徐志明，楊蘇武，朱新龍，張一龍，劉坐東

(1.東北電力大學，吉林 吉林 132012;2.華北電力大學，北京 102206)

渦流發(fā)生器最早是在1960年由Schubauer和Spangenberg提出并用于強化風洞內(nèi)湍流邊界層的流動［1］。之后Jonhnson和Joubert首次將渦流發(fā)生器應用于換熱器，對三角小翼渦流發(fā)生器進行了研究，探討了圓柱體表面加裝三角翼對空氣對流強化換熱的影響［2］。不同的渦流發(fā)生器能夠產(chǎn)生不同的誘導渦旋來減薄邊界層例如馬蹄渦等，能夠通過提高管壁面換熱系數(shù)，從而強化換熱［3］。由于渦流發(fā)生器能夠破壞流體的邊界層，那么其也可能在抑垢方面起到一定的作用。

國內(nèi)外已經(jīng)有許多學者對渦流發(fā)生器進行了深入的研究。在強化換熱方面，Wu［4］對在層流狀態(tài)下矩形通道內(nèi)安裝渦流發(fā)生器不同參數(shù)的改變對強化換熱以及流動阻力的變化進行了數(shù)值模擬。Charbel和Serge等［5］對不同類型的渦流發(fā)生器對多功能熱交換器的強化換熱進行了研究。Chen和Jyh-Tong等［6］對各類型縱向渦流發(fā)生器在矩形通道中的流動特性與換熱特性進行了研究。高英倫［7］用離線稱重法研究了幾種渦流發(fā)生器在CaCO3污垢溶液中對換熱器結(jié)垢的影響。劉坐東［8］采用離線稱重法對浮點型和楞型渦流發(fā)生器在CaSO4溶液中的污垢特性做了大量研究，發(fā)現(xiàn)對于浮點渦流發(fā)生器和楞型渦流發(fā)生器它們的排列間距對于污垢的沉積有一定影響。張仲彬［9］等對渦流發(fā)生器在CaCO3溶液中的污垢特性做了一系列實驗研究，發(fā)現(xiàn)渦流發(fā)生器的尺寸對于污垢的沉積也有一定的影響。劉鍇喆［10］等，對半圓柱面渦流發(fā)生器進行了一系列的研究，發(fā)現(xiàn)渦流發(fā)生器的高度，間距對于結(jié)垢都有一定影響。王宇朋［11］對于翼型渦流發(fā)生器進行了大量研究，發(fā)現(xiàn)對于析晶污垢三種翼形渦流發(fā)生器試片中，迎流截面積是影響析晶污垢的重要因素。

目前國內(nèi)對于渦流發(fā)生器污垢方面的研究主要的技術(shù)手段為離線稱重法。但是離線稱重法得到的是結(jié)垢量，而不是污垢熱阻，沒有與換熱聯(lián)系起來，對于污垢的研究存在局限性。本實驗臺旨在通過在線監(jiān)測采集數(shù)據(jù)，得到污垢熱阻，與渦流發(fā)生器的換熱特性，壓降特性以及流動特性聯(lián)系起來分析渦流發(fā)生器的污垢特性。

1 實驗系統(tǒng)設計

1.1 實驗設備

實驗臺的實驗系統(tǒng)大體可以分為五個部分:熱源，冷源，循環(huán)管路，實驗段以及測試系統(tǒng)。實驗系統(tǒng)及實物見圖1～2。

熱源:熱源為圖中恒溫水箱，由溫控儀對3根2000 W的加熱棒進行加熱控制，能保證恒溫水箱中的溫度穩(wěn)定。

冷源:冷源由兩部分組成，一部分是風機提供的風冷;另一部分是冷水機提供的水冷。

循環(huán)回路:實驗臺循環(huán)回路主要由高位水箱，低位水箱和實驗段三部分組成，工質(zhì)由水泵從低位水箱中打入高位水箱，一部分流入實驗段中然后流回低位水箱，另外一部分經(jīng)過溢流板溢流后直接流入低位水箱。

圖1 實驗系統(tǒng)簡圖

圖2 實驗臺實物圖

實驗段:實驗段是一個長1 000 mm，寬100 mm，高8.5 mm的矩形通道，兩個換熱面由厚0.5 mm，寬100 mm，長1 000 mm的304銹鋼板制成，中間用PVC塑料板與硅膠墊密封，渦流發(fā)生器按具體實驗設計布置于換熱面，見圖3。

