摘要：對三分螺旋折流板換熱器和對比方案弓形折流板換熱器的傳熱和壓降性能進行實驗測試,其中,三分螺旋折流板換熱器包括傾斜角分別為10°,15°,20°的扇形折流板,傾斜角為15°的橢圓折流板和傾斜角為20°的扇形搭接折流板5種方案.實驗結果表明,20°傾斜角扇形折流板方案的殼側換熱系數最高且壓降較低;折流板軸向搭接方案并不合理;當量螺旋角對換熱器的性能起決定作用.根據實驗數據擬合出含有傾斜角修正因子的三分螺旋折流板換熱器殼側換熱系數的關聯式,所計算的10°,15°和20°扇形折流板方案的數值與實驗值相比誤差大多小于±10%.    

    關鍵詞:螺旋折流板換熱器;三分螺旋折流板;傾斜角;當量螺旋角;性能實驗  

   中圖分類號: TK124　　文獻標志碼: A　　文章編號:1001-0505(2010)01-0149-05    

    由于傳統弓形折流板管殼式換熱器存在流動死區、傳熱系數較低、流動壓降較大、容易產生誘導振動等缺點, Lutcha等發明了一種新型管束支撐方案[1]———1/4螺旋折流板換熱器.理論與實驗研究[2-9]基本確認了此類螺旋折流板換熱器具有較高的傳熱系數,可消除殼程流動死區,降低殼程流動壓力損失,有效抑制污垢的形成,以及抑制管束的振動破壞等優良性能.    

    1/4螺旋折流板方案比較適合于正方形排列布管的方案,但是管殼式換熱器中大量使用的是最為緊湊的正三角形排列布置的管束,而在傾斜的1/4扇形折流板上進行正三角形排列布管時由于折流板形狀與布管區域不匹配,因而設計和加工制造比較困難,影響了此類換熱器的普及應用.針對這一缺陷文獻[10-11]提出了三分螺旋折流板管殼式換熱器方案,將圓筒截面分成三等分,每塊折流板的投影占據120°夾角,折流板的2條直邊可布置在正三角形排列管束的相鄰管排之間.確定兩側換熱系數是換熱器傳熱設計的重要內容.管內側對流換熱系數采用經典的DittuBoelter公式已被廣泛認同,而殼側換熱系數的計算對于弓形折流板式換熱器有科恩(Kern)、多諾霍(Donohue)等方法[12];而對于螺旋折流板換熱器相關的討論還不多,本文根據實驗數據擬合出相應的殼側換熱系數關聯式.    

    1　試驗裝置    

    實驗系統流程見圖1,實驗時以質量分數20%的乙二醇水溶液為加熱流體(走管程),導熱油為冷卻流體(走殼程).油在試驗件中被加熱后引入板翅式換熱器由風洞冷卻,通過變頻器調節風機流量來控制進油溫度.主要測量儀器及設備有:質量流量計、鉑電阻溫度計、差壓變送器和安捷倫公司生產的34970A數據采集儀,并以美國NI公司的LABVIEW軟件平臺編制程序實施操作,測量數據每10s巡讀一遍.圖2為現場布置示意圖.    

                 

    三分螺旋折流板和弓形折流板管殼式換熱器管束及折流板的布置見圖3.三分螺旋折流板換熱器布管方案有分區布管(見圖3(a))和折流板周向重疊布管(見圖3(b))2種.前者的優點是可以利用相鄰分隔區域之間的間隔在兩端封頭中布置分隔板,形成比偶數管程更接近逆流傳熱的三管程管內流動;后者的優點是相鄰折流板的2條直邊周向重疊穿過同一排管子,不僅解決了在整體均勻排列管束條件下的折流板對稱布置問題,而且提高了管束的剛性,并可減少相鄰折流板形成的三角區的逆向泄漏.換熱器管束布置圖見圖3(c),管子數目為三分螺旋折流板方案48根,弓形折流板方案49根.

                  

    試驗件換熱器的殼體為公用,芯子可更換,管程和殼程都是單程,逆流布置.換熱器殼體內徑126mm,管子10mm×1mm×1 196mm,折流板外徑123mm,相鄰管子中心距為15mm.在70和60℃的進水溫度與40和30℃的進油溫度下進行正交排列試驗.試驗時熱水側(20%的乙二醇水溶液)閥門開度不調節,保持相對恒定的流量,以維持管內側換熱系數基本不變.

    螺旋折流板按照裁剪方法可分為橢圓和扇形2種[11].分別對10°,15°,20°傾斜角的扇形、20°傾斜角的扇形搭接、15°傾斜角的橢圓三分螺旋折流板換熱器及弓形折流板換熱器共6種方案進行實驗及性能對比.

    2　試驗結果及分析

    2·1　實驗數據

    實驗測試采集的數據主要是兩側流體的質量流量、體積流量、進出口溫度和壓差.根據得到的冷熱流體兩側換熱量Q1,Q2和逆流對數平均溫差Δtm,求得總體傳熱系數K為

                  

    式中,di和do分別為管子的內徑與外徑;λw和λ分別為乙二醇水溶液和管子材料的導熱系數.由于是新換熱器,可不計污垢熱阻,只需扣除管壁熱阻而由于hw ho,由此求得的殼側的換熱系數ho值精度較高.

