基于Lee模型與VOF方法的ACC基管內(nèi)凝結(jié)性能的比較與數(shù)值模擬

楊婷婷， 楊景華

(華北電力大學(xué) 控制與計(jì)算機(jī)工程學(xué)院，北京 102206)

空冷凝汽器(ACC)由數(shù)十個(gè)空冷單元串并聯(lián)而成，由于空冷單元通過(guò)軸流風(fēng)機(jī)驅(qū)動(dòng)周圍環(huán)境空氣與翅片管直接換熱，節(jié)水效果顯著，ACC在我國(guó)缺水地區(qū)的燃煤機(jī)組上得到了大規(guī)模應(yīng)用[1-3]，并成為我國(guó)西北沙漠地區(qū)迅速發(fā)展的太陽(yáng)能光熱電站冷端系統(tǒng)的唯一選擇[4]。

在現(xiàn)行電廠空冷行業(yè)標(biāo)準(zhǔn)中，組成ACC的空冷單元是一臺(tái)由兩排60°對(duì)角布置的翅片管束與一臺(tái)軸流風(fēng)機(jī)組成的“Λ”形凝結(jié)換熱器?？绽鋯卧某崞苁缮习俑嗤某崞懿⒘卸桑扛崞苡苫芎涂绽涑崞瑯?gòu)成。在空冷機(jī)組上，根據(jù)基管管徑方向，即管內(nèi)通流橫截面的幾何形狀，實(shí)際應(yīng)用的ACC基管有大扁管、橢圓管和圓管3種。

翅片管是空冷機(jī)組冷端換熱的基本元器件，流經(jīng)翅片管管內(nèi)的蒸汽-液膜與管外冷卻空氣的換熱性能直接關(guān)系到空冷單元、ACC乃至整個(gè)空冷機(jī)組的熱耗和能耗性能指標(biāo)。Kumar等[5-6]通過(guò)風(fēng)洞實(shí)驗(yàn)與數(shù)值模擬方法對(duì)流經(jīng)管外翅片側(cè)流體的熱力學(xué)特性進(jìn)行探討與分析，并在翅型設(shè)計(jì)上提出了提高空氣換熱性能的方法。相比翅片側(cè)取得的研究成果，對(duì)于管內(nèi)氣-液兩相的熱力學(xué)特性的研究還較少，目前主要研究結(jié)果有：Owen等[7]利用理論分析結(jié)合計(jì)算流體力學(xué)(CFD)模擬，研究了汽輪機(jī)排汽母管進(jìn)入雙排大扁管蒸汽的流動(dòng)與分配規(guī)律；O'Donovan等[8]通過(guò)實(shí)驗(yàn)研究了順流圓管內(nèi)兩相流的流動(dòng)性能與壓力損失；Berrichon等[9]通過(guò)實(shí)驗(yàn)研究了逆流圓管內(nèi)兩相流的液泛現(xiàn)象；Kekaula等[10]結(jié)合Nusselt理論與液池凝結(jié)模型，給出了順流圓管內(nèi)液膜的流動(dòng)換熱模型。

雖然以ACC基管內(nèi)熱力學(xué)特性為研究對(duì)象的文獻(xiàn)較少，但目前在管內(nèi)凝結(jié)換熱器應(yīng)用的新興領(lǐng)域，如數(shù)據(jù)計(jì)算中心、航空電子和微管制冷等，已有大量基于CFD數(shù)值仿真的管內(nèi)凝結(jié)性能、兩相交界面剪切力、管內(nèi)流動(dòng)壓降以及兩相流型特性的分析報(bào)道[11-13]出現(xiàn)，這些文獻(xiàn)的共同點(diǎn)在于：都是通過(guò)結(jié)合流體體積(VOF)方法[14]和Lee模型[15]，建立并求解管內(nèi)凝結(jié)換熱的CFD算例。以上方法已被證明為除實(shí)驗(yàn)外研究管內(nèi)兩相流熱力學(xué)特性的主要方法。但在這些文獻(xiàn)中，很少有與ACC基管的管型、工作流體與邊界條件相同的研究?jī)?nèi)容出現(xiàn)。

