跨臨界變壓運行中水冷壁動態(tài)特性的實驗研究

劉佳倫,李會雄,馮淵,孔祥飛,雷賢良

(西安交通大學(xué)動力工程多相流國家重點實驗室,710049,西安)

為滿足我國快速增長的電力需求,應(yīng)對日益嚴(yán)峻的環(huán)境問題,有著高效率、低排放特點的大容量參數(shù)超臨界直流鍋爐逐漸成為我國燃煤機組的主要組成部分[1]。然而,由于間歇性的太陽能、風(fēng)能等可再生能源的快速增長,我國大型燃煤發(fā)電機組目前正面臨更為頻繁和大幅度的調(diào)峰要求,超臨界變壓運行機組正是為適應(yīng)調(diào)峰需要而發(fā)展起來的。爐膛水冷壁是鍋爐的重要承壓部件,機組的運行可靠性與鍋爐水冷壁的可靠性密切相關(guān)。超臨界變壓運行機組的水冷壁系統(tǒng)既要高負(fù)荷時在超臨界壓力條件下運行,又要低負(fù)荷時在亞臨界壓力條件下運行[2],不可避免地要經(jīng)歷超臨界壓力與亞臨界壓力之間的跨臨界壓力區(qū)(21～23 MPa)。必須注意的是,在跨臨界壓力區(qū),水冷壁內(nèi)工質(zhì)的宏觀形態(tài)及流動特性均會發(fā)生大幅度的變化[3],容易引發(fā)傳熱惡化(DNB傳熱惡化及蒸干現(xiàn)象等)及流動不穩(wěn)定現(xiàn)象,嚴(yán)重威脅水冷壁的運行安全。為了保證鍋爐乃至機組的安全、經(jīng)濟(jì)運行,掌握鍋爐水冷壁內(nèi)工質(zhì)在跨越臨界壓力區(qū)內(nèi)的動態(tài)流動與傳熱特性具有十分重要的意義。

對鍋爐水冷壁動態(tài)特性的研究方法主要包括數(shù)學(xué)建模和實驗探究,學(xué)者以往大多借助于建立數(shù)學(xué)仿真模型的方法來研究鍋爐水冷壁系統(tǒng)在正常運行及啟、停過程中的動態(tài)特性,目前關(guān)于超臨界和亞臨界壓力下水冷壁系統(tǒng)動態(tài)特性的仿真模型有很多種,主要包括固定邊界模型[4]和移動邊界模型[5-10]。固定邊界模型將受熱管段劃分為一系列固定長度的區(qū)域,進(jìn)而采用數(shù)值差分法計算各區(qū)域內(nèi)流體參數(shù)的動態(tài)變化過程,但是該模型不能實時跟蹤相變點的位置變化,在水冷壁動態(tài)特性仿真計算中應(yīng)用得較少;移動邊界模型把相變點的位置作為獨立變量植入整個計算模型,并在亞臨界壓力下將整個受熱管劃分為過冷水區(qū)、兩相蒸發(fā)區(qū)、過熱蒸汽區(qū)3類區(qū)域,而在超臨界壓力下將整個受熱管劃分為擬過冷水區(qū)和擬過熱蒸汽區(qū),然后采用集總參數(shù)法來建立并求解各個區(qū)域的微分控制方程,該模型具有計算簡潔清晰、可以實時跟蹤相變點位置等優(yōu)點,在水冷壁動態(tài)特性的仿真模擬中應(yīng)用最為廣泛[5]。但是,在跨越臨界壓力的過程中,亞臨界壓力下的兩相區(qū)消失,移動邊界模型中的微分方程組的剛性將會變得無限大,導(dǎo)致其無法求解[8]。為解決該問題,范永勝等引入線性過渡的方法[8],李運澤等則提出了對跨臨界區(qū)域進(jìn)行重新分區(qū)的思路,使得移動邊界模型可以用來模擬跨臨界過程中的動態(tài)特性[9]。值得注意的是,文獻(xiàn)[8-9]中的這兩種方法只是將跨臨界過程簡單視為超臨界壓力與亞臨界壓力工況間的過渡環(huán)節(jié),認(rèn)為該過程中系統(tǒng)的動態(tài)特性并無特別,這些假設(shè)與實際的跨臨界過程的動態(tài)特性并不符。有關(guān)近臨界壓力下受熱管內(nèi)流動與換熱特性的研究表明,近臨界壓力下的管內(nèi)流動與換熱特性與亞臨界壓力及超臨界壓力下的流動與換熱特性有明顯不同,而且現(xiàn)有的關(guān)于亞臨界及超臨界壓力下工質(zhì)對流換熱系數(shù)的計算關(guān)聯(lián)式在用于預(yù)測近臨界壓力下的流體換熱特性時往往會產(chǎn)生較大誤差,甚至不能適用[11-13]。因此,文獻(xiàn)[8-9]中的模型僅僅將跨臨界過程簡單視為超臨界壓力與亞臨界壓力工況間的過渡環(huán)節(jié)并不確切,另外,這些模型對跨臨界過程動態(tài)特性的模擬結(jié)果尚未得到充分的實驗數(shù)據(jù)驗證,需要通過實驗來進(jìn)一步探究跨臨界過程中受熱管道內(nèi)工質(zhì)的動態(tài)流動與傳熱的特性,為理論模型的驗證提供依據(jù)。

