基于流型的矩形小通道內(nèi)冷凝傳熱模型研究

嚴(yán) 彥, 董繼先, 高秀峰

(1. 西安工程大學(xué) 機(jī)電工程學(xué)院, 陜西 西安 710049; 2. 陜西科技大學(xué) 機(jī)電工程學(xué)院, 陜西 西安 710021;3. 西安交通大學(xué) 化學(xué)工程與技術(shù)學(xué)院, 陜西 西安 710048)

1 前 言

多通道烘缸作為一種新型烘缸結(jié)構(gòu)，較好地改善了傳統(tǒng)烘缸由于冷凝水排出不暢導(dǎo)致的干燥效率較低的問(wèn)題[1-3]。多通道烘缸的干燥過(guò)程，即為蒸氣在其矩形小通道內(nèi)冷凝，并通過(guò)單側(cè)壁面將所釋放熱量傳遞給覆蓋在烘缸外表面的濕紙幅的過(guò)程。因此，對(duì)多通道烘缸傳熱特性的研究，就是對(duì)蒸氣在單邊換熱矩形小通道內(nèi)的冷凝傳熱特性的研究。

目前國(guó)內(nèi)外的文獻(xiàn)多集中于蒸氣在非水平管內(nèi)或制冷劑在四周換熱的圓形通道內(nèi)的傳熱特性[4-16]，與之相比，現(xiàn)有的對(duì)水蒸氣在單邊換熱矩形小通道內(nèi)的傳熱特性的研究相當(dāng)匱乏，僅有美國(guó)Argonne National Laboratory[17]、韓國(guó)Shin 等[18]及作者[19]對(duì)多通道烘缸特殊的冷凝傳熱情況進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)研究。但是由于單邊換熱矩形小通道內(nèi)冷凝傳熱現(xiàn)象的復(fù)雜性，僅僅采用實(shí)驗(yàn)方法對(duì)其進(jìn)行研究，不僅周期長(zhǎng)、費(fèi)用高，還存在無(wú)法揭示其內(nèi)在規(guī)律的缺點(diǎn)。利用數(shù)值模擬方法可以彌補(bǔ)實(shí)驗(yàn)研究的不足，使得對(duì)冷凝傳熱現(xiàn)象的認(rèn)識(shí)更加深刻。因此，本研究基于作者的實(shí)驗(yàn)觀測(cè)結(jié)果，針對(duì)所觀察到的兩相流型分別建立冷凝傳熱模型。但是，同冷凝傳熱的實(shí)驗(yàn)研究現(xiàn)狀一樣，現(xiàn)有的數(shù)值模擬文獻(xiàn)也多集中于制冷劑在圓管內(nèi)的冷凝兩相流模型，鮮見(jiàn)蒸氣在矩形通道內(nèi)冷凝的相關(guān)報(bào)道。同時(shí)，已有文獻(xiàn)僅僅將流型簡(jiǎn)單地分為分層流或環(huán)狀流，并不足以完整描述事實(shí)出現(xiàn)的兩相流型。如Cavallini 等[20]提出了一個(gè)適用于計(jì)算圓形通道內(nèi)環(huán)狀流時(shí)冷凝傳熱的無(wú)量綱半經(jīng)驗(yàn)公式。Kosky 等[21]和Traviss 等[22]基于馮卡門速度場(chǎng)分布適用于管內(nèi)環(huán)狀流這一假設(shè)，開(kāi)發(fā)了計(jì)算環(huán)狀流下冷凝傳熱系數(shù)的程序。Haraguchi 等[23]建立了2 個(gè)無(wú)因次方程式，分別適用于環(huán)狀流和分層流等。

有鑒于此，本研究為彌補(bǔ)蒸氣在矩形通道內(nèi)冷凝傳熱模型的空缺，基于所觀察到的流型建立了相應(yīng)的冷凝傳熱模型，以期為多通道烘缸的性能優(yōu)化及設(shè)備研發(fā)提供參考。

