楊化健， 袁益超， 胡曉紅

（上海理工大學(xué) 能源與動力工程學(xué)院，上海 200093）

目前世界范圍內(nèi)的水資源緊張問題日益突出，但是，火電廠采用水冷方式會消耗大量水資源，因此，發(fā)展空冷技術(shù)已成為我國富煤缺水地區(qū)電廠建設(shè)的方向.而直接空冷系統(tǒng)由于節(jié)水效果顯著、初始投資小，已經(jīng)成為空冷系統(tǒng)的主流.

直接空冷系統(tǒng)的核心是直接空冷凝汽器，通常使用翅片管作為傳熱元件［1］.目前運用于電站直接空冷系統(tǒng)的翅片管主要有3種：三排管橢圓管繞橢圓翅片、雙排管大口徑橢圓管套矩形翅片和單排扁管蛇形翅片［2］.單排管空冷散熱器具有換熱效率高、防凍性能好及結(jié)構(gòu)簡單等優(yōu)勢，是目前直接空冷機組最有發(fā)展?jié)摿Φ膿Q熱元件［3］.但是，單排管空冷散熱器在傳熱和阻力性能方面仍然沒有統(tǒng)一的準(zhǔn)則公式，因此，采用試驗及數(shù)值模擬結(jié)合的方法對這種單排管散熱器的換熱及阻力性能進行研究具有很重要的意義［4］.

國內(nèi)外學(xué)者對直接空冷系統(tǒng)進行了大量的研究工作.曾時明［2］對直接空冷系統(tǒng)矩形翅片空冷散熱器和單排管空冷散熱器的翅片側(cè)換熱及阻力特性進行了數(shù)值模擬研究，得到了不同迎面風(fēng)速下，這兩種空冷散熱器翅片側(cè)的速度和溫度分布.陸斌等［3］利用吸風(fēng)式單管傳熱風(fēng)洞，通過試驗得出了在不同迎面風(fēng)速下單排管空冷散熱器翅片側(cè)換熱及阻力的關(guān)聯(lián)式.胡漢波［4］利用數(shù)值模擬方法研究了翅片長度對單排管空冷散熱器翅片側(cè)換熱及阻力特性的影響.Romero－Méndez等［5］運用數(shù)值模擬方法以及流體可視化技術(shù)，研究了單排管空冷散熱器的翅片間距對翅片側(cè)換熱及阻力特性的影響.馬榮榮［6］對電站直接空冷系統(tǒng)矩形翅片橢圓管散熱器和單排管空冷散熱器的翅片側(cè)換熱及阻力特性進行了數(shù)值模擬研究，得到翅片高度和翅片間距對這兩種翅片管翅片側(cè)換熱及阻力特性的影響，并進行了對比.蘇咸偉等［7］設(shè)計了凝汽器單元傳熱性能試驗系統(tǒng)，解釋了直接空冷散熱器的換熱機理，研究了熱空氣回流、表面積灰等對直接空冷散熱器翅片側(cè)換熱及阻力的影響.綜上所述，目前國內(nèi)外對直接空冷系統(tǒng)的研究還只是單一的數(shù)值模擬研究或是試驗研究.采用單一的數(shù)值模擬研究往往無法驗證其準(zhǔn)確性，而采用單一的試驗研究則系統(tǒng)復(fù)雜、試驗周期長、費用大.本文采用數(shù)值模擬方法，研究了相對翅片間距和相對翅片高度對單排管空冷散熱器傳熱及阻力性能的影響，并通過試驗驗證了數(shù)值模擬的準(zhǔn)確性.

1 數(shù)值模擬

1.1 計算模型與控制方程

單排管空冷散熱器的扁管材質(zhì)為碳鋼表面鍍鋁，翅片材質(zhì)為鋁，翅片采用釬焊的方法焊接在扁管上，其結(jié)構(gòu)如圖1所示.h 為翅片高度，s 為翅片間距，a 為 扁 管 長 度，d 為 扁 管 直 徑，b 為 扁 管 厚 度，L為翅片長度，w 為翅片厚度.

單排管空冷散熱器的翅片在扁管兩側(cè)是以“π”字型呈周期性排列，扁管則是對稱結(jié)構(gòu).因此，可以簡化計算模型，取翅片“π”型及其所在的扁管部分為模擬研究對象.為避免出口邊界的回流現(xiàn)象和入口處的入口效應(yīng)對數(shù)值模擬結(jié)果的影響，將計算區(qū)域進口段延長50mm，出口段延長240mm［8］，計算區(qū)域如圖2所示.