    在熱水(20%乙二醇水溶液)進口溫度t,i w為70℃、導熱油進口溫度t,i o為30℃的條件下,按照所用螺旋折流板的不同對6種實驗方案(方案1為弓形折流板,方案2為10°傾斜角扇形折流板,方案為15°傾斜角橢圓折流板,方案4為15°傾斜角扇形折流板,方案5為20°傾斜角扇形搭接折流板方案6為20°傾斜角扇形折流板)進行實驗.圖4分別顯示了6種方案的總體傳熱系數K、殼側換熱系數ho、殼側壓降Δpo和ho/Δpo1/3指標隨殼側油流量Go的變化關系,其中,殼側壓差po等于油側壓差減去進出口接管段的局部阻力損失由圖4可見,在實驗范圍內方案6的性能最好,它不僅阻力較低,而且無論是換熱系數值還是綜合性能指標值都比較高,其綜合性能指標hoΔpo1/3比方案1的數值平均高約26%;而方案2的換熱系數較低且壓降較高,其綜合性能指標值在某些條件下甚至不如方案1,這證實了在一定范圍內螺旋折流板換熱器的傾斜角增大時換熱系數隨之增大,阻力降低,ho/Δpo1/3指標增大的觀點.結果顯示,方案5與方案6相比,無論是換熱系數值還是

    綜合性能指標值都有所降低,由此證實了軸向搭接方案并不合理的觀點[10].

                 

    2·2　當量螺旋角

    從方案5與螺距相仿的方案4的性能大致相當,以及相同傾斜角的方案4比螺距較小的方案3的性能更好的實驗結果可以看出,對換熱器的性能起決定作用的不是傾斜角而是相對螺距.由此提出當量螺旋角的概念.

    大多數文獻將螺旋角等同于傾斜角,螺旋角原本是根據連續螺旋體而定義的,傾斜角是針對非連續螺旋折流板的.從描述流體的螺旋流動總趨勢的角度,定義非連續螺旋折流板換熱器的當量螺旋角α為:在相同螺距下連續螺旋折流板外徑處的傾斜角度,即

                  

    式中,Hs為螺旋折流板螺距;D為折流板外徑.由于傾斜角β等于α的非連續螺旋折流板方案在相鄰折流板外徑連續相接的條件下,其螺距較螺旋角為α的連續螺旋折流板的螺距小,故非連續螺旋折流板的當量螺旋角α小于其傾斜角β.式(4)也可用于計算相鄰折流板軸向搭接后的當量螺旋角.采用搭接方案后,由于螺距減小,其當量螺旋角也將變小.由于實驗結果表明,橢圓折流板方案和折流板軸向搭接方案都不如相同傾斜角下軸向不搭接的扇形折流板方案,因此以下討論中將此兩者摒棄,不予考慮.因而對于三分或1/4扇形折流板方案,傾斜角與當量螺旋角就是一一對應的.試驗件的當量螺旋角等結構參數見表1.

               

    國內外有許多文獻討論了傾斜角(大多稱為螺旋角,但實際是指傾斜角)大小的影響[1-8,13-14],主流觀點認為以單位壓降的殼側換熱系數為指標所確定的最佳傾斜角約為40°左右[1-3,8].

    2·3　殼側對流換熱系數

    弓形折流板管殼式換熱器殼側的特征長度有多種選取方式[12,15],根據螺旋折流板管殼式換熱器殼側的流動屬于橫掠管束的特點,特征長度取為管子外徑do.

    無相變時殼程湍流換熱系數的計算主要有Donohue方法、Kern方法和Bell方法等[12],Dono-hue方法表達式為

                  

    式中,Sc為熱交換器中心線或距中心線最近的管排上最小流道面積;Sb為折流板圓缺部分的流道面積.將弓形折流板換熱器方案殼側Nu數實驗值與Donohue方法計算值進行對比,見圖5,其中Nuexp表示實驗值,NuD表示Donohue方法計算值.

                  

    式中,Ds為殼體內徑;n為折流板對稱線處的管子數目;特征長度采用管子外徑do.由圖6可見,按式(7)的計算值與實驗值誤差大多在±10%以內,符合工程精度的要求.同時式(7)的形式為如三分折流板還是1/4折流板、周向重疊程度、管束正三角形排列還是正方形排列、間隙泄漏的影響等的修正提供了基礎.

                

    3　結論

    1)三分螺旋折流板換熱器比1/4螺旋折流板換熱器更適合于正三角形布管排列的場合.從管內走換熱系數較高的熱流體(20%乙二醇水溶液)和殼側走換熱系數較低的冷流體(導熱油)的實驗方式能夠較準確地獲得殼側換熱系數的實驗值,從而為擬合較準確的殼側換熱系數公式奠定基礎.

    2)實驗數據表明,當量螺旋角可作為描述非連續螺旋折流板內流體總體運動狀態的指標.在一定范圍內,相對螺距較大即當量螺旋角較大的方案,其換熱性能較高,阻力較小;軸向搭接減小了螺距和當量螺旋角,因而其性能不如相同傾斜角的不搭接方案;在相同的傾斜角下,扇形折流板方案的當量螺旋角比螺距較小的橢圓折流板方案的大,其性能亦明顯優于后者.

    3)螺旋折流板管殼式換熱器殼側的特征長度采用管子外徑.根據實驗數據擬合出的考慮了最佳傾斜角因素的螺旋折流板換熱器殼側換熱系數的關聯式的計算值與實驗值誤差大多在±10%以內.