大量不凝性氣體存在時不同潤濕性管束對流冷凝傳熱實驗研究

唐上朝,胡浩威,牛東,唐桂華

(西安交通大學熱流科學與工程教育部重點實驗室,710049,西安)

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大量不凝性氣體存在時不同潤濕性管束對流冷凝傳熱實驗研究

唐上朝,胡浩威,牛東,唐桂華

(西安交通大學熱流科學與工程教育部重點實驗室,710049,西安)

為了實現工業中大量不凝性氣體存在場合下蒸氣的高效冷凝傳熱,建立了混合蒸氣水平管束外對流冷凝傳熱實驗系統,通過化學刻蝕與自組裝方法對光管管束、2D肋管管束和3D肋管管束進行疏水與超疏水表面改性處理。當大量不凝性氣體存在時,對不同潤濕性管束表面的冷凝形式及管束間冷凝液流型進行可視化觀測。實驗研究了冷卻水流速、混合蒸氣流速、水蒸氣體積分數等因素對不同潤濕性的冷凝式換熱器對流冷凝傳熱系數的影響,并分析不同水蒸氣體積分數條件下管束效應的影響。通過實驗研究發現,當大量不凝性氣體存在時,冷凝液在管束間形成滴狀流,水蒸氣體積分數對不同潤濕性的冷凝式換熱器的對流冷凝傳熱特性影響顯著,隨著管排數增加,對流冷凝傳熱系數增大,管束效應對超疏水光管管束的強化作用最大,當水蒸氣的體積分數約為11%時,9排超疏水光管管束的對流冷凝傳熱系數是單排的1.53倍,而當水蒸氣體積分數約為23%時,9排超疏水光管管束的對流冷凝傳熱系數是單排的1.34倍。

對流冷凝傳熱;不凝性氣體;潤濕性;管束效應

能源是人類社會經濟發展源動力,節能與環保成為當今世界的主題。冷凝式換熱器作為一種高效的熱量回收與利用裝置被廣泛應用于電力、化工、冶金、制冷等工業領域,一直是研究的熱點。在鍋爐煙氣潛熱回收、露點蒸發進行海水淡化等重要過程中,均涉及大量不凝性氣體存在時蒸氣冷凝傳熱,當不凝性氣體存在時,傳熱表面附近形成的不凝性氣體層是主要傳熱熱阻,對冷凝相變傳熱產生抑制作用。因此,研究大量不凝性氣體存在時冷凝式換熱器的對流冷凝傳熱特性對發展先進的冷凝傳熱強化技術、提高能源利用效率具有重要意義。

國內外學者在強化蒸氣冷凝傳熱方面做了大量的研究工作。Briggs等實驗研究了純水蒸氣和含有少量不凝性氣體的水蒸氣在水平單管和管束外的冷凝傳熱特性,發現管束間的冷凝液淹沒效應對冷凝傳熱系數影響較小[1]。Lee等實驗研究了空氣-水蒸氣的混合蒸氣在具有聚四氟乙烯涂層的不銹鋼水平傳熱管表面的冷凝傳熱特性[2]。Jeong等提出了一種煙氣冷凝換熱器中傳熱傳質過程的計算模型,并設計6級換熱器組成的煙氣冷凝式換熱器進行冷凝傳熱實驗驗證[3]。Shi等設計了一種緊湊式翅片管式換熱器,以水蒸氣-空氣的混合蒸氣模擬鍋爐煙氣進行了對流冷凝傳熱實驗,并且發展了煙氣余熱回收的翅片管換熱器冷凝傳熱的關聯式[4]。馬志先等研究了HFC245fa制冷劑純蒸氣在光管與強化傳熱管管束上的冷凝傳熱特性,并且提出管間冷凝液流態與遷移方式的實際現象與純蒸氣Nusselt管束模型假設間的差異是導致Nusselt管束模型預測值偏小的主要原因[5-6]。燕志鵬等實驗研究了4種制冷劑純蒸氣在花瓣翅片管管束外的冷凝傳熱特性[7]。程屾等實驗研究了在真空條件下滲層不銹鋼管束壁面蒸氣冷凝傳熱特性,與普通銅管束相比,滲層不銹鋼管束的冷凝傳熱系數最大是普通銅管束的1.7倍[8]。

