盤彩美， 王文昊， 崔曉鈺， 王曉占，

（1.上海通用五菱汽車股份有限公司采購及供應(yīng)鏈管理中心，柳州 545007；2.上海理工大學(xué)能源與動(dòng)力工程學(xué)院，上海 200093）

同軸換熱器是套管換熱器的一種，與普通套管換熱器相比最大的不同是其內(nèi)管為螺旋槽管，內(nèi)外管之間存在接觸，對(duì)同軸換熱器的研究重點(diǎn)即為對(duì)螺旋槽管的換熱性能進(jìn)行研究.螺旋槽管是一種具有雙面強(qiáng)化效果的管材，該管特殊的螺旋結(jié)構(gòu)導(dǎo)致在汽液混合物中產(chǎn)生渦，渦的擾動(dòng)減小了凝結(jié)膜的厚度，從而提高了換熱效率，降低了壁面溫度.

James等［1］和Witers等［2］以水為介質(zhì)對(duì)單頭和多頭螺旋槽管內(nèi)換熱進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)研究.Vicente等［3］采用水和乙二醇為介質(zhì)在較大的Pr范圍內(nèi)實(shí)驗(yàn)研究了管內(nèi)湍流換熱的情況.Rozzi等［4］采用食物流體對(duì)螺旋槽管內(nèi)的傳熱進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)，證實(shí)在Re為800至過度區(qū)時(shí)管內(nèi)強(qiáng)化效果較為明顯.Aly等［5］實(shí)驗(yàn)研究了在靜止?fàn)顟B(tài)下水蒸氣在豎直和水平螺旋槽內(nèi)的凝結(jié)換熱，指出最大的強(qiáng)化系數(shù)分別為5和3.Zachár等［6］采用數(shù)值計(jì)算研究了盤旋狀態(tài)下單頭螺旋槽管內(nèi)流動(dòng)和傳熱.

在同軸換熱器內(nèi)部一般采用處于盤旋狀態(tài)下的多頭螺旋槽管，本文采用的為6頭螺旋槽管.以上文獻(xiàn)研究的多為單頭螺旋槽管在直管狀態(tài)下的換熱和流動(dòng)，對(duì)于6頭螺旋槽管在盤旋狀態(tài)下的換熱和流動(dòng)研究的在現(xiàn)有的文獻(xiàn)中還很少能檢索到.本文采用實(shí)驗(yàn)的方法對(duì)盤旋狀態(tài)下的螺旋槽管進(jìn)行了管內(nèi)摩擦阻力損失及同軸換熱器整體換熱性能進(jìn)行了研究.

1 實(shí)驗(yàn)介紹

圖1給出了實(shí)驗(yàn)用試件實(shí)物圖，其中圖1（a）為盤旋狀態(tài)下的螺旋槽管，圖1（b）為同軸換熱器，其表面包裹有隔熱材料；圖2給出了螺旋槽管剖面圖，其中P代表螺距，e代表槽深，di代表管內(nèi)徑.比率e／di，e／P及P／di在獲得傳熱和壓降關(guān)聯(lián)式時(shí)具有重要作用，因此這些比率可以看做螺旋槽管的重要參數(shù).表1給出了不同試件的主要參數(shù)、結(jié)構(gòu)形式及在實(shí)驗(yàn)中的作用，其中No.1和No.2結(jié)構(gòu)唯一的不同是螺距，對(duì)此試件試驗(yàn)比較了螺距對(duì)摩擦阻力系數(shù)的影響，對(duì)于No.3實(shí)驗(yàn)研究了同軸換熱器整體換熱性能.

實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)如圖3所示，試件管測(cè)水由實(shí)驗(yàn)臺(tái)供給，當(dāng)試件為No.3時(shí)管外側(cè)水為自來水.冷水機(jī)組和電加熱器聯(lián)合工作，保證試件進(jìn)口水溫為設(shè)定溫度，當(dāng)需要提升試件進(jìn)口水的溫度時(shí)開啟電熱器，電加熱器加熱功率由溫度模糊控制器，根據(jù)電加熱器出口水的溫度反饋信號(hào)控制.當(dāng)需要降低試件進(jìn)口水溫時(shí)，可以降低電加熱器功率，也可以開啟冷水機(jī)組進(jìn)行快速降溫.安裝在板式換熱器和電加熱器之間的變頻泵有效降低了電加熱器的熱惰性，有利于更加精確地控制水的溫度.試件管內(nèi)水的流量分別由電磁三通和變頻泵進(jìn)行粗調(diào)節(jié)和細(xì)調(diào)節(jié).變頻泵、電磁三通以及電加熱器組形成了一個(gè)具有實(shí)際意義的虛擬水箱，該水箱對(duì)穩(wěn)定電加熱器出口水溫至關(guān)重要.

