矩形通道内蒸汽射流凝结换热面积的实验研究

宗潇, 刘继平, 杨赪石, 严俊杰

(1.西安交通大学热流科学与工程教育部重点实验室, 710049, 西安; 2.中国船舶重工集团公司第705研究所, 710075, 西安; 3.西安交通大学动力工程多相流国家重点实验室, 710049, 西安)

超声速气液两相流升压装置利用超声速蒸汽流作为动力源,在受限的通道内与低压过冷水相遇发生汽水直接接触凝结过程,气液两相流在流动受阻的情况下产生凝结激波,实现压力的突升,得到压力远远高于进口蒸汽压力的高压水流,在提升压力的同时能够加热水流,是一种能够快速启动、具有良好自调节性能、无运动机械部件的特殊升压加热装置,具有高效、节能、可靠性高等特点,在电力、化工、军工等领域有广泛的应用前景[1-2]。

在超声速气液两相流升压装置内主要发生高速蒸汽射流在过冷水中的直接接触凝结现象,从19世纪70年代开始,针对蒸汽射流凝结过程,国内外学者进行了大量的研究。Simpson等对亚声速蒸汽浸没射流凝结进行了可视化研究,观察到了气液界面的周期性运动[3]。Chun等在声速蒸汽浸没射流研究中观察到了圆锥形和椭圆形两种稳定的射流凝结形态,并根据实验结果得到了基于过冷水温度和蒸汽质量流率的射流流型图[4]。Kerney等对声速蒸汽在过冷水中的水平射流进行了实验研究,假设气液界面为一个光滑的表面,蒸汽的凝结全部发生在气液界面上,得到了汽羽无量纲穿透长度关于蒸汽质量流率和冷凝势的半经验实验关联式[5]。Weimer等利用积分形式的动量、能量以及质量守恒方程给出了汽羽穿透长度的表达式,并加入汽水密度比对实验关联式进行修正[6]。Kim等提出了3种界面传输模型——湍流强度模型、表面恢复模型和剪切力模型以预测平均凝结换热系数[7]。Eden等发现蒸汽射流凝结流场中静压的振荡是由汽羽内部产生的压缩波和膨胀波引起的[8]。Khan等对超声速蒸汽浸没射流凝结气液界面不稳定性的传播以及耗散进行了实验研究,结果表明气液界面不稳定性的传播与耗散受过冷水温度以及蒸汽入口压力的影响,过冷水温度对界面不稳定性的影响更加显著[9]。徐强等在蒸汽与低速过冷水竖直同向流动的射流凝结实验中得到的平均凝结换热系数在0.34～11.36 MW·m-2· ℃-1之间[10]。武心壮等使用热平衡方法计算得到的超声速蒸汽浸没射流平均凝结换热系数在0.7～2.5 MW·m-2· ℃-1之间[11]。李涛等对矩形通道内高速蒸汽与过冷水直接接触凝结形态进行了可视化研究,实验中观察到了不稳定射流、稳定射流和发散射流[12]。随着计算机技术的发展,计算流体力学方法成为研究蒸汽射流凝结过程的重要手段。Shah等采用热平衡相变模型对蒸汽浸没射流现象进行了数值模拟研究,以计算得到的汽羽形状以及温度分布与武心壮等人的试验结果进行了对比,结果吻合良好,从而验证了相变模型的正确性[13]。在此基础上,周轮等研究了环境压力对蒸汽射流凝结过程的影响,得到了环境压力越高射流凝结穿透长度越短的结论[14]。

凝结换热界面是气液两相进行质量、动量和能量交换的关键区域,凝结换热面积是影响局部空间内换热强度的重要因素,决定着超声速气液两相流升压装置的升压加热性能。本文通过分析可视化流场,结合实验和数值模拟结果,提出了计算蒸汽射流凝结过程中气液两相换热面积的计算模型,给出了换热面积随实验条件的变化规律。研究结果对揭示蒸汽射流凝结的升压机理,以及超声速气液两相流升压装置的优化设计具有重要意义。

