倒齒螺旋翅片管束換熱及阻力特性試驗研究

賀吉濤，史躍崗，劉 丹，劉天笑，林貞宇,周 昊，王子安

(1.中油(新疆)石油工程有限公司，新疆 克拉瑪依 834000；2.杭州鍋爐集團股份有限公司，浙江 杭州 310021；3.浙江大學能源清潔利用國家重點實驗室，浙江 杭州 310027； 4.上海儀器儀表自控系統檢驗測試所有限公司，上海 200233)

0 引言

螺旋翅片管束因其傳熱面積大、換熱效率高、結構緊湊等優勢，被廣泛應用于余熱回收[1]領域。為了進一步提高換熱器的效率和結構緊湊度，從而降低成本，研究者對螺旋翅片管束進行了各方面的優化研究。李志敏等[2]通過試驗，研究了不同管束排布參數對螺旋翅片管換熱特性和阻力特性的強化效果。在傳統螺旋翅片管結構的基礎上，研究者提出了齒形結構螺旋翅片管，并對其開展研究[3-5]。卓寧等[6]研究了管排數對于平齒螺旋翅片管傳熱性能的影響，并發現其傳熱性能比傳統螺旋翅片管高11.6%～11.8%。Kawaguchi等[7]通過試驗研究，比較了齒形螺旋翅片管與連續螺旋翅片管的性能特點，指出當翅片螺距足夠大時，連續形翅片管束的性能特征明顯弱于齒形翅片管束。馬有福等[8-10]采用試驗方法，研究了不同翅片螺距、管束排布結構下，鋸齒螺旋翅片換熱器的特性。研究結果表明，換熱管束綜合性能隨著翅片螺距和橫向節距的增大而增大，而縱向節距則存在一個使得綜合性能最佳的最優值。Anoop等[11]認為齒形翅片管的顯性傳熱系數隨著翅片間距增大、翅片高度降低及翅片厚度的升高而增大。王學剛等[12]通過數值模擬和模化試驗相結合的方法，指出當翅片螺距為6.35 mm時，折齒型螺旋翅片管束的性能最優。曹雅文等[13]的研究結果顯示：管束橫向間距對折齒型螺旋翅片管換熱的影響效果強于縱向間距，但兩者影響均不強。上述研究主要集中在翅片結構和管束排布。Pongsoi[14]、羅亮[15]等指出，除了翅片結構和管束排布外，操作條件也是影響管束換熱及阻力特性的重要因素之一。

目前，對于齒形結構的研究已相對成熟，但對倒齒形結構的研究還未有報道。因此，本文主要通過試驗，研究了不同入口煙溫、煙氣流速和水流速下倒齒形螺旋翅片管的換熱及阻力特性，為工程實際應用提供參考。

1 試驗裝置和測量

試驗以高溫煙氣和循環冷卻水作為換熱工質。整個試驗系統包括熱風爐、引風機、換熱器測試段、水泵、恒溫水箱、調溫水箱和數據測試采集系統。

熱風爐燃燒柴油產生的煙氣作為翅側換熱煙氣，通過調節熱風爐控制煙氣溫度達到目標值。為了提高測試段入口處煙氣流場的均勻度，在換熱器入口前端煙道內布置了用于整流的導流板和格柵網。

利用試驗余熱階段熱風爐產生的高溫煙氣，將換熱管內的冷卻水加熱到目標溫度附近。待入口水溫達到目標值后，換熱器出口的部分熱水被排出，同時向調溫水箱添加冷卻水，使入口水溫穩定在目標值附近。試驗時，冷卻水入口溫度控制在煙氣露點溫度之上，可避免由于管壁溫度過低造成煙氣中水分在翅片管表面冷凝，從而影響試驗測試。本文主要測試煙氣溫度、煙氣流速和冷卻水流速對管束換熱及阻力特性的影響。

試驗系統結構如圖1所示。

圖1 試驗系統結構Fig.1 Experimental system structure

試驗操作條件如表1所示。

表1 試驗操作條件

翅片管結構如圖2所示。

圖2 翅片管結構示意圖Fig.2 Schematic diagram of finned-tube structure

煙氣進出口溫度和循環冷卻水進出口溫度均由校準后的K型熱電偶測量。煙氣流量由校準后的靠背管測得的動壓經公式計算得出。靠背管動壓和換熱器壓降均由testo435多功能測量儀獲取。煙氣中水分體積分數及煙氣成分分別由便攜式煙氣水分儀和煙氣分析儀測量。冷卻水流速由西尼爾渦街流量計獲得。

