第26卷第3期2004年9月 湘 潭 大 学 自 然 科 学 学 报Natur al Science Journal of Xiangtan U niversityVol.26No.3Sept.2004蒸发器自然循环推动力计算理论研究俞秀民, 俞天兰, 彭德其, 蒋少青, 刘桂英(株州工学院帅科机械清洗研究所,湖南株州412008)[摘要] 在关系复杂的诸多影响因素中,提出动力温度 t0概念,并且以此作为计算基本参数建立起绝热、平衡、线性汽化过程的推动力理论计算式.在深入分析沸腾室内实际汽化过程的不平衡、非线性和出口动能损失等影响后提出了有效推动力的计算式.该计算式物理概念明晰,可以指导蒸发器结构的合理设计.在此基础上,提出将各种影响系数和有关物性参数一并考虑的综合影响系数K的工程计算式,既便于试验研究,又便于工程设计.关 键 词:计算;自然循环推动力;蒸发器;不平衡;动能损失中图分类号:T Q051.5 文献标识码:A 文章编号:10005900(2004)03009904S tudy of the Calculation Theory of the Driving Powerof Natural Circulation of EvaporatorsY U Xiu min, Y U T ian lan, PEN G De qi, JI A N G Shao qing, LI U Gui y in(M echanical Clean Insti tute,Zhuzhou Insti tute of T echnology,Zhuzhou,412008China)Abstract T here have been no calculation methods of the driving force of natur al cycle for evapor ators design.T he concept of pow er temperatur e is proposed from many factors of complex interr elatio nship and the theoreticalcalculating formula of t he driving force is established based on that basic par ameter fo r the adiabatic,equilibriumand linear vapor izing process.T he correction calculating formula of t he effective dr iving force is g ot after deeplyanalyzing the effect of disequilibr ia,nonlinear and kinetic energy loss in actual v aporizing pro cess of the boilingchamber.T his formula of clear physics concept can lead to the ev aporator desig n of reasonable structure.On thisbase,t he engineering calculating formula is given w ith the comprehensive effect coefficient K,which makes bothex perimental r esearch and engineer ing design convenient.K considers a ser ies of effect coefficients and r elativeparameters.Key words: Calculation;driv ing force of natural circulation;ev aporator;disequilibria process;kinetic energyloss蒸发器是高能耗设备,也是制糖、制盐等工业生产的关键性工艺设备.为了减缓结垢和提高效率采用的强制循环泵消耗大量的能耗.