而言，隨著蒸汽壓力的上升，波形板干燥器的分離效率降低。

由于入口流速的增加導(dǎo)致壁面上形成的水膜被撕裂重新進(jìn)入主流被攜帶至下一級(jí)，在下一級(jí)中又被撕裂，不斷重復(fù)造成分離效率的下降。蒸汽攜帶著液滴，隨著板結(jié)構(gòu)的改變，氣流方向也發(fā)生改變，液滴受到氣流的曳力作用的同時(shí)也會(huì)由于液滴自身速度會(huì)產(chǎn)生離心作用。蒸汽粘度會(huì)隨蒸汽壓力的提升的增高，氣流、液滴間的曳力會(huì)逐漸變大，隨著蒸汽流速的增加，慣性力使得液滴更容易從氣流中被分離出來(lái)，因此分離效率逐步增加。但當(dāng)蒸汽流速增加到極限值時(shí)，液滴撞擊板壁面形成的液膜會(huì)被撕裂從而重新被卷入氣流中，并逐級(jí)傳遞直到最后一級(jí)被帶出干燥器，因此導(dǎo)致分離效率的下降。

蒸汽粘度會(huì)隨蒸汽壓力的提升的增高，氣流、液滴間的曳力會(huì)逐漸變大，對(duì)液滴的攜帶能力增強(qiáng)，壓力越大液滴更難被分離，液滴與壁面上的液膜更容易跟隨氣流逐級(jí)傳遞，導(dǎo)致分離效率隨著壓力的增加呈下降趨勢(shì)。對(duì)雙溝波形板進(jìn)行臨界流速的冷熱態(tài)轉(zhuǎn)換分析，根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果分析，冷態(tài)臨界流速為5.58 m/s，而熱態(tài)臨界流速隨壓力變化如圖8所示，從圖8可以得到隨著蒸汽壓力的增加，干燥器的臨界流速下降。

圖8 臨界流速隨蒸汽壓力變化曲線(xiàn)

由于在蒸汽攜帶著液滴進(jìn)行有效分離的過(guò)程中出現(xiàn)了二次攜帶，壁面處被捕捉的液滴所形成的液膜破裂，從而產(chǎn)生二次液滴，此時(shí)的分離效率急劇下降，蒸汽流速達(dá)到了臨界流速。由于蒸汽壓力的增加，蒸汽對(duì)液膜的作用力增強(qiáng)，形成的液膜更容易被氣流撕裂導(dǎo)致液膜破裂的發(fā)生提前。因此，試驗(yàn)的蒸汽壓力越大，干燥器的臨界流速越小。

Ku準(zhǔn)則數(shù)反映了慣性力、重力、表面張力間的關(guān)系[16]。水滴在波形板干燥器板上開(kāi)始被蒸汽撕裂時(shí)，氣流向上的曳力與水滴的重力和水滴的表面張力達(dá)到力平衡。通過(guò)對(duì)力平衡方程分析得到：

(26)

式中ρg為連續(xù)相氣體的密度；ρl為離散相液滴的密度；u為臨界流速。Na準(zhǔn)則數(shù)反映了慣性力、重力、粘性力、表面張力間的關(guān)系[17-19]?？梢罁?jù)式(25)計(jì)算干燥器的臨界流速：

(27)

式(24)、(25)內(nèi)的臨界流速u(mài)進(jìn)行整理分析，得到2個(gè)不同形式下的冷熱態(tài)臨界流速轉(zhuǎn)換因子α、β：

(28)

(29)

式中：α為基于Na準(zhǔn)則數(shù)的冷熱態(tài)臨界流速轉(zhuǎn)換因子；β為基于Ku準(zhǔn)則數(shù)的冷熱態(tài)轉(zhuǎn)換因子。將試驗(yàn)工況中的兩相物性參數(shù)分別代入式(25)、(28)、(29)得到冷熱態(tài)臨界流速換算系數(shù)隨著蒸汽壓力的變化曲線(xiàn)圖。

根據(jù)冷態(tài)試驗(yàn)所得到的干燥器臨界流速值，按照式(25)、(28)和(29)計(jì)算熱態(tài)臨界流速，將結(jié)果與熱態(tài)實(shí)驗(yàn)相對(duì)比，從冷態(tài)到熱態(tài)的換算中，按照式(28)與(29)計(jì)算結(jié)果都偏高，而式(25)的換算結(jié)果比前兩者更接近實(shí)際。但從熱態(tài)到熱態(tài)的換算，從圖9可得3種換算公式結(jié)果接近，均隨著蒸汽壓力的下降而下降，且變化趨勢(shì)相近。由于蒸汽壓力相對(duì)接近，在這個(gè)范圍內(nèi)蒸汽和水的各個(gè)參數(shù)之間變化不是很大,從熱態(tài)到熱態(tài)的換算相比于冷態(tài)到熱態(tài)的換算更為準(zhǔn)確。

圖9 干燥器臨界流速換算系數(shù)隨蒸汽壓力的變化

3 結(jié)論

1)熱態(tài)工況下，隨著蒸汽流速的增加，干燥器的分離效率先上升后下降，且上升速度緩慢降低至最大分離效率后急劇下降。

2)隨著干燥器內(nèi)蒸汽壓力上升，液滴更難以被分離，干燥器的分離效率有所下降。干燥器的臨界流速隨著蒸汽壓力的上升而減小，試驗(yàn)結(jié)果與理論計(jì)算結(jié)果是一致的。

3)對(duì)液膜破裂現(xiàn)象進(jìn)行分析得到的冷熱態(tài)臨界速度換算因子γ更能準(zhǔn)確描述冷態(tài)與熱態(tài)之間的轉(zhuǎn)化關(guān)系。因此二次攜帶所產(chǎn)生的原因較大程度上是由于液膜破裂，而并非液滴破裂。