筆者針對(duì)3種常用的ACC基管管型，基于VOF方法與Lee模型建立管內(nèi)流體的控制方程，并考慮基管入口雷諾數(shù)Re和管壁過(guò)冷度(ΔTcool)對(duì)管內(nèi)凝結(jié)換熱的影響，建立并求解CFD算例。通過(guò)設(shè)置3種管型管壁過(guò)冷度相等，使得管外空氣換熱的熱邊界條件保持一致，得出3種管型在不同傾角下?lián)Q熱性能的數(shù)值對(duì)比結(jié)果；通過(guò)管內(nèi)兩相流體積分?jǐn)?shù)的可視化云圖，對(duì)基管內(nèi)兩相流型進(jìn)行定性，進(jìn)而分析影響液膜厚度的管型與熱邊界因素。

1 研究對(duì)象

建模的工程管選取大扁管基管，這種基管在我國(guó)現(xiàn)階段典型600 MW空冷機(jī)組ACC上應(yīng)用最為廣泛，其幾何尺寸見(jiàn)表1。

表1600MW機(jī)組ACC工程大扁管幾何尺寸

Tab.1GeometricparametersoftheACCflatbasetubeina600MWpowerplant

參數(shù)數(shù)值扁平幾何徑向高度w/mm200半橢圓幾何長(zhǎng)軸a/mm15.2 半橢圓幾何短軸b/mm10 基管管長(zhǎng)L/mm10 000 基管傾角β/(°)30基管徑向橫截面積A/mm21 120 基管徑向水力直徑Hd/mm40

受限于CFD工作站的計(jì)算性能，筆者利用相似原理，在4∶1的縮小比例下[10]，對(duì)表1中的工程大扁管建立仿真樣管。并以大扁管樣管的橫截面積為基準(zhǔn)，建立橢圓管和圓管的仿真樣管。CFD算例中的3種管型樣管的幾何尺寸見(jiàn)表2。

表2數(shù)值仿真的樣管幾何尺寸

Tab.2Geometricparametersadoptedinnumericalsimulation

基管類型橫截面幾何參數(shù)/mmL/mmβ/(°)A/mm2Hd/mm大扁管長(zhǎng)徑a=3.8,短徑b=2.5,w=502 5000^4528010橢圓管a=20,b=42 5000^4528012圓管內(nèi)直徑di=192 5000^4528019

2 數(shù)學(xué)模型及計(jì)算方法

2.1 數(shù)學(xué)模型

采用VOF方法分別對(duì)ACC基管內(nèi)的兩相流體建立各相連續(xù)方程，并假設(shè)管內(nèi)蒸汽在液膜表面?zhèn)鳠醾髻|(zhì)，只能在恒壓和準(zhǔn)熱平衡狀態(tài)下進(jìn)行，由此利用Lee模型計(jì)算得到相變質(zhì)量，并以相變質(zhì)量作為連續(xù)方程中的質(zhì)量源項(xiàng)。

用單一方程形式建立氣-液兩相的動(dòng)量與能量方程，由Lee模型計(jì)算得到相變質(zhì)量，利用式(1)計(jì)算能量方程中的源項(xiàng)：

Q=hLV·SL

(1)

式中：Q為相變熱量；hLV為汽化潛熱；SL為凝結(jié)相變質(zhì)量。

選用SSTk-ω方程描述ACC基管內(nèi)兩相流的湍流特性，為加快湍流方程收斂，用以下公式估算ACC基管入口的湍流強(qiáng)度和湍流尺寸：

(2)

式中：I為湍流強(qiáng)度；l為湍流尺寸。

CFD計(jì)算中用到的控制方程均用Fluent軟件中的數(shù)學(xué)表達(dá)形式[16]表示(見(jiàn)表3)。其中，φ、ρ、κ、μ、Γ和ω分別為體積分?jǐn)?shù)、密度、傳熱系數(shù)、黏度、湍能與耗散率的有效擴(kuò)散量和耗散率；t、S、r、T、p、E、k、D、G和Y分別表示時(shí)間、連續(xù)方程源項(xiàng)、相變強(qiáng)度系數(shù)、溫度、壓力、能量、湍能、湍流方程的交叉項(xiàng)、速度梯度下的湍能或耗散率以及湍流下湍能與耗散率的耗散；u、g分別表示速度向量和重力向量；下標(biāo)L、V、s和eff分別表示液相、氣相、飽和狀態(tài)和有效值。