圖1 試件實(shí)物圖Fig.1 Real figure of specimen

圖2.結(jié)構(gòu)示意圖Fig.2 Structure diagram of schematic

表1 試件結(jié)構(gòu)及作用Tab.1 Structure and function of specimen

采用精度為±0.1℃的同康銅熱電偶測(cè)量試件進(jìn)出口水溫和管道壁面溫度，所采集的溫度由配有20通道、精度為±0.1℃的Agilent 34970A采集并顯示.考慮到所采集溫度的精確性，在試件進(jìn)出口位置熱電偶探頭設(shè)置在管道中間.在管道表面，由于螺旋槽管特殊的結(jié)構(gòu)在螺旋槽的底處和頂部均設(shè)有熱電偶，兩者的平均溫度視為所在橫截面的平均壁面溫度.通過試件的流量由精度為0.25%的MFM1081K電磁質(zhì)量流量計(jì)測(cè)量，殼側(cè)水的流量通過人工測(cè)重法獲取.流體通過試件的壓降由精度為0.025%的Rsemount 3051壓差變送器.

在實(shí)驗(yàn)過程中水的溫度和水的流量為變量，保持試件進(jìn)口水的溫度不變，改變水的流量.試件水的流量為分別設(shè)定為2，2.5，3，3.5，4及4.5m3／h，進(jìn)口水溫分別設(shè)定為318，323及333K，Re為3×104～10×104.每組數(shù)據(jù)采集時(shí)都必須保證是經(jīng)過充分長(zhǎng)時(shí)間后已經(jīng)穩(wěn)定的數(shù)據(jù).工況穩(wěn)定后熱平衡小于3%開始采集數(shù)據(jù).在本文實(shí)驗(yàn)中總傳熱系數(shù)的最大不確定度為2.73%，摩擦阻力系數(shù)的最大不確定度為1.06%.

圖3 實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)示意圖Fig.3 Experiment system schemes

2 數(shù)據(jù)處理

換熱量的計(jì)算

根據(jù)傳熱方程式

傳熱系數(shù)

式中，Ai為橫截面積，m2；ΔTm為對(duì)數(shù)平均溫差，K.

式中，Ttin，Ttout為進(jìn)出口壁面溫度，K.

摩擦阻力系數(shù)

式中，Δp為壓降，Pa；u為流速，m／s；L為管的總長(zhǎng)度，m；ρ為密度，kg／m3；dhd為水力直徑，m.

3 結(jié)果與分析

3.1 壓降

f的實(shí)驗(yàn)結(jié)果如圖4所示，由圖可知f隨著Re的增加逐漸減小，由于水溫變化引起的平均Pr的變化對(duì)f影響不明顯.當(dāng)Re增大2倍時(shí)f降低至0.78倍.在Re和進(jìn)口水溫相同時(shí)No.2的f要大于No.1，因此可見減小螺距f上升.忽略Pr變化對(duì)實(shí)驗(yàn)結(jié)果的影響，基于經(jīng)驗(yàn)關(guān)聯(lián)式［7］比較了相同狀況下盤旋螺旋槽管與螺旋管內(nèi)f，結(jié)果如圖5所示.由圖可知相同Re下，螺旋槽管的f是光管f0的4.1～4.9倍，這是由于螺旋槽管特殊的結(jié)構(gòu)導(dǎo)致管內(nèi)流動(dòng)較光管更加復(fù)雜，復(fù)雜的流動(dòng)加劇了流體和流體之間以及流體和壁面之間的摩擦.

圖4 摩擦阻力系數(shù)隨Re的變化Fig.4 Changes of friction resistance coefficient with Re changes

圖5 盤旋螺旋槽管與螺旋光管摩擦阻力系數(shù)［8］比較Fig.5 Friction resistance coefficient comparison between hovering spiral groove tube with commen spiral pipe

3.2 換熱分析

圖6（見下頁）給出了外側(cè)流量不同時(shí)同軸換熱器對(duì)應(yīng)的傳熱系數(shù)隨管內(nèi)Re的變化.由圖可知總的ki隨管內(nèi)Re的增加而增大，根據(jù)圖中趨勢(shì)線可以得出當(dāng)外側(cè)流速uo＝1.04m／s時(shí)，ki的增加速度是管內(nèi)Re的0.0 467倍.當(dāng)外側(cè)流速vo＝1.04m／s時(shí)ki的增加速度較uo＝0.64m／s時(shí)要快，兩者之間的差距也逐漸增大，由此可見當(dāng)Re較大時(shí)增大殼側(cè)水的流量對(duì)整體換熱性能的提升更有利.