圖3 實驗段示意圖

測量系統(tǒng):測量系統(tǒng)主要包括溫度，壓力，流量三個部分。實驗中所測得的數(shù)據(jù)都通過鴻格M-7033D，M-7017RC，I-7520AR3種采集模塊直接實時地記錄在IPC-610微型計算機中。溫度測量:在實驗段的進出水口以及恒溫水箱內(nèi)都布置有PT100熱電阻，能夠測量實驗段的進出口溫度以及恒溫水箱內(nèi)的溫度。壓力測量:實驗臺采用的是型號為TS220-3051的壓差計，測壓孔布置在實驗段的進出水口，能得到結(jié)垢前后實驗段的壓差的變化。流量測量:在實驗段出口布置了一個型號為LDE-15SM2F100的電磁流量計來測量實驗中的流量。

1.2 實驗原理

實驗臺能夠直接得到實驗段進出水口的溫度t1，t2恒溫水浴溫度t0，和實驗中的流量qv以及壓差ΔP等數(shù)據(jù)。由傳熱方程式(1)以及熱平衡方程式(2):

可以得到傳熱系數(shù)k的表達式(3):

式中:ρ為流體密度;cp為流體比熱容，對數(shù)平均溫差

而污垢熱阻可以由式(4)得到:

式中:Rf為污垢熱阻，單位是m2·K/W;k0、k分別為清潔狀態(tài)下和有污垢狀態(tài)下實驗段的總傳熱系數(shù)，單位是W/(m2·K)。

1.3 實驗步驟

(1)將實驗所需的渦流發(fā)生器按照實驗設計的布置方式用耐水膠粘于實驗段換熱面上并將實驗段安裝于循環(huán)回路中。

(2)將水注入低位水箱與恒溫水箱中啟動水泵，檢測電磁流量計，壓差計是否正常運行，實驗系統(tǒng)密封是否完好。將流量計，壓差計調(diào)零。

(3)啟動風機，冷水機與加熱棒，設定好所需控制溫度。觀察計算機采集的數(shù)據(jù)，待換熱穩(wěn)定后往低位水箱中加入實驗所需的藥品。

(4)保持實驗工況不變，待結(jié)垢穩(wěn)定后，保存采集的數(shù)據(jù)，停止實驗，清洗實驗臺。

(5)對采集的數(shù)據(jù)進行分析，并進行下一組實驗。

2 實驗準確性與穩(wěn)定性分析

2.1 穩(wěn)定性分析

圖4為實驗臺的驗證實驗，二組光板實驗采用相同的工況(入口溫度t1=26.5±0.5℃，流速為0.1 m/s，水浴溫度t0=50℃，污垢藥劑為20 0 mg/L粒徑為50 nm的氧化鎂溶液)，得到的污垢熱阻曲線基本一致重合性較好，在實驗穩(wěn)定后波動也不大，實驗系統(tǒng)比較穩(wěn)定，可以進行實驗研究。

圖4 光板重復性驗證實驗污垢熱阻

2.2 準確性分析

采用穩(wěn)定性實驗中的光板二中的一組數(shù)據(jù)t1=26.4℃、t2=30.7℃對驗證實驗進行準確性分析，定性溫度選用算數(shù)平均溫差

實驗工況的Re=1938為層流流動，采用30℃的飽和水的熱物理性質(zhì)進行計算，由公式(5)［12］可以判斷實驗整個流道都處于入口段的影響范圍，實驗工況符合齊德 -泰特公式(6)［12］的使用條件。

由式(6)與(7)可以得出冷側(cè)流體的對流換熱系數(shù) hf=12 175.6 w/m2k。

通過式(8)與(9)可以求得冷側(cè)壁面的平均溫度tw=29.2℃。由于壁面為不銹鋼板，換熱系數(shù)很大且壁面很薄因此可以忽略壁面熱阻，實驗工況的水浴溫度t0=50℃，將之代入(10)可以求得水浴側(cè)的平均對流換熱系數(shù)通過式(11)可以求得總傳熱系數(shù)

將二組穩(wěn)定性實驗中未加入污垢藥劑前的純換熱穩(wěn)定段部分的總傳熱系數(shù)與齊德-泰特公式計算出的總傳熱系數(shù)進行對比見圖5。從圖5中可以看出二組實驗與熱力計算出來的數(shù)值相差不大，誤差不超過10%，因此說明實驗臺數(shù)據(jù)具有一定的準確性。

