多通道烘缸汽液兩相流型特性及轉變

喬麗潔 董繼先，* 王 博 董 巖 王 莎 郭浩增 董惟昕

（1.陜西科技大學機電工程學院，陜西西安，710021；2.西安科技大學圖書館，陜西西安，710054）

流型即流動形態，不僅影響兩相流動的力學關系，也影響兩相流傳熱和傳質特性，學術界已經對其進行了數十年的研究[1-3]。由于垂直流動方向重力引起的流型不對稱性[4-6]，水平通道內氣（汽）液兩相流型往往比垂直通道更為復雜。水平通道內的氣（汽）液兩相各種流型對應的流動換熱機理差別明顯，環狀流因其穩定、高效的換熱效果始終是凝結換熱過程的首選流型[7]。核電、制冷、動力工程、石化工業中存在相變的換熱設備、天然氣管道及多通道烘缸均具有水平通道，研究水平通道內流型特性及轉變機理、探索環狀流出現的規律，具有很重要的學術意義和工業應用價值。

傳統紙機烘缸耗能高、紙張干燥效率低，不適應高速紙機的發展。為解決這一瓶頸，基于小通道換熱器技術，美國阿貢國家實驗室開發了一種夾層多通道烘缸[8]。實驗室規模的測試和評估表明，多通道烘缸可以將紙張干燥生產率提高達20%～90%[9-10]。對于多通道烘缸而言，通過研究通道內兩相流型及轉變、探索環狀流出現的規律，可簡化其傳熱與壓降模型。但是目前汽液兩相流型的研究方法較復雜，原因是汽液兩相中的多種形態構型受到了眾多參數的影響[11-12]。多通道烘缸的兩相流型不僅與實驗工況有關，還與流動通道的截面形狀、換熱熱流密度、兩相物性等有關[13]。蔣炳炎等人[14]研究了5 種微流道截面形狀對非等溫、非牛頓流體流動性能的影響，發現微流體的流動長度與流道截面比表面積呈反比關系。周云龍等人[15]研究了非圓小通道內氮氣-水氣液二相流的流型特性，發現小通道截面形狀顯著影響了流型，轉變界限換熱熱流密度會影響換熱介質黏度隨溫度變化的關系，黏度的變化會造成兩相流動阻力的改變[6]。

由于多通道烘缸水平通道的蒸汽凝結換熱結構具有單面換熱的特點，以上研究均無法直接應用于多通道烘缸。董繼先團隊對多通道烘缸水平矩形截面通道內凝結換熱特性及流型進行了可視化研究[16-18]，然而并未討論非矩形通道截面情況下，冷卻介質流動參數、換熱熱流密度對流型的影響。

本研究以實驗條件下多通道烘缸蒸汽凝結換熱工作狀態為基礎，選擇水平U形截面通道作為對象，采用高速攝像機對非絕熱條件下蒸汽凝結兩相流型及其轉變進行了可視化觀察，研究了蒸汽質量通量、冷卻水質量流量和熱流密度對兩相流型轉變的影響；對比了不同蒸汽凝結工況下流型轉換界限的差異性，揭示了流體流動形態的變化規律，以期獲得合理工藝條件，為多通道烘缸的最佳結構設計提供理論依據。

1 實驗系統及數據處理

1.1 實驗裝置

圖1 為多通道烘缸凝結換熱可視化實驗臺。如圖1所示，與紙機烘缸類似，整個實驗系統主要依靠蒸汽的流動凝結來實現熱量的傳遞。本實驗使用去離子水作為液體工質產生蒸汽，冷卻負載為冷卻水。實驗存在3種過程：凝結換熱、汽液兩相相變和流型轉變過程。主要測試段是實驗系統的核心，主體采用一塊長900 mm 的鋁制矩形板加工而成，通道長度為800 mm。設計加工了U 形截面形狀的鋁制金屬通道板，結構如圖2 所示。為提高金屬壁表面的耐磨性，統一對壁面做了陽極氧化處理。

圖1 多通道烘缸凝結換熱可視化實驗臺Fig.1 Experimental rig of condensation heat transfer of multichannel cylinder dryer

