宗瀟, 劉繼平, 楊赪石, 嚴俊杰

(1.西安交通大學熱流科學與工程教育部重點實驗室, 710049, 西安; 2.中國船舶重工集團公司第705研究所, 710075, 西安; 3.西安交通大學動力工程多相流國家重點實驗室, 710049, 西安)

超聲速氣液兩相流升壓裝置利用超聲速蒸汽流作為動力源,在受限的通道內與低壓過冷水相遇發(fā)生汽水直接接觸凝結過程,氣液兩相流在流動受阻的情況下產生凝結激波,實現壓力的突升,得到壓力遠遠高于進口蒸汽壓力的高壓水流,在提升壓力的同時能夠加熱水流,是一種能夠快速啟動、具有良好自調節(jié)性能、無運動機械部件的特殊升壓加熱裝置,具有高效、節(jié)能、可靠性高等特點,在電力、化工、軍工等領域有廣泛的應用前景[1-2]。

在超聲速氣液兩相流升壓裝置內主要發(fā)生高速蒸汽射流在過冷水中的直接接觸凝結現象,從19世紀70年代開始,針對蒸汽射流凝結過程,國內外學者進行了大量的研究。Simpson等對亞聲速蒸汽浸沒射流凝結進行了可視化研究,觀察到了氣液界面的周期性運動[3]。Chun等在聲速蒸汽浸沒射流研究中觀察到了圓錐形和橢圓形兩種穩(wěn)定的射流凝結形態(tài),并根據實驗結果得到了基于過冷水溫度和蒸汽質量流率的射流流型圖[4]。Kerney等對聲速蒸汽在過冷水中的水平射流進行了實驗研究,假設氣液界面為一個光滑的表面,蒸汽的凝結全部發(fā)生在氣液界面上,得到了汽羽無量綱穿透長度關于蒸汽質量流率和冷凝勢的半經驗實驗關聯式[5]。Weimer等利用積分形式的動量、能量以及質量守恒方程給出了汽羽穿透長度的表達式,并加入汽水密度比對實驗關聯式進行修正[6]。Kim等提出了3種界面?zhèn)鬏斈Ｐ汀牧鲝姸饶Ｐ?、表面恢復模型和剪切力模型以預測平均凝結換熱系數[7]。Eden等發(fā)現蒸汽射流凝結流場中靜壓的振蕩是由汽羽內部產生的壓縮波和膨脹波引起的[8]。Khan等對超聲速蒸汽浸沒射流凝結氣液界面不穩(wěn)定性的傳播以及耗散進行了實驗研究,結果表明氣液界面不穩(wěn)定性的傳播與耗散受過冷水溫度以及蒸汽入口壓力的影響,過冷水溫度對界面不穩(wěn)定性的影響更加顯著[9]。徐強等在蒸汽與低速過冷水豎直同向流動的射流凝結實驗中得到的平均凝結換熱系數在0.34～11.36 MW·m-2· ℃-1之間[10]。武心壯等使用熱平衡方法計算得到的超聲速蒸汽浸沒射流平均凝結換熱系數在0.7～2.5 MW·m-2· ℃-1之間[11]。李濤等對矩形通道內高速蒸汽與過冷水直接接觸凝結形態(tài)進行了可視化研究,實驗中觀察到了不穩(wěn)定射流、穩(wěn)定射流和發(fā)散射流[12]。隨著計算機技術的發(fā)展,計算流體力學方法成為研究蒸汽射流凝結過程的重要手段。Shah等采用熱平衡相變模型對蒸汽浸沒射流現象進行了數值模擬研究,以計算得到的汽羽形狀以及溫度分布與武心壯等人的試驗結果進行了對比,結果吻合良好,從而驗證了相變模型的正確性[13]。在此基礎上,周輪等研究了環(huán)境壓力對蒸汽射流凝結過程的影響,得到了環(huán)境壓力越高射流凝結穿透長度越短的結論[14]。

凝結換熱界面是氣液兩相進行質量、動量和能量交換的關鍵區(qū)域,凝結換熱面積是影響局部空間內換熱強度的重要因素,決定著超聲速氣液兩相流升壓裝置的升壓加熱性能。本文通過分析可視化流場,結合實驗和數值模擬結果,提出了計算蒸汽射流凝結過程中氣液兩相換熱面積的計算模型,給出了換熱面積隨實驗條件的變化規(guī)律。研究結果對揭示蒸汽射流凝結的升壓機理,以及超聲速氣液兩相流升壓裝置的優(yōu)化設計具有重要意義。