圖5 傳熱系數(shù)對比圖

3 誤差分析

采用文獻［13］中的均方根法(12)對實驗臺污垢熱阻進行誤差分析。

實驗臺的精密線繞電阻的最大誤差為0.05%，采集系統(tǒng)中PT100熱電阻的最大測量誤差為0.2%，電磁流量計的最大測量誤差分別為0.5%，壓差變送器的最大測量誤差為0.1%。用均方根法可以得到溫度測量的最大相對誤差為0.206 2%，流量測量的最大相對誤差為0.502 5%，壓力測量的最大相對誤差為0.111 8%。換熱量的相對誤差可由均方根法求得:

其中:εG為電磁流量計的最大相對誤差，ε(t2－t1)=0.29% 為進出口溫度測量誤差。

實驗臺對數(shù)平均溫差的最大相對誤差可由實驗數(shù)據(jù)中的一組最大對數(shù)平均溫差得到(取穩(wěn)定性實驗二中的一組最大對數(shù)平均溫差代入):

總傳熱系數(shù)誤差包括兩部分:一是儀表精度誤差，二是數(shù)據(jù)線性回歸帶來的誤差，有文獻［14］指出數(shù)據(jù)線性回歸時最大相對誤差εA=5%。那么可以得到:

查閱文獻［15］得知污垢熱阻測量的相對誤差可用

式(14)表示:

式可以化為式(14):

將穩(wěn)定性實驗中的光板二的數(shù)據(jù)代入式(15)中進行計算可以得到圖6。

圖6 污垢熱阻測量的相對誤差

由圖6可以看出除開始結(jié)垢一小段時間內(nèi)污垢熱阻不穩(wěn)定之外，其它段的污垢熱阻的最大相對誤差均小于5%。所以，該實驗平臺的溫度、壓力以及流量測量的相對誤差均滿足工程上小于±1%的規(guī)定，總傳熱系數(shù)的相對誤差小于±10%(文獻［16］)的要求。另外，污垢熱阻誤差也在工程上所接受的范圍內(nèi)。

4 示例實驗

采用高為5 mm，寬高比為5∶1材質(zhì)為0.3 mm厚的304不銹鋼板的矩形翼渦流發(fā)生器與三角翼渦流發(fā)生器以及光板在相同實驗工況(渦流發(fā)生器沿流向布置2排12列，入口穩(wěn)定段S=150 mm，C為出口穩(wěn)定段，渦流發(fā)生器攻角為90°，前沿間距a=20 mm，列間距b=60 mm，渦流發(fā)生器布置與實物見圖7、圖8。實驗的入口溫度為28±0.5℃，流速為0.1 m/s，水浴溫度為50℃，藥品為200 mg/L的50 nm粒徑的MgO顆粒污垢)下進行了渦流發(fā)生器納米氧化鎂污垢實驗。

圖7 渦流發(fā)生器布置示意圖

圖8 渦流發(fā)生器實物圖

圖9 不同渦流發(fā)生器對污垢熱阻的影響

圖9為三組實驗的污垢熱阻。從圖9中可以清晰的看出對于納米MgO顆粒垢三組實驗在結(jié)垢開始都有一小段時間的誘導期，矩形翼和三角翼與光板相比有明顯的抑垢效果，且光板的污垢生長曲線的斜率也比兩種渦流發(fā)生器要大，相對來說矩形翼的污垢熱阻比三角翼小，這是由于流體經(jīng)過渦流發(fā)生器后會產(chǎn)生縱向渦，矩形翼與三角翼相比產(chǎn)生的渦流影響面積較大，對渦流發(fā)生器后部的沖刷作用強，導致污垢的剝蝕率較高，從而導致污垢熱阻減小。

圖10為三組實驗的進出水口的壓降變化。從圖中可以看出未結(jié)垢前加裝渦流發(fā)生器流體進出口的壓降明顯比光板高，相對來說矩形翼的壓降是最高的為光板的1.22倍，這是由于在相同的寬高比以及布置下矩形翼的迎流面積較大產(chǎn)生的前后壓差較大，因而壓降較大導致需要消耗較多的泵功。而結(jié)垢之后光板的壓降上升最快，說明結(jié)垢越多壓降越大。因此，抑垢手段對于減少壓降降低泵功也能起到一定作用。