表3 數(shù)值計(jì)算中用到的控制方程Tab.3 Governing equations used in numerical calculation

2.2 計(jì)算方法

2.2.1 網(wǎng)格模型

用Ansys ICEM 14.0 建立3種管型樣管的三維計(jì)算域模型，對(duì)徑向截面應(yīng)用O型網(wǎng)格，網(wǎng)格在貼管壁區(qū)域加密，形成邊界層。計(jì)算域模型的邊界條件和網(wǎng)格邊界層放大圖如圖1所示。

圖1 3種ACC基管的計(jì)算網(wǎng)格Fig.1 Computational meshes for three types of ACC base tubes

2.2.2 邊界初始條件

樣管的入口邊界設(shè)置為速度入口，基于相似原理，需保證樣管與工程管在蒸汽入口的Re相同。先計(jì)算單根工程管在汽輪機(jī)熱耗率驗(yàn)收(THA)工況下的入口蒸汽質(zhì)量流率G，由U=G/ρin(U、ρin分別為蒸汽入口軸向流速和蒸汽入口密度)計(jì)算工程管蒸汽入口軸向流速，再將U放大4倍，得到樣管的蒸汽入口軸向流速。在工程管入口，蒸汽一般處于機(jī)組背壓ps對(duì)應(yīng)下的飽和狀態(tài)，區(qū)分冬季與夏季，機(jī)組背壓在9～30 kPa之間變動(dòng)，此處設(shè)置樣管入口熱屬性與工程管完全一致，即ps=9～30 kPa。

樣管的出口邊界設(shè)置為壓力出口，為防止數(shù)值算例出現(xiàn)逆流，將工作狀態(tài)下工程管出口的實(shí)際溫度、兩相體積分?jǐn)?shù)及湍流等參數(shù)設(shè)置為CFD樣管的逆流參數(shù)。

一般來(lái)說(shuō)，工作狀態(tài)下工程管的管壁溫度在位置分布上并不均等，為了比較3種管型的管內(nèi)熱性能，設(shè)置樣管的管壁為等溫壁，將等溫壁的溫度定義為Twall，并將入口蒸汽飽和溫度Ts與Twall的溫差定義為CFD管壁過(guò)冷度，即ΔTcool=Ts-Twall。

CFD算例的邊界條件如表4所示。

表4 CFD算例的邊界條件Tab.4 Boundary conditions of CFD cases

2.2.3 數(shù)值計(jì)算方法

用Fluent軟件進(jìn)行數(shù)值計(jì)算，在模擬樣管的凝結(jié)換熱時(shí)，使用穩(wěn)態(tài)時(shí)間策略與隱式VOF方法，用QUICK算法重構(gòu)相間界面，判斷收斂的標(biāo)準(zhǔn)為：能量方程迭代殘差小于10-6；樣管入口、出口質(zhì)量差值小于10-4且連續(xù)方程殘差小于5×10-2時(shí)，連續(xù)方程收斂；其他控制方程的迭代殘差小于10-3。

在模擬樣管內(nèi)流體的流型特性時(shí)，使用瞬態(tài)時(shí)間策略與顯式VOF方法，采用CICSAM算法重構(gòu)相間界面，Courant數(shù)設(shè)定為0.25，采用變長(zhǎng)時(shí)間步，初始時(shí)間步設(shè)為2×10-5s，每步的迭代次數(shù)為60次。

2.3 數(shù)學(xué)模型與數(shù)值方法驗(yàn)證

2.3.1 網(wǎng)格無(wú)關(guān)性驗(yàn)證

分別針對(duì)3種管型內(nèi)兩相流，在計(jì)算邊界條件為G=14 kg/(m2·s)，Ts= 324 K，ΔTcool=2 K下， 設(shè)置Lee模型相變強(qiáng)度系數(shù)r=1 000 000 s-1，使用5種網(wǎng)格數(shù)量的網(wǎng)格，驗(yàn)證數(shù)值結(jié)果對(duì)網(wǎng)格的獨(dú)立性，無(wú)關(guān)性指標(biāo)為0.3～2.5 m凝結(jié)管段上管壁的平均熱流密度。通過(guò)無(wú)關(guān)性驗(yàn)證，對(duì)大扁管、橢圓管與圓管的網(wǎng)格數(shù)量分別選定為5 950 800、5 200 000和5 678 400，在以上網(wǎng)格數(shù)量下，3種管型基管無(wú)關(guān)性指標(biāo)偏差分別為0.98%、0.52%和0.40%，邊界層最小尺寸均為5 μm。