2 矩形通道內(nèi)冷凝可視化實(shí)驗(yàn)

多通道烘缸傳熱可視化平臺(tái)系統(tǒng)如圖1 所示。蒸氣發(fā)生器產(chǎn)生的飽和水蒸氣經(jīng)過(guò)過(guò)熱器進(jìn)入實(shí)驗(yàn)段的蒸氣通道內(nèi)，與實(shí)驗(yàn)段冷卻水通道內(nèi)的冷卻水呈逆向流動(dòng)并冷凝。蒸氣通道與冷卻水通道呈背向相對(duì)結(jié)構(gòu)，通道示意圖如圖2 所示。沿實(shí)驗(yàn)段長(zhǎng)度方向，按圖2 中紅色線所指方向分別安裝7 個(gè)熱電偶，用以測(cè)量蒸氣及冷卻水的沿程溫度變化。蒸氣流量及冷卻水流量通過(guò)渦輪流量計(jì)測(cè)得，精度為1%。為滿足可視化要求，蒸氣通道表面由透明的聚碳酸酯樹(shù)脂制成。實(shí)驗(yàn)應(yīng)用Dimax S4 型高速攝像機(jī)對(duì)蒸氣通道中的氣液兩相流型進(jìn)行拍攝。該型號(hào)高速攝像機(jī)的像素為4 502 fps @ 1 008 × 1 008、分辨率為1279 fps @ 2 016 × 2 016，可以較好地滿足實(shí)驗(yàn)所需的拍攝清晰度。

圖1 矩形通道冷凝傳熱可視化平臺(tái)系統(tǒng)圖Fig.1 Schematic diagram of the visualization platform for rectangular tube condensation heat transfer tests

圖2 實(shí)驗(yàn)段通道結(jié)構(gòu)示意圖Fig.2 Schematic diagram of the experimental tube

圖3 為實(shí)驗(yàn)觀測(cè)到的蒸氣冷凝氣液兩相流型。在矩形下小通道內(nèi)主要觀察到了環(huán)狀流、環(huán)波狀流、波狀流、彈狀流、塞狀流及分層流，實(shí)驗(yàn)所拍攝的流型照片如圖3 所示。

圖3 實(shí)驗(yàn)所觀察到的各種流型Fig.3 Flow patterns observed in experiments

本研究基于所觀察到的蒸氣冷凝氣液兩相流型，建立了矩形通道內(nèi)蒸氣冷凝換熱模型。

3 基于流型的冷凝換熱模型

不同的氣液兩相流型具有不同的換熱機(jī)理，因此，在本節(jié)中將蒸氣在多通道烘缸內(nèi)的冷凝傳熱過(guò)程按兩相流型分類，建立了基于不同流型的冷凝換熱模型。實(shí)驗(yàn)中觀察到了多種流型，為簡(jiǎn)化模型，將流型按相似性進(jìn)行分類。因環(huán)波狀流及波狀流的換熱機(jī)理相似[24]，在本研究中認(rèn)為它們均屬于波狀流下的冷凝換熱模型；彈狀流、塞狀流及分層流的換熱機(jī)理相似[24]，則認(rèn)為它們均屬于分層流下的冷凝換熱模型。

當(dāng)流型處于環(huán)狀流時(shí)，此時(shí)蒸氣在通道中心處快速流動(dòng)，通道內(nèi)壁處覆蓋有一層薄液膜，由于重力等多種因素的綜合影響，冷凝液膜的厚度不可能完全相同。為了簡(jiǎn)化模型，認(rèn)為當(dāng)流型處于環(huán)狀流時(shí)，其內(nèi)部的冷凝液膜均勻地覆蓋在通道內(nèi)部，液膜厚度處處相等，處于軸對(duì)稱狀態(tài)，如圖4(a)所示。當(dāng)流型處于分層流時(shí)，冷凝液大多集中在通道下部，且冷凝液膜較厚，形成液池。由于蒸氣剪切力及液膜波動(dòng)等關(guān)系的作用，冷凝液表面會(huì)出現(xiàn)左右高低不一致的狀態(tài)，為了簡(jiǎn)化模型，認(rèn)為在通道截面處，液池表面平穩(wěn)無(wú)波動(dòng)，如圖4(b)所示。當(dāng)流型處于波狀流時(shí)，冷凝液同樣會(huì)在通道底部形成液池，但液池厚度小于分層流時(shí)的液池厚度。波動(dòng)流時(shí)氣液相界面間會(huì)產(chǎn)生波動(dòng)，為簡(jiǎn)化模型，處理方式同分層流，認(rèn)為在通道截面處，液池表面平穩(wěn)無(wú)波動(dòng)，如圖4(c)所示。