圖2 U形截面通道板Fig.2 U-section experimental channel plate

鋁制通道板兩側各設有3條水平蒸汽凝結通道和冷卻水熱交換通道，中間通道相鄰兩通道主要防止熱量散失；為防止串流，在通道間設置回字形密封條。蒸汽通道一側固定有耐溫聚碳酸酯（PC）板，用作可視化觀察；另一側覆不銹鋼蓋板，用于密封冷卻水通道。為防止熱量額外損失，除透明部分外，所有外表面均用隔熱棉保溫。熱量損失少于蒸汽釋放總熱量的0.5%，所以可忽略不計。

可視化系統主要由德國PCO公司的dimax S4型高速攝像機及照明光源組成。攝像機像素為4502 fps@1008×1008，全分辨率為1279 fps@2016×2016，無須黑色基準標定，曝光時間范圍1.5 μs～40 mms（每秒鐘拍攝25幀～60萬幀以上照片）。拍攝鏡頭為Nikon近攝鏡頭和Tokina微距鏡頭，采用2組LED冷光源補光。

1.2 數據處理

1.2.1 換熱熱流密度

根據傅里葉定律，換熱熱流密度指U形截面通道與冷卻水側換熱壁面所傳遞的熱通量，因為實驗系統保溫良好，故可采用冷卻水吸收的熱量來計算換熱過程交換的熱量，其計算見式（1）和式（2）。

式中，q是換熱熱流密度，kW/m2；Qc是冷卻水換熱獲得的熱量，kW；A是通道換熱壁面面積（底部投影面積），m2；Cp是冷卻水定壓比熱容，kJ/(kg·K)；mc是冷卻水質量流量，kg/s；Tco和Tci分別為冷卻水出口、入口溫度，K。

1.2.2 實驗系統的誤差分析

人為誤差通過對實驗人員的培訓來消除；測量參數誤差由相關設備自身的誤差直接得到，其他參數的誤差由相關誤差傳遞公式得到。實驗裝置的不確定度如表1所示。

表1 實驗裝置不確定度Table 1 Uncertainty of measuring devices

2 結果及分析

2.1 流型觀測結果

水平通道汽液常見兩相流型包括：環狀流、環狀彌散流、分層波狀流、彈狀流、塞狀流、彌散泡狀流、分層流及間斷流動[19]。本研究對采集到的流型圖像進行分類，共得到環狀流、環波狀流、波狀流、彈狀流、塞狀流、分層流和泡狀流7種水平通道典型流型，見圖3。

圖3 水平通道7種流型及其汽液分離示意圖Fig.3 Schematic diagram of 7 flow patterns in horizontal channel and their vapor-liquid separation

2.1.1 環狀流

環狀流相分布極為對稱，形成的重要條件是汽相具有較高速度。本研究蒸汽質量通量范圍內，環狀流在通道蒸汽入口處均能出現，說明此處蒸汽流速最高；蒸汽受重力的影響不大，成為通道中心高速流動的汽芯；入口處凝結水量較少，形成環繞通道四周的水膜，厚度隨流體流速不同而不同；凝結水膜受汽芯的持續推動而有效排出，具體示意圖見圖3。如圖3(a)所示，通道上下壁面覆蓋有對稱分布的穩定薄液膜，通道下部的液膜比上部略厚。液膜呈現增厚趨勢，說明隨凝結的持續發生，重力作用逐漸明顯。就通道尺寸而言，在計算總傳熱系數時，液膜的厚度不可忽略；因此，環狀流型蒸汽側傳熱熱阻主要表現為液膜的導熱熱阻。

2.1.2 環波狀流

環狀流之后，隨著凝結水量的增加，聚集在通道下部的凝結水增多，液膜厚度持續大于上壁面；同時，因為液膜增厚后汽相的剪切作用更明顯，汽液相界面波動明顯；由于汽液相受到更大的重力分層作用，可以觀察到通道上、下壁面的波動不再對稱分布。流型過渡為下壁面液膜略厚的環波狀流，下壁面出現明顯的“波浪”，上壁面液膜較下壁面薄，見圖3（b）。由圖3（b）可知，流動較環狀流劇烈，其湍動會造成液膜不連續地環繞通道四周，由此造成汽芯中夾帶細小液滴。因此，流動帶來的換熱情況要比環狀流時復雜。

