高温高压喷雾闪蒸的蒸发特性

季　璨，王乃华，崔　峥，程　林

（山东大学热科学与工程研究中心，山东 济南 250061）



高温高压喷雾闪蒸的蒸发特性

季璨，王乃华，崔峥，程林

（山东大学热科学与工程研究中心，山东 济南 250061）

基于新型高温高压喷雾闪蒸实验台，以水为工质，研究初始条件和运行条件对闪蒸蒸发特性的影响。首次将液体初始温度提高至100℃以上，将闪蒸罐运行压力保持为正压，并使用具有独特双S形叶片的涡旋实心锥喷嘴，将液体向上或向下喷入闪蒸罐。实验过程中液体初始温度为135～150℃，闪蒸压力分别为121、126、131、136、141、146 kPa，液体过热度为30～46℃。实验结果表明，闪蒸蒸汽流量随初始温度的提高而增大，随闪蒸压力的提高而减小。液体向下喷射比向上喷射产汽量更高，蒸汽带水更少。闪蒸效率随过热度呈线性增长，在大量实验数据基础上拟合出二者之间的经验公式。实验结果为高温高压喷雾闪蒸的工业应用提供借鉴。

喷雾闪蒸；高温高压；影响因素；闪蒸效率；相变；两相流；蒸发

DOI：10.11949/j.issn.0438-1157.20151702

引　言

闪蒸过程具有速度快、能耗低、分离效果好、冷却能力高等优势，在海水淡化［1］、食品药品干燥［2］、航天飞机高温部件冷却［3］、地热利用［4］等领域得到广泛应用。

国内外对闪蒸的研究多集中于池水和水膜闪蒸。Miyatake等［5］最早对闪蒸机理展开研究，指出闪蒸可分为快速沸腾和表面蒸发两个阶段，提出了衡量闪蒸过程温度变化和完成程度的两个重要参数：不平衡温差（NETD）和不平衡分数（NEF）。Kim等［6］在水膜闪蒸实验中发现了蒸发速率显著减小的临界时间点和NETD达极小值的初始温度点。Jin等［7］利用PIV研究了多级闪蒸海水淡化闪蒸罐内流动特性，利用高速CCD摄像仪研究了过热度对闪蒸情况的影响，分析了气泡的形成、生长和运动。Saury等［8-9］研究了液体初始温度、初始压力、初始液位高度和降压速率等因素对水膜闪蒸蒸发量和蒸发速率的影响，并估算出闪蒸时间。杨庆忠等［10］研究了不同初始条件下NaCl溶液的静态闪蒸过程，分析了闪蒸蒸发质量的变化规律并拟合了实验关联式。Yan等［11］基于两套实验系统，对静态闪蒸和循环闪蒸的NEF、蒸发量和传热系数进行对比研究，并建立了适用于这两种闪蒸模式的换热计算模型。Zhang等［12］通过实验研究了纯水和NaCl溶液静态闪蒸过程的蒸汽携带效应，并提出了相关的计算模型。Zhang等［13］探讨了过热度、流量、压力对水膜循环闪蒸NEF和传热系数的影响。

近年来，过热射流闪蒸研究也取得一定进展。Miyatake等［14］研究了射流初始温度为60℃时，过热度、流速、喷嘴直径对闪蒸的影响，发现液体射流闪蒸速率比池水闪蒸快得多，提出了预测液体温度与时间关系的经验公式。Ikegami等［15］通过实验，研究了流体喷射方向对射流中心线量纲1温度的影响。El-Fiqi等［16］在实验中得出了闪蒸蒸发量与初始温度、闪蒸压力、过热度的关系。Muthunayagam等［17］建立了蒸汽扩散模型，预测26～32℃的海水以细小液滴方式喷入低压蒸发器中的闪蒸过程，并用一系列实验对模型的预测做出了验证。Mutair等［18-20］在一系列过热射流闪蒸实验中，观察了流动状况对闪蒸射流特性和闪蒸强度的影响，发现射流中心线上，沿喷射方向分为3个区域——速度核心区、喷雾区和饱和区，提出了预测射流中心线温度变化的指数型衰减曲线，估算闪蒸结束的位置并提出关联式。

综合来看，前人对闪蒸的研究多以池水和水膜闪蒸为主；在射流闪蒸方面，射流初始温度较低，均在100℃以下；过热度范围较小，均低于22℃；闪蒸罐内压力均低于大气压；所采用的喷嘴也多为结构简单的圆柱型喷嘴。对于可在余热发电等工业领域有较高应用价值的高温高压喷雾闪蒸，未见专门报道。因此，本文基于新型高温高压喷雾闪蒸实验台，将液体初始温度提高至100℃以上，将过热度范围扩大至30～46℃，将闪蒸罐运行压力保持为正压，并选用具有独特双S形叶片的涡旋实心锥喷嘴。通过变工况实验，探究液体初始温度、闪蒸压力、过热度和喷射方向等因素对闪蒸蒸发特性的影响，拟合出具有代表性的经验公式，拓展喷雾闪蒸的研究范围，为高温高压闪蒸的工业应用提供重要参考。

