蒸汽射流直接接觸凝結的界面及聲壓特性

摘要：蒸汽射流在液體中的直接接觸凝結引發的劇烈界面振蕩及聲壓振蕩，可能導致工業管道系統振動甚至失效，采用高速攝像機與高頻水聽器，捕捉了射流的界面演化行為及其誘導的聲壓。研究了3種典型凝結流型下射流界面的徑向、軸向振蕩與聲壓振蕩特性，并闡明聲壓振蕩產生機理。研究發現：聲壓波動的概率密度函數在間歇流型下呈左偏單峰分布，在界面振蕩流型下呈雙峰分布，而在穩定流型下呈對稱單峰分布；隨蒸汽質量流速升高，無量綱徑向、軸向界面振蕩強度及聲壓振蕩強度整體呈下降趨勢，表現出極強的相關性。建立了基于聲壓參數的射流噴射長度預測模型，預測值與實驗值的誤差在±1%內。概率密度及相關性分析結果表明，蒸汽射流凝結的聲壓振蕩是由其界面振蕩引起的。

關鍵詞：蒸汽射流；直接接觸凝結；界面振蕩；射流噴射長度

中圖分類號：O359 文獻標志碼：A

DOI：10.7652/xjtuxb202409004 文章編號：0253-987X（2024）09-0030-08

Study on Interface and Sound Pressure Characteristics of Direct Contact

Condensation of a Steam Jet

XU Qiang， HONG Aoyue， LI Xiangyu， JIANG Shuaizhi， GUO Liejin

（State Key Laboratory of Multiphase Flow in Power Engineering， Xi’an Jiaotong University， Xi’an 710049， China）

Abstract：Direct contact condensation of a steam jet in flowing water in the pipe will cause intense interface oscillations and sound pressure oscillations. In this paper， a high-speed camera and a high-frequency hydrophone is used to capture the evolution of the jet interface and the induced sound pressure. The radial and axial oscillations and sound pressure oscillations of the jet interface under three typical condensation regimes is studied. Probability density function of sound pressure fluctuation shows a left-skewed unimodal distribution under the Chugging regime， a bimodal distribution under the Oscil-Ⅰ condensation regime， and a symmetrical unimodal distribution under the Stable regime. The intensities of the interface oscillation and sound pressure oscillation decrease as the steam mass flux increases， indicating a strong correlation. A jet penetration length prediction model based on the sound pressure parameter is established， and the error between the predicted value and the experimental value is within ±1%. Probability density and correlation analysis provide quantitative confirmation that the sound pressure oscillation of steam jet condensation is caused by its interface oscillations.

Keywords：steam jet; direct contact condensation; interface oscillation; sound pressure distribution; jet penetration length

蒸汽射流在管內過冷水流中的直接接觸冷凝具有傳熱傳質效率高等優點，被廣泛應用于核反應堆、水下推進系統、液體推進劑火箭發動機等［1-4］。大推力液氧煤油發動機采用先進的高壓補燃循環，氣氧通過渦輪驅動預壓泵對主管路中的液氧預增壓，有效防止液氧主泵氣蝕。然而，渦輪排出的氣氧噴射進入液氧泵間管路，發生氣液兩相射流直接接觸凝結，該過程誘導的劇烈聲壓波動會引起液氧泵間管路系統聲學不穩定，進而導致發動機推力脈動。因此，深入研究射流凝結的界面演化行為，闡明輻射噪聲的產生機理對于提高發動機可靠性，確保其安全運行具有重要意義。

氣氧-液氧及蒸汽-水的直接接觸凝結都屬于同一種物質不同相態間的物理過程，因此兩種物質的凝結過程具有相似的物理機制，由于界面不穩定性導致的聲壓特性規律也具有相似性。考慮到液氧具有強氧化性，易與可燃物質發生劇烈反應導致火災或爆炸，且必須存儲在配備絕熱層，具有足夠的強度和密封性的高壓容器中。相比之下，水具有穩定的性質、良好的安全性和經濟性。