圖4 通道內(nèi)流型示意圖Fig.4 Schematic diagram of flow patterns in channels

為保證不同流型模型間的連續(xù)性，定義了參數(shù)l為通道內(nèi)被膜狀凝結(jié)所覆蓋部分的長(zhǎng)度(m)。蒸氣在多通道烘缸矩形通道內(nèi)的冷凝傳熱通用模型如圖4 所示。冷凝初期，蒸氣會(huì)在通道上壁面形成液膜，隨著冷凝過(guò)程的進(jìn)行，冷凝液膜逐漸增厚，在重力作用下沿通道內(nèi)壁面向下流動(dòng)，通道下部冷凝液膜逐漸增厚。此時(shí)，根據(jù)傳熱機(jī)理的不同，通道內(nèi)的冷凝傳熱類型可分為膜狀凝結(jié)傳熱及對(duì)流傳熱。當(dāng)流型為環(huán)狀流時(shí)，對(duì)應(yīng)的l=0，通道內(nèi)的冷凝傳熱模式為對(duì)流傳熱。當(dāng)流型為分層流時(shí)，對(duì)應(yīng)的l=lstrat，通道上部的冷凝傳熱模式為膜狀凝結(jié)換熱，通道下部液池的冷凝傳熱模式為對(duì)流傳熱。當(dāng)流型為波狀流時(shí)，此時(shí)0

圖5 通道冷凝通用模型Fig.5 General model of steam condensation processes

式中：hf為膜狀凝結(jié)傳熱系數(shù)，W·m-2·K-1；hc為對(duì)流傳熱系數(shù)，W·m-2·K-1；a為通道高度，m；b為通道寬度，m。分層流時(shí)的lstrat可由式(2)計(jì)算得出：

其中φL為冷凝液的體積分?jǐn)?shù)，可由式計(jì)算得出：

式中：A為通道截面積，m2。α為蒸氣空隙率。

流型從環(huán)狀流轉(zhuǎn)為波狀流(wave)及波狀流轉(zhuǎn)為分層流(strat)的分界是由Gwave及Gstrat決定的。即當(dāng)蒸氣質(zhì)量流速G>Gwave時(shí)，流型為環(huán)狀流，此時(shí)l=0。當(dāng)蒸氣質(zhì)量流速G

通過(guò)對(duì)單邊換熱矩形通道進(jìn)行可視化實(shí)驗(yàn)研究，將實(shí)驗(yàn)所測(cè)得的兩相流的流型實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)與多種流型圖進(jìn)行了對(duì)比。結(jié)果顯示，實(shí)驗(yàn)流型觀測(cè)值與Tandon 流型圖[25]較為吻合，如圖6 所示。因此，本研究選用Tandon 流型圖中的流型轉(zhuǎn)換邊界Gwave和Gstrat。

圖6 實(shí)驗(yàn)值與Tandon 流型圖的對(duì)比Fig.6 Comparison of experimental data and Tandon flow pattern

對(duì)流換熱壁面的傳熱系數(shù)hc可由式(5)計(jì)算：

式中：Re為液體雷諾數(shù)；Pr為液體普朗特?cái)?shù)；λ為熱導(dǎo)率，W·m-1·K-1；δ為對(duì)流換熱時(shí)積聚在通道下部的液膜厚度，m。