另一方面,過去對于鍋爐水冷壁動態(tài)特性的實驗研究很稀少,實驗數(shù)據(jù)較為匱乏。黃錦濤等曾對亞臨界壓力下單相流體的階躍動態(tài)響應(yīng)特性進(jìn)行了實驗研究,并與其提出的動態(tài)特性模型做了對比[14];傅龍泉等分別獲得了螺旋管圈水冷壁在亞臨界壓力和超臨界壓力下的動態(tài)特性數(shù)據(jù),并分析了螺旋管圈水冷壁在啟動及變工況過程中,不同輸入?yún)?shù)對管段出口壓力、壁面溫度、流體溫度及系統(tǒng)中其他參數(shù)的影響[15]。上述這些研究均僅僅是針對超臨界區(qū)域或亞臨界區(qū)域內(nèi)受熱管道內(nèi)工質(zhì)動態(tài)流動與傳熱特性的研究,對跨臨界過程中的動態(tài)流動與換熱特性的實驗研究鮮有公開文獻(xiàn)發(fā)表。宋明強搭建了跨臨界自然循環(huán)實驗臺,研究了系統(tǒng)參數(shù)對跨臨界自然循環(huán)流動不穩(wěn)定性的影響,結(jié)果表明,在跨臨界區(qū)域內(nèi)發(fā)生了流量漂移,同時流量振蕩也較為劇烈,且功率越大振蕩周期越小[16]。可以看出,過去對于鍋爐水冷壁系統(tǒng)在跨臨界過程中的動態(tài)特性研究非常有限。

基于此,為了探索超臨界鍋爐水冷壁系統(tǒng)在跨臨界過程中的動態(tài)特性,本文采用實驗方法,對受熱管道內(nèi)工質(zhì)在跨臨界壓力變化過程中的動態(tài)流動與換熱特性進(jìn)行了詳細(xì)的實驗研究,分析了其與在超臨界壓力下或者亞臨界壓力下的動態(tài)流動與換熱特性的異同,并研究了入口流體焓值、壁面熱負(fù)荷等因素對跨臨界壓力變化過程中的動態(tài)特性的影響規(guī)律,為超臨界鍋爐水冷壁系統(tǒng)跨臨界變壓運行工況的設(shè)計和調(diào)節(jié)提供了指導(dǎo)。

1 實驗系統(tǒng)

1.1 實驗裝置

本研究設(shè)計了如圖1所示的實驗回路系統(tǒng),去離子水由水箱經(jīng)過濾器和高壓柱塞泵后分為兩條支路:一路作為旁路系統(tǒng),用于調(diào)節(jié)流量;另一路經(jīng)質(zhì)量流量計測定流量后,進(jìn)入套管式換熱器,與實驗段出口的高溫工質(zhì)進(jìn)行熱量交換,回收高溫工質(zhì)攜帶的熱量后,再經(jīng)預(yù)熱段被加熱到預(yù)定狀態(tài),之后流過全周電加熱的實驗段。從實驗段出來的汽水混合物經(jīng)過換熱器和冷卻器降溫后,經(jīng)過背壓調(diào)節(jié)閥減壓,再經(jīng)過系列泄壓裝置將壓力降低至常壓,然后回至水箱。