通過開展蒸汽-水直接接觸凝結的機理性實驗，在摸清實驗基本規律的基礎上，形成一套行之有效的研究氣液直接接觸凝結的測量分析方法，為開展氣氧-液氧直接接觸凝結的實驗研究建立基礎。同時，利用以蒸汽-水作為實驗介質的兩相射流凝結實驗數據，可為建立氣液射流直接接觸凝結的數理模型提供依據。在驗證實驗數據與數理模型的一致性后，可進行氣氧-液氧直接接觸凝結過程的數值模擬研究。

對大空間水池內的蒸汽射流的界面演化行為，Chan和Lee［5］首次建立了低蒸汽質量流速下蒸汽射流在過冷水池中的凝結流型圖。Weiland和Vlachos等［6］發現氣泡流型及穩定流型兩種典型流型。Khan等［7］發現不穩定的射流界面以不確定方式導致壓力振蕩。對于蒸汽射流在管道過冷水流中的直接接觸凝結過程，Xu等［8-9］發現了4種不同的凝結狀態，即不穩定間歇振蕩、不穩定界面振蕩（Oscil-Ⅰ）、不穩定汽泡振蕩（Oscil-Ⅱ）和穩定射流凝結。此外，在射流凝結過程中，會誘導一定頻率的壓力脈動及噪聲輻射。當氣液凝結誘發的壓力或噪聲頻率低至一定值，接近或等于管道系統結構固有頻率時將導致管道系統的共振，由此產生的惡劣破壞作用，會導致管道系統失效，甚至可能摧毀與之連接的其他熱力系統設備。對于射流凝結引起的壓力振蕩，Cho等［10］發現壓力振蕩振幅首先隨水溫緩慢增加，在60℃和80℃左右達到峰值，然后急劇下降。Hong等［11］研究了較高蒸汽質量流速下射流凝結的壓力波主頻隨汽水參數的變化規律。研究發現蒸汽質量流速小于300kg/m2·s時，壓力波主頻與蒸汽質量流速成正比，反之成反比。對于蒸汽射流在受限空間內的壓力振蕩，Xu等［12］系統研究了4種典型凝結流型下的壓力振蕩隨時間變化特性及流型轉變時的壓力波概率密度分布特性，揭示了在不同汽水參數及流動形態下，壓力振蕩強度及主頻特性的變化規律。目前，針對蒸汽射流流場內壓力波動的研究已經相當充分。然而，少有文獻涉及蒸汽射流流場噪聲的研究。

與壓力傳感器檢測到的壓力信號不同，水聽器可在相當寬的頻率范圍內提供平坦的頻率響應［13］。此外，水聽器在較為微觀的氣泡行為檢測層面也表現優良?？杀挥糜诹黧w橫流中氣泡聲信號的檢測［14-15］、氣泡合并產生的聲音［16］及一對或小群氣泡［17］的聲學研究。因此，許多學者利用聲學信號對多相流系統內的流動狀態及系統行為進行了研究。Ajbar等［18］利用聲波信號對氣液兩相流的流動狀態進行了預測。數據分析結果表明，聲波測量技術在識別氣泡塔內流動狀態方面具有一定的適用性。Al-Masry等［19-20］采用聲學及壓力信號相結合的方法對氣泡塔內流場的過渡點進行了識別，研究結果表明，聲學測量有助于揭示氣泡性質的重要信息，特別是氣泡的大小和振蕩頻率。射流凝結過程伴隨劇烈的相界面演化及氣泡生成、聚并、破碎、潰滅等行為。因此，采用聲學信號對射流凝結過程的相界面演化行為進行表征，是一種合適且有效的手段，但這方面鮮有相關的研究報導。

