鄒佳生, 吳曉明, 李亮, 楊建道

(1.西安交通大學(xué)能源與動(dòng)力工程學(xué)院葉輪機(jī)械研究所, 710049, 西安; 2.陜西省葉輪機(jī)械與裝備工程實(shí)驗(yàn)室, 710049, 西安; 3上海汽輪機(jī)廠有限公司, 200240, 上海)

one-dimensional analysis; experimental study

低壓汽輪機(jī)中水蒸氣凝結(jié)產(chǎn)生液態(tài)水滴,造成動(dòng)葉片的水蝕損壞,因此除濕是汽輪機(jī)設(shè)計(jì)中的一項(xiàng)重要內(nèi)容,利用空心靜葉進(jìn)行除濕在汽輪機(jī)中得到廣泛應(yīng)用[1]。目前,空心靜葉除濕大多采用縫隙抽吸的方法,即在空心靜葉表面開(kāi)設(shè)縫隙,利用靜葉內(nèi)外壓差將葉片表面的水膜及部分蒸汽吸入靜葉內(nèi)部空腔,從而達(dá)到除濕的目的[2-5]。在空心靜葉內(nèi)部通入熱蒸汽加熱葉片外表面水膜使其蒸發(fā)是另一種高效的空心靜葉除濕方法。

徐連青等指出加熱葉片能保證葉片外表面的水膜蒸發(fā)之后不會(huì)再次形成水膜和水滴[6]。王松濤等指出,前蘇聯(lián)在透平旋轉(zhuǎn)實(shí)驗(yàn)臺(tái)上觀察到加熱表面具有非浸潤(rùn)的特性,一次水滴不能在葉片表面穩(wěn)定駐留形成水膜[7]。Ryley等研究了葉片加熱對(duì)一次霧滴沉積的影響,發(fā)現(xiàn)適度的加熱可以抑制水滴沉積[8]。Akhtar等指出靜葉空腔內(nèi)部加熱能抑制葉片表面附近的蒸汽凝結(jié)[9]。

上述文獻(xiàn)均討論熱表面對(duì)抑制水膜形成的作用,對(duì)于指導(dǎo)工程設(shè)計(jì)并無(wú)明確結(jié)論。蒸汽加熱除濕涉及復(fù)雜的相變換熱過(guò)程,在加熱蒸汽側(cè)蒸汽凝結(jié)放出潛熱,而在主流蒸汽側(cè)葉片表面的水膜吸熱蒸發(fā)為水蒸氣。影響兩個(gè)相變換熱過(guò)程的實(shí)際因素眾多[6]、關(guān)系復(fù)雜,確定兩個(gè)相變換熱過(guò)程換熱系數(shù)的大小是應(yīng)用蒸汽加熱除濕技術(shù)的前提,所以合理選擇加熱蒸汽的參數(shù)十分重要。

本文針對(duì)空心靜葉蒸汽加熱除濕過(guò)程中的傳熱特性,對(duì)加熱蒸汽側(cè)凝結(jié)傳熱、空心靜葉片導(dǎo)熱、主流蒸汽側(cè)沸騰傳熱3個(gè)過(guò)程進(jìn)行了一維分析,并在濕蒸汽兩相流動(dòng)實(shí)驗(yàn)臺(tái)上開(kāi)展了相應(yīng)的實(shí)驗(yàn)研究,掌握了空心靜葉蒸汽加熱除濕過(guò)程的傳熱特性,為該技術(shù)的工業(yè)應(yīng)用提供了依據(jù)。

1 一維分析模型與實(shí)驗(yàn)方案

1.1 蒸汽加熱除濕傳熱過(guò)程的一維分析

設(shè)Q1為空心靜葉外表面水膜的體積流量,Q2為通入加熱蒸汽后葉片外表面剩余水膜的體積流量,則水膜蒸發(fā)所需的熱量為

Qh=ρ(Q1-Q2)(i1-i2)

(1)

式中:ρ為主流蒸汽側(cè)飽和水的密度;i1為主流蒸汽側(cè)飽和蒸汽的焓值;i2為主流蒸汽側(cè)飽和水的焓值。

據(jù)Rohsenow的核態(tài)沸騰的實(shí)驗(yàn)關(guān)聯(lián)式[10],有

Qh=qmA=CΔt3=hA0Δt

(2)

式中:qm為熱流密度;A、A0為傳熱面積;C為常數(shù),取值0.958 41;h為傳熱系數(shù);Δt為傳熱溫差。由式(2)可得沸騰傳熱系數(shù)