2.3.2 數(shù)學(xué)模型與數(shù)值方法有效性驗(yàn)證

由于公開(kāi)發(fā)表的、針對(duì)傾斜ACC基管負(fù)壓條件下凝結(jié)性能的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)與經(jīng)驗(yàn)關(guān)聯(lián)式比較缺乏，筆者在3種管型垂直狀態(tài)下(β=0°)，設(shè)定Lee模型相變強(qiáng)度系數(shù)為r=400 000 s-1、800 000 s-1、1 000 000 s-1和1 200 000 s-1下，驗(yàn)證數(shù)學(xué)模型與數(shù)值方法的有效性。

圖2給出了邊界條件為G=14 kg/(m2·s)，Ts=324 K，ps=13 kPa，ΔTcool=5 K，β=0°時(shí)，不同r值下，大扁管、橢圓管的管內(nèi)局部凝結(jié)傳熱系數(shù)(HTC)數(shù)值解與Shah關(guān)聯(lián)式計(jì)算值[17]的對(duì)比。圖3是圓管在不同r值下，邊界條件為G=4.5 kg/(m2·s)，Ts=329 K，ps=17 kPa，ΔTcool=1.5 K，β=0°時(shí)，管內(nèi)局部凝結(jié)HTC數(shù)值解與Al-Shammari實(shí)驗(yàn)值[18]的對(duì)比。 由圖2和圖3可知，當(dāng)r=1 000 000 s-1和1 200 000 s-1時(shí)，在大扁管、橢圓管以及圓管的中間段與出口段，數(shù)值解與Shah關(guān)聯(lián)式值和Al-Shammari實(shí)驗(yàn)值吻合較好，誤差分別在25%、25%和15%，但是，在3種管型的入口段，數(shù)值解與Shah關(guān)聯(lián)式值和Al-Shammari實(shí)驗(yàn)值之間出現(xiàn)了較大誤差，這是因?yàn)樵诨苋肟趨^(qū)域，存在較大的管壁軸向熱傳導(dǎo)效應(yīng)，使得管壁上液膜的厚度復(fù)雜多變，而數(shù)值計(jì)算中的VOF方法很難在入口段設(shè)置準(zhǔn)確的液膜厚度初始值，與本文類似的入口段局部HTC偏差也出現(xiàn)在其他管內(nèi)凝結(jié)數(shù)值模擬中[13,15,19]。

(b) 橢圓管

圖2 管內(nèi)局部凝結(jié)HTC的Shah關(guān)聯(lián)式值與不同r值下數(shù)值解的對(duì)比

Fig.2 Comparison of HTC respectively calculated with Shah correlation and the method proposed under different values ofr

圖3 圓管內(nèi)局部凝結(jié)HTC的Al-Shammari實(shí)驗(yàn)值與不同r值下數(shù)值解的對(duì)比

Fig.3 Comparison of HTC between calculated data and Al-Shammari measurements under different values ofr

在比較r=1 000 000 s-1和1 200 000 s-1時(shí)兩相界面溫度與Ts的偏差后，發(fā)現(xiàn)前者偏差更小，最終本文CFD算例設(shè)置r=1 000 000 s-1。

3 結(jié)果與分析

3.1 管型與傾角對(duì)管內(nèi)換熱的影響

圖4給出了3種管型邊界條件為G=14 kg/(m2·s)，Ts= 324 K，ps=13 kPa，ΔTcool=2 K，不同傾角下管內(nèi)局部凝結(jié)HTC沿基管軸向的變化趨勢(shì)。由圖4(a)和圖4(c)可知，在β=0°和30°時(shí)，大扁管在全管段都表現(xiàn)出突出的局部換熱性能；由圖4(b)可知，在β=15°時(shí)，橢圓管在中間段和出口段表現(xiàn)出色；但由圖4(d)可知，在β=45°時(shí)，大扁管、橢圓管和圓管的局部凝結(jié)HTC波動(dòng)均較大，很難比較3種管型的管內(nèi)換熱性能。