1:水箱;2:普通調(diào)節(jié)閥;3:濾網(wǎng);4:高壓柱塞泵;5:質(zhì)量流量計;6:孔板流量計;7:套管式換熱器;8:預(yù)熱段;9:實驗段;10:冷卻器;11:冷卻水入口;12:冷卻水出口;13:主路背壓調(diào)節(jié)閥;14:泄壓閥圖1 實驗系統(tǒng)示意圖

在本實驗中,首先將系統(tǒng)調(diào)整至預(yù)定的穩(wěn)態(tài)工況,然后通過調(diào)節(jié)主路背壓閥,對實驗段壓力進(jìn)行階躍降低或者升高,同時通過數(shù)據(jù)采集系統(tǒng),記錄該過程中實驗段各參數(shù)的動態(tài)變化數(shù)據(jù)。本文重點討論階躍降壓過程中受熱管道內(nèi)工質(zhì)的動態(tài)流動與傳熱特性,對于階躍升壓過程中受熱管道內(nèi)工質(zhì)的動態(tài)特性將在后續(xù)的文章中闡述。

1.2 實驗段設(shè)計

垂直上升實驗段采用?25 mm×2.5 mm的不銹鋼管(1Cr18Ni9Ti),總長度為3 m,其前、后分別設(shè)置有穩(wěn)定段。工質(zhì)流量由RHEONIK科氏力質(zhì)量流量計測量,精度為0.05級;工質(zhì)壓力由Rosemount 3051c智能式壓力變送器測量,精度為0.25級。實驗采用直接電加熱方式對管內(nèi)工質(zhì)進(jìn)行加熱,電加熱功率采取電流、電壓變送器進(jìn)行測量,測量精度為0.5%。工質(zhì)溫度采用布置在實驗段進(jìn)出口的4支NiCr-NiSi鎧裝熱電偶測量,外壁溫度采用點焊在14個截面上的NiCr-NiSi熱電偶測量,測量誤差為0.43 ℃。實驗段結(jié)構(gòu)以及各截面的壁溫測點布置如圖2所示。

圖2 實驗段測點布置圖

本實驗段為垂直通道,壁溫測點沿周向均勻分布,依據(jù)直接測量到的外壁溫度和通過熱平衡得到的外壁熱流密度,采用一維導(dǎo)熱方程求解得到各截面處的內(nèi)壁溫度。本實驗的二次測量系統(tǒng)主要由英國Schlumbeger公司生產(chǎn)的Solarton IMP3595C系列數(shù)據(jù)采集板和工控機兩部分組成。二次測量系統(tǒng)對儀表變送來的電信號進(jìn)行接收和測量,并將其轉(zhuǎn)變?yōu)閿?shù)字信號輸送到工控機中,通過采集程序?qū)?shù)字信號進(jìn)行存儲和轉(zhuǎn)化,IMP板的測量精度為0.02%。

表1給出了實驗段各測量參數(shù)的最大不確定度。

表1 實驗段各參數(shù)的最大不確定度

2 實驗結(jié)果

2.1 跨臨界過程中的動態(tài)特性

圖3分別給出了在3個不同的壓力跨度區(qū)間(超臨界區(qū)間25～23 MPa、跨臨界區(qū)間23～21 MPa和亞臨界區(qū)間21～19 MPa),當(dāng)實驗段出口壓力階躍降低時入口質(zhì)量流速G、入口壓力P、出口流體溫度Tf,out和出口壁溫Tw,out(下文中壁溫均指內(nèi)壁面溫度)的動態(tài)響應(yīng)特性。實驗段壁面平均熱流密度均為150 kW/m2,初始時刻入口流體焓值均為1 400 kJ/kg,入口質(zhì)量流速均為400 kg/(m2·s)。當(dāng)t=66 s時,通過調(diào)節(jié)主路背壓閥,使實驗段出口壓力階躍降低。