2.1.3 波狀流

環波狀流之后，汽液兩相界面上因為蒸汽持續凝結，冷凝液量進一步增加，通道下部的凝結液膜厚度相對于環波狀流明顯增厚（見圖3（c））。流速的變化產生擾動的波浪，分界面由于連續的波浪運動而波動不停。這種波狀流一般發生在汽相流速較大、含汽率較高的情況下，即通道的進汽端。結合環波狀流、波狀流的圖像來看，液膜厚度明顯，所以2種流型的傳熱熱阻仍然是液膜的導熱熱阻。

2.1.4 彈狀流

波狀流發展到一定程度，隨著凝結的持續發生，液體表面產生的“波浪”振幅增長需足夠大，以至于出現了橋接整個通道橫截面的“液橋”。與分層的波狀流相比，汽相不再連續，液體夾帶了小氣泡，而汽相夾帶了小液滴。由于“液橋”的作用，汽相會形成類似子彈頭部的形態，見圖3（d）。由圖3（d）可知，其涌起的波浪會周期性潤濕通道上部，汽彈最大的特征是通道上壁面沒有水膜。此時流動可能出現的形態有汽彈、“液橋”和單相形態掠過的水膜，這3 種形態的傳熱有極大的差別。

2.1.5 塞狀流

隨著汽相流量的降低，彈狀流中的汽彈開始沖破液橋，出現栓塞狀連續分布在液相中的大氣泡或小氣泡間，隨著凝結的進行，大氣泡中脫落出越來越多的小氣泡。由于密度差，大氣泡趨向于沿通道的上部流動而形成塞狀流（圖3（e）、圖4），與彈狀流不同，通道上部存在水膜。塞狀流出現的3種形態與彈狀流完全一致，換熱方式也相同。

圖4 塞狀流的發展過程Fig.4 Plug flow collected experimentally

2.1.6 分層流

沿流動方向，在通道末端、汽液兩相流量均較低時，兩相分開流動，相間可見明顯的平滑分界面，即為分層流，如圖3（f）所示。層狀流凝結水占據的份額加大，出現液池。由于液池較高，成為影響層狀流換熱的主要因素。

2.1.7 泡狀流

至通道末端，凝結水較多，塞狀流中的小氣泡開始被液相的湍動擊破成更細小的氣泡，繼續分布在液相中沿通道上部向后移動，如圖3（g）所示。周云龍等人[15]證明，典型的泡狀流主要發生在具有較低氣相折算速度、較高液相折算速度的工況。液相中存在細小且分散的氣泡，因其出現距離較短，兩相流動接近單相水的狀態；緊接著流態會迅速轉變為單相水充斥通道的全凝狀態，故而可以將泡狀流劃分為單相換熱主導的模式。

以上分析表明，換熱機理隨流型種類的變化而不同，采用可視化實驗來研究不同實驗工況下流型轉變的規律有助于流型的準確預測。

2.2 蒸汽飽和溫度對流型轉變的影響

圖5 為蒸汽質量通量25 kg/(m2·s)、入口蒸汽飽和溫度（Ts）分別為110℃、120℃、130℃時，沿通道長度方向的流型轉變圖像。從圖5可觀測到，隨蒸汽飽和溫度的不斷升高，通道內的流型逐漸增多，環狀流的區域明顯減少。溫度為110℃時流型種類共3種：環狀流、環波狀流及彈狀流；120℃和130℃時流型種類共4種：環狀流、環波狀流、波狀流及彈狀流。

圖5 水平U形截面通道不同蒸汽飽和溫度下的流型轉變Fig.5 Flow patterns transition in U-shaped cross-section channel for different steam saturation temperatures

