(上海理工大學(xué)能源與動(dòng)力工程學(xué)院 上海200093)

窄通道由于其良好的換熱性能和緊湊的結(jié)構(gòu)被廣泛應(yīng)用于大量換熱設(shè)備中[1]，目前對(duì)于窄通道內(nèi)單相流、沸騰流動(dòng)以及凝結(jié)換熱均有較深入的研究[2-6]，而對(duì)于通道內(nèi)少量殘余不凝性氣體對(duì)蒸汽凝結(jié)換熱影響的實(shí)驗(yàn)研究卻相對(duì)較少。

Li Mingjie等[7]采用多相多晶格萊茨玻爾茲曼方法來(lái)研究在水平壁面以及垂直壁面不凝性氣體對(duì)凝結(jié)換熱的影響，發(fā)現(xiàn)不凝氣體的存在明顯降低了凝結(jié)側(cè)表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)以及與純蒸汽凝結(jié)相比時(shí)的熱通量，若進(jìn)一步增加不凝性氣體的含量會(huì)加劇這些影響。D. Hammoudi等[8]通過(guò)數(shù)值模擬不凝性氣體對(duì)垂直通道蒸汽冷凝換熱的影響，發(fā)現(xiàn)在不凝性氣體含量一定時(shí)，凝結(jié)液質(zhì)量流量隨著雷諾數(shù)單調(diào)增加，并且在雷諾數(shù)達(dá)到臨界值之后繼續(xù)保持恒定。

葛明慧等[9]實(shí)驗(yàn)研究了含有高濃度CO2的蒸氣在豎直平板上冷凝傳熱特性，得到混合蒸氣流速為0.8 m/s、CO2質(zhì)量分?jǐn)?shù)為60.0%～94.0%工況下的凝結(jié)傳熱特性曲線。結(jié)果表明，CO2的加入極大惡化蒸汽的凝結(jié)換熱，隨著CO2質(zhì)量分?jǐn)?shù)的增加，凝結(jié)換熱表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)繼續(xù)降低，但降幅逐漸減緩。

但在實(shí)際運(yùn)用中，板式換熱器、平行流換熱器等換熱設(shè)備有時(shí)會(huì)存在少量不凝性氣體未完全排空的情況[10]。因此，本文搭建了窄通道冷凝換熱實(shí)驗(yàn)臺(tái)，通過(guò)改變相關(guān)參數(shù)來(lái)分析少量不凝性氣體對(duì)凝結(jié)換熱的影響。

1 實(shí)驗(yàn)原理及方法

1.1 實(shí)驗(yàn)裝置

實(shí)驗(yàn)裝置流程如圖 1所示，主要由冷水側(cè)和凝結(jié)側(cè)兩部分構(gòu)成。實(shí)驗(yàn)溫度測(cè)量所用熱電偶為T型熱電偶，校核精度為±0.5 ℃，通過(guò)在實(shí)驗(yàn)段中銅板上打孔，然后把熱電偶直接插入孔中，并在孔中注入潤(rùn)滑油來(lái)強(qiáng)化換熱，提高測(cè)量精度；壓力測(cè)量采用1000型壓力傳感器，精度為±0.25%FS，分別安裝在冷水側(cè)和凝結(jié)側(cè)的進(jìn)口處，實(shí)時(shí)監(jiān)測(cè)兩側(cè)的壓力變化；流量測(cè)量采用LZJHX-15型浮子流量計(jì)，精度等級(jí)為2.5級(jí)；冷凝液稱量采sartorius-sqp型高精度電子天平，精確度為±0.01 g；鍋爐可通過(guò)自帶的調(diào)功儀改變電加熱功率，以控制整個(gè)實(shí)驗(yàn)段的熱流密度，精度等級(jí)為2級(jí)。

圖1 實(shí)驗(yàn)裝置流程Fig.1 The flow chart of the experiment device

實(shí)驗(yàn)測(cè)試的不確定度由式(1)[11]求得：

(1)