圖3 不同壓力階躍區(qū)間下受熱管道各參數(shù)的階躍動態(tài)響應(yīng)特性

由圖3可看出:在不同的壓力區(qū)間,入口質(zhì)量流速、入口壓力以及出口流體溫度在階躍擾動后的動態(tài)響應(yīng)過程一致,即隨著出口壓力的階躍下降,入口質(zhì)量流速迅速上升,由于加熱功率保持不變,因此出口流體溫度逐漸下降。出口壁溫的動態(tài)響應(yīng)過程在不同壓力區(qū)間則有不同的表現(xiàn):在超臨界和亞臨界區(qū)間,出口壁溫隨著流體溫度的下降均逐漸下降,而在跨臨界區(qū)間,隨著出口壓力的階躍降低,壁溫先極速上升而后再下降,且在高壁溫狀態(tài)持續(xù)將近150 s,最高達(dá)到了502 ℃,高于流體溫度148 ℃,瞬時換熱系數(shù)降低至約1.0 kW/(m2·K)。

由本實驗可以看出,與其他壓力區(qū)間內(nèi)的動態(tài)特性相比,在跨臨界壓力區(qū)間,當(dāng)出口壓力階躍降低時,受熱管會出現(xiàn)壁溫飛升的現(xiàn)象。為探索并驗證該現(xiàn)象的發(fā)生條件,本文進(jìn)一步研究了不同入口流體焓值、不同壁面熱負(fù)荷條件下,在跨臨界壓力階躍降低過程中各參數(shù)的動態(tài)響應(yīng)過程。圖4分別給出了不同入口流體焓值Hin條件下在跨臨界壓力階躍降低(從23 MPa階躍降低至21 MPa)過程中,入口質(zhì)量流速、入口壓力以及出口壁溫的動態(tài)響應(yīng)特性,其中壁面平均熱流密度均保持為100 kW/m2,初始時刻入口質(zhì)量流速均為400 kg/(m2·s)。

圖4 不同入口流體焓值下跨臨界壓力階躍降低過程中進(jìn)出口參數(shù)的動態(tài)響應(yīng)特性

由圖4可看出:在跨臨界壓力階躍降低過程中,當(dāng)入口流體焓值不同時,入口質(zhì)量流速隨著出口壓力的階躍降低均先迅速上升,然后再穩(wěn)定下來,但出口壁溫的階躍響應(yīng)特性存在較大差別。當(dāng)入口流體焓值較低(1 500 kJ/kg)時,出口壁溫由于實驗段流量的增大而逐漸下降,但在入口流體焓值為1 600、1 800 kJ/kg的工況中,出口壁溫則發(fā)生突升現(xiàn)象;在較高入口流體焓值(2 000 kJ/kg)的工況中,隨著出口壓力的階躍降低,壁溫沒有出現(xiàn)飛升現(xiàn)象。這說明在跨臨界過程中,出口壁溫飛升現(xiàn)象的出現(xiàn)與入口流體焓值有關(guān)。

圖5給出了不同壁面熱負(fù)荷下,在跨臨界壓力階躍降低過程中入口質(zhì)量流速、入口壓力以及出口壁溫的動態(tài)響應(yīng)特性,各工況下初始時刻入口流體焓值均為1 600 kJ/kg,入口質(zhì)量流速均為600 kg/(m2·s)。