例如,制盐蒸发器的ACP11-900型循环泵160kW[1],一套蒸发装置每年的电费就高达两百多万元.因此,自然循环蒸发器推动力问题的研究对于节能具有重要意义.对自然循环蒸发器推动力影响因素相当多,有蒸发器的结构因素、母液的物性参数、有例如蒸发压力的运行参数等等,相互影响关系非常复杂,试验研究又很费钱,至今尚无计算方法,甚至参考文献也非常少.前苏联的学者[2]在直径200mm的沸腾管中进行了大量的实验测定,在常压与真空条件下,液体名义速度v1:0.2~0.6m/s、蒸汽名义速度v2:=2~23m/s的范围,整理出一个包含重度 和速度v 的蒸汽体积比的无因次关联式=0.77[(v2 )2/(v2 )1]0.22,反映了蒸汽泡浮升的影响.通过间隙式结晶罐的半工业规模试验研究,找出了影响循环速度的关系式W0=K(f升/f降)!tCB-n.exp{-b[KP/(1-K P)]2},循环速度不仅与液层的高度有关,还与在间歇式结晶灌内煮糖时糖膏物理性质的连续变化有关,只有在与实验条件近似时才有效.因此,这些文献既不能用于设计计算推动力的大小,而且由于包含的物理意义不明确,也就不能定性货半定量地用来指导蒸发器的结构设计与开发.为此,本收稿日期:20031210基金项目:湖南自然科学基金资助项目(02JJY2070)作者简介:俞秀民(1943shuaike zz@hotmai 文专题研究自然循环蒸发器推动力的计算问题,提出新的概念、理论和方法.2 推动力静压差模型蒸发器自然循环推动力的产生原理见图1,主要是由于沸腾室内汽化后汽液固三相混合物的密度显著的低于连通的循环流路内的液固两相混合物的密度,由此产生的静压差.在母液中的固相虽然可以高达10%以上,但是以微晶细晶状态均匀地分散在溶液中,以流动性为前提的静压差计算式对于液固两相混合物显然与单相液体、不同密度的液体静压差一样适用.虽然蒸汽泡既不像微晶细晶那样均匀地分布在溶液中,单个的蒸汽泡也可以比晶体大得非常多.但是蒸汽泡是流动性比溶液更好的流体,那么作为汽液固三相混合物的静压差计算更是可与单相液体、不同密度的液体静压差一样[3].因此,以液柱高度表示的、由静压差产生的自然循环推动力理论计算式可以表示为H *=!h 0V(h)d h 式中的V 、h 、h 0分别为沸腾室的母液密度、汽泡所占的体积比率、液下深度、母液开始汽化的深度.3 求解的方法转换积分计算似乎简单,实际上要得到直接描述汽泡率分布函数V (h)是极其困难的.为了破解这一难题,作者先进行如下转换.对(1)式的左右两边同乘以沸腾室的截面积S ,积分结果的物理意义就是沸腾室的蒸汽泡总体积.(5)式的H 0就是表示沸腾室的蒸汽泡总体积的平均高度.这样一来就可以把推动力求解问题转换成沸腾室蒸汽泡总体积或其平均高度的问题.4 动力温度 t 0无论决定沸腾室内蒸汽泡总体积大小的汽泡所占的体积比率V (h )函数,还是积分限的开始汽化的深度h 0,在理论上均由循环母液经过加热室后提高的温度 t 0决定.选择 t 0作为切入点不仅能够突100 湘 潭 大 学 自 然 科 学 学 报 2004年破数学上的困难,而且可以通过传热学基本方程直接与加热室的设计计算紧密联系.并且,从物理概念的本质上分析,自然循环的能源就是从加热室提高温度 t 0得到的显热,蒸发过程的推动力也是 t 0.因此,作者将 t 0定义为动力温度.5 绝热平衡线性汽化过程计算式进一步的分析表明,无论汽泡所占的体积比率V (h )、还是开始汽化的深度h 0,均不是动力温度 t 0的单值函数,还与图2所示的沸腾室内具体的汽化过程相关.为使(1)式的积分结果有确定的解,并且考虑积分计算的简化,假定沸腾室内的汽化是图2曲线a 所示的一个绝热平衡的线性过程.假定过程的绝热性是为了便于利用 t 下降的显热与汽化的潜热的能量转化关系给出v (h )函数.而且由于蒸发器的保温隔热好,在沸腾室向外界散热的损失相对于母液从加热室得到的热量是很微小的,实际汽化过程本身就是非常接近绝热蒸发过程的.假定汽化过程的平衡性,就意味着开始汽化的理论深度h *0完全是由蒸发母液的饱和蒸汽压p t 决定的.由于沸腾室内汽化后不同深度处的密度变化函数尚未探索清楚,并且不同过程的密度函数没有通式;还由于沸腾室内汽化以后体积膨胀加速流动的反作用力,计算任意深度处压力就进一步复杂化了,也至今尚无算式.