近年來,國內外學者發展并采用表面改性技術將普通冷凝表面制備成疏水或超疏水表面,實現珠狀冷凝,提高冷凝傳熱性能。宋永吉等在紫銅基底上制備了疏水性碳納米管膜,并對表面進行氟化處理,實現了較好的珠狀冷凝,通過純水蒸氣冷凝實驗測試,與膜狀冷凝相比,表面改性后珠狀冷凝的傳熱系數是改性前的3～4倍[9]。Vemuri等通過自組裝技術在水平紫銅單管表面進行表面改性,并且進行水蒸氣冷凝傳熱特性實驗研究,發現當水蒸氣側壓力為33.6 kPa時,與膜狀冷凝相比,改性獲得的珠狀冷凝傳熱系數大約是改性前的3倍[10-11]。Miljkovic等對無氧銅傳熱管進行了刻蝕與硅烷沉積表面改性處理,以實現珠狀冷凝,通過水平單管外純水蒸氣冷凝特性實驗,發現在較小過飽和的情況下,具有納米粗糙結構的超疏水表面冷凝液滴合并誘導發生彈跳現象,能夠顯著提高冷凝傳熱系數[12]。

綜上所述,前人的研究主要集中于發展翅片技術以強化管束膜狀冷凝傳熱和采用表面改性技術實現銅片或單管的珠狀冷凝,幾乎沒有研究強化傳熱表面與不同潤濕性表面的協同作用的影響,而不同潤濕性的水平管束的冷凝傳熱特性實驗研究更鮮見報道。本文實驗研究了大量不凝性氣體存在時不同潤濕性水平管束的冷凝式換熱器的對流冷凝傳熱特性,可視化觀測了不同潤濕性管束表面的冷凝形式及管束間冷凝液流型,并考察了冷卻水流速、混合蒸氣流速、水蒸氣體積分數對不同潤濕性的冷凝式換熱器對流冷凝傳熱系數的影響,分析了不同水蒸氣體積分數時管束效應的影響。

1 實驗系統

1.1 實驗系統介紹

本文實驗以空氣作為不凝性氣體,實驗系統如圖1所示。該實驗系統主要由干空氣供給及加熱系統、水蒸氣發生系統、冷卻水循環系統、實驗測試冷凝式換熱器及數據采集系統組成。室溫空氣經離心式風機1輸送進入第1級電加熱器2(最大電加熱功率90 kW)進行加熱,通過控制電加熱功率使出口溫度與水蒸氣出口溫度相同。自來水通過軟水器4,經軟化處理后泵入蒸氣發生器5(LDR0.1-0.7,中國)加熱生成水蒸氣,與加熱后的干空氣在混合腔7內進行混合,然后一起輸送進入第2級電加熱器8(最大電加熱功率30 kW)進行二次加熱至實驗所需溫度,在一定流速的情況下進入冷凝式換熱器10,自上而下橫向沖刷,與冷凝式換熱器管束進行對流冷凝傳熱,為了提高測量精度,在冷凝換熱器進出口各布置了4個K型熱電偶,且沿程布置4個K型熱電偶監測氣流經過換熱器內部的溫度變化。同時,在冷凝式換熱器正面開設直徑為150 mm的圓形觀察窗,在與觀察窗同一水平位置,放置高速攝像機(Phantom Miro M110,美國)觀察不同潤濕性管束表面的冷凝形式。水蒸氣在冷凝式換熱器管束表面發生冷凝傳熱,冷凝液在重力作用下流入換熱器底部的收集裝置和液位計12,并且在穩定實驗工況下每60 s用電子天平(AL204,瑞士)稱量冷凝液質量,獲得產生冷凝液的質量速率。