總結上述文獻可知，現階段對于蒸汽射流冷凝界面的研究主要是基于射流形態的主觀判斷，鮮有研究涉及利用聲學信號對射流凝結相界面演化行為的表征。本文采用高速攝像機捕捉射流界面的瞬態演化行為，利用數字圖像處理技術提取并統計射流界面參數；利用高頻水聽器獲得射流凝結流場內的聲壓信息；定量研究了射流凝結的界面振蕩與聲壓振蕩的內在關聯；引入聲壓參數，建立射流噴射長度的預測模型。研究結果揭示了蒸汽射流流場內噪聲的產生機理，為進一步分析界面的不穩定性提供了新思路。

1 實驗系統及方法

1.1 蒸汽射流直接接觸凝結實驗系統

蒸汽射流直接接觸凝結實驗系統如圖1所示。該實驗系統由以下5部分構成：過冷水循環系統、蒸汽供應系統、測試段、數據采集系統及圖像采集系統。過冷水循環系統采用水箱及水泵實現過冷水的存儲及循環。在過冷水循環管路上安裝有調節閥及精度為0.5%的質量流量計，分別用于過冷水流量的調節與監測。水箱底部及測試段入口處裝有加熱器，循環管路末端裝有冷卻器用于過冷水溫度控制。

蒸汽供應系統主要由72kW的鍋爐提供飽和蒸汽。蒸汽供應管道外覆蓋有保溫泡沫以保證蒸汽的飽和狀態。同時蒸汽供應管道安裝有調節閥及精度為0.5%的渦街流量計用于蒸汽流量調控與監測。

測試段及噴嘴的幾何結構如圖2所示。其中過冷水的流通截面為40mm×40mm的正方形。兩塊長為460mm、寬為40mm的石英玻璃作為測試段的前后壁面，為圖像采集系統提供良好的透光度。飽和蒸汽經內徑為4.5mm的漸縮漸擴噴嘴進入測試段，噴嘴安裝在距測試段底部80mm處。蒸汽的入口壓力及溫度分別通過壓力傳感器及熱電偶進行測量。同時在距測試段底部200mm與400mm的位置分別安裝有壓力傳感器及高頻水聽器，用以監測測試段相關壓力及聲壓波動特性。

圖像采集系統采用Photron FASTCAM Mini WX50高速攝像機和尼康定焦鏡頭記錄蒸汽射流冷凝的界面演化行為，10000幀拍攝時間為4s。在可視段后垂直布置了一個LED光源為攝像機提供均勻的光源背景。鏡頭距離蒸汽射流氣羽420mm，在進行對焦后獲得清晰的射流氣羽圖像。原始射流氣羽圖像的面積為42.6×21.3mm2，對應的分辨率為512像素×256像素。同時采用8mm外徑的噴嘴，在射流氣羽的瞬態圖像里對應96個像素點，因此計算得到一個像素對應的真實長度為0.08333mm。

數據采集系統主要包含溫度、壓力、質量流量及聲壓數據的采集。其中溫度通過量程為0～200℃、精度為±0.25℃的K型熱電偶測量。壓力通過量程為0～5bar、精度為±0.1%的凱勒壓力傳感器測量。溫度、壓力及流量均通過LabView數據采集單元，采樣頻率為5000Hz，其中溫度信號通過NI 9212模塊采集，壓力及流量信號通過NI 9253模塊采集。此外，聲壓信號通過安裝在壁面上的高頻響水聽器（Bamp;K，8103-D-100，丹麥）測量，通過3052-A-030模塊采集，采樣頻率為65.5kHz。由于溫度、壓力等數據與聲壓數據分別通過不同采集軟件采集，因此采用觸發器實現溫度、壓力及流量數據與聲壓數據的同步采集。實驗參數設置見表1。

蒸汽入口壓力、溫度與蒸汽質量流速的對應關系見表2，噴嘴內徑固定時，在一定的蒸汽入口壓力和溫度下，蒸汽質量流速近乎確定。將蒸汽質量流速作為本文的主要自變量，相當于考慮了蒸汽入口壓力及溫度對實驗結果的影響。