(3)

根據(jù)熱通量守恒條件,可計(jì)算主流蒸汽側(cè)的壁面溫度

(4)

式中:δ為空心葉片厚度;λ為葉片材料的導(dǎo)熱系數(shù);Am為導(dǎo)熱面積;Tmw為加熱蒸汽側(cè)壁面溫度。

壁面導(dǎo)熱的熱傳導(dǎo)系數(shù)為

(5)

加熱蒸汽側(cè)為膜狀凝結(jié)放熱過(guò)程,由膜狀凝結(jié)表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)的分析解和熱流守恒條件,可得平均表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)關(guān)系

(6)

式中:Th0為加熱蒸汽靜溫;B為常數(shù),取值0.865;g為重力加速度;r為汽化潛熱;ρl為飽和液體密度;λl為導(dǎo)熱系數(shù);μl為飽和液體的動(dòng)力黏度。

1.2 實(shí)驗(yàn)方案

沿空心葉片弦長(zhǎng)的水膜流量和主流參數(shù)均發(fā)生變化,如果直接用空心葉片進(jìn)行實(shí)驗(yàn),很難獲得蒸汽加熱除濕過(guò)程中各參數(shù)之間的影響關(guān)系。因此,實(shí)驗(yàn)中采用了更為簡(jiǎn)單的平板實(shí)驗(yàn)段,通過(guò)對(duì)比實(shí)驗(yàn)段表面抽吸的水量差異來(lái)獲得蒸汽加熱除濕的參數(shù)關(guān)系,并與一維理論分析得到的結(jié)果進(jìn)行比較。

圖1 蒸汽加熱除濕實(shí)驗(yàn)方案示意圖

圖1給出了實(shí)驗(yàn)方案的設(shè)計(jì),方案主要包括蒸汽發(fā)生系統(tǒng)、壓力調(diào)節(jié)系統(tǒng)、實(shí)驗(yàn)段、冷凝真空系統(tǒng)、水膜抽吸與收集系統(tǒng)等。在圖1所示的位置分別布置了溫度傳感器和壓力傳感器,用于測(cè)量主流蒸汽的總壓Pmt、總溫Tmt、靜壓Pm0、靜溫Tm0,主流蒸汽側(cè)的壁面溫度Tmw,加熱蒸汽的靜壓Ph0、靜溫Th0,加熱蒸汽側(cè)的壁面溫度Thw。其中Tmw、Thw由焊接在壁面的熱電偶測(cè)量,Th0由位于加熱蒸汽腔中心位置的鎧裝熱電偶測(cè)量。通入加熱蒸汽之前抽吸的水膜流量Q1和通入加熱蒸汽之后抽吸的水膜流量Q2由量筒測(cè)量。

2 結(jié)果與分析

為了方便分析,定義加熱溫差為加熱蒸汽和主流蒸汽的溫度之差,而主流蒸汽側(cè)和加熱蒸汽側(cè)的傳熱溫差均指蒸汽溫度與壁面溫度之差,固體導(dǎo)熱傳熱溫差指加熱蒸汽側(cè)壁面溫度和主流蒸汽側(cè)壁面溫度之差。

2.1 實(shí)驗(yàn)結(jié)果數(shù)據(jù)處理

由主流蒸汽的總壓Pmt、靜壓Pm0計(jì)算主流蒸汽的馬赫數(shù)

(7)

式中:i0為主流蒸汽的總焓;i1為主流蒸汽靜壓下飽和蒸汽的焓;c0為當(dāng)?shù)芈曀佟?/p>

由測(cè)得的主流蒸汽側(cè)壁面溫度Tmw、主流蒸汽靜溫Tm0與式(8)求得的Qh,計(jì)算主蒸汽側(cè)的沸騰傳熱系數(shù)

(8)

式中:qh=Qh/A0。

壁面導(dǎo)熱的熱傳導(dǎo)系數(shù)和加熱蒸汽側(cè)的凝結(jié)傳熱系數(shù)為

(9)

(10)

則得3個(gè)過(guò)程的綜合傳熱系數(shù)

(11)