1:離心式風機;2、6、9:氣體流量計;3:第1級電加熱器;4:軟水器;5:蒸氣發生器;7:混合腔;8:第2級電加熱器;10:冷凝式換熱器;11:高速攝像機;12:液位計;13:電子天平;14:冷卻水箱;15:離心式水泵;16:電磁流量計;17:冷卻器;18:數據采集系統;T:溫度測點;P:壓力測點圖1 實驗系統示意圖

該實驗系統中冷卻介質采用自來水,通過安裝在管路上的離心式水泵15將冷卻水輸送進入冷凝式換熱器,自下排向上排在管內側流動,通過冷凝式換熱器管壁與高溫混合蒸氣進行熱量傳遞,最后經過水冷冷卻器17回到冷卻水箱14內。冷卻水的流量由電磁流量計(ZFG-50,中國)測量,為了提高冷卻水進出口溫度的測量精度,在進出口分別安裝自制的冷卻水混合器,并且在混合器上各布置2個K型熱電偶。

整個實驗系統管路及冷凝式換熱器外部均鋪設保溫棉,通過實驗系統熱平衡測試,管外側氣體釋放的熱量比管內側冷卻水獲得的熱量高3%～4.7%,滿足實驗測試要求(小于5%)。該實驗系統中冷凝式換熱器進出口溫度及內部溫度和冷卻水進出口溫度測量所采用的K型熱電偶,實驗前均在高精度恒溫水浴(Julabo F26,德國)中進行校準。前述所有溫度、壓力與流量傳感器的信號均通過數據采集系統(Keithley 3706,美國)采集與監測。

1.2 傳熱管結構及管束布置

本文實驗中冷凝式換熱器的傳熱管分別為紫銅材質的光管、2D肋管和3D肋管,它們的表面結構如圖2所示。本文設計的冷凝式換熱器的管束結構如圖3所示,冷凝式換熱器內部傳熱管管束以順排形式布置。冷凝式換熱器最多可由45根傳熱管組成(5列×9排)。為了方便安裝與拆卸,冷凝式換熱器上下均采用法蘭連接,且換熱器的殼體與管束可以通過帶有螺紋的封頭進行裝配與拆卸,為了保證換熱器內部的密封性,在封頭與管束之間安裝氟膠O型圈,且在靠近換熱器內部的縫隙處加裝硅膠墊。光管、2D肋管和3D肋管的詳細幾何尺寸及管束的結構尺寸見表1。

(a)光管 (b)2D肋管 (c)3D肋管圖2 3種傳熱管表面結構

(a)主視圖 (b)左視圖圖3 冷凝式換熱器管束布置示意圖

1.3 數據處理與誤差分析

氣側混合蒸氣釋放的熱量由兩部分組成:混合蒸氣無相變對流傳熱釋放的顯熱ΦS和部分水蒸氣發生冷凝相變釋放的潛熱ΦL

(1)

(2)

(3)

式中:ρg為混合蒸氣密度;qVg為混合蒸氣的體積流量;Cpg為混合蒸氣的比熱容;tg,in和tg,out為混合蒸氣流經冷凝式換熱器的進出口溫度;mcond為水蒸氣冷凝速率;Hfg為水蒸氣汽化潛熱;ts為水蒸氣分壓下的飽和溫度。

表1 換熱器幾何尺寸參數

管內側冷卻水帶走的熱量Φc為

(4)

式中:ρc為管內側冷卻水的密度;qVc為冷卻水的體積流量;Cpc為冷卻水的比熱容;tc,in和tc,out為冷卻水的進出口溫度。

在整個對流冷凝傳熱過程中,平均熱流量Φav可以表示為

(5)

進行熱平衡測試,滿足以下關系時

(6)

保證實驗系統保溫措施良好,認為測量數據有效。

總傳熱系數k可以表示為

(7)

式中:Ao為傳熱管的基管面積;ΔTm為對數平均溫差。

由于冷凝傳熱管內表面無強化肋片,因此管內側強制對流傳熱系數hi由Gnielinski公式[13]計算

(8)

f=(0.79lnRec-1.64)-2

(9)

