不凝气体对蒸汽射流冷凝的影响

屈晓航，田茂诚，张冠敏，冷学礼

（山东大学能源与动力工程学院，山东 济南 250061）

不凝气体对蒸汽射流冷凝的影响

屈晓航，田茂诚，张冠敏，冷学礼

（山东大学能源与动力工程学院，山东 济南 250061）

对含不凝气体蒸汽射流在冷水中直接接触冷凝现象进行了实验研究，通过测量流场中的温度分布确定汽羽长度，进而推导其传热系数。实验使用直径为1.6 mm的圆形喷嘴，出口混合气体质量流量密度在100～330 kg·m−2·s−1之间，不凝气体的含量在0～15%之间，冷水温度在300～340 K之间。实验结果表明：不凝气体的加入，使喷嘴出口附近的温度下降减慢；汽羽长度随不凝气体含量的增加而变长，其受喷嘴出口质流密度和过冷度的影响规律与纯蒸汽射流一致；冷凝传热系数在0.7～2 MW·m−2·K−1之间，随过冷度的增大和不凝气体含量的增加而减小，受气体流量的影响较小。对实验数据进行拟合，获得了汽羽长度的关联式，并由此得到了冷凝传热系数关联式。

直接接触冷凝；不凝气体；汽羽长度；传热系数

引 言

直接接触冷凝是一种常发生在工业生产中的现象，例如接触式加热器、核电厂安全冷却系统、蒸汽引射器等，由于冷热两种介质换热时不经过任何壁面而具有极高的传热速率，因此受到广泛关注。蒸汽射流在水中的冷凝是一种典型的直接接触冷凝，然而实际换热设备远未达到理论最高传热速率，因此研究其冷凝传热规律，进一步提高其传热速率具有重要意义。

许多学者对蒸汽射流在水中冷凝时的汽羽形状、膨胀比和流型进行了研究[1-4]，将冷凝流型分为间歇流、稳定冷凝流等6种，给出了汽羽长度关联式和传热系数关联式[5-7]。de With[8]和Calay等[9]分别作出了汽羽长度和流型随过冷度、喷嘴直径和蒸汽质流密度变化的三维分布图。Dahikar等[10]和Choo等[11]分别使用粒子测速技术（PIV）和荧光诱导测温技术（PLIF）对蒸汽射流直接接触冷凝时的速度场和温度场进行了测量，测量结果可用于验证数值计算准确性。近年随着计算机技术的发展，数值计算也常被用于蒸汽射流直接接触冷凝的研究[12-13]，并可获得与实验相一致的结果。为了进一步研究蒸汽射流直接接触冷凝的机理，国内外学者对冷凝射流的水力不稳定性、界面波动现象进行了研究[14-17]。Xu等[18-19]研究了蒸汽射流在顺流和交叉流中的直接接触冷凝现象，发现流动的水能强化射流的冷凝传热。

有研究发现不凝气体能够减慢气泡在冷水中的冷凝过程[20-21]，同时使气泡变得稳定。虽然关于不凝气体对蒸汽在壁面或间壁式换热器中冷凝影响的研究较多，但鲜见有关不凝气体对直接接触冷凝影响的研究。Norman等[22]用实验和数值的方法研究了蒸汽和空气混合射流在冷水中的冷凝，发现空气含量会影响水池中的热分层现象。在节能工程例如钢厂蒸汽余热、天然气烟气余热回收等过程中，常遇到含不凝气体蒸汽的直接接触冷凝；接触式加热器和蒸汽引射器等也常因为泄漏等原因而使蒸汽中带有不凝气体；在核电厂发生失水事故的初期，蒸汽和空气的混合物在高压下被排往冷凝卸压水池以保证反应堆安全。因此研究含不凝气体蒸汽直接接触冷凝的传热传质规律具有重要实际意义。

本文通过实验的方法，将空气和蒸汽混合，研究了不凝气体对蒸汽射流直接接触冷凝温度场分布、汽羽长度和传热系数的影响规律。提出的一维模型建立了汽羽长度和传热系数之间的关系，实验数据可用于验证数值计算结果，研究结果将有助于相应冷凝传热过程的设计和优化。