(a) β=0°

(b) β=15°

(c) β=30°

(d) β=45°圖4 3種管型管內(nèi)局部凝結(jié)HTC的比較Fig.4 Comparison of local condensation HTC in three tubes

從圖4還可以看出，傾角在0°～45°內(nèi)，β越大，管內(nèi)局部凝結(jié)性能越好，管內(nèi)局部凝結(jié)HTC沿軸向的波動(dòng)越明顯。

為進(jìn)一步在全管整體上比較不同傾角下異種管型的管內(nèi)凝結(jié)性能，選用努塞爾數(shù)Nu作為ACC基管內(nèi)換熱性能衡量指標(biāo)，計(jì)算公式如下：

Nu=ho·Hd/κL

(3)

式中：ho、κL分別表示管內(nèi)平均凝結(jié)HTC和液膜傳熱系數(shù)。

圖5給出了邊界條件為G=14 kg/(m2·s)，Ts=324 K，ps=13 kPa，ΔTcool=2 K時(shí)，3種管型在不同傾角下的平均凝結(jié)HTC和Nu。由圖5(a)可知，3種管型的平均凝結(jié)HTC相差不大，偏差在5%以內(nèi)，相比之下，大扁管整體凝結(jié)性能較好。但由圖5(b)可知，3種管型的Nu相差明顯，圓管的Nu要超出大扁管與橢圓管2/3有余。造成這2種性能指標(biāo)差別的原因是：由式(3)可知，Nu的計(jì)算不僅取決于管內(nèi)平均凝結(jié)HTC，還與基管徑向水力直徑有關(guān)，在相同的徑向橫截面積A下，圓管Hd要遠(yuǎn)大于大扁管和橢圓管(見(jiàn)表2)，因此，在ho差別不大的情況下，圓管獲得了較大的Nu。由圖5還可知，圓管在β=30°時(shí)的ho和Nu較其他傾角時(shí)更優(yōu)，因此如不考慮除管內(nèi)換熱性能外的其他指標(biāo)，推薦β=30°的圓管為ACC的最優(yōu)基管。

(a) 平均凝結(jié)HTC

(b) Nu圖5 3種管型在不同傾角下全管換熱性能的比較Fig.5 Comparison of overall heat-transfer performance for three tubes at different inclined angles

3.2 蒸汽入口Re對(duì)管內(nèi)換熱的影響

為分析基管入口蒸汽熱力學(xué)特性對(duì)管內(nèi)換熱的影響，引入蒸汽入口Re，其計(jì)算公式如下：

Re=ρin·U·Hd/μV

(4)

圖6(a)給出了ΔTcool=2 K，Ts= 324 K，ps=13 kPa，β=30°時(shí)，G=9 kg/(m2·s)、11 kg/(m2·s)、14 kg/(m2·s)和17 kg/(m2·s)時(shí)，3種管型的Nu隨Re的變化趨勢(shì)。圖6(b)給出了ΔTcool=2 K，G=14 kg/(m2·s)，β=30°時(shí)，Ts=316 K、324 K、333 K和342 K時(shí)，3種管型的Nu隨Re的變化趨勢(shì)。

(a) Re受入口蒸汽質(zhì)量流率的影響

(b) Re受入口飽和溫度的影響圖6 3種管型在不同蒸汽入口Re下Nu的比較Fig.6 Comparison of Nusselt number under different Reynolds numbers of inlet steam for three ACC base tubes

由圖6(a)可知，蒸汽入口質(zhì)量流率G的增大會(huì)加劇管內(nèi)蒸汽凝結(jié)，觀察圖6(a)中3條曲線的斜率可知，圓管的管內(nèi)換熱性能對(duì)G變化的敏感性較小。由圖6(b)可知，3種管型管內(nèi)換熱性能對(duì)Ts變化的敏感性均較大，ACC基管的凝結(jié)性能隨蒸汽入口飽和溫度的減小而急劇下降，也就是說(shuō)，當(dāng)ACC入口蒸汽熱量保持不變的情況下，為維持空冷汽輪機(jī)的低背壓運(yùn)行，軸流風(fēng)機(jī)群必須提高風(fēng)機(jī)轉(zhuǎn)速，從而付出比汽輪機(jī)高背壓時(shí)更高的軸流風(fēng)機(jī)能耗成本。