1.2 數字圖像處理技術

利用數字圖像處理技術對原始氣羽圖像進行圖像處理，如圖3所示，主要包括中值濾波、圖像填充及邊緣檢測等方法。采用Otsu閾值分割方法，按照圖像的灰度特性，通過調整合適的閾值將真彩色圖像從灰度模式轉換為二值模式，如圖3（b）所示。由于參考背景與蒸汽射流氣羽的灰度值差異較大，因此文中沒有考慮參考背景對圖像處理結果的影響。為提高圖像質量，采用大小為7×7像素的滑移窗口的中值濾波器消除圖片噪聲，如圖3（c）所示。在此基礎上，提取出感興趣的射流氣羽區域，如圖3（d）所示。隨后通過Cannon邊緣檢測技術提取氣羽界面，如圖3（e）所示。最后建立坐標系如圖3（f）所示。

本文分別定義聲壓振蕩強度為P、軸向界面振蕩強度為L、上半部徑向界面振蕩為Rupper、下半部徑向界面振蕩為Rlower。

將射流的周長線性化，分為上下兩部分，即每個z坐標位置只允許有一個界面徑向位置。每個z坐標位置對應的界面徑向位置Rupper，z和Rlower，z可通過如下公式計算得到

Rupper，z=kiRupper，z，i（1）

Rlower，z=kiRlower，z，i（2）

式中：ki為圖像實際尺寸與其像素的比值，本文中ki=0.08333mm/像素。Rupper，z，i和Rlower，z，i為從中心線到射流上、下界面徑向位置的像素之和。

射流氣羽的軸向位置L即射流噴射長度可由下式計算得到

L=kiLi（3）

式中，Li是射流邊界最長軸線的像素之和。

2 結果與討論

2.1 蒸汽射流凝結的界面演化行為及聲壓特性

射流界面的時空演化受多種因素，例如蒸汽質量流速、過冷水溫度等［21-23］的影響。借鑒Xu等［9］在流型劃分上的經驗，依據不同凝結流型下蒸汽射流氣羽的形貌以及相應流型下聲壓的概率密度函數（PDF）分布差異，本文基于蒸汽質量流速將凝結流型劃分為3類。當Gs為 50～100kg·m－2·s－1時，出現間歇凝結流型。在間歇凝結流型下，在供汽和冷凝的耦合影響下，射流氣羽間歇性地進出噴嘴出口，其聲壓的PDF分布為明顯的左偏單峰分布。當Gs為150～200kg·m－2·s－1時，出現界面振蕩凝結流型。在界面振蕩流型下，蒸汽持續從噴嘴噴出，與噴嘴直徑相當的帽狀氣泡不斷從氣羽尾部脫落。該流型下的聲壓曲線為振幅較大的正弦波動形式，其聲壓的PDF呈雙峰分布。當Gs為250～600kg·m－2·s－1時，出現穩定凝結流型。在穩定流型下，射流氣羽可以保持一個幾乎穩定的界面，聲壓波動幅度小，其PDF分布為0kPa附近的對稱單峰分布。當Gs為100～150kg·m－2·s－1時，凝結流型從間歇振蕩流型向界面振蕩流型轉變。當Gs為250kg·m－2·s－1時，凝結流型從界面振蕩逐漸轉變為穩定流型。

典型凝結流型下的界面行為及聲壓特性，如圖4所示。在間歇凝結流型下，在供汽和冷凝的耦合影響下，射流氣羽間歇性地進出噴嘴出口，其界面演化曲線如圖4（a）所示，氣羽界面的軸向振蕩幅度為0～1.98de，其平均長度為0.47de。統計了z為0.19de的徑向界面振蕩，可以看出：上半部氣羽的徑向界面振蕩在0～0.65de范圍內，其平均長度為0.13de；氣羽上部界面的徑向振蕩為0～0.94de，平均長度為0.26de；氣羽下部界面的徑向振蕩為－0.5de～0de，平均長度為－0.42de；氣羽的上、下界面的徑向振蕩產生明顯差異是由于過冷水對氣羽的縱向沖擊，同時界面振蕩長時間為0是過冷水流入噴嘴的結果。如圖4（b）所示，由于過冷水突然進入噴嘴導致極低的聲壓負峰產生。此后，在氣羽生長期聲壓振蕩幅度逐漸減小。該流型下聲壓振蕩的PDF在0kPa附近呈現出明顯的左偏單峰分布，如圖5（a）、5（b）所示。根據Xu等［8］的擬合模型，聲壓振蕩可以通過漸近分段的廣義曲線擬合模型，即GCAS模型精確地擬合，其氣羽界面的軸向振蕩的PDF分布也可通過GCAS模型精確擬合，如表3所示。