1　实验系统与方法

1.1实验系统

高温高压喷雾闪蒸实验系统如图1所示。主要由加热装置、闪蒸系统、补水系统和数据采集系统组成。具体工作过程为：一定流量的水在加热器内加热至目标温度后，通过喷嘴进入闪蒸罐，发生闪蒸。闪蒸蒸汽由罐体顶部的管道输送至集气箱，剩余的水由罐体底部的管道泵送回加热器，进入下一轮循环。由于蒸发，罐内的水量减少，需从补水水箱及时补入。

闪蒸罐专为高温高压闪蒸过程而设计，主体为圆柱形筒体，上下配有标准椭圆封头，直径2.5 m，总高5.33 m。材料为Q345R，壁厚30 mm，可承压达3 MPa。罐体及管道外部均包覆厚度为100 mm的硅酸铝针刺毯保温材料。闪蒸罐的供水管道有两条，对称地安装于筒体的上部和下部，朝向均沿筒体轴线，可分别满足液体向下或向上喷射的要求。

实验选用涡旋实心锥喷嘴，其内部设有两个独特的S形叶片，雾化效果良好，喷雾角度为90°。喷嘴外形及内部结构如图2所示，主要尺寸参数列于表1中。

表1　R喷嘴主要尺寸Table 1　Main dimensions of nozzle

图1　喷雾闪蒸实验系统Fig. 1　Schematic diagram of spray flash evaporation experimental system

图2　喷嘴外形及内部结构Fig. 2　Shape and internal structure of nozzle

实验系统中，流体的温度由PT100型热电阻温度计测量，流体的压力由EJA430A型压力变送器测量，水的流量由LWGY型涡轮流量计测量，蒸汽的流量由YF100型旋涡流量计结合XSJ-39AIK型流量数字积算仪测量。仪表所测数据由XMD5000型巡检仪实时记录。实验过程中，闪蒸罐供水温度的控制通过调节加热器供给的热量来实现。罐内压力的调节和维持，通过电动执行机构带动安装于蒸汽管道上的调阀开大或关小来实现。该电动执行机构接收压力传感器测得的罐内部压力信号，并与设定的目标压力作比较，通过两者的偏差，判断调阀的开大或关小，并带动调阀动作，以此使闪蒸压力保持为目标压力。

1.2实验方法

实验开始前，使系统预先运行2 h，以除去系统中的不凝气体。正式实验时，将加热器出口液体温度控制在目标温度，将闪蒸罐内的压力设置为目标压力，调节供水管道阀门开度达目标供水流量，开始一组实验；待系统进入稳定阶段，记录数据。

采用控制变量法，进行多组实验。分别改变液体初始温度、闪蒸压力或喷射方向之中的一个参数，保持其他参数恒定。各参数的变化范围列于表2中。其中，过热度ΔTs代表液体初始温度T0与闪蒸压力对应的饱和温度Ts之差，即ΔTs= T0-Ts。

表2　R实验参数变化范围Table 2　Range of experimental parameters

1.3不确定度分析

使用Moffat［21］的方法对实验中的直接测量参数进行不确定度分析，计算结果列于表3中。

表3　R不确定度分析Table 3　Uncertainty analysis

2　实验结果与讨论

2.1初始温度对闪蒸蒸发量的影响

图3　不同工况下闪蒸蒸汽流量与初始温度的相对关系Fig. 3　Relationship between vapor mass flow rate and initial temperature under different conditions

图3为当闪蒸压力、供水流量和喷射方向其中一个参数发生变化时，闪蒸蒸汽流量随液体初始温度变化的曲线。这3组不同工况下的图线呈相同趋势，即蒸汽流量随初始温度的提高而增大。选取两组工况作为代表，将大量实验数据以散点图形式示于图4。可以总结出，无论闪蒸压力、流量和喷射方向如何，闪蒸蒸汽流量均是液体初始温度的增函数。这是由于在一定的闪蒸平衡压力下，液体的初始温度越高，其距离平衡状态越远，达到平衡状态所需释放的能量越多，因此蒸发量越大。而且，初始温度的提高促进了气泡的形成和生长，从而促进蒸发。另外，随着温度的升高，水的汽化潜热减小，这进一步推动了蒸发的进行。所以，初始温度的提高对闪蒸起到加强作用。