(10)

式中:f為管內湍流流動的阻力系數;Prc為普朗特數;Rec為雷諾數;di為傳熱管內徑;μc為冷卻水的動力黏度。

根據熱阻分離法,管外側對流冷凝傳熱系數ho可以表示為

(11)

式中:RW為傳熱管管壁的熱阻;Rf為污垢熱阻(由于所有冷凝傳熱管在測試前進行清洗,因此本文忽略污垢熱阻);β=Ao/Ai,表示管外側基管面積Ao與管內側面積Ai之比。

本文以hoN表示冷凝式換熱器管排數為N(N=1,2,…,9)時管外側的對流冷凝傳熱系數,且定義N≥2時的hoN與單排的ho1之比為管束效應α,即

(12)

根據文獻[14-15]中的方法對實驗計算結果進行不確定度分析,對于本文所有測試實驗工況,氣側Reg的最大不確定度為±3.45%,總傳熱系數的最大不確定度為±7.32%,單位面積水蒸氣冷凝速率的最大不確定度為±2.58%,管外側對流冷凝傳熱系數的最大不確定度為±14.73%。

2 傳熱管表面改性方法及表征

本文采用的疏水與超疏水表面制備方法參見文獻[16-18],不再贅述。將疏水和超疏水表面通過接觸角測量儀(Powereach JC2000D5,中國)測量其接觸角,親水、疏水與超疏水表面的接觸角分別為(69.3±3)°、(113.5±3)°和(158.3±3)°。另外,我們還采用場發射電鏡掃描(FESEM)以及X射線光電子能譜分析(XPS)對親水、疏水與超疏水表面的微觀結構及元素進行表征與分析,具體測試結果見文獻[17-18]。

3 實驗結果與討論

3.1 大量不凝性氣體存在時不同傳熱管的潤濕特性及管束間冷凝液流型當水蒸氣體積分數約為17%時,親水、疏水與超疏水光管管束、2D肋管管束和3D肋管管束表面冷凝形式分別如圖4～6所示。從圖4可以看出,親水光管表現為膜狀冷凝,疏水與超疏水光管表現為珠狀冷凝,且在一定氣流沖刷作用下,液滴尺寸較小時會從傳熱管表面脫落,并影響下排傳熱管。如圖5所示:親水2D肋管和疏水2D肋管均表現為膜狀冷凝,由于擴展肋片作用,在表面張力的作用下,液膜減薄;超疏水2D肋管表現為典型的珠狀冷凝。如圖6所示:與2D肋管相似,親水3D肋管與疏水3D肋管均表現為膜狀冷凝,但由于3D肋管特殊的擴展表面結構,液膜被進一步減薄;超疏水3D肋管也表現為典型的珠狀冷凝。

(a)親水光管 (b)疏水光管 (c)超疏水光管圖4 光管管束潤濕特性

(a)親水2D肋管 (b)疏水2D肋管 (c)超疏水2D肋管圖5 2D肋管管束潤濕特性

(a)親水3D肋管 (b)疏水3D肋管 (c)超疏水3D肋管圖6 3D肋管管束潤濕特性

不同于水平單管冷凝傳熱實驗研究,管束間冷凝液流型對水平管束的對流冷凝傳熱特性影響很大,上排傳熱管表面的冷凝液在風力、重力等外力作用下滴落至下排傳熱管,其冷凝傳熱過程與單管相比更加復雜,且存在顯著差異。相比于純水蒸氣冷凝,由圖4～6可知,當大量不凝性氣體存在時,水蒸氣體積含量較小,冷凝速率降低,生成的冷凝液量減少,傳熱管表面上的冷凝液在水平管束間難以形成片狀流或柱狀流(如圖7a所示),不論在傳熱管表面形成膜狀冷凝還是珠狀冷凝,冷凝液在管束間均呈現出間斷的滴狀流,如圖7b、7c所示。冷凝液滴在下落過程中不斷對下排傳熱管產生沖擊,對下排傳熱管的液膜或液滴不僅產生較大擾動,使液膜厚度不能均勻增加或提高液滴脫落速度,且冷凝液在管束間形成的滴狀流,其流動具有間歇性特點。同時,我們還發現在超疏水管束上的冷凝液滴落至下排管表面時甚至會引起飛濺或彈跳,擾亂下排傳熱管附近的氣體流場,對不凝性氣體層產生劇烈擾動,進一步減小氣相熱阻。

