矩形通道內高速蒸汽與過冷水直接接觸凝結換熱流型的實驗研究

李濤，宗瀟，楊小平，劉繼平

（西安交通大學熱流科學與工程教育部重點實驗室，710049，西安）

汽液兩相流噴射式熱交換器是一種高速蒸汽與過冷水在有限空間內完成直接接觸凝結換熱（Direct Contact Condensation，DCC）的設備，具有體積緊湊、換熱強度高、可回收換熱過程中的有用能進行升壓等優點，在工業生產中具有廣泛的應用前景。

在DCC過程中，汽液相界面是質量、動量和能量的主要傳輸場所，很多學者對于這一現象進行了研究。Celate等對低速蒸汽在層流水平過冷水表面的直接接觸凝結過程進行了理論研究，發現溫度梯度集中在汽液界面的液體側，相界面按等溫面處理獲得的層流對流換熱理論模型，其計算結果與實驗結果符合良好［1］；Chun等通過實驗研究了大空間內音速蒸汽在過冷水中水平射流的流動和凝結特性，將穩定射流含汽區的汽羽分為圓錐形和橢圓形得到的平均換熱系數為［2］1.0～3.5MW·m－2·℃－1；Xu等對水流中的蒸汽射流進行了實驗研究，通過熱平衡方法計算得到穩定射流的平均換熱系數為［3］0.34～11.36MW·m－2·℃－1；Wu等對大空間超音速蒸汽浸沒射流進行了研究，獲得了汽羽最大膨脹比、無量綱收縮長度及換熱系數等參數［4］。

當高速蒸汽與過冷水在有限通道內進行直接接觸凝結換熱時，由于通道壁面對流體產生的剪切力，導致汽液相界面迅速地撕裂、破碎，使DCC過程表現出截然不同的特點。現有研究主要針對有限通道內汽液的流動特性［5］，而對換熱特性的研究相對較少。Malibashev等通過實驗研究了不同工況下通道內流動參數的變化規律，采用過冷水進出口平均溫度所對應的飽和壓力作為汽液兩相的混合壓力［6］。Deberne等對通道內的流動過程進行了可視化研究，采用γ射線測定了混合腔內含汽率的變化，發現截面平均含汽率在凝結過程中不斷增加，并且剛接觸時空泡率上升迅速，然后逐漸趨于常數直至產生凝結激波［7］。與大空間中相比，有限通道內高速蒸汽與過冷水的DCC過程缺乏系統的研究，有很多基本問題尚未完全研究。

由于現有實驗研究采用的圓柱形軸對稱結構無法直觀獲得相界面的變化，因此設計搭建了矩形通道結構的高速蒸汽與過冷水DCC過程的可視化實驗臺，通過營造準二維平面流動結構，采用高速攝像機拍攝流動過程，研究相界面的演化規律，并通過分析其溫度和壓力參數，揭示其流動換熱機理，為有限通道內高速蒸汽與過冷水DCC過程的理論研究及工業應用提供理論依據。

1 實驗系統及方法

1.1 實驗系統

矩形通道內高速蒸汽與過冷水DCC可視化實驗系統如圖1所示，系統主要由可視化測試段、蒸汽鍋爐、給水泵、回水泵、主副水箱、閥門、高速攝像機、點光源、冷卻塔和管路系統等組成。

測試段結構如圖2所示，主體為不銹鋼，可視化窗口由前后壁面加裝的耐高溫玻璃與流道上下壁面構成。測試段主要幾何尺寸如表1所示。為了研究混合腔內溫度和壓力參數的分布規律，在流道上下壁面分別布置11組測點進行溫度測量，測點位置如圖2所示。

圖1 實驗系統圖

圖2 可視化測試段示意圖

表1 實驗條件

本實驗使用全自動電熱蒸汽鍋爐，最大蒸汽流量為0.4t·h－1；實驗中高速數字攝像機設置采樣頻率為3 500Hz；壓力測量采用量程為0～1.0MPa的絕對壓力變送器，滿量程精度為0.1%；溫度測量采用精度為1℃的K型熱電偶，在使用前統一用標定水槽進行標定。

1.2 蒸汽質量流量的計算

本實驗中采用縮放形蒸汽噴嘴。當運行壓比低于臨界壓比時，蒸汽在噴嘴內已經達到臨界狀態，因此其質量流量僅與入口蒸汽的狀態和噴嘴喉部截面積有關［8］

式中：ms為蒸汽質量流量；Acr為噴嘴喉部截面積；κ為絕熱指數，飽和蒸汽取1.135；P0s為噴嘴入口蒸汽壓力；ρ0s為噴嘴入口蒸汽密度。

1.3 不確定度分析

實驗中存在的系統誤差與測量誤差必然會影響實驗結果的準確性，本文使用Moffat的方法［9］對實驗結果的不確定度進行分析。假設間接測量變量R是獨立的直接測量量X1，X2，…，Xn的函數，則R的不確定度為