當供汽速率大于蒸汽冷凝速率，但不足以保持相對穩定的兩相界面時，出現界面振蕩凝結流型。在該流型下，噴嘴出口形成帽狀氣泡。從噴嘴出口到射流末端的長度一般在噴嘴的內徑范圍內。如圖4（c）所示，界面振蕩流型的氣羽界面軸向振蕩幅度為0～2.74de，其平均長度為0.78de。氣羽上部界面的徑向振蕩為0～0.94de，平均長度為0.31de。氣羽下部界面的徑向振蕩為－0.98de～0de，平均長度為－0.42de。同時其聲壓波動呈近似正弦曲線，如圖4（d）所示。在界面振蕩流型下聲壓振蕩的PDF呈現出雙峰分布，可通過Pseudo-Voigt 模型，即PVoigt1模型擬合，其峰值較間歇流型較低，表明界面振蕩流型的聲壓振蕩強度高于間歇流型。根據表3所示，氣羽界面的軸向振蕩的PDF分布也可通過PsdVoigt1模型精確擬合。

當蒸汽質量流速較高且過冷水的過冷度較高時，射流氣羽可以保持一個幾乎穩定的界面，而不會有大氣泡從界面脫落，將該凝結狀態定義為穩定流型。在該流型下，射流氣羽后為一個兩相區。小的蒸汽泡不斷地從氣羽尾部落下，與過冷水均勻混合，最終在距離噴嘴出口較遠的地方凝結并完全湮滅。如圖4（e）所示，該凝結流型下氣羽界面的軸向振蕩幅度為1.65de～3.05de，其平均長度為2.21de。z為0.19de處上半部氣羽的徑向界面振蕩在0.39de～0.44de范圍內，其平均長度為0.42de。氣羽上部界面的徑向振蕩為0～0.94de，平均長度為0.26de。氣羽下部界面的徑向振蕩為－0.55de～－0.50de，平均長度為－0.52de。表明射流界面的軸向及徑向振蕩較其余兩種凝結流型最為穩定。同時穩定流型下聲壓振蕩幅度最低，其PDF分布為0kPa附近的對稱單峰分布，其峰值遠高于其他兩個凝結流型。該流型下聲壓及界面的PDF都可通過PearsonⅦ模型精確擬合，如圖5所示。

2.2 界面及聲壓振蕩隨蒸汽質量流速的變化

圖6給出了氣羽的徑向、軸向界面振蕩強度及聲壓振蕩強度隨蒸汽質量流速的變化。Rew=29974， Tw=30℃， Pw=145kPa。通常情況下，采用物理量的標準差、平均值、最大值及最小值來衡量物理量的振蕩強度，標準差可用于數據集離散程度的描述。為消除氣羽徑向、軸向平均長度的影響，定義無量綱徑向界面振蕩R·R－1m及無量綱軸向界面振蕩L·L－1m，其中Rm代表氣羽上部、下部界面的平均直徑，Lm代表氣羽軸向界面平均長度。