(a) 片狀流或 (b) 膜狀冷疑時 (c) 珠狀冷凝時柱狀流 滴狀流 滴狀流圖7 管束間冷凝液流型示意圖

3.2 大量不凝性氣體存在時不同傳熱管束的對流冷凝傳熱特性

3.2.1 冷卻水流速的影響 圖8表示不同潤濕性光管管束(9排)、2D肋管管束(9排)和3D肋管管束(9排)的對流冷凝傳熱系數隨管內水流速的變化關系。從圖中可以看出,在Rec=4 290～8 950時,隨著冷卻水流速增加,對流冷凝傳熱系數逐漸增大,但冷卻水流速對不同潤濕性管束的傳熱特性影響不顯著。從圖8可以得出:超疏水光管管束的對流冷凝傳熱系數是親水光管管束的1.5倍左右,疏水光管管束的對流冷凝傳熱系數是親水光管管束的1.3倍左右,而疏水2D肋管管束與親水2D肋管管束的對流冷凝傳熱系數相當,超疏水2D肋管管束的對流冷凝傳熱系數是親水2D肋管管束的1.4倍左右;親水3D肋管管束與疏水3D肋管管束的對流冷凝傳熱系數相當,超疏水3D肋管管束的對流冷凝傳熱系數是親水3D肋管管束的1.3倍左右。

圖8 對流冷凝傳熱系數與冷卻水流速的關系

3.2.2 混合蒸氣流速的影響 圖9表示不同潤濕性光管管束(9排)、2D肋管管束(9排)和3D肋管管束(9排)的對流冷凝傳熱系數隨混合蒸氣流速的變化關系。對不同類型的管束,水蒸氣體積分數為10.7%～11.6%時,混合蒸氣的雷諾數逐漸增大,超疏水管束的對流冷凝傳熱系數高于疏水管束,親水管束的對流冷凝傳熱系數最小。以3D肋管管束為例,疏水3D肋管管束的對流冷凝傳熱系數約為親水3D肋管管束的1.1倍,超疏水3D肋管管束的對流冷凝傳熱系數約為親水3D肋管管束的1.3倍。

圖9 對流冷凝傳熱系數與混合蒸氣流速的關系

混合蒸氣流速越大,對于冷凝形式為膜狀冷凝的親水光管管束、親水與疏水2D肋管管束和親水與疏水3D肋管管束,有利于減薄不凝性氣體層和液膜層的厚度,削弱傳熱阻力;另一方面,對于冷凝形式為珠狀冷凝的疏水與超疏水光管管束、超疏水2D肋管管束和超疏水3D肋管管束,不僅能夠減薄壁面附近不凝性氣體層厚度,還有利于冷凝液滴快速脫離表面,并對下游及下排管束表面的冷凝液滴進行沖刷。根據可視化觀測還發現,由于上排冷凝液滴落至超疏水管束表面時,液滴在管壁表面發生碰撞并飛濺,將進一步擾動不凝性氣體層從而增強冷凝傳熱,這也合理地解釋了在混合蒸氣流速增大時,超疏水光管管束、超疏水2D肋管管束和超疏水3D肋管管束的對流冷凝傳熱系數的增長斜率較大。