2.2闪蒸压力对闪蒸蒸发量的影响

图5是液体初始温度保持为145℃、向上喷射和向下喷射时，闪蒸蒸汽流量随闪蒸罐内压力变化的曲线。可以看出，在每个工况下，蒸汽量均随着闪蒸压力的提高而减小。这可以解释为，在初始温度一定的情况下，罐内压力提高，其对应的饱和温度也相应提高，液体过热度减小，闪蒸的驱动力减小，故蒸发量减少。从工程应用的角度来看，闪蒸压力越低，蒸发速率越快，但蒸汽品质越低；相反，闪蒸压力越高，蒸汽品质越高，但蒸汽量越少。所以，应将闪蒸压力控制在合理范围内，兼顾蒸汽量和蒸汽品质两方面的要求。

2.3喷射方向对闪蒸蒸发量的影响

图6给出了相同条件下，向下喷射和向上喷射时闪蒸蒸汽流量的对比。在实验所涉及的过热度范围内，向下喷射的产汽量均高于向上喷射。向上喷射时，部分较小的液滴在向上运动的过程中，因质量轻而易受到上升气流的作用，很可能还未完成闪蒸就被带出闪蒸罐；向下喷射时，这种可能性则降至最低，若小液滴在下降过程中未闪蒸完全而被上升气流带起，则可在上升过程中继续蒸发。实验中观察到的现象也可印证这一点：向下喷射时，闪蒸蒸汽不带水或带水极少；而向上喷射时，则可观察到较为明显的蒸汽带水现象。蒸汽带水多会给其后续利用带来不便，因此从减小蒸汽带水量和增多蒸汽流量这两个角度来考虑，都应选择向下喷射。

图4　闪蒸蒸汽流量随初始温度的变化Fig. 4　Evolution of vapor mass flow rate vs initial temperature

通过图6还可观察出，向上与向下喷射的产汽量差距在中等过热度范围内（35～40℃）最大；在过热度相对较低时（＜35℃）差距相对较小；在过热度较高时（＞40℃）二者有越来越接近的趋势。这一现象可以解释为，过热度相对较低时，蒸发进行的相对平稳，罐内的扰动并不剧烈，小液滴被带出的可能性相对较小。随着过热度的增大，罐内扰动加剧，尤其向上喷射时小液滴被带出的概率增大，因此与向下喷射的产汽量差距加大。过热度进一步增大时，向上和向下喷射产汽量的差距反而减小。这是因为过热度的增加使闪蒸发生的位置提前，同时也使闪蒸的速率加快，虽然较小的液滴仍存在被带出的可能性，但大部分已在被带出之前就完成了蒸发，因此向上喷射与向下喷射的产汽量差距缩小。

之前曾有学者对喷射方向的影响进行过研究。Ikegami等［15］在初始温度24～40℃、过热度2.5～12.5℃的实验条件下，选用圆柱型喷嘴，进行了射流向上和向下喷射闪蒸对比实验，得出的结论是向上喷射时闪蒸完成距离更短，可使系统更紧凑。这与本文得出的向下喷射效果更佳的结论相反。Ikegami等［15］的实验中，液体初始温度较低，过热度范围很小，液体进入闪蒸罐的形态是射流，闪蒸进行的并不剧烈。而且，该文献的结论是在对初始温度值和射流速度值均有严格限制的条件下得出的，不具有普适性。这说明在不同条件下进行的闪蒸实验可能会得出完全相反的结论，初始温度的高低、过热度范围的大小、射流是否得到良好雾化，都是影响实验结果的关键因素。本实验中，液体初始温度很高，过热度范围较大，射流雾化良好，液体进入罐内的形态是液滴，闪蒸进行的较为剧烈，对液体速度也没有严格限制，因此得出了通用性较强的结论。尤其考虑到本文的实验目的是工程应用，更应全面考虑实际情况，例如蒸汽带水的情况，选择合适的闪蒸形式。综合来看，实际应用中推荐向下喷射，因其兼具产汽量高、带水量少、覆盖完全、能充分利用罐内空间等优势。

2.4过热度对闪蒸的影响及经验公式的拟合

液体的过热度被普遍认为是闪蒸的驱动力，它消除了对初始温度和闪蒸压力的双重依赖性，是喷雾闪蒸研究中具有代表性的综合变量。因此，以过热度为自变量，研究其对闪蒸的影响并拟合经验公式。

前文中的研究对象均为闪蒸蒸汽质量流量，该参数非常直观地反映出闪蒸的蒸发情况，但是在供水流量不同的情况下，不具有通用性。因此，此处定义一个新的参数——闪蒸效率，其含义是闪蒸蒸汽质量流量占供水质量流量的百分比，定义式为式（1）。闪蒸效率可作为衡量各工况下闪蒸情况的通用参数。