2.2 一維分析與實(shí)驗(yàn)結(jié)果對(duì)比分析

表1給出了Ma=0.42、加熱溫差ΔT=38 ℃時(shí)的一維分析計(jì)算與實(shí)驗(yàn)結(jié)果對(duì)比。一維分析計(jì)算與實(shí)驗(yàn)測(cè)量得到的綜合傳熱系數(shù)相對(duì)偏差為9.83%,3個(gè)傳熱過(guò)程的傳熱系數(shù)存在比較大的偏差?？紤]到影響傳熱問(wèn)題的因素較多,流動(dòng)傳熱實(shí)驗(yàn)的誤差比較大,上述偏差范圍是合理的,可認(rèn)為一維分析方法得到的結(jié)論與實(shí)驗(yàn)結(jié)果一致。

表1 一維分析計(jì)算與實(shí)驗(yàn)結(jié)果對(duì)比

此外,一維分析方法和實(shí)驗(yàn)結(jié)果的對(duì)比條件不完全一致,其差異包括兩個(gè)方面。一方面是主流蒸汽側(cè)的沸騰傳熱,一維分析中核態(tài)沸騰傳熱實(shí)驗(yàn)關(guān)聯(lián)式是在大容器、主流側(cè)無(wú)對(duì)流條件下得到的,而實(shí)驗(yàn)中是在狹窄矩形管道、主流有強(qiáng)烈對(duì)流作用下得到的。二者主要的差異可能體現(xiàn)在對(duì)流對(duì)核態(tài)沸騰傳熱系數(shù)的影響上[10-11]。另一方面是加熱蒸汽側(cè)的凝結(jié)傳熱方面,一維分析中的膜狀凝結(jié)實(shí)驗(yàn)關(guān)聯(lián)式是在豎直壁面、層流膜狀凝結(jié)條件下得到的,而實(shí)驗(yàn)中的傳熱壁面處于對(duì)膜狀凝結(jié)最為不利的水平位置,而且加熱蒸汽側(cè)的蒸汽存在一定流速。

2.3 馬赫數(shù)和加熱溫差對(duì)加熱除濕的影響

2.3.1 主流蒸汽馬赫數(shù)的影響 本節(jié)是當(dāng)馬赫數(shù)為0.25、0.28、0.31、0.42時(shí),在加熱溫差相等的工況下進(jìn)行分析的。圖2給出了主流蒸汽馬赫數(shù)對(duì)傳熱系數(shù)的影響,圖3給出了主流馬赫數(shù)對(duì)傳熱溫差的影響。當(dāng)Ma從0.25增大到0.31時(shí),主蒸汽側(cè)的傳熱系數(shù)先減小后增大,但變化幅度不大;當(dāng)Ma=0.42時(shí),主流蒸汽沸騰換熱傳熱系數(shù)顯著提高,表明在加熱溫差相同時(shí),主流蒸汽流速增大會(huì)增強(qiáng)主流蒸汽側(cè)的沸騰傳熱系數(shù)。當(dāng)馬赫數(shù)較小且表面水膜沸騰相變時(shí),蒸發(fā)形成的水蒸氣覆蓋在固壁表面,在固壁和水膜之間形成熱傳導(dǎo)系數(shù)很小的蒸汽層,會(huì)降低沸騰表面的傳熱系數(shù),當(dāng)馬赫數(shù)較大時(shí),氣流不僅吹走了蒸汽層,而且沖刷水膜的頻率增大,使得水膜撕裂成液滴或溪流,增加壁面的換熱面積,換熱增強(qiáng)。因此,主流側(cè)蒸汽流動(dòng)的強(qiáng)烈吹掃作用[10-11]有助于將水膜蒸發(fā)形成的蒸汽帶走與水膜的撕裂。

圖2 主流蒸汽馬赫數(shù)對(duì)傳熱系數(shù)的影響

圖3 主流蒸汽馬赫數(shù)對(duì)傳熱溫差的影響

當(dāng)馬赫數(shù)從0.25增大到0.31時(shí),傳熱溫差最大的過(guò)程為主流蒸汽沸騰換熱過(guò)程,因此該過(guò)程的熱阻最大,并且隨著馬赫數(shù)的增大,主流蒸汽側(cè)傳熱溫差從15.35 ℃增大到20.23 ℃,熱阻增大;當(dāng)馬赫數(shù)為0.42時(shí),傳熱溫差最大的過(guò)程為固體導(dǎo)熱過(guò)程,而主流蒸汽側(cè)的傳熱溫差僅為4.22 ℃,此時(shí)主流蒸汽側(cè)的熱阻顯著減小,遠(yuǎn)低于Ma=0.25,0.28,0.31時(shí)的值,主流蒸汽側(cè)沸騰換熱過(guò)程的傳熱系數(shù)顯著增大。