圖10 不同渦流發(fā)生器對壓降的影響

圖11 不同渦流發(fā)生器對總傳熱系數(shù)的影響

圖11為3組實驗的總傳熱系數(shù)隨時間的變化。從圖中可以看出0到12 h為純換熱未加入污垢藥劑，未結(jié)垢時渦流發(fā)生器對于換熱有明顯的強化作用，而相對來說，矩形翼的強化換熱效果比三角翼要高，在12 h后總換熱系數(shù)在曲線上都有一個凸起這是由于加入了藥劑后流體中顆粒對于換熱在短時間內(nèi)有一定的強化作用，是結(jié)垢過程的誘導期在總換熱系數(shù)上的體現(xiàn)。對于納米MgO顆粒垢在結(jié)垢后，由于矩形翼抑垢效果較好因而矩形翼的總傳熱系數(shù)下降較小。

5 結(jié) 論

(1)設計了渦流發(fā)生器污垢特性實驗臺，該實驗臺能在線監(jiān)測實驗過程中的流速，壓降，溫度等參數(shù)，能夠直接得到污垢熱阻。

(2)通過對實驗臺進行穩(wěn)定性實驗、準確性分析與誤差分析，證明該實驗臺實驗系統(tǒng)穩(wěn)定，實驗數(shù)據(jù)安全可靠，可以進行實驗研究。

(3)開展了渦流發(fā)生器納米氧化鎂污垢特性實驗，實驗結(jié)果證明實驗臺可以較好的反映出渦流發(fā)生器的污垢特性、壓力特性以及換熱特性。

［1］Schubauer G B，Spangenberg W G.Forced Mixing in Boundary Layers［J］.Journal of Fluid Mechanics，1960，(8):10-31.

［2］Johnson T R，Joubert P N.The Influence of Vortex Generators on Drag and Heat Transfer from a Circular Cylinder Normal to an Air Stream［J］.Journal of Heat Transfer，1969，(91):91-99.

［3］葉秋玲，周國兵，程金明，等.斜截半橢圓柱面渦流發(fā)生器強化換熱和壓降特性的試驗研究［J］.機械工程學報，2010，46(16):162-169.

［4］Wu JM，Tao WQ.Numerical study on laminar convection heat transfer in a channel with longitudinal vortex generator.Part B:Parametric study of major influence factors［J］.International Journal of Heat and Mass Transfer，2008，51(13-14):3683-3692.

［5］Charbel Habch，Serge Russeil.Enhancing heat transfer in vortex generator-type multifun ctional heat exchangers［J］.Applied Thermal Engineering，2012，(38):14-25.

［6］Chen Chen，Jyh-Tong Teng.A study on fluid flow and heat transfer in rectangular microchannels with various longitudinal vortex generators［J］.International Journal of Heat and Mass Transfer，2014，69:203-214.

［7］高英倫.幾種渦流發(fā)生器CaCO3污垢特性的試驗研究［D］.吉林:東北電力大學，2010.

［8］徐志明，劉坐東.渦流發(fā)生器CaSO4污垢特性實驗研究［D］.吉林:東北電力大學，2012.

［9］張仲彬，李興燦，高英倫，等.渦流發(fā)生器對CaCO3污垢特性影響的實驗研究［J］.東北電力大學學報，2010，30(4):7-10.

［10］徐志明，劉鍇喆.半圓柱面渦流發(fā)生器在矩形管道內(nèi)抑垢實驗［J］.熱科學與技術(shù)，2013，12(1):52-56.

［11］王宇朋.翼型渦流發(fā)生器對CaCO3污垢特性的研究［D］.吉林:東北電力大學，2012.

［12］楊世銘，陶文銓.傳熱學［M］.北京:高等教育出版社，2006.8，243-252.

［13］涂頡，章熙民，李漢炎，等.熱工實驗基礎［M］.北京:高等教育出版社.1986.267-298.

［14］張海泉.板式換熱器熱工與阻力性能測試及計算方法研究［D］.哈爾濱:哈爾濱工業(yè)大學，2006.

［15］Glen N F，Howarth J H，Jenkins A M.The Estimation of Errors and Uncertainty in the Determination of Fouling Resistances［J］.Proceedings of an International Conference on Understanding Heat Exchanger Fouling and Its Mitigation.Italy，1997，342-351.

［16］國家技術(shù)監(jiān)督局.GB 16409-1996板式換熱器產(chǎn)品熱工性能和流體阻力特性的測定［M］.北京:中國標準出版社.1996.