根據實驗系統中測量儀器的精度和上述不確定度的計算方法，可以計算得出本實驗參數范圍內壓力、溫度、蒸汽質量流量、換熱系數的不確定度分別為1.0%、3.3%、2.5%和10.2%。

2 凝結形態分析

2.1 穩定射流的凝結形態分析

在一定的入口蒸汽與過冷水參數下，矩形通道內高速蒸汽與過冷水的DCC過程會出現穩定射流。圖3為Ps＝0.3MPa、Pw＝0.1MPa時通道內的流動形態，可劃分為蒸汽區、過冷水區、汽液混合層、回流區和均勻泡狀流區，蒸汽區與汽液混合層之間有清晰的汽液相界面。

圖3 穩定射流的凝結形態

在蒸汽區內，噴嘴出口的蒸汽具有較高的速度，動量與能量較大，保持單相透明的狀態，在流動過程中，受過冷水壓力、溫度以及自身流動特性的影響形成一系列膨脹波與壓縮波，出現與相關研究中類似汽羽形狀的膨脹與收縮［4］。

在蒸汽區上部，水噴嘴出口與尾部回流區之間的區域為過冷水區。在此區域內，過冷水由于受到在蒸汽噴嘴出口處形成的真空的影響不斷被加速；與此同時，由于壓力降低，過冷水中溶解的氣體不斷析出，產生少量的氣泡。

在蒸汽區與汽液混合層之間為汽液相界面。不少學者利用分子動力學理論進行模擬，從分子水平上揭示出汽液界面可能是一個有幾個分子到幾十個分子層厚度的區域［10］。本文通過實驗觀察確認了汽液相界面的存在。

汽液相界面與過冷水區之間為汽液混合層，此區域為汽液共存且呈乳白色的區域，蒸汽以小氣泡的形式存在并且產生小尺度的旋渦，溫度為局部壓力下的飽和溫度，湍流脈動產生的小旋渦對汽液相界面的形狀以及界面傳輸有非常大的影響［11］。

在相界面的下游為由大量氣泡與水組成的回流區。在此區域內，高速蒸汽與過冷水進行強烈的動量、能量交換，使相界面附近的過冷水水流速度相對較大，從而在相界面下游上方產生大尺度的回流渦。該回流渦將大量氣泡輸送至過冷水區的下游并產生劇烈的摻混作用，使流動形態很快轉為均勻泡狀流。

2.2 凝結流型研究

如圖4所示，根據大量的可視化實驗數據，在不同的入口參數下矩形通道內DCC過程會出現泡狀流、界面振蕩射流、尾部振蕩射流、穩定射流和發散射流等凝結形態。

當入口蒸汽壓力小于過冷水壓力時，實驗中觀察到了泡狀流（Ps＝0.25MPa、Pw＝0.3MPa），此時蒸汽噴嘴出口處不能形成穩定的射流，蒸汽在噴嘴內聚集形成氣泡，在噴嘴出口附近即發生凝結；當入口蒸汽壓力較小且略大于入口水壓時形成了界面振蕩射流（Ps＝0.2MPa、Pw＝0.1MPa），汽液相界面存在但比較模糊，并且整個界面以一定的頻率劇烈上下擺動；當入口蒸汽壓力較大且稍大于入口水壓時為尾部振蕩射流（Ps＝0.4MPa、Pw＝0.3MPa），蒸汽在噴嘴出口處形成射流，在距噴嘴出口較近的范圍內觀察到了清晰的汽液相界面，但在射流尾部，相界面劇烈地上下擺動，汽液混合層厚度較大且以一定的頻率振蕩；當入口蒸汽壓力相對過冷水壓力較大時觀察到了穩定射流（Ps＝0.45MPa、Pw＝0.2MPa），汽液相界面穩定且清晰，上一節中介紹的區域均會出現；當入口蒸汽壓力遠大于入口水壓時，由于過冷水冷凝能力不足，形成了發散射流（Ps＝0.4MPa、Pw＝0.15MPa）。

圖4 凝結形態圖

2.3 流型隨入口參數的變化規律

2.3.1 入口蒸汽壓力 如圖5所示為入口過冷水壓力保持不變時，流型隨入口蒸汽壓力的變化規律。從圖中可以看出，隨著蒸汽壓力的增大，射流開始發生并且汽液相界面逐漸變得穩定、清晰，射流穿透長度逐漸增加。當蒸汽壓力較小時為泡狀流，隨著蒸汽壓力的增大形成尾部振蕩流和穩定射流。