固體壁面?zhèn)鳠嶂慌c壁面的厚度和導(dǎo)熱系數(shù)有關(guān),實(shí)驗(yàn)中壁面厚度不變,導(dǎo)熱系數(shù)在實(shí)驗(yàn)溫度范圍內(nèi)的變化不大,因此實(shí)驗(yàn)結(jié)果中固體導(dǎo)熱傳熱系數(shù)的波動(dòng)可能是由于測(cè)量誤差引起的。凝結(jié)傳熱系數(shù)隨著主流蒸汽馬赫數(shù)變化在9 916～19 697 W·m-2·K-1之間變化,變化幅度接近100%。h3隨主流蒸汽馬赫數(shù)發(fā)生變化可能不代表二者之間的直接影響關(guān)系,h3發(fā)生變化的主要原因應(yīng)該與實(shí)驗(yàn)中加熱蒸汽的流量有關(guān)。實(shí)驗(yàn)中為了獲得不同的加熱蒸汽溫度,采用的方法是調(diào)節(jié)蒸汽發(fā)生器出口壓力、調(diào)節(jié)加熱管路中的3個(gè)節(jié)流閥開(kāi)度、調(diào)節(jié)加熱蒸汽出口截止閥的開(kāi)度,所以加熱蒸汽是存在一定流速的,這會(huì)對(duì)壁面形成的水滴造成吹掃作用,加快壁面水滴的脫落,從而使熱阻減小,凝結(jié)傳熱系數(shù)增大?？芍?加熱蒸汽的流速越大,對(duì)加熱壁面水滴的吹掃作用越明顯。

2.3.2 加熱溫差的影響 圖4、5分別給出了Ma=0.28、0.31時(shí)加熱溫差ΔT對(duì)傳熱系數(shù)的影響,表2給出了各馬赫數(shù)下加熱溫差與傳熱溫差的變化關(guān)系。隨著加熱溫差增大主流蒸汽側(cè)的傳熱系數(shù)均減小,但變化幅度并不大。由表2可知:馬赫數(shù)相同時(shí),隨著加熱溫差的增大,主流蒸汽傳熱溫差增大,導(dǎo)致熱阻增大,主流蒸汽沸騰換熱傳熱系數(shù)減小;加熱蒸汽側(cè)的凝結(jié)換熱過(guò)程隨著加熱溫差的變化,兩個(gè)馬赫數(shù)下的變化規(guī)律不一致,這主要是受加熱蒸汽流速的影響。

圖4 Ma=0.28時(shí)加熱溫差對(duì)傳熱系數(shù)的影響

圖5 Ma=0.31時(shí)加熱溫差對(duì)傳熱系數(shù)的影響

Ma傳熱溫差/℃主蒸汽側(cè)固體壁面加熱蒸汽側(cè)加熱溫差/℃0.2817.945.392.6225.90.2824.635.961.9832.60.2832.136.372.3440.80.3120.235.121.9127.30.3125.685.261.8532.80.3130.116.292.3938.80.423.7912.507.4523.70.424.2214.587.8826.70.4210.4518.878.8438.0

圖6給出了Ma=0.42時(shí)加熱溫差對(duì)傳熱系數(shù)的影響。由圖6可知:隨著加熱溫差的增大,3個(gè)傳熱過(guò)程中主流蒸汽側(cè)的沸騰換熱傳熱系數(shù)變化最大,而且隨著加熱溫差的增大,主流蒸汽側(cè)的傳熱溫差逐漸增大,導(dǎo)致熱阻增大,沸騰換熱傳熱系數(shù)減小,但熱阻最大的過(guò)程為導(dǎo)熱過(guò)程,與上文的規(guī)律一致;加熱蒸汽側(cè)的傳熱系數(shù)出現(xiàn)上下波動(dòng),主要是由于隨著加熱溫差的增大,傳熱溫差也增大,導(dǎo)致熱阻增大,但變化幅度不大,而加熱蒸汽又存在流速,在流速和熱阻共同作用下呈現(xiàn)一定規(guī)律。