圖1 實驗系統圖

1 實驗系統及方法

圖1為蒸汽射流凝結實驗系統圖。實驗系統主要由鍋爐、給水泵、冷卻塔、調節(jié)閥、流量計、實驗段、水箱、可視化系統及數據采集系統組成。鍋爐產生的飽和蒸汽通過調節(jié)閥以及縮放型蒸汽噴嘴進入實驗段,與溫度較低的流動過冷水在矩形截面的混合腔中相遇,發(fā)生高速蒸汽射流與過冷水的直接接觸凝結過程。

圖2為可視化實驗段結構和測點布置示意圖。實驗段采用矩形截面的蒸汽與水噴嘴,高速蒸汽射流的凝結只在與水噴嘴出口相鄰的蒸汽噴嘴上方進行,因此其流場為準二維流場。實驗段前后壁面安裝耐高溫玻璃,其與混合腔上下壁面組成矩形混合腔。通過耐高溫玻璃構成的可視化窗口可以觀察和拍攝混合腔內的凝結流場。實驗段主要尺寸和實驗條件如表1所示。

圖2 可視化實驗段示意圖

參數數值入口過冷水流率Gw/t·m-2·s-14～18入口蒸汽流率Gs/ kg·m-2·s-1200～600入口過冷水溫度/℃20～50蒸汽噴嘴喉部尺寸/mm×mm8×8蒸汽噴嘴出口尺寸/mm×mm10×10水噴嘴出口尺寸/mm×mm8×10混合腔尺寸/mm×mm19×10混合腔長度/mm250

本實驗使用全自動電熱鍋爐產生飽和蒸汽,其額定壓力為0.7 MPa,最大蒸發(fā)量為0.4 t·h-1;實驗時高速攝像機曝光時間設置為20 μs,采樣頻率為10 kHz;溫度測量使用K型熱電偶,適用量程為0～150 ℃,溫度不確定度為1 ℃;入口過冷水流量使用電磁流量計測量,量程為0～10 t·h-1,測量精度為0.2級,蒸汽質量流量使用渦街流量計測量,量程為0～0.27 t·h-1,測量精度為1級。

2 實驗結果和討論

2.1 蒸汽射流凝結流場

前人對蒸汽射流凝結的研究大多采用圓形截面噴嘴[7,10-11],其可視化流場如圖3a所示。圓形噴嘴射流凝結流場主要包括汽羽區(qū)、過冷水區(qū)、氣液兩相區(qū)和相界面4個區(qū)域。其中,汽羽為內部純蒸汽連續(xù)流動的區(qū)域,過冷水區(qū)為外部幾乎不受蒸汽凝結影響的單相液態(tài)過冷水流動的區(qū)域;在汽羽和過冷水區(qū)之間為氣液兩相區(qū);汽羽與氣液兩相區(qū)由相界面隔開。使用圓形截面噴嘴時,蒸汽的凝結在其流出噴嘴后與過冷水相遇的各個方向同時進行,因此其流場為三維流場。在三維流場中,由于氣液兩相區(qū)的包裹和遮擋,很難觀察到汽羽內部與相界面。

本文使用矩形截面的蒸汽噴嘴、過冷水噴嘴以及混合腔,由于過冷水噴嘴布置在蒸汽噴嘴正上方,蒸汽的凝結僅在噴嘴上方進行,形成了準二維流場,如圖3b所示。同樣地,流場也由汽羽、過冷水區(qū)、氣液兩相區(qū)和相界面4個區(qū)域組成。在汽羽內部,蒸汽流速較高,能量較大。在高速蒸汽流出噴嘴進入混合腔時,噴嘴周圍會形成一個真空區(qū),對過冷水有引射作用,促使更多的過冷水進入混合腔[13];過冷水區(qū)為溫度較低的單相液態(tài)水區(qū),隨著蒸汽的凝結,其溫度沿流動方向逐漸升高。