本研究從傳熱基本原理出發，討論蒸汽飽和溫度對流型的影響。冷卻介質的溫度波動不大，如果提高蒸汽飽和溫度，蒸汽與冷壁面間的傳熱溫差增大，蒸汽傳遞的熱量增多，進而冷卻劑吸收的熱量必然增大，獲得的凝結水量增多，凝結水的“波浪”振幅易于增大，有利于彈狀流、塞狀流的形成。

圖6 為蒸汽質量通量25 kg/(m2·s)時，蒸汽飽和溫度分別為110℃、120℃、130℃時的流型轉變。由圖6可見，環狀流所占的區域會隨溫度的升高而明顯減少，環波狀流減少的幅度不如環狀流時明顯；彈狀流出現的區域較短，且不夠穩定，能夠觀察到受汽彈破潰與液相湍流沖擊而產生的脈動。

圖6 U形截面通道蒸汽飽和溫度對流型轉變的影響Fig.6 Effect of steam saturation temperature on flow patterns transition in U-shaped cross-section channel

蒸汽飽和溫度為110℃時，波浪振幅較高的波狀流并未出現，僅出現平緩的環波狀流，這顯然是凝結水量不夠多的原因。隨著溫度的提升，換熱溫差加大，換熱量的增加有助于凝結水量的增加。若蒸汽的凝結速率加快，則汽相含汽率會逐漸減少，兩相界面受到干擾，液相波浪振幅的增大就會變得更加明顯。

以上結果說明，水平U形截面通道中，發生穩定凝結換熱過程的主要區域仍然是環狀流，且溫度越低，環狀流占據的區域越大，這與水平矩形通道得出的結論一致[18]。

2.3 流動狀態參數對環狀流型轉變的影響

圖7 為蒸汽飽和溫度110℃時，不同入口蒸汽質量通量（G）下，冷卻水質量流量對環狀流型轉變的影響。由圖7可知，冷卻水質量流量較小時，不同入口蒸汽質量通量對應環狀流占據的區域差別較小；隨著冷卻水質量流量的增加，環狀流占據區域的差別逐漸加大。

圖7 U形截面通道流動狀態參數對環狀流型轉變的影響Fig.7 Effect of flow state parameters on the transition of annular flow pattern in U-shaped cross-section channel

首先，冷卻水質量流量相同時，換熱量有限，入口蒸汽質量通量較小時蒸汽對凝結水的剪切力較小，無法對液相提供足夠的拖拽力；隨著蒸汽質量通量的加大，剪切力明顯增大，環狀流占據的區域隨之增加。其次，當冷卻水質量流量較小時，所提供的冷卻負載不大，此時通道內的蒸汽量也不會明顯減少，凝結水量也不會明顯增加，所以蒸汽對于凝結液的剪切力不會有明顯變化，造成環狀流占據的區域并沒有明顯的變化。

蒸汽質量通量不變，隨著冷卻水質量流量的提升，環狀流范圍并非持續增大。冷卻水流速加快，引起壁面和冷卻水間的剪切作用增強，因而由湍流引起的熱傳遞得到增強；所以在冷卻水質量流量從較小值增大到198 kg/h 時，傳熱增強且環狀流范圍增大。值得注意的是冷卻水質量流量達到223 kg/h 時，環狀流占據的區域雖然呈現更大的差距，但環狀流占據的區域范圍卻并非最大，原因可能是冷卻水負荷過大，致使相應的蒸汽質量通量已無法滿足傳熱要求。

2.4 換熱熱流密度對環狀流型轉變的影響

圖8 為冷卻水質量流量200 kg/h、蒸汽飽和溫度為110℃、120℃、130℃，不同蒸汽質量通量（G）時，換熱熱流密度對環狀流型轉變的影響。從圖8可看出，在相同蒸汽飽和溫度下，蒸汽質量通量越大，換熱熱流密度越大，環狀流轉變位置越向后移。這說明，蒸汽質量通量變大，則給予系統的總熱量增加，在換熱面積不變的情況下，換熱熱流密度增加，必然引起傳熱壁面溫度的升高，從而導致與壁面接觸的凝結水溫的升高，凝結水溫升高會造成黏度的減小，進而促進凝結水的流動，以形成更大范圍的液膜，最終獲得更大的環狀流范圍。