圖6 Ma=0.42時(shí)加熱溫差對(duì)傳熱系數(shù)的影響

比較3個(gè)馬赫數(shù)下加熱溫差對(duì)傳熱系數(shù)的影響與傳熱溫差的變化可得:隨著加熱溫差的增大,主流蒸汽側(cè)和加熱蒸汽側(cè)的熱阻均增大,傳熱系數(shù)均減小,但是在馬赫數(shù)為0.42時(shí),加熱溫差對(duì)主流蒸汽側(cè)的沸騰換熱的傳熱系數(shù)影響更大;Ma=0.42時(shí),3個(gè)傳熱過(guò)程中熱阻最大的為導(dǎo)熱過(guò)程,而Ma=0.28、0.31時(shí),3個(gè)過(guò)程熱阻最大的為主流蒸汽沸騰換熱過(guò)程;同一馬赫數(shù)下,隨著加熱溫差的變化,綜合傳熱系數(shù)變化不大,但馬赫數(shù)為0.42時(shí),綜合傳熱系數(shù)較Ma=0.28、0.31時(shí)增大1倍左右,相比而言,馬赫數(shù)比加熱溫差對(duì)傳熱系數(shù)的影響更大。

2.4 蒸汽加熱除濕綜合傳熱系數(shù)的多元線性回歸分析

由以上分析可知,蒸汽加熱除濕3個(gè)傳熱過(guò)程的綜合傳熱系數(shù)受主流蒸汽馬赫數(shù)、加熱蒸汽和主流蒸汽的溫差的影響。此外,實(shí)驗(yàn)中還注意到主流蒸汽馬赫數(shù)發(fā)生變化時(shí),主流蒸汽的靜壓和靜溫也發(fā)生了改變,因此實(shí)驗(yàn)結(jié)果還受到主流蒸汽壓力和溫度等的影響。

假設(shè)蒸汽加熱除濕的綜合傳熱系數(shù)k是Ma、Pm0、Tm0、Ph0和ΔT的多元線性函數(shù),利用多元線性回歸分析方法,可得擬合關(guān)系式

k=-57 269+8 352Ma-303ΔT+1 123Tm0-

730Pm0+84Ph0

(13)

表3給出了實(shí)驗(yàn)結(jié)果和線性回歸方程計(jì)算結(jié)果及其相對(duì)誤差,由表3可知,該傳熱擬合關(guān)系式在絕大部分工況點(diǎn)區(qū)域具有較好的相關(guān)性,可應(yīng)用在汽輪機(jī)空心靜葉蒸汽加熱除濕方案的設(shè)計(jì)中。

表3 實(shí)驗(yàn)結(jié)果和線性回歸方程計(jì)算結(jié)果及其相對(duì)誤差

3 結(jié) 論

(1)一維理論分析得到的綜合傳熱系數(shù)與實(shí)驗(yàn)值相比偏差小于10%,可用于汽輪機(jī)空心靜葉蒸汽加熱除濕的方案設(shè)計(jì)中;

(2)主流馬赫數(shù)增大有助于帶走壁面水膜蒸發(fā)形成的蒸汽,從而增大主流流蒸汽側(cè)的換熱系數(shù);

(3)Ma=0.42時(shí),加熱溫差增大會(huì)使得主蒸汽側(cè)與加熱蒸汽側(cè)熱阻增大,傳熱系數(shù)減小,且比Ma=0.28、0.31時(shí)的影響更加明顯;

(4)Ma=0.42時(shí)3個(gè)過(guò)程中熱阻最大的過(guò)程為導(dǎo)熱過(guò)程,而Ma=0.28、0.31時(shí)3個(gè)過(guò)程中熱阻最大的為主流蒸汽沸騰換熱過(guò)程;

(5)同一馬赫數(shù)下,綜合傳熱系數(shù)隨加熱溫差變化不大,但馬赫數(shù)從0.28、0.31增加到0.42時(shí),綜合傳熱系數(shù)增大1倍左右,馬赫數(shù)對(duì)傳熱系數(shù)的影響比加熱溫差的影響更大。

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周子杰,王新軍,費(fèi)昕陽(yáng).燃機(jī)透平靜葉尾緣柱肋通道內(nèi)的汽霧/空氣冷卻流動(dòng)與換熱特性數(shù)值研究.2016,50(11):21-27.[doi:10.7652/xjtuxb201611004]

姚宏,周遜,王仲奇.彎葉片對(duì)超聲速流動(dòng)的影響.2016,50(9):66-73.[doi:10.7652/xjtuxb201609011]

陳秀秀,晏鑫,李軍.蜂窩葉頂密封對(duì)透平級(jí)氣動(dòng)性能的影響研究.2016,50(4):14-20.[doi:10.7652/xjtuxb201604003]