密曉光，楊果成，陳杰，丁國良?

（1-中海石油氣電集團技術(shù)研發(fā)中心，北京 100028；2-上海交通大學(xué)制冷與低溫工程研究所，上海 200240）

0 引言

管殼式換熱器占據(jù)換熱器市場的35%～40%[1]，被廣泛用于化工、環(huán)境保護、石油天然氣以及制冷等領(lǐng)域[1-2]。在這些管殼式換熱器中，螺旋折流板管殼式換熱器具有突出的換熱壓降綜合性能和較小的流體誘導(dǎo)振動[3]，因此被廣泛應(yīng)用在天然氣液化工廠的預(yù)冷循環(huán)中[4-5]。在實際的混合制冷劑預(yù)冷循環(huán)中，碳?xì)浠旌现评鋭┰跉?cè)冷凝，由管側(cè)的海水提供冷量[6-7]。殼側(cè)碳?xì)淅鋭├淠^程中存在溫度滑移和質(zhì)量擴散等現(xiàn)象[8]，這就導(dǎo)致了殼側(cè)換熱的復(fù)雜性，并決定了換熱器的換熱性能。為了優(yōu)化換熱器設(shè)計，有必要對混合碳?xì)淅鋭┰诼菪哿靼骞軞な綋Q熱器中的流動冷凝換熱特性進(jìn)行研究。

現(xiàn)有對螺旋折流板管殼式換熱器的換熱研究主要是針對單相對流[9-12]以及水蒸汽[13-15]和丙烷[16]冷凝，缺少混合制冷劑冷凝的研究。單相對流換熱研究結(jié)果表明，折流板的搭接量和螺旋傾角對換熱器換熱性能有很明顯的影響[11-12]；改變螺旋折流板的結(jié)構(gòu)可以一定程度上提高換熱性能[9-10]。冷凝換熱研究結(jié)果表明，螺旋折流板管殼式冷凝器平均換熱系數(shù)較弓形折流板管殼式冷凝器提高22.4%～150%[13-15]；丙烷在螺旋折流板管殼式冷凝器殼側(cè)的換熱系數(shù)隨熱流密度和質(zhì)流密度的增加而增大[16]。然而碳?xì)浠旌现评鋭┑奈镄耘c非碳?xì)涔べ|(zhì)的差別很大，導(dǎo)致現(xiàn)有針對螺旋折流板管殼式換熱器的換熱研究可能無法拓展到碳?xì)浠旌现评鋭?/p>

已有對碳?xì)浠旌现评鋭├淠难芯恐饕槍λ焦躘17-18]、蛇形管[19]以及板式換熱器[20]，缺少對螺旋折流板管殼式換熱器殼側(cè)的研究。實驗結(jié)果表明，碳?xì)浠旌现评鋭┰谒焦軆?nèi)的換熱系數(shù)隨干度增加而增加，且實驗結(jié)果可以通過BELL和GHALY等的方法預(yù)測[17-18]；R290/R600混合制冷劑在蛇型管內(nèi)的換熱系數(shù)比R134a高89%左右[19]；在板式換熱器內(nèi)，丙烷/丁烷混合制冷劑的換熱系數(shù)在較低的折算雷諾數(shù)工況下比純冷劑換熱系數(shù)低，而在較高的折算雷諾數(shù)工況下與純冷劑換熱系數(shù)接近[20]。

在換熱預(yù)測模型方面，目前還沒有混合制冷劑在管殼式換熱器內(nèi)冷凝的關(guān)聯(lián)式，僅有混合制冷劑在管束外冷凝的關(guān)聯(lián)式。BELL和GHALY等的關(guān)聯(lián)式[21]綜合考慮熱流密度、質(zhì)流密度、干度和氣體顯熱，既可以用于管內(nèi)冷凝換熱也適用于管外冷凝換熱；BELGHAZI等[22]則在BELL和GHALY的關(guān)聯(lián)式基礎(chǔ)上增加了劉易斯數(shù)來反映混合介質(zhì)擴散系數(shù)對換熱的影響。然而已有的關(guān)聯(lián)式?jīng)]有考慮螺旋折流板對流動的影響，因此在換熱器設(shè)計時，有必要開發(fā)適用于混合碳?xì)渲评鋭┰诼菪哿靼骞軞な綋Q熱器殼側(cè)冷凝的換熱關(guān)聯(lián)式。

本文研究的目的是通過實驗方法對乙烷/丙烷混合制冷劑在螺旋折流板殼側(cè)冷凝換熱特性進(jìn)行研究，并提出適用于乙烷/丙烷混合制冷劑在螺旋折流板殼側(cè)冷凝的換熱關(guān)聯(lián)式。

1 實驗系統(tǒng)