图1 实验系统图

1 实验系统及方法

图1为蒸汽射流凝结实验系统图。实验系统主要由锅炉、给水泵、冷却塔、调节阀、流量计、实验段、水箱、可视化系统及数据采集系统组成。锅炉产生的饱和蒸汽通过调节阀以及缩放型蒸汽喷嘴进入实验段,与温度较低的流动过冷水在矩形截面的混合腔中相遇,发生高速蒸汽射流与过冷水的直接接触凝结过程。

图2为可视化实验段结构和测点布置示意图。实验段采用矩形截面的蒸汽与水喷嘴,高速蒸汽射流的凝结只在与水喷嘴出口相邻的蒸汽喷嘴上方进行,因此其流场为准二维流场。实验段前后壁面安装耐高温玻璃,其与混合腔上下壁面组成矩形混合腔。通过耐高温玻璃构成的可视化窗口可以观察和拍摄混合腔内的凝结流场。实验段主要尺寸和实验条件如表1所示。

图2 可视化实验段示意图

参数数值入口过冷水流率Gw/t·m-2·s-14～18入口蒸汽流率Gs/ kg·m-2·s-1200～600入口过冷水温度/℃20～50蒸汽喷嘴喉部尺寸/mm×mm8×8蒸汽喷嘴出口尺寸/mm×mm10×10水喷嘴出口尺寸/mm×mm8×10混合腔尺寸/mm×mm19×10混合腔长度/mm250

本实验使用全自动电热锅炉产生饱和蒸汽,其额定压力为0.7 MPa,最大蒸发量为0.4 t·h-1;实验时高速摄像机曝光时间设置为20 μs,采样频率为10 kHz;温度测量使用K型热电偶,适用量程为0～150 ℃,温度不确定度为1 ℃;入口过冷水流量使用电磁流量计测量,量程为0～10 t·h-1,测量精度为0.2级,蒸汽质量流量使用涡街流量计测量,量程为0～0.27 t·h-1,测量精度为1级。

2 实验结果和讨论

2.1 蒸汽射流凝结流场

前人对蒸汽射流凝结的研究大多采用圆形截面喷嘴[7,10-11],其可视化流场如图3a所示。圆形喷嘴射流凝结流场主要包括汽羽区、过冷水区、气液两相区和相界面4个区域。其中,汽羽为内部纯蒸汽连续流动的区域,过冷水区为外部几乎不受蒸汽凝结影响的单相液态过冷水流动的区域;在汽羽和过冷水区之间为气液两相区;汽羽与气液两相区由相界面隔开。使用圆形截面喷嘴时,蒸汽的凝结在其流出喷嘴后与过冷水相遇的各个方向同时进行,因此其流场为三维流场。在三维流场中,由于气液两相区的包裹和遮挡,很难观察到汽羽内部与相界面。

本文使用矩形截面的蒸汽喷嘴、过冷水喷嘴以及混合腔,由于过冷水喷嘴布置在蒸汽喷嘴正上方,蒸汽的凝结仅在喷嘴上方进行,形成了准二维流场,如图3b所示。同样地,流场也由汽羽、过冷水区、气液两相区和相界面4个区域组成。在汽羽内部,蒸汽流速较高,能量较大。在高速蒸汽流出喷嘴进入混合腔时,喷嘴周围会形成一个真空区,对过冷水有引射作用,促使更多的过冷水进入混合腔[13];过冷水区为温度较低的单相液态水区,随着蒸汽的凝结,其温度沿流动方向逐渐升高。