圖5 流型隨入口蒸汽壓力的變化規律

2.3.2 入口過冷水壓力 圖6為入口蒸汽壓力保持不變時，流型隨入口過冷水壓力的變化規律。從圖中可以看出，隨著入口過冷水壓力的增大，射流逐漸變得不穩定，汽液相界面逐漸變得不穩定直至消失，射流穿透長度逐漸減小，流型從穩定射流逐漸變為泡狀流。

圖6 流型隨入口過冷水壓力的變化規律

2.3.3 流型圖 對矩形通道內高速蒸汽與過冷水DCC流動特性實驗的研究發現，在入口水溫保持不變時，射流凝結形態主要由入口蒸汽壓力、入口過冷水壓力決定。本文在實驗研究的基礎上建立了矩形通道內高速蒸汽與過冷水DCC流型圖，如圖7所示。從圖中可以看出，當入口蒸汽壓力較小時，不能形成射流，在較大區域內出現泡狀流；當過冷水壓力較小時，隨著入口蒸汽壓力的相對升高，流型依次為泡狀流、界面振蕩射流、穩定射流和發散射流；當過冷水壓力較大時，過冷水對蒸汽區影響較大，在較大的參數范圍內出現了尾部振蕩射流。

圖7 凝結流型圖

2.4 通道下壁面溫度分布

本文針對不同流型測定了通道下壁面溫度分布，分析了不同流型所對應的溫度分布規律。

圖8 通道下壁面中心軸線處的溫度分布

圖8為通道下壁面中心軸線溫度td的分布情況。可以看出：當泡狀流、界面振蕩射流和尾部振蕩射流發生時，由于射流不穩定，外部過冷水對內部蒸汽影響較大，內部蒸汽不能維持自身的流動狀態，在噴嘴出口處即被凝結，溫度在0～40mm范圍內快速下降；當發生穩定射流時，在蒸汽區內出現峰值，這是因為在穩定射流內部產生了膨脹波與壓縮波，這與Wu等的研究結果［4］是一致的。

3 凝結換熱系數計算

由于穩定射流汽液相界面清晰且穩定，其面積較易獲得。本文采用圖像分析的方法測得汽液相界面的長度，進而可得汽液相界面的面積。

本文采用兩種方法計算了矩形通道內DCC過程穩定射流的平均換熱系數：方法1根據水側能量平衡，通過計算過冷水的吸熱量，取蒸汽與過冷水的對數平均溫差為平均換熱溫差，計算得到了基于水側的平均換熱系數；方法2從蒸汽側出發，通過計算蒸汽放熱量，同樣取對數平均溫差為換熱溫差，計算得到了基于蒸汽測的平均換熱系數。采用兩種方法計算得到的換熱系數如表2所示。

方法1 根據水側能量守恒有

式中：G為進口水流量；tw2為混合腔出口水溫；tw1為入口水溫；cp＝4.2kJ·kg－1· ℃－1為水的比熱容；A為汽液相界面面積；have為平均換熱系數；Δt為對數平均溫差。

方法2 根據汽側能量守恒有

式中：hfg為凝結潛熱。

本文計算得到的平均換熱系數為5.2～9.0MW·m－2·℃－1，比 Chun（1.0～3.5MW · m－2·℃－1）［2］以 及 Wu（0.63～3.44MW · m－2·℃－1）［4］的計算結果略大一些。這是因為DCC換熱過程的阻力主要集中在水側［12］，由過冷水的湍流運動產生的旋渦增強了汽液之間的質量與能量傳遞；另一方面，本文中的過冷水處于流動狀態，蒸汽凝結產生的熱水會沿著通道流向下游，蒸汽周圍隨時保持新鮮且溫度較低的過冷水，提高了汽液間的換熱溫差，換熱強度增加。由于本文中觀測到的穩定射流工況較少，影響換熱系數的參數及其隨各參數的變化規律有待進一步研究。

表2 平均換熱系數計算結果

4 結 論

本文研究了矩形通道內高速蒸汽與過冷水DCC過程的凝結形態，根據其特點，將流動區域劃分為蒸汽區、過冷水區、汽液混合層、回流區和均勻泡狀流區；在實驗中觀察到了泡狀流、界面振蕩射流、尾部振蕩射流、穩定射流和發散射流5種流型；在穩定射流下，蒸汽區與汽液混合層之間存在清晰且穩定的汽液相界面。研究表明，射流凝結形態主要由入口參數決定，得到了基于入口蒸汽壓力與入口過冷水壓力的流型圖。

對矩形通道下壁面中心軸線處的溫度分布進行了分析，計算得到矩形通道內DCC過程穩定射流的換熱系數為5.2～9.0MW·m－2· ℃－1。

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