3.3 管壁過(guò)冷度對(duì)管內(nèi)換熱的影響

圖7給出了3種管型在G=17 kg/(m2·s)，Ts=324 K，ps=13 kPa，β=30°時(shí)，ΔTcool=2～8 K變化時(shí)Nu的變化趨勢(shì)。由圖7可知，對(duì)于橢圓管和大扁管，當(dāng) 2 K≤ΔTcool≤6 K時(shí)，管壁過(guò)冷度的增大導(dǎo)致管內(nèi)換熱性能輕微下降；對(duì)于圓管，當(dāng)2 K≤ΔTcool<6 K時(shí)，管內(nèi)性能隨管壁過(guò)冷度的增大而下降，當(dāng)6 K≤ΔTcool≤8 K，管壁過(guò)冷度的增大會(huì)加劇管內(nèi)蒸汽的凝結(jié)。

圖7 3種管型在不同管壁過(guò)冷度下的Nu對(duì)比Fig.7 Comparison of Nusselt number under different subcooling degree of wall for three ACC base tubes

3.4 蒸汽入口Re影響管內(nèi)換熱的機(jī)理

對(duì)比圖5～圖7發(fā)現(xiàn)，3種管型的凝結(jié)性能受蒸汽入口Re的影響較大，由式(4)可知，蒸汽入口Re取決于蒸汽入口軸向流速和入口飽和溫度，因此對(duì)蒸汽入口軸向流速和入口飽和溫度對(duì)管內(nèi)換熱的影響機(jī)理進(jìn)行分析。

已有實(shí)驗(yàn)與理論研究表明，氣-液交界面剪切力極大地加劇了管內(nèi)蒸汽的凝結(jié)性能，而剪切力取決于氣-液交界面上的兩相流速度：

(5)

式中：y為氣-液交界面的法向方向；τ、u為剪切力向量和速度向量；下標(biāo)I表示交界面。

由于管內(nèi)兩相流的軸向速度遠(yuǎn)大于橫向速度，且凝結(jié)液膜的厚度遠(yuǎn)小于核心管的幾何尺寸，若忽略剪切力管徑向分量與液膜厚度，式(5)可簡(jiǎn)化為：

(6)

由式(6)，并結(jié)合U與G關(guān)系式可知：G越大，U也越大，在其他邊界條件不變的情況下，管內(nèi)兩相流交界面的剪切力也越大，由此導(dǎo)致管內(nèi)蒸汽凝結(jié)加劇，這就是圖6(a)中G影響管內(nèi)換熱性能的機(jī)理。

而入口飽和溫度對(duì)管內(nèi)換熱的影響機(jī)理，可通過(guò)Lee模型來(lái)解釋。Lee模型中描述蒸汽相變質(zhì)量的表達(dá)式如下：

(7)

由蒸汽熱力學(xué)屬性關(guān)聯(lián)式REFPROP 9.0[19]計(jì)算ρin，可知ρin的取值取決于其飽和溫度Ts。在圖6(b)中，蒸汽入口飽和溫度Ts由316 K升高到324 K，ρV從0.054 kg/m3增大到0.18 kg/m3，幾乎放大了1個(gè)數(shù)量級(jí)。式(7)中，ρV的數(shù)量級(jí)增大使得計(jì)算網(wǎng)格內(nèi)相變質(zhì)量S急劇增大，聯(lián)立式(1)和式(7)，S的增大導(dǎo)致計(jì)算單元釋放相變熱量Q同步增大。兩相流凝結(jié)HTC的計(jì)算式為：

h=Q/(Acell·ΔTcool)

(8)