圖5 不同壁面熱負(fù)荷下跨臨界壓力階躍降低過程中進(jìn)出口參數(shù)的動態(tài)響應(yīng)特性

從圖5中看出:跨臨界降壓過程中在壁面熱負(fù)荷較低(60、120 kW/m2)的工況下,入口質(zhì)量流速、壓力以及出口壁溫的變化均相對平穩(wěn),然而,當(dāng)壁面熱負(fù)荷較高(180、200 kW/m2)時,入口質(zhì)量流速、壓力以及出口壁溫發(fā)生了明顯的脈動,且壁面熱負(fù)荷越高,脈動振幅越大,持續(xù)時間越長。例如:在壁面熱負(fù)荷為180、200 kW/m2的工況中,入口質(zhì)量流速的脈動幅度(峰值減去谷值)最大值分別是185.99、252.9 kg/(m2·s),壓力的脈動幅度最大值分別達(dá)到了2.365、3.434 MPa,出口壁溫脈動幅度最大值分別達(dá)58.65、69.16 ℃,持續(xù)時間分別為105、160 s;此外,在壁面熱負(fù)荷較低時,出口壁溫未出現(xiàn)飛升現(xiàn)象,而當(dāng)壁面熱負(fù)荷增大至180、200 kW/m2時,在出口壁溫的脈動過程中,平均壁溫均高于初始時刻的壁溫,相比于初始時刻,壁溫飛升的幅度分別為24.86、29.06 ℃,表明在這兩個工況下出口處發(fā)生了明顯的壁溫飛升現(xiàn)象。

上述實驗結(jié)果表明:在跨臨界壓力變化過程中,受熱管道出口處出現(xiàn)的壁溫飛升現(xiàn)象與局部流體焓值大小密切相關(guān),當(dāng)入口流體焓值過高或者過低時均不會出現(xiàn)壁溫飛升。當(dāng)壁面熱負(fù)荷較低時,出口處流體焓值也比較低,不會發(fā)生壁溫飛升現(xiàn)象,當(dāng)壁面熱負(fù)荷較高時,出口才會出現(xiàn)壁溫飛升,而且可能會伴隨發(fā)生脈動現(xiàn)象,嚴(yán)重威脅系統(tǒng)的安全運行。在過去對水冷壁系統(tǒng)的動態(tài)特性研究中,很少有提及這種在跨臨界壓力階躍變化過程中出現(xiàn)的壁溫飛升現(xiàn)象,對該現(xiàn)象的發(fā)生機理需開展進(jìn)一步的實驗探索和理論分析。

2.2 跨臨界過程中壁溫飛升現(xiàn)象的發(fā)生機理

本小節(jié)通過分析沿實驗段各截面處的流體溫度、壓力、壁溫以及管內(nèi)流體對流換熱系數(shù)等局部參數(shù)的動態(tài)變化過程,來探究跨臨界壓力區(qū)的動態(tài)過程中壁溫飛升現(xiàn)象的發(fā)生機理。圖6給出了跨臨界壓力階躍降低過程中入口質(zhì)量流速、壓力及進(jìn)出口流體焓值的動態(tài)響應(yīng)特性。在該實驗工況中,初始時刻入口流體焓值為1 600 kJ/kg,質(zhì)量流速為400 kg/(m2·s),平均壁面熱流密度為150 kW/m2。在t=66 s時,調(diào)節(jié)主路背壓閥,將實驗段出口壓力從23 MPa階躍降低至21 MPa。

圖6 特定工況下跨臨界壓力階躍降低過程中進(jìn)出口參數(shù)的動態(tài)響應(yīng)特性

從圖6中看出,隨著出口壓力的階躍減小,入口質(zhì)量流速逐漸上升,由于加熱功率不變,進(jìn)出口流體焓值逐漸下降。圖7和圖8分別進(jìn)一步給出了該跨臨界壓力階躍降低過程中,沿實驗段各個截面(1～14)處的壁溫以及對應(yīng)的對流換熱系數(shù)α的動態(tài)響應(yīng)特性。