气液两相区为大量蒸汽雾化形成的小气泡与被卷吸入此区域内的液滴组成的蒸汽-水气液两相混合区。此区域内蒸汽以气泡的形式存在,气液两相均处于强烈的湍流状态,并形成大量的小旋涡,小旋涡会促进气液两相间的换热,同时还会使更多的过冷水液滴与蒸汽卷吸入气液两相区,进一步强化凝结换热过程。因此,气液两相区是蒸汽凝结的主要区域,相界面为气液两相区与汽羽之间只有几个分子或几十个分子厚度的区域,界面的波动特性对汽羽形状和气液两相区内蒸汽的凝结有很大影响[15]。

通过对比图3a和3b可以看出,圆形喷嘴射流凝结流场和矩形喷嘴射流凝结流场均由汽羽、过冷水区、气液两相区和相界面组成,各区域流动特征和形成机理也是相同的,矩形喷嘴形成的凝结流场相当于圆形喷嘴时沿蒸汽流动方向纵剖面的上半部分。它们的区别在于,使用圆形截面蒸汽喷嘴时,形成的是一个三维流场,使用矩形截面喷嘴时,形成了准二维流场。因此,蒸汽喷嘴截面形状对射流凝结流场结构影响不大,由此可以推断,不同截面形状喷嘴的蒸汽射流凝结过程均遵守相同的凝结换热机理,圆形喷嘴蒸汽射流凝结结果及结论均可用于研究矩形喷嘴的蒸汽射流凝结过程。

平均凝结换热系数是表征射流凝结换热特性的重要参数,前人学者大多根据汽水间的热平衡计算凝结换热系数

have=mshfg/AaveΔtsub

(1)

式中:ms为蒸汽质量流量;hfg为蒸汽凝结潜热;Δtsub为换热温差;Aave为平均凝结换热面积。

式(1)中蒸汽质量流量、凝结潜热以及换热温差均可由直接测量得到,而对于换热面积,前人学者均假设蒸汽的凝结全部在相界面完成,穿过相界面,蒸汽全部凝结为液态水。因此,在实验中计算得到了较大的平均凝结换热系数,甚至达10 MW/(m2· ℃)[7,10-11]。由流场中各区域的分析可知,汽羽内蒸汽的凝结并不是全部发生在相界面,而是在相界面处雾化成小气泡进入气液两相区逐渐凝结的,因此实际由蒸汽气泡形成的换热面积远远大于实验中测量得到的相界面面积。由于气液两相区内的蒸汽相为大量不同直径的气泡,因此目前很难通过实验直接测量的方法获得气液两相区内的换热面积。

(a)圆形喷嘴射流凝结流场[7]

(b)矩形喷嘴射流凝结流场图3 蒸汽射流凝结流场

图4 热平衡相变模型示意图

2.2 换热面积的计算

近些年,一些学者使用热平衡相变模型对蒸汽射流凝结过程进行了三维数值模拟研究,热平衡相变模型示意如图4所示。在此模型中,认为气液两相区内的蒸汽均为气泡,在蒸汽侧,蒸汽和界面的能量交换为

Qg=qg-mfgHgi

(2)

式中:Qg为蒸汽传递到换热界面的总能量;qg为蒸汽和界面的热量交换;mfg为质量交换速率;Hgi为蒸汽和界面的焓差。在过冷水侧

Qf=qf+mfgHfi

(3)

式中:Qf为换热界面传递给过冷水的总能量;Hfi为界面和过冷水的焓差;qf为界面和过冷水的换热量

qf=hfAi(ti-tf)

(4)

其中ti为界面温度,tf为过冷水温度,hf为换热界面和过冷水间的换热系数。进行三维数值模拟时,每一计算单元内的换热面积为

ai=6αg/dg

(5)

式中:αg为蒸汽空泡率;dg为气泡直径,其与水的过冷度θ=ti-tf有关

(6)

其中d0和d1分别为参考过冷度下的气泡直径,当θ0=13.5 ℃时,d0=1.5×10-4m,而当θ1=0 ℃时,d1=1.5×10-3m。界面和过冷水间的换热系数可由下式计算

hf=kfNuf/dg

(7)

(8)