1 实验方法和测量系统

实验系统如图1所示，蒸汽从电蒸汽发生器产生经减压阀减压后依次经过压力表和差压流量计与空气混合。空气作为不凝气体，由空气压缩机产生，经压力表和转子流量计后与蒸汽混合。两者混合后经喷嘴喷入实验段水箱，水箱尺寸为300 mm×150 mm×200 mm，喷嘴出口距离水箱底面20 mm，水箱上部开口，因此可以认为水箱压力为大气压。蒸汽离开蒸汽发生器后的管道进行保温以防止蒸汽在其中冷凝，空气在经过流量计后使用电加热带进行预热以防止空气和蒸汽混合时发生冷凝。空气中水蒸气的含量低于1%，因此忽略空气中水蒸气对混合气体中不凝气体含量的影响。蒸汽发生器使用去离子水，每次实验开始前先对蒸汽发生器中的水进行加热以除去溶解在水中的气体。水箱水温通过温控仪和K型热电偶加热到实验所需温度，由于蒸汽喷射导致的水温升高很慢，所以在测量每组温度时，认为水箱温度恒定。

图1 实验系统Fig.1 Schematic diagram of experimental system

实验段温度测量系统如图2所示，通过固定在水箱一侧的千分尺控制水平滑轨沿水箱长度方向移动，水平滑轨上固定一个竖杆，竖杆上携带有11个T型热电偶以测量不同纵向位置的温度。千分尺带动滑轨在水箱中横向移动，热电偶组即可以测量不同横向位置的温度。热电偶横向移动时依次在8个位置停留，因此每组温度测量包含88个点的温度数据。热电偶组每次停留由数据采集系统控制连续采集10次温度值，取平均值后作为该点温度。88个点位置如图2中虚线的交点所示，在越靠近喷嘴的位置，温度变化越剧烈，因此温度测量点分布也越密集，该温度测量系统可测量喷嘴附近30 mm× 125 mm区域内的温度。

图2 温度测量系统Fig.2 Temperature test system/mm

由于所研究的蒸汽射流含有不凝气体，从喷嘴出口直到水箱水表面都充满了气液混合物，没有可见的汽羽长度边界，因而难以通过高速相机获得冷凝汽羽长度的信息。本文提出了根据喷嘴中心线的温度来确定射流汽羽长度的方法：喷嘴出口温度Tg0为对应蒸汽含量下的饱和温度，首先对测得的轴向11个温度值每隔0.1 mm进行一次线性插值，然后选择轴向温度下降(Tg0−Tf)的90%处的位置为汽羽长度（详见3.1节），其中Tf为水箱过冷水温。

温度场测量使用的T型热电偶结点直径为0.5 mm，在本实验流场下其时间常数远小于0.1 s，而热电偶每次测温持续5 s（每秒2次），因此热电偶时间响应引起的测温误差可以忽略。进行每组温度测量需要的时间小于2 min，在这段时间内水箱水温升高不超过1 K，考虑温度控制系统的误差，水箱温度测量误差小于2 K。本文测得的汽羽长度在5～27 mm之间，汽羽长度的误差主要来自温度测量点的测温误差和对温度测点之间的温度进行线性插值的误差：前者带来约2%的误差，后者带来的误差由温度测点之间的真实温度分布决定，假设测点间实际温度分布服从指数衰减规律（由图6可见轴向温度近似服从指数衰减规律），则汽羽长度误差估计在10%以内（即小于0.5 mm），且汽羽越长误差越小。本文其余各测量量的范围和误差示于表1。

表1 测量范围和误差Table 1 Test conditions and errors

2 射流冷凝一维模型

以Kernery等[1]有关纯蒸汽射流直接接触冷凝的一维分析模型为基础，含不凝气体蒸汽射流冷凝的一维模型如下。

假设冷凝汽羽为一维轴对称结构，如图3所示，在一小段距离dy上有质量守恒

式中，Gint为单位汽羽边界面积上蒸汽的冷凝速率；r为汽羽任意横截面的半径。

图3 汽羽形状Fig.3 Structure of jet plume

根据牛顿冷却定律有

式中，hfg为水蒸气的汽化潜热；hc为冷凝传热系数。

将式(2)代入式(1)，并整理得到

式中，Gs为汽羽某截面上的蒸汽质流密度；cp为冷水比定压热容。因为空气的焓相比蒸汽焓很小，蒸汽焓在整个冷凝过程中变化很小，所以假设水蒸气的汽化潜热在冷凝过程中不变且等于喷嘴出口处混合气体焓与冷水焓差，即hfg=hg0−hf，则定义量纲1过冷度B和输运模量S分别为