3.2.3 水蒸氣體積分數的影響 圖10給出了不同潤濕性的光管管束(9排)、2D肋管管束(9排)和3D肋管管束(9排)的對流冷凝傳熱系數隨混合蒸氣中水蒸氣體積分數的變化關系。由圖中可以看出,隨著水蒸氣體積分數由2.9%增加至24.1%,不同潤濕性管束的對流冷凝傳熱系數均顯著增加。這主要因為:一方面,水蒸氣體積分數增大,混合蒸氣中不凝性氣體的濃度降低,使不凝性氣體層的熱阻減小;另一方面,水蒸氣體積分數增大,提高了混合蒸氣中水蒸氣與管壁附近的濃度差,增加了傳質動力,使更多水蒸氣傳遞至管壁附近發生冷凝,同時釋放大量潛熱,提高了對流冷凝傳熱系數。

圖10 對流冷凝傳熱系數與水蒸氣體積分數的關系

圖11 水蒸氣體積分數為10.7%～11.6%時對流冷凝傳熱系數與管排數的關系

圖12 水蒸氣體積分數為10.7%～11.6%時管排數對不同潤濕性冷凝式換熱器管束效應的影響

3.2.4 管束效應的影響 當水蒸氣的體積分數為10.7%～11.6%時,不同潤濕性的光管管束、2D肋管管束和3D肋管管束的對流冷凝傳熱系數隨管排數的變化趨勢如圖11所示。從圖中可以看出,管排數從1增至9時,對流冷凝傳熱系數逐漸增加,但增長趨勢逐漸變緩。圖12表示了水蒸氣體積分數為10.7%～11.6%時不同潤濕性的光管管束、2D肋管管束和3D肋管管束的管束效應。管束效應對超疏水管束的對流冷凝傳熱特性的強化作用比親水和疏水管束的大,其中管束效應對超疏水光管管束的強化作用最大,9排超疏水光管管束的對流冷凝傳熱系數約是單排的1.53倍,其次是超疏水2D肋管管束和超疏水3D肋管管束。這主要是因為:一方面,管排數增加,混合蒸氣受更多排管束影響,擾動更劇烈;另一方面,針對超疏水表面,不凝性氣體嵌入納米粗糙結構中與冷凝液滴形成固-氣-液復合表面,減小了固體壁面對冷凝液的黏滯力,當上排管的冷凝液滴落至下排管時,冷凝液滴不會附著在管壁表面,而是與壁面發生撞擊后迅速彈開,不會發生冷凝液滴淹沒現象,從而劇烈地擾動不凝性氣體層,減小傳質阻力,進一步強化冷凝傳熱。

本文也給出了水蒸氣體積分數為22.3%～24.1%時不同潤濕性的光管管束、2D肋管管束和3D肋管管束的對流冷凝傳熱系數和管束效應隨管排數的變化關系,分別如圖13、14所示。圖13中對流冷凝傳熱系數的變化趨勢與圖11中幾乎一致,隨著管排數的增加,對流冷凝傳熱系數逐漸增大。

圖13 水蒸氣體積分數為22.3%～24.1%時對流冷凝傳熱系數與管排數的關系

圖14 水蒸氣體積分數為22.3%～24.1%時管排數對不同潤濕性冷凝式換熱器管束效應的影響

從圖14可以看出,當水蒸氣體積分數在22.3%～24.1%時,管束效應對超疏水光管管束的強化作用最大,9排超疏水光管管束的對流冷凝傳熱系數約是單排的1.34倍,而9排親水3D肋管管束的對流冷凝傳熱系數約是單排的1.19倍。與圖12相比,水蒸氣體積分數增大,管束效應對不同潤濕性管束的對流冷凝傳熱系數強化作用減弱。這主要是因為:一方面,水蒸氣體積分數增大,傳質動力增加,更多水蒸氣通過氣液界面發生冷凝,提高了對流冷凝傳熱系數;另一方面,混合蒸氣中不凝性氣體所占份額減少,在管壁附近形成的氣體熱阻相應減小,管排對氣流的擾動作用和冷凝液滴落對不凝性氣體層的擾動作用減弱。綜合這兩方面原因,水蒸氣體積分數增大會使管束效應對大量不凝性氣體存在時水蒸氣冷凝傳熱性能的強化作用減弱。