式中：Acell為管壁網(wǎng)格單元的面積。

由式(8)可知，在網(wǎng)格模型和熱邊界條件不變的情況下，相變熱量Q的增大會(huì)提高管內(nèi)兩相流凝結(jié)HTC。

3.5 3種ACC基管內(nèi)兩相流的流動(dòng)特征

圖8給出了3種管型在出口處兩相流體積分?jǐn)?shù)云圖與其局部放大特征。由圖8可知，在3種管型的出口處，基管傾斜布置下，重力徑向分量對(duì)液膜的作用力導(dǎo)致基管底部有凝結(jié)水累積出現(xiàn)：對(duì)于大扁管和橢圓管來(lái)說(shuō)，累積輕微；而在圓管內(nèi)累積較明顯。通過(guò)觀察局部云圖展示的液膜特征可以發(fā)現(xiàn)：在3種管型的管壁上，液相沿管壁呈厚度很薄的膜狀分布，且表面光滑。也就是說(shuō)，凝結(jié)水在基管管壁上作光滑無(wú)波紋的膜狀流動(dòng)。由于圖8展示的液膜流動(dòng)特征，與Oshinowo-Charles 流型圖的降落膜狀流[20]高度吻合，將3種ACC基管內(nèi)兩相流的流型歸類為降落膜狀流。

此外，對(duì)比局部云圖中3種管型的液膜厚度發(fā)現(xiàn)，圓管內(nèi)的液膜厚度要遠(yuǎn)大于大扁管和橢圓管，這也是在圓管的底部，凝結(jié)水累積現(xiàn)象更為明顯所致。除了管型對(duì)管內(nèi)液膜特征的影響之外，由圖8還可知，3種管型中，圓管的G最小，ΔTcool最大。因此，基管內(nèi)液膜的厚度與底部累積不但與管型有關(guān)，還取決于基管入口的G和ΔTcool：即基管入口的蒸汽質(zhì)量流率越小，管壁溫度越低，管內(nèi)的凝結(jié)水液膜越厚，基管底部的凝結(jié)水累積現(xiàn)象也越明顯。

4 結(jié) 論

(1) 在3種管型的徑向橫截面積與傾角相同的條件下，圓管內(nèi)的兩相流凝結(jié)換熱Nu超過(guò)大扁管和橢圓管近1倍；而同一基管在不同傾角下的Nu對(duì)比結(jié)果表明，當(dāng)傾角為30°時(shí)，ACC基管的凝結(jié)換熱性能最佳。當(dāng)ACC基管的選型只考慮管內(nèi)換熱性能的前提下，建議優(yōu)先選擇傾角30°的圓管。

(a) 大扁管

(b) 橢圓管

(c) 圓管圖8 3種管型內(nèi)兩相流在出口處的流型比較Fig.8 Comparison of two-phase flow pattern at outlet of three ACC base tubes

(2) ACC基管入口Re隨基管入口飽和溫度的升高和蒸汽入口軸向流速的增加而增大，而Re的增大會(huì)提高基管的換熱Nu，從而加劇蒸汽在管內(nèi)的凝結(jié)。

(3) 當(dāng)管壁過(guò)冷度增大時(shí)，大扁管和橢圓管的Nu會(huì)輕微降低；而圓管的換熱性能在2 K≤ΔTcool<6 K時(shí)，隨管壁過(guò)冷度的增大而降低，當(dāng)6 K≤ΔTcool≤8 K時(shí)，管壁過(guò)冷度的增大會(huì)加強(qiáng)管內(nèi)蒸汽的凝結(jié)。

(4) 3種管型的兩相流型都可歸類為表面光滑的降落膜狀流；3種管型中，圓管內(nèi)的凝結(jié)液膜厚度最大，除管型外，ACC基管內(nèi)的液膜厚度還受蒸汽入口流速和管壁過(guò)冷度的影響。

(5) 在本文全部算例中，3種管型的管內(nèi)平均凝結(jié)HTC在4 000～7 000 W/(m2·K)內(nèi)浮動(dòng)，而管外翅片側(cè)冷卻空氣的平均HTC一般小于100 W/(m2·K)，管內(nèi)外工作流體的換熱性能相差2個(gè)數(shù)量級(jí)。因此，在ACC基管的選型與優(yōu)化中，除核心管的管型因素外，工作重點(diǎn)應(yīng)在空冷翅片的選型與設(shè)計(jì)優(yōu)化上。