因此,从计算模型简化考虑,采用母液的饱和蒸汽压与母液重度比值的名义深度替代.即h 0=p t /(∀g )(2)假定汽化过程的平衡性,就意味着在沸腾室的的出口处的动力温度 t 0显热全部转化为汽化潜热,可以通过热量衡算的办法求得沸腾室出口处的汽泡所占的体积比率值为V (0)=22.4∀∀c t 0 ∀m P 0T 1P 1T 0/22.4∀∀c t 0 ∀m P 0T 1P 1T 0+1(3)式中的∀、c 、 、m 为蒸发母液的密度和比热、溶剂的汽化热和分子量,P 0、T 0和P 1、T 1分别代表溶剂蒸汽标准状态和出口处状态的温度与压力.假定汽化过程是线性,可以使沸腾室任意深度处的函数V (h )线性化,则沸腾段的平均汽泡率V(h 0/2)=11.2∀∀c t 0 ∀m P 0T1P 1T 0/22.4∀∀c t 0 ∀m P 0T 1P 1T 0+1(4) 于是得到绝热、平衡、线性汽化过程的自然循环推动力值H 0的计算式[3]为H 0=11.2h 0∀∀c t 0 ∀m P 0T 1P 1T 0/22.4∀∀c t 0 ∀m P 0T 1P 1T 0+1(5)6 不平衡非线性过程影响沸腾室内的绝热、平衡、线性蒸发汽化过程的动力温度和汽泡率均为如图2的31直线.由于母液以一定的速度通过沸腾室,实际停留的时间较短,还有溶液沸点上升等原因,实际过程不可能是平衡的,可以用图2的2-8曲线表示.主要的不同处是三点:开始汽化的深度是动力温度开始下降的点4对应的h ,比平衡过程点3对应的h 0要小;使得任意深度处的动力温度下降量和汽泡率比平衡过程时的低.两曲线之间的面积愈大,不平衡非线性过程使推动力减少的影响就愈大.为此,在实际不平衡非线性过程的推动力计算修正模型中,设置三个概念对应的系数来考虑其影响:K 1-汽化温度的平衡度影响系数,为图2所示的动力温度比值( t b / t a ),其值不是一个常数,以出口处的比值为定义值,作者在常压蒸发的试验中测量得到的数据在0.75~0.85的范围;K 2-汽化深度不平衡影响系数,其值为图2曲线中点3和点4对应的汽化深度比值(h #/h 0),作者在常压蒸发的试验中测量得到的数据在0.70~0.90的范围;K 3-过程非线性影响系数,其值为图2中的2-8-9曲线三角形与2-8-9H 1(6)101第3期 俞秀民等 蒸发器自然循环推动力计算理论研究7 有效推动力的计算式表1 不同条件下的沸腾室出口损失值(P a )蒸发压力/M Pa 0.300.100.03沸腾室内纯液相的母液流速/m ∀s -10.253733714900.501471350速度不可能0.755885400速度不可能循环液汽化后体积急剧高倍膨胀,沸腾室出口的汽液混合物速度远比母液进入沸腾室时高得多,汽液混合物在沸腾室内加速转变成动能,使能够提供给自然循环流路(不包括沸腾室)的有效推动力就会明显减少,其影响电池的内电阻一样.以加热室提高4∃的母液汽化平衡度0.8为例,沸腾室出口动能损失值计算结果如表1所示.可见不能忽视,与常压蒸发试验测量的10%左右比较一致.这一影响可以用有效系数K 4表示,其大小随蒸发压力的降低、动力温度的增大和循环流速的提高而增大.考虑出口动能损失影响后的自然循环有效推动力H 2的计算模型为H 2=11.2K 1K 2K 3K 4H 0∀∀c t 0 ∀m P 0T 1P 1T 0/22.4∀∀c t 0 ∀m P 0T 1P 1T 0+1(7)式中的K 1,K 2,K 3可以通过沸腾式室内的温度场试验测定结果再进行计算处理得到.但是,直接测定K 4则需要精确测量沸腾室出口处汽液混合物三相混合物的流速,比较困难.K 4虽然可以通过测得的循环流速u 和动力温度等间接测量计算得到,但是误差大.因此,直接用计算式(7)来计算还有困难,但是可以利用(7)式明晰的物理概念来指导蒸发器结构的合理设计.例如,沸腾室必须有足够的深度和仅可能大的截面,以提高汽化过程的平衡程度;出口部结构设计成渐扩形有利于减少出口动能损失;采用高效传热技术的加热室增大动力量温度,有效地提高自然循环的推动力.8 有效推动力的工程计算方法在蒸发器结构设计合理的前提下,如沸腾室有足够的深度等等,影响系数K 1、K 2、K 3、K 4都只是与u 、p 、 t 0相关.