式中：x為干度，μL為液體的動(dòng)力黏度，Pa·s；cp為比定壓熱容。

對(duì)于式(5)中的參數(shù)ξ、m及n，通過(guò)實(shí)驗(yàn)得到單邊換熱矩形通道內(nèi)的冷凝傳熱系數(shù)數(shù)據(jù)，采用待定系數(shù)法求得適用于本模型的參數(shù)值，ξ=0.004，m=0.698，n=0.543。

膜狀凝結(jié)壁面的傳熱系數(shù)hf的表達(dá)式可由實(shí)驗(yàn)得出。在作者已發(fā)表的文章中[26]，已將實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)與常用的一些經(jīng)驗(yàn)關(guān)聯(lián)式做過(guò)對(duì)比，發(fā)現(xiàn)Shah 關(guān)聯(lián)式[27]所預(yù)測(cè)的冷凝傳熱系數(shù)值在環(huán)狀流方面與實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)較為吻合，因此選取Shah 的關(guān)聯(lián)式作為膜狀凝結(jié)的傳熱系數(shù)表達(dá)式，如式(9)所示：

綜上所述，本研究所建立的基于兩相流型的分布參數(shù)冷凝傳熱模型的應(yīng)用方法如下：

(1) 在每個(gè)微元段的入口處，根據(jù)入口焓值的不同，流體可能處于過(guò)熱狀態(tài)、氣液兩相狀態(tài)或者過(guò)冷狀態(tài)。當(dāng)微元段入口焓值大于飽和蒸氣焓時(shí)，此時(shí)流體處于單相的過(guò)熱蒸氣狀態(tài)，選取管內(nèi)過(guò)熱蒸氣的對(duì)流換熱公式來(lái)計(jì)算此時(shí)的傳熱系數(shù)，其表達(dá)式為

式中：Dh為管道水力直徑，m。

(2) 當(dāng)微元段入口焓值小于飽和液體焓時(shí)，此時(shí)流體處于單相的過(guò)冷水狀態(tài)，可選取管內(nèi)過(guò)冷流體的對(duì)流換熱公式來(lái)計(jì)算此時(shí)的傳熱系數(shù)，其表達(dá)式為

(3) 當(dāng)微元段的入口焓值介于飽和蒸氣和飽和液體焓之間時(shí)，此時(shí)通道處于氣液兩相流狀態(tài)。在此種情況下，首先需要通過(guò)Mandhane 經(jīng)驗(yàn)流型圖來(lái)判斷通道中的流型種類，是屬于環(huán)狀流、環(huán)波狀流、波狀流、彈狀流、塞狀流及分層流；

如果流型為環(huán)狀流，此時(shí)l=0，由式(1)可知hpa=hc，hc由式(5)計(jì)算得出，δ由式(6)計(jì)算得出。如果流型為環(huán)波狀流及波狀流，按簡(jiǎn)化模型認(rèn)為此時(shí)流型屬于波狀流。lstrat由式(2)計(jì)算得出，l由式(4)計(jì)算得出。hc和hf分別由式(5)和式(9)計(jì)算得出，最終hpa由式(1)計(jì)算得出。如果流型為彈狀流、塞狀流及分層流，按簡(jiǎn)化模型認(rèn)為此時(shí)流型屬于分層流。lstrat由式(2)計(jì)算得出。hc和hf分別由式(5)和式(9)計(jì)算得出，最終hpa由式(1)計(jì)算得出。

4 模擬結(jié)果分析

為了驗(yàn)證本研究所建立的基于兩相流型的蒸氣冷凝傳熱模型的準(zhǔn)確性，文中所建立的通道模型與實(shí)驗(yàn)研究中所用通道尺寸保持一致，蒸氣通道長(zhǎng)、寬、高分別為1 020、13.5、4.5 mm，冷卻劑通道長(zhǎng)、寬、高分別為960、13.5、15.5 mm。將作者已做的實(shí)驗(yàn)結(jié)果[26]與模型的理論計(jì)算結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，驗(yàn)證了模型的準(zhǔn)確性后，應(yīng)用模型對(duì)單邊換熱矩形小通道內(nèi)的蒸氣冷凝傳熱特性進(jìn)行分析。