圖8 U形截面通道換熱熱流密度對環狀流型轉變的影響Fig.8 Effect of heat flux on the transition of annular flow pattern in U-shaped cross-section channel

另外，在相同蒸汽質量通量下，蒸汽飽和溫度小于130℃時，蒸汽飽和溫度越低，換熱熱流密度越小，環狀流占據的范圍更大。圖8中蒸汽質量通量最大（50 kg/(m2·s)）、飽和溫度為110℃的狀態下，換熱熱流密度雖然很小，但此時環狀流覆蓋了整個通道。溫度是計算換熱熱流密度的主要參數，若蒸汽飽和溫度小，則得到的熱流密度小。蒸汽飽和溫度為110℃的狀態下，3 種蒸汽質量通量對應的熱流密度（2087～2151 kW/m2）僅增長6.1%，而蒸汽質量通量值（25～50 kg/(m2·s)）則增長了100%。顯然，蒸汽質量通量的增長更明顯，從而引起較大的剪切速度，并導致較大的界面剪應力；剪切力使汽液界面上產生液滴，這些液滴在汽相中合并，最終重新在液膜上沉積。當汽相流速足夠大時，液滴碰撞通道上壁，形成極薄的液膜。所以溫度較低時，熱流密度的影響并不明顯，此時，增加蒸汽質量通量更加有助于形成環狀流。

蒸汽飽和溫度上升到130℃時，隨著蒸汽質量通量的增加，換熱熱流密度出現明顯躍升（2901 kW/m2），較高的換熱熱流密度對應較大的環狀流范圍，但環狀流范圍卻小于相同蒸汽質量通量下、較低溫度對應的范圍。出現這種情況是因為流型的轉變與汽液兩相的相對速度有關。因為黏度對兩相的流動速度影響極大，所以有必要從兩相流體物性的角度來分析流型轉變。換熱熱流密度的急劇增加代表單位面積的熱流通量急劇增加，對于汽相而言，熱流通量增加了，分子間能夠碰撞交換的能量也隨之增加，導致分子間碰撞加劇、黏度增大，因而汽相在通道內的速度會減慢；較小的汽速無法獲得通道上部穩定的薄液膜，難以形成環狀流。對于液相而言，在蒸汽飽和溫度從110℃提高到130℃、換熱熱流密度增加的同時，相應的壁面溫度卻降低明顯，凝結水溫直接受到壁溫影響而降低，所以其黏度變大，流動速度減小，最終減小了環狀流的范圍。

綜上，不同蒸汽飽和溫度下，換熱熱流密度的變化會影響到環狀流范圍，但當蒸汽飽和溫度為110℃、120℃時，影響流型轉變的主要因素為蒸汽質量通量；而蒸汽飽和溫度達到130℃時，影響流型轉變的主要因素為兩相流體的黏度。

3 結 論

本研究采用可視化實驗對多通道烘缸水平U形截面通道內蒸汽凝結流動情況進行了研究，為多通道烘缸的最佳結構設計提供了理論依據。

3.1 觀察到7 種主要流型：環狀流、環波狀流、波狀流、彈狀流、塞狀流、泡狀流和分層流；換熱機理隨流型種類的變化而不同，采用可視化實驗來研究流型轉變的規律有助于流型的準確預測；U 形截面通道中穩定凝結換熱過程的主要區域流型仍然是環狀流。

3.2 流型種類隨蒸汽飽和溫度的不斷升高而增多，環狀流的范圍明顯減少；隨著冷卻水質量流量的增加，環狀流占據區域的差別逐漸加大，過大的冷卻負載會減少環狀流占據的范圍；最佳的蒸汽質量通量與冷卻水質量流量的匹配關系是35 kg/(m2·s)與198 kg/h。

3.3 換熱熱流密度會影響環狀流型轉變位置；蒸汽飽和溫度較低時，換熱熱流密度越小，環狀流占據的范圍更大；溫度較高時，較高的換熱熱流密度對應較大的環狀流范圍。