氣液兩相區(qū)為大量蒸汽霧化形成的小氣泡與被卷吸入此區(qū)域內的液滴組成的蒸汽-水氣液兩相混合區(qū)。此區(qū)域內蒸汽以氣泡的形式存在,氣液兩相均處于強烈的湍流狀態(tài),并形成大量的小旋渦,小旋渦會促進氣液兩相間的換熱,同時還會使更多的過冷水液滴與蒸汽卷吸入氣液兩相區(qū),進一步強化凝結換熱過程。因此,氣液兩相區(qū)是蒸汽凝結的主要區(qū)域,相界面為氣液兩相區(qū)與汽羽之間只有幾個分子或幾十個分子厚度的區(qū)域,界面的波動特性對汽羽形狀和氣液兩相區(qū)內蒸汽的凝結有很大影響[15]。

通過對比圖3a和3b可以看出,圓形噴嘴射流凝結流場和矩形噴嘴射流凝結流場均由汽羽、過冷水區(qū)、氣液兩相區(qū)和相界面組成,各區(qū)域流動特征和形成機理也是相同的,矩形噴嘴形成的凝結流場相當于圓形噴嘴時沿蒸汽流動方向縱剖面的上半部分。它們的區(qū)別在于,使用圓形截面蒸汽噴嘴時,形成的是一個三維流場,使用矩形截面噴嘴時,形成了準二維流場。因此,蒸汽噴嘴截面形狀對射流凝結流場結構影響不大,由此可以推斷,不同截面形狀噴嘴的蒸汽射流凝結過程均遵守相同的凝結換熱機理,圓形噴嘴蒸汽射流凝結結果及結論均可用于研究矩形噴嘴的蒸汽射流凝結過程。

平均凝結換熱系數是表征射流凝結換熱特性的重要參數,前人學者大多根據汽水間的熱平衡計算凝結換熱系數

have=mshfg/AaveΔtsub

(1)

式中:ms為蒸汽質量流量;hfg為蒸汽凝結潛熱;Δtsub為換熱溫差;Aave為平均凝結換熱面積。

式(1)中蒸汽質量流量、凝結潛熱以及換熱溫差均可由直接測量得到,而對于換熱面積,前人學者均假設蒸汽的凝結全部在相界面完成,穿過相界面,蒸汽全部凝結為液態(tài)水。因此,在實驗中計算得到了較大的平均凝結換熱系數,甚至達10 MW/(m2· ℃)[7,10-11]。由流場中各區(qū)域的分析可知,汽羽內蒸汽的凝結并不是全部發(fā)生在相界面,而是在相界面處霧化成小氣泡進入氣液兩相區(qū)逐漸凝結的,因此實際由蒸汽氣泡形成的換熱面積遠遠大于實驗中測量得到的相界面面積。由于氣液兩相區(qū)內的蒸汽相為大量不同直徑的氣泡,因此目前很難通過實驗直接測量的方法獲得氣液兩相區(qū)內的換熱面積。

(a)圓形噴嘴射流凝結流場[7]

(b)矩形噴嘴射流凝結流場圖3 蒸汽射流凝結流場

圖4 熱平衡相變模型示意圖

2.2 換熱面積的計算

近些年,一些學者使用熱平衡相變模型對蒸汽射流凝結過程進行了三維數值模擬研究,熱平衡相變模型示意如圖4所示。在此模型中,認為氣液兩相區(qū)內的蒸汽均為氣泡,在蒸汽側,蒸汽和界面的能量交換為

Qg=qg-mfgHgi

(2)

式中:Qg為蒸汽傳遞到換熱界面的總能量;qg為蒸汽和界面的熱量交換;mfg為質量交換速率;Hgi為蒸汽和界面的焓差。在過冷水側

Qf=qf+mfgHfi

(3)

式中:Qf為換熱界面?zhèn)鬟f給過冷水的總能量;Hfi為界面和過冷水的焓差;qf為界面和過冷水的換熱量

qf=hfAi(ti-tf)

(4)

其中ti為界面溫度,tf為過冷水溫度,hf為換熱界面和過冷水間的換熱系數。進行三維數值模擬時,每一計算單元內的換熱面積為

ai=6αg/dg

(5)

式中:αg為蒸汽空泡率;dg為氣泡直徑,其與水的過冷度θ=ti-tf有關

(6)

其中d0和d1分別為參考過冷度下的氣泡直徑,當θ0=13.5 ℃時,d0=1.5×10-4m,而當θ1=0 ℃時,d1=1.5×10-3m。界面和過冷水間的換熱系數可由下式計算

hf=kfNuf/dg

(7)