4.1 模型有效性驗(yàn)證

為驗(yàn)證本研究所建立的冷凝傳熱模型的有效性，將模擬計(jì)算與實(shí)驗(yàn)所得的冷凝傳熱系數(shù)進(jìn)行對(duì)比，結(jié)果如圖7 所示，圖中hexp為冷凝結(jié)熱系數(shù)實(shí)驗(yàn)值，hmol為冷凝傳熱系數(shù)模型計(jì)算值。從圖中可以看出，兩者的偏差基本維持在-20% 到20% 內(nèi)，說(shuō)明所建立的模型較為準(zhǔn)確。從圖中還可以看出，誤差基本為正值，即模型計(jì)算出的冷凝傳熱系數(shù)略微大于實(shí)驗(yàn)測(cè)量值，這是因?yàn)楸狙芯克⒌膫鳠崮Ｐ蛯?shí)驗(yàn)中觀察到的7 種流型歸納為3 種，將一些冷凝液膜較厚的流型劃為冷凝液膜較薄的流型中，如將環(huán)波狀流劃為環(huán)狀流，彈狀流、塞狀流劃為分層流。同時(shí)，在建立模型時(shí)采用了擬合的傳熱關(guān)聯(lián)式，也會(huì)造成誤差的產(chǎn)生。

圖7 冷凝傳熱系數(shù)實(shí)驗(yàn)值與模型計(jì)算值的對(duì)比Fig.7 Comparison of experimental and model values of condensation heat transfer coefficients

4.2 蒸氣飽和溫度對(duì)平均冷凝傳熱系數(shù)的影響

圖8 為蒸氣飽和溫度對(duì)平均冷凝換熱系數(shù)的影響。從圖8 中可以看出，隨著蒸氣飽和溫度的升高，模型預(yù)測(cè)的冷凝傳熱系數(shù)降低，模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)研究具有相同的規(guī)律。蒸氣飽和溫度的增加使得其與通道壁面間的換熱溫差增大，加速了蒸氣凝結(jié)速率，使得冷凝液膜變厚，熱阻增加，導(dǎo)致平均冷凝傳熱系數(shù)下降。從圖中還可以看出，由于模型將液膜較厚的流型歸為液膜較薄的流型中，因此蒸氣冷凝傳熱系數(shù)的模型預(yù)測(cè)值略大于實(shí)驗(yàn)所測(cè)得的冷凝傳熱系數(shù)。

圖8 飽和溫度對(duì)平均冷凝傳熱系數(shù)的影響Fig.8 Effects of saturation temperature on average condensation heat transfer coefficients

4.3 蒸氣質(zhì)量流速對(duì)平均冷凝傳熱系數(shù)的影響

圖9 為蒸氣質(zhì)量流速G對(duì)平均冷凝換熱系數(shù)的影響。從圖中可以看出，隨著蒸氣質(zhì)量流速的升高，模型預(yù)測(cè)的冷凝傳熱系數(shù)增大，且從圖中還可以看出，當(dāng)蒸氣質(zhì)量流速較大時(shí)，冷凝傳熱系數(shù)的增加率略高于蒸氣質(zhì)量流速較小時(shí)的增加率。這是因?yàn)楫?dāng)蒸氣質(zhì)量流速較大時(shí)，通道內(nèi)的流型大部分為環(huán)狀流，此時(shí)蒸氣質(zhì)量流速為影響傳熱系數(shù)的主要因素；當(dāng)蒸氣質(zhì)量流速較小時(shí)，通道內(nèi)的流型大部分為分層流，此時(shí)蒸氣與壁面的溫差為影響傳熱系數(shù)的主要因素，蒸氣質(zhì)量流速的影響減弱。