本文研究對象是翅片螺距為6.35 mm的倒齒螺旋翅片管束，共布置10排(煙氣流向)×8.5排(垂直煙氣方向)排管。其中，0.5排管是用模擬管箱內翅側氣流的流動，并不參與換熱。管束排布煙氣流向間距為71 mm，垂直煙氣方向間距為83 mm。翅片高16 mm，齒高10.92 mm。每個倒齒先徑向偏折一定角度，再每間隔一個按一定角度傾倒。翅片厚度為0.8 mm，寬為3.97 mm。

2 數據處理

試驗中，煙氣側放熱量Qgas和管內冷卻水吸熱量Qw由測量的煙氣和水的質量流量及進、出口溫度變化計算獲得，如式(1)和式(2)所示：

Qgas=mgasCp,gas(Tg,in-Tg.out)

(1)

Qw=mwCp,w(Tw,in-Tw,out)

(2)

式中：mgas為測量的煙氣質量流量；mw為測量的水質量流量；Cp,gas為煙氣的等壓比熱容；Cp,w為水的等壓比熱容；Tg,in、Tg,out分別為煙氣的進出口溫度；Tw,in、Tw,out分別為水的進、出口溫度。

根據傳熱計算的基本方程式計算總的傳熱系數K，如式(3)所示：

(3)

式中：A為煙氣側的總換熱面積；L為按逆流方式計算的對數平均溫差。

將K代入翅側傳熱公式，可得煙氣側對流傳熱系數ho，如式(4)所示：

(4)

式中：Ai為管內換熱面積；Af為翅片面積；At為光管面積；A=Af+At；do、di分別為基管的外徑和內徑；Nt、Nl分別為橫向管排數和縱向管排數；Lt為換熱管長度；kt為管壁導熱系數；η為翅片效率。(由Gardner[16]經驗式和Weierman[17]修正式計算獲得)；hi為管內冷卻水的對流換熱系數，由于管內是雷諾數(Re)大于104的完全湍流，因此采用Gnielinski[18]半經驗公式計算。

單排管壓降損失歐拉數(Eu)由式(5)計算獲得：

(5)

式中：ΔP為測得的換熱器的總壓降；mgas為管束間最小流通截面處的煙氣質量流量；ρ為進、出口煙氣平均溫度下煙氣的密度。

當操作條件穩定后開始記錄數據。每10 s記錄一個數據點，至少記錄60個數據點。每組試驗第一個工況均至少重復三次，以確保試驗的重復性。數據處理時，定性尺寸和定性溫度分別取基管外徑和換熱器測試段進出口煙氣平均溫度。煙氣熱物性由測得的煙氣成分及煙氣平均溫度通過煙氣物性直接計算公式[19]獲得，循環冷卻水的物性根據測得的進出口水溫平均值利用標準[20]計算獲得。通過Moffat[21]方法間接計算出總換熱量、總傳熱系數、努賽爾數(Nu)和歐拉數(Eu)的最大不確定度分別為2.19%、3.37%、3.91%和2.66%。

3 試驗結果分析與討論

3.1 入口煙氣溫度對倒齒翅片管束和阻力特性的影響

試驗給出了相同進水流速(vw,in=0.6 m/s)、不同入口煙溫(Tw,in=50 ℃)下煙氣橫掠錯列布置倒齒螺旋翅片管總換熱量、總傳熱系數、Nu和Eu隨Re變化的情況。不同入口煙溫下，總換熱量、總傳熱系數和Nu隨Re變化情況分別如圖3～圖5所示。

圖3 不同入口煙溫下總換熱量隨Re變化情況Fig.3 Variation of total heat transfer rate with Reat different inlet gas temperature

圖4 不同入口煙溫下總傳熱系數隨Re變化情況Fig.4 Variation of total heat transfer coefficient factor with Reat different inlet gas temperature

圖5 不同入口煙溫下Nu隨Re變化情況Fig.5 Variation of Nu with Re at different inlet gas temperature

由圖3可知，在相同Re、冷卻水流速和入口溫度(vw,in=0.6 m/s,Tw,in=50 ℃)下，當入口煙溫從250 ℃升高到350 ℃時，總換熱量增大了170 kW左右。保持其他參數條件一致，入口煙氣溫度為350 ℃和300 ℃時，總換熱量相比250 ℃時的總換熱量分別提高了34%和64%左右。入口煙氣溫度的升高對于總傳熱量有強化作用，且強化作用隨著溫度升高而微降。文獻[22]提到的強化傳熱的基本途徑之一便是增大溫差。但是這種方法增大了能源利用的不可逆性，在使用時還需慎重考慮。

由圖4可知，總傳熱系數隨著入口煙氣溫度的升高而增大，但總的影響效果較小，且這種增長趨勢隨著溫度的升高逐漸減小。

由圖5可知，當入口煙溫為300 ℃時，煙氣側的Nu最大，對流換熱效果最佳。這主要是因為由圖4可知，300 ℃和350 ℃的煙氣總傳熱系數均高于250 ℃且大小接近，在保證其他參數一致的情況下，煙氣側對流換熱系數趨勢與總傳熱系數一致，與煙氣側對流換熱系數成正比、與煙氣導熱系數成反比，煙氣導熱系數隨著入口煙氣溫度升高而增大[19]。因此，300 ℃入口煙溫下的最大。不同煙氣溫度下(vw,in=0.6 m/s,Tw,in=50 ℃)，Nu隨Re的變化情況如圖6所示。