(8)

式中:kf為導熱系數;Pr為過冷水的普朗特數;Rer為相對雷諾數

Rer=|Ug-Uf|dg/νf

(9)

此外,蒸汽和界面間的換熱量為

qg=hgAiαf(ti-tg)

(10)

將蒸汽看做氣泡的凝結過程時,其換熱系數為

hg=104W/(m2·℃)

(11)

由能量平衡可知Qf=Qg,因此結合式(2)和(3)可得氣液間的質量交換速率為

(12)

采用熱平衡相變模型,Gulawani等對聲速蒸汽射流凝結過程進行了三維數值模擬研究,并將模擬結果與Kim等的汽羽穿透長度、軸向和徑向溫度分布實驗結果[7]進行了對比,結果符合較好[16]。近兩年,周輪等將熱平衡相變模型以自定義函數的方式寫入流體力學計算軟件來模擬超聲速蒸汽浸沒設立現象,并將蒸汽空泡率的分布與Kim等的實驗結果[7]進行了對比,如圖5所示,模擬結果與實驗結果吻合較好[14]。

圖5 數值模擬結果[14]與實驗結果[7]的對比

以上研究結果表明,采用熱平衡相變模型,并將蒸汽相看成氣泡可以得到很好的數值模擬結果。同時,由式(7)和(8)計算得到的凝結換熱系數適用于蒸汽射流凝結過程。因此,在實驗研究中,氣液兩相區(qū)內總的換熱面積可由下式計算

Ai=mshfg/hfΔtsub

(13)

圖6 換熱面積隨蒸汽質量流率的變化

圖7 換熱面積隨過冷水質量流率的變化

圖8 換熱面積隨過冷水溫度的變化

圖6～圖8分別給出了換熱面積隨蒸汽質量流率、過冷水質量流率以及過冷水溫度的變化規(guī)律?？梢钥闯?實驗中測得的換熱面積在2.4×10-3～7.8×10-3m2之間,換熱面積隨蒸汽質量流率和過冷水溫度增大而增大,隨過冷水質量流率增大而減小。這是由于隨著蒸汽質量流率的增大,換熱系數保持不變,此時需要更多的換熱面積使蒸汽凝結,同樣地,隨著入口過冷水溫度的升高,汽水間的換熱溫差減小,單位面積上的換熱總量減少,因此需要更多的換熱面積,故換熱面積增大。隨著過冷水質量流率的增大,過冷水流速增大,氣液兩相區(qū)內的擾動增大,換熱系數隨之增加,因此單位面積上的換熱量增加,換熱面積隨著過冷水質量流率的增大而減小。

使用蒸汽噴嘴喉部面積將換熱面積歸一化,得到歸一化換熱面積A=Ai/Acr,以水噴嘴出口雷諾數Rew表示過冷水質量流率的影響,歸一化蒸汽質量流率Gs/Gm表示蒸汽質量流率的影響,冷凝勢B表示過冷水溫度的影響,得到預測歸一化換熱面積的實驗關聯式

(14)

式中:B=cpΔtsub/hfg,cp為過冷水比定壓熱容;Gm為臨界蒸汽質量流率,Gm=275 kg·m-2·s-1。

圖9給出了歸一化換熱面積預測值和實驗值的對比。從圖中可以看出,預測值與實驗值吻合良好,預測誤差在±10%以內。

圖9 歸一化換熱面積預測值與實驗值的對比

3 結 論

本文針對矩形通道內的蒸汽射流凝結過程進行了可視化研究,采用熱平衡相變模型獲得了換熱面積及其隨汽水參數的變化規(guī)律,主要結論如下:

(1)蒸汽噴嘴的截面形狀對射流凝結流場結構影響不大,不同截面形狀噴嘴的蒸汽射流凝結過程均遵守相同的凝結換熱機理;

(2)流場中的氣液兩相區(qū)是蒸汽凝結的主要區(qū)域,蒸汽在氣液兩相區(qū)內以小氣泡的形式與過冷水完成能量交換;

(3)蒸汽射流換熱面積隨隨蒸汽質量流率和過冷水溫度的增加而增加,隨過冷水質量流率的增加而減小,實驗中測得的換熱面積在2.4×10-3～7.8×10-3m2之間,換熱面積關聯式預測值與實驗值的誤差在±10%以內。