圖7 跨臨界壓力階躍降低過程中實驗段各截面處壁溫的動態(tài)響應(yīng)特性

圖8 跨臨界壓力階躍降低過程中實驗段各截面處對流換熱系數(shù)的動態(tài)響應(yīng)特性

由圖7和圖8可看出,在亞臨界壓力下,截面8到出口截面14處的壁溫均發(fā)生了明顯的飛升現(xiàn)象,而且飛升速度很快,例如截面13處壁溫飛升值在80 s內(nèi)達(dá)到110 ℃,其對應(yīng)的流體換熱系數(shù)發(fā)生了急劇的下降,如截面13和14處流體的換熱系數(shù)下降到了1.0 kW/(m2·K),而在正常傳熱工況下,這些截面處的流體應(yīng)該處于過冷沸騰區(qū)域,對應(yīng)的流體換熱系數(shù)應(yīng)為8～12 kW/(m2·K)。這表明這些截面位置處流體發(fā)生了明顯的傳熱惡化現(xiàn)象,而且越靠近出口,傳熱惡化持續(xù)的時間越長。與截面8到截面14的換熱情況相反,從進(jìn)口截面1到截面7,壁溫在出口壓力階躍下降后均逐漸下降并恢復(fù)穩(wěn)定,流體換熱系數(shù)先略微上升再恢復(fù)平穩(wěn),并沒有發(fā)生傳熱惡化現(xiàn)象。根據(jù)以往的研究結(jié)果可知,亞臨界壓力下垂直上升管內(nèi)工質(zhì)的傳熱惡化一般分兩種類型:第一類傳熱惡化是在欠熱區(qū)或者低干度區(qū)發(fā)生的膜態(tài)沸騰,也稱為偏離核態(tài)沸騰(簡稱DNB);第二類傳熱惡化是蒸汽干度較高情況下的液膜蒸干現(xiàn)象,稱為干涸[17]。這兩類傳熱惡化的區(qū)別在于發(fā)生傳熱惡化時的流體干度不同,第一類傳熱惡化發(fā)生時流體的干度較低,而且在近臨界壓力區(qū)內(nèi)DNB傳熱惡化發(fā)生時所需的流體干度大大降低,甚至提前至過冷區(qū);第二類傳熱惡化發(fā)生時流體的干度接近1.0,甚至流體已經(jīng)完全成為過熱蒸汽。另外,發(fā)生DNB膜態(tài)沸騰時的壁溫飛升速度和飛升峰值均比發(fā)生干涸時大很多[11-13]。

下面通過分析沿實驗段不同截面處的流體狀態(tài)來判斷跨臨界壓力動態(tài)特性實驗中出現(xiàn)的傳熱惡化的類型。

圖9 截面5處流體參數(shù)在跨臨界壓力階躍降低過程中的變化曲線

(1)截面1～7:這些截面處流體沒有發(fā)生傳熱惡化現(xiàn)象,圖9給出了在跨臨界壓力階躍降低過程中截面5處流體溫度、壁溫、對流換熱系數(shù)的變化曲線。

由圖9可看出:在出口壓力由超臨界壓力階躍降低進(jìn)入亞臨界壓力后,雖然流體溫度低于對應(yīng)壓力下的飽和水溫度,但是壁溫高于飽和水溫度,發(fā)生了過冷沸騰現(xiàn)象,因此換熱系數(shù)明顯增大;然后,隨著流體溫度的降低,壁溫逐漸下降,低于飽和水溫度,過冷沸騰現(xiàn)象消失,流體進(jìn)入單相水換熱區(qū)域,換熱系數(shù)降低。

(2)截面8～14:這些截面處的流體均發(fā)生了明顯的傳熱惡化現(xiàn)象。圖10給出了截面11處流體溫度、壁溫、對流換熱系數(shù)在跨臨界壓力階躍降低過程中的變化曲線。

圖10 截面11處流體參數(shù)在跨臨界壓力階躍降低過程中的變化曲線

由圖10可看出:由于流體沿流動方向一直被加熱,相比于截面5,截面11處流體溫度較高,隨著出口壓力階躍降低并進(jìn)入亞臨界壓力后,該截面處的流體瞬間達(dá)到了傳熱惡化發(fā)生的條件,傳熱惡化發(fā)生,使壁溫極速上升,對流換熱系數(shù)則瞬間下降;然后,隨著流體溫度的降低,傳熱惡化現(xiàn)象又逐漸消失。此時,雖然壁溫仍然較高,壁面過熱度較大,但流體溫度卻低于飽和溫度,流體處于過冷沸騰區(qū),因此換熱系數(shù)又急劇回升,壁溫也急劇下降;之后,隨著壁溫下降至低于飽和溫度,流體進(jìn)入單相水換熱區(qū),換熱系數(shù)又逐漸下降。

綜合圖9和圖10,可以看出:

(1)在跨臨界的動態(tài)過程中出現(xiàn)傳熱惡化的截面處流體大多處于過冷水區(qū),而且壁溫飛升速度極快,由此可以判斷本實驗中出現(xiàn)的傳熱惡化現(xiàn)象屬于DNB傳熱惡化。DNB傳熱惡化開始發(fā)生時對應(yīng)的流體干度稱為臨界干度,對應(yīng)的焓值為臨界焓值,如果流體干度(焓值)達(dá)到該臨界值,就會發(fā)生傳熱惡化,當(dāng)流體干度(焓值)小于該臨界值時,傳熱惡化現(xiàn)象則不會發(fā)生。

(2)在跨臨界動態(tài)過程中若初始時刻流體焓值較高,尤其是靠近出口截面處,若流體焓值達(dá)到了DNB傳熱惡化發(fā)生所需的臨界值,則階躍降壓過程中在這些截面處會出現(xiàn)壁溫飛升現(xiàn)象,然后隨著流量的上升,各截面處流體焓值逐漸下降,低于臨界焓值后傳熱惡化現(xiàn)象消失,壁溫也逐漸下降。

本文還對近臨界區(qū)受熱管內(nèi)DNB傳熱惡化發(fā)生的起始條件及惡化強度開展了穩(wěn)態(tài)實驗研究。實驗中在給定入口壓力及質(zhì)量流速下,逐漸提升入口流體焓值,測量并計算得出各穩(wěn)態(tài)工況下沿實驗段各截面處的壁溫及局部對流換熱系數(shù)隨流體干度x的變化結(jié)果。參考本文跨臨界動態(tài)實驗工況的壓力和質(zhì)量流速變化范圍,共設(shè)計了12組穩(wěn)態(tài)實驗工況,如表2所示。

表2 穩(wěn)態(tài)實驗設(shè)計工況

圖11給出了質(zhì)量流速為400 kg/(m2·s)時不同壓力下流體的對流換熱系數(shù)隨干度的變化曲線。

(a)P=21.0 MPa

(b)P=21.5 MPa

(c)P=21.9 MPa圖11 不同壓力下對流換熱系數(shù)隨干度的變化曲線

由圖11a可看出,當(dāng)壓力為21.0 MPa時,隨著干度的增加,換熱系數(shù)呈現(xiàn)先升高后降低的趨勢。在干度較低(低于-1.0)時,流體處于過冷水狀態(tài),處在單相換熱區(qū),對流換熱系數(shù)較低,約在5 kW/(m2·K)左右;隨著干度的逐漸增加,流體進(jìn)入過冷沸騰區(qū),換熱系數(shù)明顯上升,隨后流體進(jìn)入兩相飽和沸騰區(qū),對流換熱系數(shù)維持在較高數(shù)值;隨著干度的繼續(xù)增加,達(dá)到臨界干度后發(fā)生了DNB傳熱惡化,換熱系數(shù)急劇下降,當(dāng)換熱系數(shù)降低至最小值時,DNB傳熱惡化強度最強,壁溫達(dá)到最大值;之后,隨著干度的進(jìn)一步增加,蒸汽逐漸增多,DNB惡化現(xiàn)象略有減緩,換熱系數(shù)略有回升;最后,流體進(jìn)入過熱蒸汽區(qū),換熱系數(shù)維持在較低水平。

由圖11b可看出,當(dāng)壓力增加至21.5 MPa時,發(fā)生DNB傳熱惡化的臨界干度降低,傳熱惡化現(xiàn)象提前至過冷區(qū)就開始發(fā)生,因此換熱系數(shù)未上升至最高點就因發(fā)生DNB傳熱惡化而驟降。

由圖11c可看出,隨著壓力進(jìn)一步靠近臨界壓力,即當(dāng)壓力增加至21.9 MPa時,發(fā)生DNB傳熱惡化的臨界干度進(jìn)一步減小,管內(nèi)流體在單相過冷水換熱區(qū)就開始發(fā)生傳熱惡化現(xiàn)象。通過實驗獲得了所有12組穩(wěn)態(tài)工況下DNB傳熱惡化發(fā)生的臨界干度、臨界焓值,以及DNB傳熱惡化發(fā)生后換熱系數(shù)的最小值,如圖12所示。