圖6 不同入口煙溫下Eu隨Re變化情況Fig.6 Variation of Eu with Re at different inlet gas temperature

從圖6可以看出，Eu隨著煙氣溫度的升高變化不大。這主要是因為煙氣溫度的變化改變了煙氣的物理性質。雖然煙氣溫度升高使得煙氣運動粘度增大從而增大流動阻力，但是煙氣密度隨著煙氣溫度的升高而變小，煙氣與翅片表面摩擦阻力的減小使得煙氣流動阻力降低，在兩者相互作用下煙氣溫度對流動阻力的影響不大。

3.2 煙氣流速對倒齒翅片管束和阻力特性的影響

在Tg,in=300 ℃、vw,in=0.6 m/s、Tw,in=50 ℃情況下，換熱器壓降與Nu隨最小流通截面流速變化情況如圖7所示。

圖7 換熱器壓降與Nu隨最小流通截面流速變化情況Fig.7 Variation of the pressure drop and Nu with flow velocityof the minimum flow cross section

從圖7中可以看出，Nu隨著管間流速的增大而增大，當煙氣流速由8 m/s增大到16 m/s時，Nu增大了40.5%左右，說明隨著煙氣流速的增大，換熱得到了強化。這主要是因為煙氣流速增大后，能夠改變管間流動狀態，提高煙氣流動的湍流脈動程度，從而提高了管束換熱能力。倒齒螺旋換熱管束的總壓降隨著最小流通截面煙氣流速的增大而增大。這是因為流速增大后，流體的擾動程度增大，使得煙氣流動阻力增大。

3.3 冷卻水流速對倒齒翅片管束換熱和阻力特性的影響

為了比較冷卻水流量對倒齒螺旋翅片管束性能的影響，本文參考實際余熱鍋爐冷卻水管內流速0.5～0.6 m/s為變量范圍。不同冷卻水流速下總換熱量、總傳熱系數和Nu隨Re變化情況分別如圖8～圖10所示。

圖8 不同冷卻水流速下總換熱量隨Re變化情況Fig.8 Variation of total heat transfer rate with Re atdifferent cooling water flow rate

圖9 不同冷卻水流速下總傳熱系數隨Re變化情況Fig.9 Variation of total heat transfer coefficient factor with Reat different cooling water flow rate

圖10 不同冷卻水流速下Nu隨Re變化情況Fig.10 Variation of Nu with Re at different cooling water flow rate

當管內冷卻水流速由0.5 m/s增大至0.6 m/s，管束總換熱量、總傳熱系數和Nu分別增大了2.9%、3.7%和1.7%。這是因為隨著冷卻水流速增大，冷卻水在管內停留時間減小，通過管壁和翅片與管外熱煙氣換熱時間減少，冷卻水升溫程度降低，增大了冷卻水與煙氣間的溫差，從而強化了換熱。

當Tw,in=50 ℃、Tg,in=300 ℃時，不同冷卻水流速下Eu隨Re變化情況如圖11所示。從圖11可以看出，在本文研究范圍內，冷卻水流量對于倒齒螺旋翅片管束的阻力特性影響很小。

圖11 不同冷卻水流速下Eu隨Re變化情況Fig.11 Variation of Eu with Re at different cooling water flow rate

4 結論

本文通過試驗，研究了操作條件對錯列布置的倒齒形螺旋翅片管換熱和阻力的影響規律，得出了如下結論。

①在Re=6 500～14 000范圍內，保持其他參數不變，煙氣溫度從250 ℃升高到350 ℃，倒齒總換熱量提高了64%左右。這主要是因為增大了換熱溫差。煙氣溫度升高對倒齒的總換熱系數和Nu影響不大。煙氣溫度對于倒齒的流動阻力影響不大。

②在管間流速為8～16 m/s范圍內，保持其他參數不變，煙氣的Nu和壓降均隨著煙氣流速的增大而增大。這主要是因為煙氣流速增大后能強化流體的擾動程度，從而強化換熱和增大阻力。

③在Re=7 000～14 000范圍內，保持其他參數不變，冷卻水流量增大有利于強化倒齒翅片管的換熱，管束總換熱量、總傳熱系數和Nu分別增大了2.9%、3.7%和1.7%，流量改變對于管束的阻力影響很小，可以忽略不計。

④本研究得出的操作條件對倒齒形換熱器換熱和阻力特性影響的結果可供相關工程應用作參考。