圖6 同軸換熱器整體換熱性能Fig.6 Whole heat transfer performance of coaxial heat exchanger

3.3 流場(chǎng)分析

為了對(duì)同軸換熱器內(nèi)外側(cè)流動(dòng)了解得更加深入，采用耦合換熱的方式對(duì)所研究的同軸換熱器進(jìn)行了數(shù)值模擬，采用非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)絡(luò)對(duì)其進(jìn)行網(wǎng)格劃分，97%的網(wǎng)格歪斜率小于0.6，未出現(xiàn)歪斜率大于0.9的網(wǎng)格，整體網(wǎng)格質(zhì)量較好.內(nèi)管和外管壁面處理成耦合壁面，該耦合壁面為內(nèi)管和外管公用壁面，管內(nèi)外能量可以通過該公共壁面進(jìn)行傳遞.以水為介質(zhì)，采用realizable k－ε模型，基于同軸換熱器實(shí)際運(yùn)行工況內(nèi)管出口和外管出口均設(shè)置為壓力出口，壓力均為1 000Pa，進(jìn)口采用速度進(jìn)口，公共壁面設(shè)置為耦合壁面.圖7給出了管內(nèi)和環(huán)形空間橫截面上的速度分布.由圖7（a）可知，流體在內(nèi)管橫截面上形成偏心的渦流，流體具有自凹槽根部經(jīng)中心區(qū)域向另一側(cè)運(yùn)動(dòng)的情況，也就是說流體在管內(nèi)發(fā)生了摻混.流體在盤旋螺旋管內(nèi)總螺旋流動(dòng)增大了流體與壁面及周圍流體的接觸時(shí)間，在一定的流速范圍內(nèi)這將有利于提高管的換熱能力，但同時(shí)也增大了流體的壓降.流體在管內(nèi)的摻混一方面能夠加快流體內(nèi)部熱量的傳遞，有利于換熱；另一方面也增大了壓降.流體在管內(nèi)形成偏心渦流的主要原因是離心力作用的結(jié)果.由圖7（b）可知，流體在環(huán)形空間內(nèi)的流動(dòng)也要受到離心力的作用，但是并沒有發(fā)生偏心流動(dòng)，如圖7（b）所示，這主要是因?yàn)榄h(huán)形空間較小.在環(huán)形空間內(nèi)，管壁附近的流體受螺旋槽道的引導(dǎo)作用發(fā)生了螺旋流動(dòng)，該流動(dòng)增大了流體與管壁及周圍流體的接觸，因此同樣在一定流速范圍內(nèi)有利于強(qiáng)化換熱但也會(huì)增大壓降.

圖7 同軸換熱器管內(nèi)外速度分布Fig.7 Velocity distribution of inside and outside of coaxial heat exchanger tube

圖8給出了同軸換熱器總的傳熱系數(shù)的實(shí)驗(yàn)值與模擬值比較，由圖8可知模擬值隨Re的變化趨勢(shì)與實(shí)驗(yàn)值相同，模擬值低于實(shí)驗(yàn)值30%～40%，且差別隨著Re的增大而減小.模擬值之所以低于實(shí)驗(yàn)值有以下原因：第一，模擬計(jì)算沒有考慮同軸換熱器進(jìn)出口部分，而這些部分是同軸換熱器內(nèi)換熱較為強(qiáng)烈的部分；第二，模擬修正了實(shí)際內(nèi)管截面使之相對(duì)規(guī)則一些，但是這些修正減弱了壁面的擾動(dòng)作用，降低了總的傳熱性能.綜上所述，模擬值低于實(shí)驗(yàn)值是合理的，兩者之間的誤差是可以接受的，由此說明在模擬同軸換熱的過程中所采用的方法和模型是合理的.

圖8 同軸換熱器傳熱系數(shù)實(shí)驗(yàn)值與模擬值比較Fig.8 Comparison between experimental results and simulation results of Coaxial heat exchanger heat transfer coefficient

4 結(jié) 論

在Re為3×104～10×104范圍內(nèi)分別采用實(shí)驗(yàn)方法對(duì)同軸換熱器和盤旋狀態(tài)下的螺旋槽管進(jìn)行了流動(dòng)和換熱研究.

a.摩擦阻力系數(shù)隨著Re的增大而減小.在相同Re下，盤旋狀態(tài)下螺旋槽管的f是光管螺旋管的3～3.5倍.

b.同軸換熱器總的ki隨管內(nèi)Re的增大而增大，當(dāng)Re較大時(shí)，提高殼側(cè)速度對(duì)換熱性能的提升更有利.

c.由于離心力的作用，在同軸換熱器的內(nèi)管橫截面上發(fā)生了偏心的螺旋渦流，該渦流在一定的流速范圍內(nèi)有利于強(qiáng)化傳熱但同時(shí)也將增大壓降.

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