(a)臨界干度 (b)臨界焓值 (c)換熱系數(shù)最小值圖12 不同工況下DNB傳熱惡化發(fā)生的起始條件以及換熱系數(shù)最小值的變化規(guī)律

從圖12中可以看出:隨著流體壓力靠近臨界壓力,發(fā)生DNB傳熱惡化的臨界干度(焓值)急劇下降,同時惡化后換熱系數(shù)最小值也逐漸減小。這說明傳熱惡化的強度也在逐漸增強,例如在壓力為21.9 MPa時,發(fā)生DNB傳熱惡化的臨界焓值低至1 661 kJ/kg,使得受熱管道在跨臨界動態(tài)過程中極其容易出現(xiàn)壁溫飛升現(xiàn)象,嚴(yán)重威脅系統(tǒng)的安全運行,因此,預(yù)測鍋爐水冷壁系統(tǒng)在跨臨界過程中的動態(tài)特性時,必須考慮近臨界區(qū)的DNB傳熱惡化現(xiàn)象。此外,管內(nèi)流體的質(zhì)量流速對DNB臨界干度(焓值)也有一定程度的影響,隨著質(zhì)量流速的升高,臨界干度(焓值)呈現(xiàn)逐漸上升的趨勢。

在臨界壓力(22.06 MPa)附近,發(fā)生DNB傳熱惡化的臨界焓值最小,定義為Hcr,Pcr,此時系統(tǒng)工況最為危險,因此確定Hcr,Pcr的值具有重大工程意義。由于在臨界壓力處流體工況極其不穩(wěn)定,參數(shù)波動很大,無法開展有效的參數(shù)測量,在現(xiàn)有相關(guān)文獻(xiàn)里很少發(fā)現(xiàn)有關(guān)于Hcr,Pcr的實驗數(shù)據(jù)。本文通過如下方法提取跨臨界動態(tài)實驗中的數(shù)據(jù)來得到Hcr,Pcr的參考值:例如在圖8的跨臨界過程中,跨過臨界壓力時截面7處沒有發(fā)生傳熱惡化,而截面8處發(fā)生了明顯的傳熱惡化現(xiàn)象,此時截面7處的流體焓值為1 604 kJ/kg,截面8處為1 618 kJ/kg,表明該工況下1 604 kJ/kg

表3 本文動態(tài)實驗工況中Hcr,Pcr的參考值

由表3可以看出,在本文實驗工況范圍內(nèi),只要管內(nèi)局部流體焓值達(dá)到1 600 kJ/kg,在跨臨界動態(tài)過程中就極有可能發(fā)生DNB傳熱惡化現(xiàn)象。

3 結(jié) 論

本文對垂直上升受熱管在跨臨界過程中工質(zhì)質(zhì)量流速、壓力以及壁溫等參數(shù)的動態(tài)響應(yīng)特性開展了實驗研究和理論分析,得到以下主要結(jié)論:

(1)相同焓值下,相比于其他壓力變化區(qū)間,在跨臨界壓力變化過程中極其容易發(fā)生壁溫飛升現(xiàn)象。該現(xiàn)象僅發(fā)生在特定流體焓值區(qū)域,隨著壁面熱負(fù)荷的增加,在跨臨界壓力變化過程中管內(nèi)流體會伴隨發(fā)生脈動現(xiàn)象。

(2)跨臨界動態(tài)過程中壁溫飛升現(xiàn)象的出現(xiàn)是流體在近臨界區(qū)發(fā)生的DNB傳熱惡化引起的。

(3)在近臨界區(qū),隨著流體壓力的上升,越靠近臨界壓力,流體發(fā)生DNB傳熱惡化的臨界干度下降越快,惡化強度逐漸增強;隨著流體質(zhì)量流速的增大,臨界干度呈現(xiàn)逐漸上升的趨勢。

(4)基于本實驗工況范圍,當(dāng)管內(nèi)的局部流體焓值高于1 600 kJ/kg時,水冷壁系統(tǒng)在跨臨界動態(tài)過程中就極有可能出現(xiàn)DNB傳熱惡化現(xiàn)象。