式中：?R為獨(dú)立變量R的總不確定度；y為影響因素；?y為變量的不確定度。

例如冷水側(cè)換熱量的不確定度可由式(2)求得：

(2)

可得冷水側(cè)換熱量的不確定度為2.1%，同理，凝結(jié)側(cè)換熱量的不確定度為3.9%，由于冷水側(cè)換熱量的不確定度更小，所以本實(shí)驗(yàn)取冷水側(cè)換熱量來(lái)確定熱流密度。實(shí)驗(yàn)段中充注的不凝性氣體為純度高于99.9%的純氮，其含量的不確定度小于1%。

圖2所示為實(shí)驗(yàn)段密封裝備剖面圖，實(shí)驗(yàn)段由銅板、鋼化玻璃、保溫層、矩形硅膠密封圈組成。矩形窄通道長(zhǎng)L=1.4 m，寬W=0.25 m，窄縫尺寸H=0.003 5 m。

1冷水循環(huán)側(cè)水進(jìn)口；2冷水循環(huán)側(cè)水出口；3蒸汽凝結(jié)側(cè)蒸汽進(jìn)口；4蒸汽凝結(jié)側(cè)凝結(jié)水出口；5銅板；6矩形硅膠密封圈；7鋼化玻璃；8保溫層。圖2 實(shí)驗(yàn)段密封裝備剖面圖Fig.2 The assembly section of test section

1.2 實(shí)驗(yàn)方法

D. F. Othmer[12]在測(cè)定銅管表面的凝結(jié)換熱表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)時(shí)，發(fā)現(xiàn)只要蒸汽中含有少量不凝性氣體時(shí)，表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)急劇降低，即使蒸汽中的空氣質(zhì)量只占0.5%，總的表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)將下降50%。實(shí)驗(yàn)開(kāi)始前使實(shí)驗(yàn)段兩側(cè)都充滿去離子水，避免不凝性氣體存在影響實(shí)驗(yàn)精度，然后打開(kāi)鍋爐加熱，并通過(guò)鍋爐自帶的功率調(diào)節(jié)器來(lái)控制加熱功率，蒸汽產(chǎn)生后再打開(kāi)蠕動(dòng)泵，并逐漸加大冷水側(cè)水的質(zhì)量流量，一方面使冷水側(cè)保持單相流狀態(tài)，另一方面使冷凝側(cè)蒸汽完全冷凝，因冷凝側(cè)體積固定，故在冷凝側(cè)有一個(gè)穩(wěn)定的液面時(shí)，通過(guò)注射器向冷凝側(cè)蒸汽進(jìn)口處單向閥實(shí)驗(yàn)段注入實(shí)驗(yàn)所需氮?dú)鈦?lái)調(diào)整不凝性氣體所占冷凝側(cè)的體積分?jǐn)?shù)，由于冷凝側(cè)存在液面，氮?dú)鉄o(wú)法排出，可認(rèn)為不凝性氣體的體積分?jǐn)?shù)不變，最后通過(guò)改變各種實(shí)驗(yàn)參數(shù)來(lái)獲得所需實(shí)驗(yàn)工況，并用稱重法來(lái)獲得冷凝液量。

1.3 計(jì)算公式

實(shí)驗(yàn)過(guò)程中冷水側(cè)換熱量可由下式求得：

Qc=cp1Gm1ΔT1

(3)

式中：Gm1為冷水側(cè)水的質(zhì)量流量，kg/s；ΔT1為冷水側(cè)進(jìn)出口溫差，℃；cp1為冷水側(cè)定性溫度下的定壓比熱容，kJ/(kg·K)。

冷凝側(cè)存在相變換熱，冷凝側(cè)換熱量[13]為：

Qh=γGm2+cp2Gm2ΔT2

(4)