于是式(3)即为

在汽羽末尾l处，混合气体温度已经下降90%，混合气体中蒸汽含量已很低，为使计算简便认为此处蒸汽含量为0，于是在喷嘴出口处和汽羽末尾有边界条件

对式(6)进行积分，取Gs在冷凝过程中的均值Gm(因此也取S的均值Sm)，同时取B在冷凝过程中的均值

考虑到Gs0=G0X，于是得

在纯蒸汽情形下，Gm为喷嘴出口蒸汽临界质流密度[1]Gm=275 kg·m−2·s−1，混合气体情况下该值略有不同，为简化计算仍使用该值。因Sm未知，式(9)一般写为

式(10)即为汽羽长度的半经验关联式，式中系数通过实验确定。

结合式(5)和式(9)，冷凝传热系数和汽羽长度的关系可以写为

3 结果与讨论

3.1 实验方法验证

为了验证实验方法的可靠性，图4对比了在纯蒸汽情况下，根据温度分布确定的射流汽羽长度和使用前人关联式计算得出的汽羽长度。前人关联式是根据可视化实验来确定汽羽长度的。从图中可以看出，实验结果和前人实验关联式存在一定差别，同时注意到该差别随汽羽长度变化始终保持在40%左右，这表明其来源于确定汽羽长度的标准不同，并非来源于测量误差。综上，本文的实验方法是可靠的。

图4 本文实验结果与前人实验关联式的对比Fig.4 Comparison of experimental results and predicted results from others correlations

选择较大的温度下降比例作为确定汽羽长度的边界可使该差别增大，选择较小的温度下降比例则会使该差别减小甚至消失，但过短的汽羽长度将使测量误差增大，例如选择85%的温度下降比例，则本文的汽羽长度最短可小于3 mm，其误差可达20%，综合考虑取温度下降90%处作为汽羽长度。

3.2 温度分布规律

混合气体从喷嘴喷出与冷水接触后迅速冷凝，喷嘴附近的温度分布可反映冷水对蒸汽的冷凝能力。图5为实验获得的一个温度场（该图已将测量区域温度场做对称处理），由于温度测量范围已离开喷嘴3 mm（图2），所以场内最高温度已远低于喷嘴内混合气体温度。从图中可以看出，距离喷嘴较近处温度较高，表明该处仍被混合气体占据。距离喷嘴越远，温度越低，但仍然高于周围冷水温度，这是因为混合气体中的蒸汽冷凝使汽羽周围的冷水温度升高，混合气体的动量传递给冷水，被加热的冷水开始流动，导致整个流场内温度都发生变化。

图6和图7分别为在不同空气含量下，以喷嘴出口为原点，轴向和径向的温度分布情况。从图中可以看出，无论是在轴向还是径向，距离喷嘴越远的位置温度越低。图6展示了两组混合气体质流密度和冷水温度下轴向温度变化情况，可以看出，在相同混合气体质流密度和过冷度下，随着混合气体中空气含量的升高，轴向温度下降变慢。图7展示了在y=3 mm和y=8 mm两个轴向位置处径向温度的变化规律，可以看出，y=3 mm处径向温度分布普遍高于y=8 mm的温度分布，同时随着空气含量的升高，径向温度下降也变慢。空气的存在阻碍了高温混合气体与周围冷水的换热，从而使无论轴向还是径向的温度下降都减慢。

图5 射流冷凝温度场Fig.5 Temperature field of condensing jet(distance: mm, temperature: K)

图6 轴向温度分布Fig.6 Temperature distribution along axial direction

图7 径向温度分布Fig.7 Temperature distribution along radial direction

3.3 汽羽长度

量纲1汽羽长度，定义为汽羽长度(l)与喷嘴直径(d)的比值，是表征汽羽形状和研究冷凝传热系数的一个重要参数。由式(10)知，l/d是蒸汽含量X、量纲1混合气体质流密度G0/Gm，以及量纲1过冷度B0的函数。

图8(a)和(b)分别以X和G0/Gm为横坐标，作出了实验包含的155个实验工况下l/d的变化情况，两幅图实际是同一个三维l/d分布图的两个侧面，为方便观察，图中为每组过冷度对应的实验点添加了拟合直线，如图中实线所示。从图8(a)、(b)都可以看出随着过冷度的减小(即冷水温度的升高)，在相同的不凝气体蒸汽含量和喷嘴质流密度下，汽羽变长。从图8(a)可以发现，随不凝气体含量的增加汽羽有变长的趋势，当为纯蒸汽时汽羽最短，这说明不凝气体的存在阻碍了蒸汽的冷凝，这个规律与3.2节发现的不凝气体使流场温度下降变慢相一致。图8(b)说明汽羽长度随质流密度的增加而增加，这是因为质量流量增大后需要更大的气液界面以完成冷凝。