隨著蒸汽質量流速Gs的增加，聲壓振蕩強度P呈現先上升后快速下降的趨勢。在Gs為250kg·m－2·s－1后，降速放緩。當Gs為50～100kg·m－2·s－1時，凝結流型處在間歇凝結流型內，隨著Gs的增大，P呈現緩慢增大趨勢，這是由于在低Gs時的P主要受噴嘴內外壓差的影響，是流體動力學壓差主導控制的現象。當Gs為150～200kg·m－2·s－1時，處在界面振蕩流型內，隨著Gs的增大P快速下降，但在界面振蕩流型內的P整體高于間歇凝結流型。繼續增大Gs至穩定流型，此時P快速衰減至極低水平。無量綱徑向界面振蕩R·R－1m及無量綱軸向界面振蕩L·L－1m與P隨Gs的變化規律類似。

統計學通常利用相關系數來描述物理量間的相關程度。因此，本文采用相關系數定量分析氣羽徑向、軸向界面振蕩及聲壓振蕩間的關系，結果見表4。射流聲壓振蕩強度與界面振蕩強度之間呈強相關性，與無量綱界面軸向振蕩L·L－1m的相關系數最高為0.97，與無量綱下界面徑向振蕩Rlower·R－1m的相關系數次之，與無量綱上界面徑向振蕩Rupper·R－1m的相關系數最低為0.89，但也處在強相關性的范圍內。界面的軸向振蕩與徑向振蕩間也體現為強相關性，相關系數不低于0.96。

2.3 蒸汽射流噴射長度預測模型

射流噴射長度是熱工系統設備結構設計的重要依據，如蒸汽噴射器中擴散通道的長度。因此，定量描述蒸汽氣羽的形狀和尺寸對于工業應用有十分重要的意義［24-25］。由前所述，無量綱蒸汽噴射長度Lm與聲壓振蕩強度P表現出極強相關性。根據文獻［9］研究結果，蒸汽質量流速對蒸汽噴射長度也有重要影響作用。因此考慮聲壓振蕩強度及蒸汽質量流速兩個關鍵參數，利用rational Taylor非線性曲面擬合模型，建立了無量綱蒸汽噴射長度Lm的預測關聯式

Lm=（－4.32+6.56（Gs/Gm）+61.04（P/Pw）－

157.78（P/Pw）2－27.63（Gs/Gm）（P/Pw））/（1+

1.27（Gs/Gm）+17.39（P/Pw）－0.21（Gs/Gm）2－

25.37（P/Pw）2－8.35（Gs/Gm）（P/Pw））（4）

式中：Gm為標準蒸汽質量流速，275kg/m2s；Pw為過冷水壓力，0.145MPa。同時，Gs/Gm在0.18～2.18的范圍內，而P/Pw在0.01～0.18的范圍內，Lm在0.47～3.67的范圍內。預測曲面如圖7（a）所示，藍色小球代表實驗測得的射流噴射長度。預測誤差如圖7（b）所示，射流噴射長度Lm的大部分實驗數據與預測值的誤差在±1%的范圍內，預測值也處在0.47～3.67的范圍內。

3 結 論

本文采用高速攝像機與高頻水聽器，捕捉了射流界面的演化及其誘導的聲壓。主要分析了間歇振蕩、界面振蕩及穩定流型下射流界面與聲壓振蕩特性及其內在關聯，得出的主要結論如下。

（1） 獲得了3種典型凝結流型下的界面演化及聲壓特性，通過PDF分析發現，聲壓分布在間歇流型下呈左偏單峰分布，在界面振蕩流型下呈雙峰分布，而在穩定流型下呈對稱單峰分布。

（2） 描述了界面振蕩強度及聲壓振蕩強度隨蒸汽質量流速的變化規律。隨蒸汽質量流速升高，無量綱徑向、軸向界面振蕩強度及聲壓振蕩強度整體呈下降趨勢，界面振蕩與聲壓振蕩之間具有強相關性。

（3） 建立了引入聲壓參數的無量綱射流噴射長度的預測模型，預測值與實驗值的誤差在±1%內。通過對界面及聲壓振蕩的概率密度分布及相關系數的定量分析，可知蒸汽射流凝結的聲壓振蕩是由其界面振蕩引起的。

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（編輯 武紅江）