式中:kf为导热系数;Pr为过冷水的普朗特数;Rer为相对雷诺数

Rer=|Ug-Uf|dg/νf

(9)

此外,蒸汽和界面间的换热量为

qg=hgAiαf(ti-tg)

(10)

将蒸汽看做气泡的凝结过程时,其换热系数为

hg=104W/(m2·℃)

(11)

由能量平衡可知Qf=Qg,因此结合式(2)和(3)可得气液间的质量交换速率为

(12)

采用热平衡相变模型,Gulawani等对声速蒸汽射流凝结过程进行了三维数值模拟研究,并将模拟结果与Kim等的汽羽穿透长度、轴向和径向温度分布实验结果[7]进行了对比,结果符合较好[16]。近两年,周轮等将热平衡相变模型以自定义函数的方式写入流体力学计算软件来模拟超声速蒸汽浸没设立现象,并将蒸汽空泡率的分布与Kim等的实验结果[7]进行了对比,如图5所示,模拟结果与实验结果吻合较好[14]。

图5 数值模拟结果[14]与实验结果[7]的对比

以上研究结果表明,采用热平衡相变模型,并将蒸汽相看成气泡可以得到很好的数值模拟结果。同时,由式(7)和(8)计算得到的凝结换热系数适用于蒸汽射流凝结过程。因此,在实验研究中,气液两相区内总的换热面积可由下式计算

Ai=mshfg/hfΔtsub

(13)

图6 换热面积随蒸汽质量流率的变化

图7 换热面积随过冷水质量流率的变化

图8 换热面积随过冷水温度的变化

图6～图8分别给出了换热面积随蒸汽质量流率、过冷水质量流率以及过冷水温度的变化规律。可以看出,实验中测得的换热面积在2.4×10-3～7.8×10-3m2之间,换热面积随蒸汽质量流率和过冷水温度增大而增大,随过冷水质量流率增大而减小。这是由于随着蒸汽质量流率的增大,换热系数保持不变,此时需要更多的换热面积使蒸汽凝结,同样地,随着入口过冷水温度的升高,汽水间的换热温差减小,单位面积上的换热总量减少,因此需要更多的换热面积,故换热面积增大。随着过冷水质量流率的增大,过冷水流速增大,气液两相区内的扰动增大,换热系数随之增加,因此单位面积上的换热量增加,换热面积随着过冷水质量流率的增大而减小。

使用蒸汽喷嘴喉部面积将换热面积归一化,得到归一化换热面积A=Ai/Acr,以水喷嘴出口雷诺数Rew表示过冷水质量流率的影响,归一化蒸汽质量流率Gs/Gm表示蒸汽质量流率的影响,冷凝势B表示过冷水温度的影响,得到预测归一化换热面积的实验关联式

(14)

式中:B=cpΔtsub/hfg,cp为过冷水比定压热容;Gm为临界蒸汽质量流率,Gm=275 kg·m-2·s-1。

图9给出了归一化换热面积预测值和实验值的对比。从图中可以看出,预测值与实验值吻合良好,预测误差在±10%以内。

图9 归一化换热面积预测值与实验值的对比

3 结 论

本文针对矩形通道内的蒸汽射流凝结过程进行了可视化研究,采用热平衡相变模型获得了换热面积及其随汽水参数的变化规律,主要结论如下:

(1)蒸汽喷嘴的截面形状对射流凝结流场结构影响不大,不同截面形状喷嘴的蒸汽射流凝结过程均遵守相同的凝结换热机理;

(2)流场中的气液两相区是蒸汽凝结的主要区域,蒸汽在气液两相区内以小气泡的形式与过冷水完成能量交换;

(3)蒸汽射流换热面积随随蒸汽质量流率和过冷水温度的增加而增加,随过冷水质量流率的增加而减小,实验中测得的换热面积在2.4×10-3～7.8×10-3m2之间,换热面积关联式预测值与实验值的误差在±10%以内。