4 結 論

本文建立了混合蒸氣水平管束外對流冷凝傳熱實驗系統,對紫銅親水性光管、2D肋管和3D肋管進行疏水和超疏水表面改性處理,當大量不凝性氣體存在時對傳熱管表面的潤濕特性與水平管束間冷凝液流型進行觀測,并且實驗研究了大量不凝性氣體存在時不同潤濕性光管管束、2D肋管管束和3D肋管管束的對流冷凝傳熱特性及管束效應,獲得以下主要結論。

(1)大量不凝性氣體存在時不同潤濕性管束間冷凝液的流型均為間斷性滴狀流,同時,親水光管管束、親水2D肋管管束與疏水2D肋管管束、親水3D肋管管束與疏水3D肋管管束均表現為膜狀冷凝,疏水光管管束與超疏水光管管束、超疏水2D肋管管束、超疏水3D肋管管束表現為典型的珠狀冷凝。

(2)水蒸氣體積分數對不同潤濕性的冷凝式換熱器的對流冷凝傳熱系數影響顯著,而冷卻水流速的作用不明顯,隨著混合蒸氣流速與水蒸氣體積分數的增大,對流冷凝傳熱系數逐漸增大,大量不凝性氣體存在時,對于相同管型、不同潤濕性的管束,超疏水的冷凝式換熱器的對流冷凝傳熱特性最優。

(3)大量不凝性氣體存在時,管排數增加,不同潤濕性的光管管束、2D肋管管束和3D肋管管束的對流冷凝傳熱系數均增加,管束效應對超疏水光管管束的強化作用最大;水蒸氣體積分數增大,管束效應對冷凝傳熱性能的強化效果減弱,當水蒸氣的體積分數約為11%時,9排超疏水光管管束的對流冷凝傳熱系數是單排的1.53倍,當水蒸氣體積分數約為23%時,9排超疏水光管管束的對流冷凝傳熱系數是單排的1.34倍。

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(編輯 荊樹蓉)

Experimental Research on the Convective Condensation Heat Transfer of Tube Bundles in the Presence of Large Amount of Noncondensable Gas

TANG Shangchao,HU Haowei,NIU Dong,TANG Guihua

(Key Laboratory of Thermal-Fluid Science and Engineering of MOE, Xi’an Jiaotong University, Xi’an 710049, China)

To achieve the highly efficient condensation heat transfer in the industry with large amount of noncondensable gas, an experimental system of convective condensation heat transfer for horizontal tube bundles containing air-vapor mixture was established. The methods using self-assembled monolayer coatings of n-octadecyl mercaptan and etching treatment were employed to create the hydrophobic and superhydrophobic surfaces. The convective condensation heat transfer performances of plain, 2D finned and 3D finned horizontal tubes with different wettabilities were studied. The condensation behaviors on the surfaces and the flow patterns of the condensate between bundles were also observed. In the experiment, the effects of typical factors including the flow rate of cooling water, the flow rate of air-vapor mixture, and the volume fraction of water vapor on the convective condensation heat transfer characteristics were investigated. It is found that the droplet flow of condensate may be formed between the tube bundles in the presence of large amount of noncondensable gas. As the number of tube row increases, the convective condensation heat transfer coefficient increases correspondingly and the heat transfer enhancement effect of tube bundle is more significant. When the vapor volume fraction is about 11%, the convective condensation heat transfer coefficient of superhydrophobic plain tubes with 9 rows is 1.53 times of single row, and that of superhydrophobic plain tubes with 9 rows reduces to 1.34 times of single row when the vapor volume fraction reaches about 23%.

convective condensation heat transfer; noncondensable gas; wettability; bundle effect

10.7652/xjtuxb201605004

2015-08-08。 作者簡介:唐上朝(1971—),男,講師;唐桂華(通信作者),男,教授,博士生導師。 基金項目:國家自然科學基金資助項目(51222604,51576156)。

時間:2016-02-02

http:∥www.cnki.net/kcms/detail/61.1069.T.20160202.1551.004.html

TK124

A

0253-987X(2016)05-0024-08