式中：γ為水的汽化潛熱，kJ/kg；Gm2為冷凝側(cè)凝結(jié)水量，kg/s；ΔT2為蒸汽飽和溫度和出口冷凝水的溫差，℃；cp2為蒸汽側(cè)定性溫度下的定壓比熱容，kJ/(kg·K)。

熱流密度由冷水側(cè)換熱量得到：

q=Qc/(LW)

(5)

總傳熱系數(shù)：

k=Q/(AΔT)

(6)

其中對(duì)數(shù)平均溫差ΔT：

(7)

式中：Thin為冷凝側(cè)蒸汽飽和溫度，℃；Tcout為冷水側(cè)出口水的溫度，℃；Thout為冷凝側(cè)出口水的溫度，℃；Tcin為冷水側(cè)進(jìn)口水的溫度，℃。

針對(duì)層流時(shí)傳熱常處于入口段的情形，通道的平均Nu數(shù)常用齊德-泰勒公式[14]求得：

(8)

式中：定性溫度為流體的平均溫度，Ref為定性溫度下的水側(cè)雷諾數(shù)；Prf為定性溫度下的水側(cè)普朗特?cái)?shù)；l為通道長(zhǎng)度，m；d為通道寬度，m；ηf為定性溫度下的水側(cè)動(dòng)力黏度，Pa·s；ηw為壁面溫度下的水側(cè)動(dòng)力黏度，Pa·s。

冷水側(cè)表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)：

hc=Nufλ1/de

(9)

式中：hc為冷水側(cè)表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)，W/(m2·K)；λ1為冷水側(cè)水定性溫度下的導(dǎo)熱系數(shù)，W/(m·K)；de為水側(cè)通道的當(dāng)量直徑，m。

凝結(jié)側(cè)表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)[15]：

(10)

式中：hh為凝結(jié)側(cè)表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)，W/(m2·K)；λ2為銅板在定性溫度下的導(dǎo)熱系數(shù)，W/(m·K);δ為銅板的厚度，m。

2 實(shí)驗(yàn)結(jié)果分析

圖3所示為系統(tǒng)熱平衡。由于實(shí)驗(yàn)做了較好的保溫措施，可知實(shí)驗(yàn)結(jié)果的熱平衡大部分都在±5%以內(nèi)，只有極個(gè)別點(diǎn)在±5%以外，但也都在±10%以內(nèi)。圖4所示為實(shí)驗(yàn)段冷凝側(cè)純蒸汽冷凝換熱表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)與關(guān)聯(lián)式計(jì)算表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)對(duì)比。其中，橫坐標(biāo)是由M. M. Shah[16]提出的準(zhǔn)則關(guān)聯(lián)式計(jì)算所得的表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)，兩者相比誤差均在±20%以內(nèi)。綜上所述，實(shí)驗(yàn)結(jié)果相對(duì)可靠。

圖3 系統(tǒng)熱平衡Fig.3 Heat balance of system

圖4 實(shí)驗(yàn)段冷凝側(cè)純蒸汽冷凝換熱表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)與關(guān)聯(lián)式計(jì)算表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)對(duì)比Fig.4 Comparison of experimental and calculated surface heat transfer coefficient for tests of pure steam