1.1 實驗裝置

實驗裝置包含制冷劑循環(huán)回路和冷卻水循環(huán)回路，如圖1所示。

制冷劑循環(huán)回路中，采用隔膜式壓縮機，能夠有效防止?jié)櫥瓦M(jìn)入制冷循環(huán)影響實驗結(jié)果。壓縮機的過熱制冷劑首先被預(yù)冷冷凝器和測試樣件冷卻冷凝至兩相狀態(tài)。然后兩相制冷劑進(jìn)入測試樣件被管側(cè)冷卻水進(jìn)一步冷凝。兩相制冷劑最后在過冷冷凝器中充分冷凝和過冷。過冷的液態(tài)制冷劑被氣動調(diào)節(jié)閥節(jié)流為兩相態(tài)后，進(jìn)入電加熱水浴汽化器加熱至過熱狀態(tài)。過熱制冷劑將重新回到壓縮機入口。

冷卻水循環(huán)包含了3條支路，分別為預(yù)冷冷凝器、測試樣件和過冷冷凝器提供冷量。每條支路分別包括水泵、電磁流量計和氣動調(diào)節(jié)閥。水箱中的冷卻水溫度可以通過冷水機組制冷調(diào)節(jié)控制在5 ℃～20 ℃的某一溫度，誤差在±1 ℃以內(nèi)。

實驗裝置能夠?qū)崿F(xiàn)調(diào)節(jié)測試樣件的冷凝壓力、質(zhì)量流量、干度和熱流密度等實驗工況的功能。在實驗過程中，冷凝壓力和質(zhì)量流量通過制冷劑循環(huán)回路上的兩個氣動調(diào)節(jié)閥進(jìn)行調(diào)節(jié)；干度是通過調(diào)節(jié)預(yù)冷冷凝器的冷量進(jìn)行調(diào)節(jié)并通過NISTREFPROP物性軟件計算的；熱流密度通過測試樣件冷卻水支路上的閥門進(jìn)行調(diào)節(jié)。

實驗數(shù)據(jù)采集和實驗工況調(diào)節(jié)通過PLC系統(tǒng)來實現(xiàn)。所有的實驗參數(shù)通過電腦組態(tài)軟件進(jìn)行計算和記錄。在實驗系統(tǒng)參數(shù)達(dá)到穩(wěn)定后，實驗結(jié)果被記錄至數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)中作為實驗結(jié)果。

圖1 實驗原理圖

1.2 測試樣件及實驗工況

實驗測試樣件為臥式螺旋折流板管殼式冷凝器，如圖2所示。測試樣件的管徑、管間距和螺旋傾角等主要的結(jié)構(gòu)參數(shù)與實際換熱器相同，具體結(jié)構(gòu)參數(shù)見表1。為了測量測試樣件管壁的溫度，T型熱電偶布置在換熱管壁中，孔徑1.2 mm，孔深10 cm，并用導(dǎo)熱硅膠固定，換熱管進(jìn)出口兩側(cè)均布置8個測溫點，測試樣件內(nèi)部結(jié)構(gòu)如圖3所示。測試樣件的殼側(cè)安裝有高硼硅視鏡用以觀測混合碳?xì)渲评鋭┑牧餍?，并通過攝像機記錄殼側(cè)流型。測試樣件外包裹有30 mm厚的泡沫橡塑材料，漏熱量小于3%。

實驗工況參照實際液化工廠的工況確定，包括熱流密度(3.0～6.0) kW/m2、質(zhì)流密度(30～40) kg/(m2·s)和干度0.1至過熱。實驗測試的混合碳?xì)渲评鋭橐彝?丙烷混合制冷劑，其氣液平衡參數(shù)如表2所示。

圖2 測試樣件實物圖

表1 測試樣件結(jié)構(gòu)參數(shù)

圖3 測試樣件內(nèi)部結(jié)構(gòu)示意圖

表2 乙烷/丙烷混合制冷劑的氣液平衡參數(shù)

2 數(shù)據(jù)處理及誤差分析

2.1 數(shù)據(jù)處理

混合碳?xì)淅鋭Q熱系數(shù)的計算公式為：

式中：

q——換熱管壁平均熱流密度，kW/m2；

Tr——測試樣件進(jìn)出口制冷劑溫度平均值，℃；

Ttw,o——換熱管管外壁溫度，℃；

Ttw,i——換熱管管內(nèi)壁溫度，℃；

dtw,o——換熱管外徑，m；

dtw,i——換熱管內(nèi)徑，m；

λtw——換熱管導(dǎo)熱系數(shù)；

Nthermo——換熱管內(nèi)壁布置的熱電偶數(shù)目。

2.2 誤差分析

所有的實驗儀表誤差為：制冷劑流量計誤差±4.5 kg/h、水流量計誤差±2 L/h、壓力表誤差±7.5 kPa、熱電偶誤差±0.1 ℃、鉑電阻溫度計誤差±0.1 ℃。根據(jù)誤差傳遞計算公式，換熱系數(shù)和熱流密度的最大誤差分別為±12.8%和±7.7%。