如前文所述，在本文的实验条件下，向下喷射的综合性能更佳。因此汇总向下喷射时，各流量、初始温度、闪蒸压力下的所有实验数据，涵盖了30～46℃的较大的过热度范围，绘制出闪蒸效率与过热度的散点图，如图7所示。可以观察出闪蒸效率随过热度基本呈线性增长。较高的过热度不仅增多了液体的不稳定能量，而且促进了气化成核，使闪蒸发生的位置提前，甚至在喷嘴内部就发生，减小了喷雾液滴粒径，提高了闪蒸效率，因此过热度是闪蒸的驱动力。采用线性拟合方法，得出闪蒸效率与过热度之间的经验公式

由式（2）计算出的结果也一并示于图7。

图8给出了所有实验数据与由式（2）所得的计算值的对比。定义计算值与实验值之间的相对误差为

根据式（3）绘制出相对误差为±30%的两条线，有超过93%的数据点误差在±30%以内。

图7　闪蒸效率随过热度的变化：实验结果与计算结果Fig. 7　Evolution of flash efficiency vs superheat：experimental results and calculated values

图8　计算值与实验值的相对误差Fig. 8　Relative error between calculated values and experimental results

3　结　论

本文基于新型高温高压喷雾闪蒸实验台，首次将液体的初始温度提高到135～150℃，将闪蒸压力提高到大气压以上，将过热度范围扩大到30～46℃，拓展了闪蒸研究范围。通过大量实验，探究液体初始温度、闪蒸压力、喷射方向和过热度对闪蒸特性的影响，拟合出经验公式，得到以下主要结论。

（1）无论闪蒸压力、供水流量和喷射方向如何，当液体初始温度提高时，闪蒸蒸汽流量均随之增大。

（2）在其他条件一定的情况下，闪蒸蒸汽流量随闪蒸罐内压力的提高而减小。较高的闪蒸压力对应较高的蒸汽品质和较低的蒸汽产量，应根据实际需要确定合适的闪蒸压力。

（3）喷射方向向下时蒸汽产量更高，且蒸汽带水量更少，更有利于实际应用。

（4）过热度是闪蒸的驱动力，本文的实验结果反映出闪蒸效率与过热度呈线性关系。根据所有结果拟合出经验公式，其适用范围是30≤ΔTs≤46℃。

符号说明

pev——闪蒸罐内压力，kPa

qm，ev——闪蒸蒸汽质量流量，t·h-1

qm，in——闪蒸罐供水质量流量，t·h-1

qv，in——闪蒸罐供水体积流量，m3·h-1

T0——液体初始温度，℃

ΔTs——过热度，℃

η ——闪蒸效率，%

下角标

cal ——计算值

exp ——实验值

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Evaporation characteristics of spray flash evaporation at high temperature and high pressure

JI Can， WANG Naihua， CUI Zheng， CHENG Lin
（Institute of Thermal Science and Technology， Shandong University， Jinan 250061， Shandong， China）

The influence of initial and operating conditions on spray flash evaporation characteristics was investigated based on a new high-temperature and high-pressure spray flash evaporation system. Water was used as the working fluid. The initial liquid temperature was raised to above 100℃ and the pressure inside the flash chamber was maintained positive for the first time. A specially-designed swirl nozzle with two S-shaped internal vanes was used to inject liquid upward or downward into the flash chamber. The experiments were conducted at initial temperatures ranging from 135 to 150℃， pressures of 121， 126， 131， 136， 141 and 146 kPa and superheats from 30 to 46℃. The results indicated that the mass flow rate of vapor generated by flashing increased with the increase of initial temperature and decreased with the increase of pressure. Downward injection outperformed upward injection for higher vapor generation rate and less water carried out by vapor. The flash efficiency was found to increase linearly with the degree of superheat. An empirical equation between flash efficiency and the degree of superheat was proposed based on a large amount of experimental data. The results provided reference for the application of spray flash evaporation at high temperature and high pressure in industrial fields.

spray flash evaporation； high temperature and high pressure； influencing factors； flash efficiency；phase change； two-phase flow； evaporation

date： 2015-11-11.

Prof. CHENG Lin， cheng@sdu.edu.cn

supported by the National Basic Research Program of China （ 2013CB228305）.

TK 124

A

0438—1157（2016）05—1771—07

2015-11-11收到初稿，2016-02-18收到修改稿。

联系人：程林。第一作者：季璨（1989—），女，博士研究生。

国家重点基础研究发展计划项目（2013CB228305）。