注意到蒸发母液的溶剂绝大多数是水,在不同蒸发压力下(7)式中的物性参数的计算结果为一定值.因此,拟将计算式(7)中的影响系数K 1、K 2、K 3、K 4全部合并为一个综合影响系数K 值,就可以得到不同蒸发压力下的自然循环实际有效推动力H (p )的工程计算式H (p )=K ( t 0,u )∀h(8a )K ( t 0,u)=H (p )/H 0(8b )该式的综合影响系数K 值的试验测定在技术不困难.工程实际中蒸发压力p 主要是加压蒸发(0.3M Pa 左右)、常压蒸发(0.15M Pa 左右)、真空蒸发(0.35M Pa 左右)三种压力; t 0的范围在3~8∃之间;自然循环流速u 在1.0~0.3m /s 范围内,因此( t 0,P ,u )的参数组合不是太多,试验测定的工作量就不是非常大.蒸发母液在不同( t 0,P )条件下的h 0计算,比其综合影响系数K 值的试验测定简单得多,不同( ,P)参数组合也少得多.将试验测定的综合影响系数K 值和理论计算的h 0值整理成不同蒸发压力下的数表或曲线,(8a )式设计计算不仅非常方便,而且其结果也相当可靠.9 结 论a.在影响蒸发器自然循环推动力的诸多因素及其复杂的相互关系中,提出采用过热动力温度 t 0概念为推动力计算的基本参数,不仅物理概念是合理的,而且可以通过传热学将蒸发器的热工计算直接衔接起来.b.以绝热、平衡、线性汽化过程建立推动力计算的理论模型,得到的推动力的理论计算式不复杂.c.沸腾室的出口动能损失的理论计算和试验测量表明,出口动能损失对推动力值不能忽略,其幅度可以达到10%以上.d.考虑实际不平衡、非线性汽化过程和出口动能损失影响建立的有效推动力计算式,物理概念明确,对蒸发器结构的合理设计有直接的指导意义.(下转第119面)102 湘 潭 大 学 自 然 科 学 学 报 2004年滑性能,而当不锈钢拉深变形量较大时,将使变形温度升高,这时极压剂成分(氯化石蜡)和固体润滑剂(二硫化钼)可为润滑作出贡献.从而保证了整个深冲过程中2#润滑剂具有优越的润滑性能.通过工厂实际使用,反映效果良好.在使用2#润滑剂后,比用原来所使用的润滑油拉深304不锈钢零件时成品率要高出很多.如图3所示即为拉深成功的304奥氏体不锈钢零件.4 结论本文配制的2#润滑剂(工业白油(15号)40%+氯化石蜡油50%+硬脂酸10%+二硫化钼粉末+其他少量添加物)因为粘度较高、配方合理,从而具有优良的润滑性能,是一种较理想的304304奥氏体不锈钢深冲润滑油.参 考 文 献[1] (美)唐纳德.不锈钢手册,顾守仁等译[M ].北京:机械出版社.1987.Donald.Stainles s Steel M anual,S houren Gu translati on[M ].Beiji ng:M echanical Publishing House.1987.[2] Peter Filip.On friction layer formation in pol ymer matri x composite materials for brake applications[J].February,2002,252(3-4):189~198.[3] 韦利行,华志宏.不锈钢冲压油的研制[J].石油商技,1999,17(2):18.Lixing Wei,Zhihong Hua.Studying of stainless s teel punching oil[J].Oil Commerce Technology.1999,17(2):18.[4] 周耀华,张广林.金属加工润滑剂[M ].北京:中国石化出版社.1998.Yaohua Zhou,Guanglin Zhang.M etalw orking fl uids[M ].Beijing:Chinese Petrol Chemical Publishing House.1998.[5] T ung-sheng Yang.Full film lubrication of deep draw ing[J ].Tibology Internat-ional.1999,32:95.[6] 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