圖9 蒸氣質(zhì)量流速對(duì)平均冷凝傳熱系數(shù)的影響Fig.9 Effects of mass flux on average condensation heat transfer coefficients

4.4 溫度沿通道軸向變化

在多通道烘缸出口處，當(dāng)蒸氣焓值大于飽和液體焓時(shí)，說(shuō)明此時(shí)蒸氣還未完全冷凝，本該用于干燥濕紙頁(yè)的顯熱被排放，造成蒸氣能源的浪費(fèi)；當(dāng)蒸氣出口焓值低于飽和液體焓時(shí)，說(shuō)明飽和蒸氣在未到通道出口就已完全冷凝，通道內(nèi)存在過(guò)冷段，傳熱效率會(huì)大大降低；而當(dāng)蒸氣出口焓等于飽和液體焓時(shí)，說(shuō)明在通道出口處，飽和蒸氣中的潛熱完全釋放出來(lái)，熱量全部用于濕紙頁(yè)的干燥，認(rèn)為此時(shí)處于多通道烘缸干燥的最優(yōu)狀態(tài)。

當(dāng)蒸氣飽和溫度為120 ℃時(shí)，如圖10 所示為當(dāng)蒸氣的出口干度等于0(G=40 kg·m-2·s-1)及出口干度小于0(G=30 kg·m-2·s-1)時(shí)，沿通道軸向的分布規(guī)律，圖中tfluid為流體溫度、tcool為冷卻劑溫度、tw,top，tw,bottw,exp分別為冷卻劑通道上表面溫度及下表面溫度為實(shí)驗(yàn)測(cè)得的壁面溫度，tcool,exp為實(shí)驗(yàn)測(cè)得的冷卻劑溫度。從圖中可以看出，模型計(jì)算所得到的溫度分布趨勢(shì)與實(shí)驗(yàn)測(cè)得的溫度的變化趨勢(shì)基本相同，即：通道內(nèi)氣液兩相流體的溫度值最高，且沿著流體流動(dòng)方向逐漸降低；壁面溫度小于流體溫度，沿著流體流動(dòng)方向也逐漸降低。由于實(shí)驗(yàn)及模擬中均設(shè)定蒸氣與冷卻劑逆向流動(dòng)，因此沿流體流動(dòng)方向，冷卻劑溫度逐漸降低。

圖10 溫度沿通道軸向的分布Fig.10 Profiles of temperature distribution along the channel

而由于通道內(nèi)氣液兩相流型不同，各處的溫度參數(shù)在不同流型時(shí)具有不同特點(diǎn)。在通道前端，即蒸氣剛進(jìn)入通道時(shí)，此時(shí)通道內(nèi)流型為環(huán)狀流，此流型下的通道上下壁面處的溫度較為接近；而通道后端，此時(shí)通道內(nèi)的氣液兩相流型逐漸轉(zhuǎn)換為波狀流或分層流，通道上下壁面的溫度產(chǎn)生了一定的差異，且下壁面的溫度低于上壁面的溫度。這是由不同流型的冷凝模式不同所引起的：當(dāng)流型為環(huán)狀流時(shí)，冷凝模式為軸對(duì)稱模式；當(dāng)流型為分層流時(shí)，通道下部的冷凝模式為強(qiáng)制對(duì)流冷凝，而通道上部的冷凝模式為膜狀冷凝，冷凝液膜堆積在下壁面，使得壁面溫度較低。從圖中還可以看出，在通道后半段，即通道內(nèi)兩相流型為分層流時(shí)，其壁面溫度的變化趨勢(shì)較通道前半段平緩，這是因?yàn)榱餍蜑榉謱恿鲿r(shí)，其液膜的波動(dòng)情況比環(huán)狀流時(shí)平緩。而從圖10 (b)中可以看出，當(dāng)通道出口蒸氣干度小于0 時(shí)，由于通道后部產(chǎn)生了一定長(zhǎng)度的過(guò)冷段，此時(shí)流體溫度及壁面溫度基本不變且溫度值均較低。