圖1 單排管空冷散熱器示意圖Fig.1 Schematic diagram of a single－row tube heat exchanger

圖2 計算區(qū)域示意圖Fig.2 Schematic diagram of numerical simulation bank

為了便于研究，對單排管空冷散熱器物理模型作如下簡化假設(shè)：a.計算區(qū)域中的換熱與流動是穩(wěn)態(tài)的；b.扁管和翅片的導(dǎo)熱系數(shù)為常數(shù)；c.流體在固體壁面上無滑移；d.計算區(qū)域中的空氣為不可壓縮氣體；e.不考慮扁管和翅片與空氣間的輻射換熱；f.忽略扁管軸向?qū)嵊绊?

本文中單排管空冷散熱器采用層流模型進行模擬.在穩(wěn)態(tài)不可壓縮常物性條件下，空氣流過翅片管的連續(xù)性方程、動量守恒方程、能量守恒方程分別為

連續(xù)性方程

動量守恒方程

能量守恒方程

式中，ui，uj分別為空氣在xi，xj方向上的速度分量；ρ 為空氣密度；τij為應(yīng)力；keff是有效熱傳導(dǎo)系數(shù)；T 為溫度；cp為比定壓熱容.

1.2 邊界條件及計算方法

采用Fluent軟件進行模擬.入口設(shè)為速度邊界條件，管壁設(shè)為恒壁溫條件，出口采用自由出流邊界條件，翅片表面為對流換熱的流固耦合邊界［9］，其余表面根據(jù)其在單排管中的位置，分別設(shè)為對稱性邊界條件和周期性邊界條件，如圖2所示.

在計算過程中，壓力與速度的耦合關(guān)系采用SIMPLE算法［10］，將能量方程與動量方程進行耦合求解.連續(xù)性方程、動量守恒方程和能量守恒方程的相對殘差采用默認(rèn)值.動量和能量的離散方程采用二階迎風(fēng)格式.

1.3 單排管空冷散熱器的結(jié)構(gòu)參數(shù)

數(shù)值模擬的所有單排管空冷散熱器只有相對翅片高度h／d 或相對翅片間距s／d 不同，其余結(jié)構(gòu)參數(shù)（扁管長度a，扁管直徑d，扁管厚度b，翅片長度L，翅片厚度w）都相同，如表1所示.

表1 單排管空冷散熱器結(jié)構(gòu)參數(shù)Tab.1 Structural parameters of a single－row tube heat exchanger

2 數(shù)值模擬結(jié)果

圖3和圖4分別給出了不同相對翅片間距和不同相對翅片高度的單排管空冷散熱器的數(shù)值模擬結(jié)果.

圖3 不同相對翅片間距的數(shù)值模擬結(jié)果Fig.3 Results of numerical simulation with different relative fin space

由圖3可知，對于相同的迎面風(fēng)速，相對翅片間距每減小0.03，翅片側(cè)換熱系數(shù)平均相對增大了7.70%，流動阻力平均相對增大了15.59%.這是由于空氣流動的擾動增強，對邊界層的破壞更加劇烈，增強了換熱效果.

由圖4可知，對于相同的迎面風(fēng)速，相對翅片高度每增大0.10，翅片側(cè)換熱系數(shù)平均相對減小了8.93%，流動阻力平均相對減小了10.92%.這是因為隨著相對翅片高度的增加，空氣的流通截面積也隨之增大，空氣流動的擾動減弱.這與文獻(xiàn)［6］得出的結(jié)論是一致的.

3 試驗驗證

3.1 試驗系統(tǒng)

本文主要研究的是單排管空冷散熱器翅片側(cè)的換熱及阻力特性.單排管空冷散熱器扁管內(nèi)流體無論是采用蒸汽還是水，扁管內(nèi)側(cè)的熱阻都遠(yuǎn)遠(yuǎn)小于翅片側(cè)的，并且蒸汽管內(nèi)冷凝時的壁溫條件也與水流動時的壁溫條件基本相同，因此，在?；囼炛?，扁管內(nèi)流體采用水替代蒸汽.該試驗系統(tǒng)主要包括空氣循環(huán)系統(tǒng)、水循環(huán)系統(tǒng)、控制系統(tǒng)和數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)，如圖5所示.

水循環(huán)系統(tǒng)主要由循環(huán)水泵、電加熱器、穩(wěn)壓水箱、渦輪流量計和試驗段組成；空氣循環(huán)系統(tǒng)主要由噴嘴流量箱、電加熱器、試驗段和離心風(fēng)機組成.外界環(huán)境中的空氣由離心風(fēng)機引入系統(tǒng)，進入電加熱器被加熱到所需溫度，然后由風(fēng)道內(nèi)的整流格柵整流成為速度分布均勻的氣流，氣流到達(dá)試驗段，橫向沖刷單排管空冷散熱器.空氣與單排管空冷散熱器內(nèi)循環(huán)水進行熱交換，并由噴嘴流量箱測算流量后，經(jīng)離心風(fēng)機排到外界環(huán)境，完成整個換熱過程.穩(wěn)壓水箱中的水由電加熱器加熱到所需溫度以后，被水泵引出，在試驗段進行換熱以后回到穩(wěn)壓水箱，完成循環(huán).