图8 汽羽长度变化规律Fig.8 Variation of jet plume length

根据式(10)，对实验据进行拟合得到关联式(12)，图9为式(12)计算结果与实验结果的对比，可以发现计算结果80%以上的点与实验误差在15%以内，表明该关联式能较准确地预测含不凝气体蒸汽冷凝时的汽羽长度。关联式中X的指数为−3.8407，表明混合气体中的不凝气体对汽羽长度有很大影响。

图9 汽羽长度的实验与计算结果对比Fig.9 Comparison between experimental and calculated jet plume length

3.4 冷凝传热系数

将式(12)代入式(9)，可得冷凝传热系数的半经验关联式(13)，根据该关联式分别做出了hc随X和G0/Gm的变化，如图10所示。

图10 冷凝传热系数变化规律Fig.10 Variation of condensation heat transfer coefficients

无论是从图10还是式(13)，都可以发现不凝气体含量对冷凝传热系数影响很明显，不凝气体含量的增加将使冷凝传热系数大大降低，而质流密度的增加仅使传热系数略有增大。从图10(a)中可以发现，随着过冷度的增加，冷凝传热系数减小，反映在式(13)上即B0的指数为−0.2103。这一点不同于纯蒸汽的研究结果，Chun等[2]和Kim等[3]关于纯蒸汽的冷凝传热系数中B0的指数分别为0.0405和0.03587，这表明过冷度增大使纯蒸汽冷凝传热系数略有增大。这是因为在纯蒸汽情形下，汽羽中蒸汽含量始终为1，过冷度的增加将使气液传热温差增大，从而提高冷凝传热系数；而在蒸汽射流含有不凝气体时，随着蒸汽冷凝，汽羽中蒸汽含量不断降低即混合气体饱和温度不断降低，因此过冷度的增大将使整个冷凝过程中的平均传热温差减小，从而导致冷凝传热系数降低。

4 结 论

使用直径1.6 mm喷嘴研究了含0～15%空气蒸汽射流直接接触冷凝的传热规律，在本文实验条件范围内，得出了以下结论。

（1）提出了根据喷嘴轴向温度分布确定汽羽长度的方法。

（2）不凝气体的加入使蒸汽射流冷凝流场中轴向和径向的温度降低都变慢；不凝气体使蒸汽射流汽羽长度变长，冷凝传热系数变低；l/d在3～17之间，冷凝传热系数在0.7～2 MW·m−2·K−1之间。

（3）当蒸汽射流含有不凝气体时，其冷凝传热系数随过冷度的增加而减小。

（4）得出的关联式可用于预测含不凝气体蒸汽射流直接接触冷凝的汽羽长度和冷凝传热系数。

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Effect of non-condensable gas on steam jet condensation characteristics

QU Xiaohang, TIAN Maocheng, ZHANG Guanmin, LENG Xueli
(School of Energy and Power Engineering,Shandong University,Jinan250061,Shandong,China)

Direct contact condensation characteristics in cool water of steam jet with non-condensable gas in it were investigated experimentally in this paper. The jet plume length of the mixture gas was obtained by measuring temperature field, which was used later to get condensation heat transfer coefficient. Using a circular nozzle with a diameter of 1.6 mm, this experiment covered the range of mixture gas mass flux from 100 to 330 kg·m−2·s−1, non-condensable gas content from 0 to 15% and cool water temperature from 300 to 340 K. The results showed that the existence of non-condensable gas led the decrease of temperature more slowly near the nozzle exit and the increase of jet plume length with increasing content of non-condensable gas. The effect of the addition of non-condensable gas on mixture mass flux and water subcooling was the same as pure steam jet. The condensation heat transfer coefficient was found to be in the range of 0.7 and 2 MW·m−2·K−1, and it decreased with increasing subcooling and non-condensable gas content, while the mixture mass flux has a little effect on it. Finally, correlations predicting the jet plume length and the condensation heat transfer coefficient were obtained by fitting the experimental dates.

direct contact condensing; non-condensable gas; jet plume length; heat transfer coefficient

Prof. TIAN Maocheng, tianmc65@sdu.edu.cn

10.11949/j.issn.0438-1157.20150338

TK 124

：A

：0438—1157（2015）10—3841—08

2015-03-17收到初稿，2015-04-23收到修改稿。

联系人：田茂诚。

：屈晓航（1989—），男，博士研究生。

Received date: 2015-03-17.