2.1 不凝性氣體體積分?jǐn)?shù)對(duì)蒸汽凝結(jié)換熱的影響

圖5所示為凝結(jié)側(cè)表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)隨不凝性氣體體積分?jǐn)?shù)的變化。由圖5可知，2%體積分?jǐn)?shù)的不凝性氣體對(duì)凝結(jié)側(cè)表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)hh產(chǎn)生明顯的影響，原因是不凝性氣體積聚在氣液界面附近，形成不凝性氣體層，阻礙了蒸汽的凝結(jié)換熱，增加了冷凝換熱熱阻。但是隨著不凝性氣體體積分?jǐn)?shù)的增加，下降趨勢(shì)趨于平緩，可能是由于蒸汽本身具有一定的流速，此時(shí)不凝性氣體只有部分隨著蒸汽的冷凝一同向界面運(yùn)動(dòng)，形成不凝性氣體層，而剩余部分則隨未完全冷凝的蒸汽繼續(xù)向下流動(dòng)，積聚在冷凝側(cè)下方液面附近，且在實(shí)驗(yàn)壓力p=121 kPa的工況下，氮?dú)獾拿芏缺日羝拿芏雀?，氮?dú)庠谝欢魉俚恼羝麕?dòng)下，更易向窄通道下端移動(dòng)，而對(duì)于層流冷凝換熱，其傳熱常處于入口段，因此增加不凝性氣體的體積分?jǐn)?shù)，hh下降的趨勢(shì)反而趨于平緩。

圖5 凝結(jié)側(cè)表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)隨不凝性氣體體積分?jǐn)?shù)的變化Fig.5 The condensation surface heat transfer coefficient with the change of the volume fraction of non-condensable gas

2.2 冷水質(zhì)量流速對(duì)蒸汽凝結(jié)換熱的影響

圖6所示為凝結(jié)側(cè)表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)隨冷水質(zhì)量流速的變化。圖6(a)改變冷水側(cè)水的進(jìn)口溫度和熱流密度，圖6(b)改變不凝性氣體體積分?jǐn)?shù)。由圖6可知，隨著質(zhì)量流速G的增加，凝結(jié)側(cè)表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)hh不斷減小，當(dāng)冷水側(cè)進(jìn)口溫度T=33 ℃和熱流密度q=3.5 kW/m2時(shí)，G從8 kg/(m2·s)增至12 kg/(m2·s)，平均hh減少218%。一方面冷水側(cè)水質(zhì)量流速的增加雖有利于整體的換熱，但蒸汽的hh與q成正比，與傳熱溫差成反比，由于傳熱溫差增加，而q不變，因此hh下降；另一方面當(dāng)冷水G增加時(shí)，整體換熱得到強(qiáng)化，蒸汽側(cè)凝結(jié)速率變快，液膜變厚，導(dǎo)致凝結(jié)換熱熱阻增大，hh降低。

2.3 熱流密度對(duì)蒸汽凝結(jié)換熱的影響

圖7所示為凝結(jié)側(cè)表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)隨熱流密度的變化。由圖7(a)可知，當(dāng)冷水側(cè)進(jìn)口參數(shù)一定時(shí)，凝結(jié)側(cè)表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)hh隨熱流密度q的增加而增加，當(dāng)冷水側(cè)進(jìn)口溫度T=33 ℃和質(zhì)量流速G=7.47 kg/(m2·s)時(shí)，q從1.60 kW/m2增至3.70 kW/m2，平均hh增加了5.80倍。原因是隨著q的增大，冷凝側(cè)G也不斷變大，這時(shí)冷凝側(cè)蒸汽擾動(dòng)增強(qiáng)，換熱增強(qiáng)，另一方面當(dāng)冷水側(cè)進(jìn)口參數(shù)一定時(shí)，G的增加導(dǎo)致實(shí)驗(yàn)段整體溫度的上升，使蒸汽冷凝速率降低，冷凝液膜變薄，對(duì)應(yīng)的熱阻降低，從而強(qiáng)化了凝結(jié)換熱，增加了hh。

圖6 凝結(jié)側(cè)表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)隨冷水質(zhì)量流速的變化Fig.6 The condensation surface heat transfer coefficient with the change of cooling water mass flow rate

圖7 凝結(jié)側(cè)表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)隨熱流密度的變化Fig.7 The condensation surface heat transfer coefficient with the change of mass flow rate