3 實驗結(jié)果分析

3.1 換熱系數(shù)的變化規(guī)律

混合碳?xì)渲评鋭┰诼菪哿靼骞軞な綋Q熱器殼側(cè)的換熱系數(shù)如圖4所示。從圖中可以得出，乙烷/丙烷混合制冷劑的換熱系數(shù)隨著干度增大是先增加后減小。乙烷/丙烷混合制冷劑換熱系數(shù)峰值對應(yīng)的干度在0.8～0.9附近。這種現(xiàn)象的解釋如下：當(dāng)干度小于0.8時，隨著干度增加，被分層液浸沒的換熱管面積逐漸減小，從而導(dǎo)致了換熱系數(shù)的增大；當(dāng)干度在0.8～0.9附近時，擴散熱阻占主導(dǎo)且隨著干度的增大而增加；當(dāng)制冷劑從兩相狀態(tài)變?yōu)檫^熱（圖中記為SH）時，殼側(cè)的冷凝換熱被對流換熱所替代，導(dǎo)致了換熱系數(shù)急劇減小。

圖4 干度對換熱系數(shù)的影響

3.2 熱流密度對換熱系數(shù)的影響

圖5為熱流密度對換熱系數(shù)的影響。在實驗工況范圍內(nèi)，乙烷/丙烷混合制冷劑的換熱系數(shù)隨熱流密度的增加而單調(diào)遞增。原因是乙烷/丙烷混合制冷劑的熱阻是由質(zhì)量擴散熱阻決定的，且該熱阻大小隨熱流密度的增加而減小。

從圖5還可以看出，換熱系數(shù)隨熱流密度的增量在高干度工況下比在低干度工況下的增量要大。當(dāng)熱流密度從3 kW/m2增加至6 kW/m2時，乙烷/丙烷混合制冷劑的換熱系數(shù)在干度0.9工況下增加64.4%，而在干度0.2工況下的增量為8.8%。原因可能是由于在高干度下，有更多的換熱管暴露在分層液面外，平均換熱系數(shù)受熱流密度變化的影響也更明顯。

圖5 熱流密度對換熱系數(shù)的影響

4 乙烷/丙烷混合制冷劑換熱關(guān)聯(lián)式開發(fā)

目前沒有針對乙烷/丙烷混合制冷劑在螺旋折流板管殼式換熱器殼側(cè)的換熱關(guān)聯(lián)式。新的換熱關(guān)聯(lián)式是基于BELL和GHALY關(guān)聯(lián)式開發(fā)的。其中，液膜換熱系數(shù)αf的計算是使用Ref形式的Nusselt關(guān)聯(lián)式計算的；氣相換熱系數(shù)αG是通過Zukauskas關(guān)聯(lián)式計算得到的。新關(guān)聯(lián)式的公式如下：

式中：

α——換熱系數(shù)，kW/m2K；

αf——液膜換熱系數(shù)，kW/m2K；

αG——氣相換熱系數(shù)，kW/m2K；

Ref——液膜雷諾數(shù)；

λL——液相導(dǎo)熱系數(shù)，kW/m K；

μL——液相動粘滯系數(shù)，Pa·s；

ρL——液相密度，kg/m3；

ρG——氣相密度，kg/m3；

ReG——氣相雷諾數(shù)；

PrG——氣相普朗特數(shù)；

Γ——液膜線質(zhì)量流量，kg/(m·s)；

ZG——熱動力學(xué)參數(shù)；

Cp,G——氣相定壓比熱容，kJ/(kg·K)；

dT/dh——平衡冷凝曲線的斜率。

通過實驗結(jié)果擬合得到待定系數(shù)a、b和c分別為3.0、?0.17和?0.83。新開發(fā)的關(guān)聯(lián)式適用的工況范圍為質(zhì)流密度(30～40) kg/m2s、熱流密度(3.0～6.0) kW/m2，干度從0.1到過熱。新關(guān)聯(lián)式與90%的實驗結(jié)果誤差在±25%以內(nèi)，如圖6所示。

圖6 新關(guān)聯(lián)式預(yù)測值與實驗值的對比

5 結(jié)論

1）隨著干度增加，換熱系數(shù)先增大后減小，乙烷/丙烷混合制冷劑換熱系數(shù)的峰值所對應(yīng)的干度在0.8～0.9附近。

2）隨著熱流密度的增大，乙烷/丙烷混合制冷劑的換熱系數(shù)是增大的，且這種增量在高干度時更為明顯。

3）開發(fā)的混合碳?xì)淅鋭┰诼菪哿靼骞軞な綋Q熱器殼側(cè)流動冷凝換熱關(guān)聯(lián)式和90%的實驗結(jié)果預(yù)測偏差在±25%以內(nèi)。

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