從圖10 中還可以看出，相比于未優(yōu)化的多通道烘缸中可能存在的過(guò)冷段，多通道烘缸處于最優(yōu)設(shè)計(jì)狀態(tài)時(shí)，各參數(shù)的溫度分布均較為平穩(wěn)，烘缸壁面溫差較小，保證了烘缸干燥紙張時(shí)干燥溫度的一致性。

4.5 局部冷凝傳熱系數(shù)沿通道軸向變化

由3.4 節(jié)可知，當(dāng)蒸氣飽和溫度為120 ℃，G為40 kg·m-2·s-1時(shí)，多通道烘缸處于最優(yōu)狀態(tài)。圖11為在此狀態(tài)下，通道內(nèi)局部冷凝傳熱系數(shù)沿通道軸向的分布規(guī)律。從圖中可以看出，通道入口處流型處于環(huán)狀流，因此上下壁面處的冷凝傳熱系數(shù)相差不大。隨著冷凝過(guò)程的進(jìn)行，流型進(jìn)入波狀流和分層流，通道上壁面的冷凝模式為膜狀凝結(jié)換熱，冷凝液膜厚度較小，而通道下壁面處的冷凝液膜沿流體流動(dòng)方向逐漸增厚，形成液池，導(dǎo)致液膜導(dǎo)熱熱阻較大，因此上下壁面間的冷凝傳熱系數(shù)差值逐漸增大。在分層流后期，冷凝液池增加速度減緩，因此下壁面處的冷凝傳熱系數(shù)下降幅度也隨之減小。從圖中還可看出，當(dāng)多通道烘缸處于最優(yōu)設(shè)計(jì)狀態(tài)時(shí)，冷凝傳熱系數(shù)較高且波動(dòng)較小，保證了多通道烘缸干燥紙張時(shí)的穩(wěn)定性和高效性。

圖11 局部冷凝傳熱系數(shù)沿通道軸向的分布Fig.11 Distribution of local condensation heat transfer coefficients along the channel

5 結(jié) 論

本研究以蒸氣在單邊換熱的矩形小通道內(nèi)的兩相流型可視化實(shí)驗(yàn)為基礎(chǔ)，提出了一種基于兩相流型的水平矩形通道內(nèi)冷凝傳熱模型，得到結(jié)論如下：

(1) 與以往傳熱模型相比，本研究所建立的冷凝傳熱模型采用的經(jīng)驗(yàn)參數(shù)較少，從一定程度上可以減少過(guò)多應(yīng)用經(jīng)驗(yàn)參數(shù)所帶來(lái)的誤差，提高模型的準(zhǔn)確性。

(2) 模型可較準(zhǔn)確地預(yù)測(cè)流型處于環(huán)狀流、環(huán)波狀流、波狀流、彈狀流、塞狀流及分層流時(shí)的冷凝傳熱特性，且模型預(yù)測(cè)值稍大于實(shí)驗(yàn)值。

(3) 蒸氣飽和溫度的降低及質(zhì)量流速的升高均會(huì)使平均冷凝傳熱系數(shù)增大，同時(shí)蒸氣質(zhì)量流速較大時(shí)的冷凝傳熱系數(shù)的增量略大于質(zhì)量流速較小時(shí)。

當(dāng)流型處于環(huán)狀流時(shí)，由于通道內(nèi)壁面的冷凝液膜厚度基本相同，通道上下壁面處的溫度及局部冷凝傳熱系數(shù)較為接近；隨著流型逐漸發(fā)展為分層流時(shí)，由于通道下壁面處的液池厚度大于上壁面處的液膜厚度，因此通道上壁面溫度及局部冷凝傳熱系數(shù)均大于下壁面；在分層流后期，由于液池厚度增速變緩，因此上下壁面處的差值也逐漸減小。