由圖7(b)可知，當(dāng)q較小時(shí)，不凝性氣體對(duì)hh的影響較大。當(dāng)q=1.668 kW/m2時(shí)，含有2%體積分?jǐn)?shù)的不凝性氣體使hh降低了33%，當(dāng)q=3.887 1 kW/m2時(shí)，含有2%體積分?jǐn)?shù)的不凝性氣體使hh降低了14%。即隨著q的增加，一方面蒸汽的流速增加，蒸汽擾動(dòng)加強(qiáng)，強(qiáng)化換熱；另一方面由于蒸汽的擾動(dòng)加強(qiáng)，不凝性氣體難以在界面處形成較厚的不凝性氣體層，對(duì)凝結(jié)傳熱的抑制作用變小，因此hh下降較少。

圖8 凝結(jié)側(cè)表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)隨冷水進(jìn)口溫度的變化Fig.8 The condensation surface heat transfer coefficient with the change of cooling water inlet temperature

2.4 冷水進(jìn)口溫度對(duì)蒸汽凝結(jié)換熱的影響

圖8所示為凝結(jié)側(cè)表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)隨冷水進(jìn)口溫度的變化。由圖8可知，凝結(jié)側(cè)表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)hh隨冷水側(cè)水的進(jìn)口溫度Tcin的增加而增大。當(dāng)冷水質(zhì)量流速G=11.2 kW/(m2·s)和熱流密度q=3.5 kW/m2時(shí)，Tcin從23 ℃增至47 ℃，平均hh增加了2.19倍。原因是hh與溫差的n(n<1)次方成反比。

3 結(jié)論

本文以去離子水為工質(zhì)，搭建了實(shí)驗(yàn)平臺(tái)，研究了豎直矩形窄通道內(nèi)少量殘余不凝性氣體對(duì)蒸氣凝結(jié)換熱特性的影響。分析了不凝性氣體體積分?jǐn)?shù)、冷卻水的質(zhì)量流速、進(jìn)口溫度、熱流密度對(duì)凝結(jié)換熱特性的影響，得到如下結(jié)論：

1)2%體積分?jǐn)?shù)的不凝性氣體就可對(duì)凝結(jié)側(cè)表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)產(chǎn)生明顯的影響，但隨著不凝性氣體的體積分?jǐn)?shù)進(jìn)一步增加，凝結(jié)側(cè)表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)的下降趨勢(shì)逐漸平緩。

2)當(dāng)冷水進(jìn)口溫度和熱流密度一定時(shí)，凝結(jié)側(cè)表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)隨著質(zhì)量流速的增加而減小。當(dāng)冷水進(jìn)口溫度為33 ℃，熱流密度為3.5 kW/m2時(shí)，質(zhì)量流速?gòu)? kg/(m2·s)增至12 kg/(m2·s)，平均凝結(jié)側(cè)表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)減少218%。

3)當(dāng)冷水側(cè)進(jìn)口溫度和質(zhì)量流速一定時(shí)，凝結(jié)側(cè)表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)隨著熱流密度的增加而增加。在熱流密度較小，即蒸汽質(zhì)量流速較低時(shí)，不凝性氣體對(duì)凝結(jié)側(cè)表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)的影響較大。當(dāng)熱流密度為1.668 kW/m2時(shí)，含有2%體積分?jǐn)?shù)的不凝性氣體使凝結(jié)側(cè)表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)降低了33%，熱流密度為3.887 1 kW/m2時(shí)，含有2%體積分?jǐn)?shù)的不凝性氣體使凝結(jié)側(cè)表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)降低了14%。

4)當(dāng)冷水質(zhì)量流量和熱流密度一定，冷水進(jìn)口溫度低于凝結(jié)溫度時(shí)，凝結(jié)側(cè)表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)隨著冷水側(cè)水的進(jìn)口溫度的增加而增大。

本文受上海市動(dòng)力工程多相流動(dòng)與傳熱重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室項(xiàng)目(13DZ2260900)資助。(The project was supported by the Key Laboratory of Multiphase Flow and Heat Transfer in Shanghai Power Engineering (No.13DZ2260900).)