圖5 模化試驗系統(tǒng)Fig.5 Modeling of the experimental system

在試驗過程中，進出口水溫由Pt 100 鉑電阻（精度為A 級）測量，水流量由LWGY－40B 型渦輪流量計（精度為0.5級）測量.空氣流量由噴嘴流量箱測量，進出單排管空冷散熱器的空氣溫度由熱電偶測量，單排管空冷散熱器翅片側(cè)阻力和噴嘴的壓差由EJA120型差壓變送器（精度為0.2級）測量.測量數(shù)據(jù)由ADAM4018模塊和工程機PCL－813板卡轉(zhuǎn)換后，由計算機程序采集.

3.2 試驗結(jié)果與模擬結(jié)果對比

圖6給出了相對翅片間距0.13、相對翅片高度1.00的單排管空冷散熱器的數(shù)值模擬結(jié)果與試驗結(jié)果的對比.

由圖6可見，數(shù)值模擬結(jié)果與試驗結(jié)果相比，翅片側(cè)換熱系數(shù)、阻力分別相差3.57%～7.30%、－2.08～－3.07%.說明數(shù)值模擬結(jié)果較好地反映了該單排管空冷散熱器的實際性能.

圖6 數(shù)值模擬與模化試驗結(jié)果的比較Fig.6 Comparison of results of numerical and experimental simulation

3.3 換熱及阻力計算關(guān)聯(lián)式

通過對試驗數(shù)據(jù)的處理，得到了該單排管空冷散熱器的計算關(guān)聯(lián)式.

a.翅片側(cè)換熱系數(shù)αo與迎面風(fēng)速Vo的關(guān)聯(lián)式為

b.翅片側(cè)阻力ΔPo與迎面風(fēng)速Vo的關(guān)聯(lián)式為

4 結(jié) 論

通過對單排管空冷散熱器的數(shù)值模擬以及試驗驗證，得出以下結(jié)論：

a.單排管空冷散熱器的相對翅片間距從0.22減小到0.10，翅片側(cè)換熱系數(shù)平均相對增大了27.61%，翅片側(cè)流動阻力平均相對增大了49.73%.

b.單排管空冷散熱器的相對翅片高度從1.00減小到0.60，翅片側(cè)換熱系數(shù)平均相對增大了31.36%，翅片側(cè)流動阻力平均相對增大了37.39%.

c.數(shù)值模擬與模化試驗結(jié)果吻合得較好，翅片側(cè)換熱系數(shù)平均相差5.48%，翅片側(cè)阻力平均相差2.63%.表明本文采用的數(shù)值模擬方法可為進一步研究單排管空冷散熱器的傳熱及阻力性能提供參考.

d.通過模化試驗考察了直接空冷單排管換熱器的換熱及阻力性能，整理出關(guān)聯(lián)方程式，為實際工程提供了可用的基礎(chǔ)數(shù)據(jù)和性能指標(biāo).

［1］石磊，石誠，徐延強，等.單排管外空氣流動和傳熱性能的數(shù)值研究［J］.熱力發(fā)電，2008，37（8）：17－20.

［2］曾時明.電站直接空冷式翅片管換熱和流動規(guī)律及空冷單元流場特性數(shù)值研究［D］.北京：北京交通大學(xué)，2007.

［3］陸斌，孔德春，陶黎明，等.直接空冷單排管換熱器試驗研究［J］.現(xiàn)代電力，2009，26（6）：49－53.

［4］胡漢波.直接空冷式凝汽器翅片散熱器流動傳熱性能及單元流場特性研究［D］.重慶：重慶大學(xué)，2006.

［5］Romero－Méndez R，Sen M，Yang K T，et al.Effect of fin spacing on convection in a plate fin and tube heat exchanger［J］.International Journal of Heat and Mass Transfer，2000，43（1）：39－51.

［6］馬榮榮.直接空冷凝汽器翅片管空氣流動換熱特性的數(shù)值研究［D］.北京：華北電力大學(xué)，2011.

［7］蘇咸偉，杜小澤，席新銘，等.直接空冷凝汽器傳熱性能實驗設(shè)計［C］∥中國工程熱物理學(xué)會傳熱傳質(zhì)學(xué)術(shù)會議論文集，2006：1698－1702.

［8］徐艷.火電廠直接空冷凝汽器傳熱性能實驗研究［D］.北京：華北電力大學(xué)，2011.

［9］Lemouedda A，Schmid A，F(xiàn)ranz E，et al.Numerical investigations for the optimization of serrated finnedtube heat exchangers ［J］. Applied Thermal Engineering，2011，31（8／9）：1393－1401.

［10］陶文銓.數(shù)值傳熱學(xué)［M］.西安：西安交通大學(xué)出版社，2001.