蘇金棟，陳亞平，吳嘉峰，費(fèi)鳳繁，楊詩繁

(東南大學(xué) 能源與環(huán)境學(xué)院，南京 210096)

0 引言

管殼式換熱器因其結(jié)構(gòu)堅(jiān)固、運(yùn)行穩(wěn)定可靠、易于制造和安裝維修、對各種過程工況和換熱流體的適應(yīng)性較強(qiáng)等優(yōu)點(diǎn)，被廣泛應(yīng)用于發(fā)電、石油、化工、食品和制冷等工業(yè)生產(chǎn)中[1-5]。U形管換熱器是管殼式換熱器的一種，其只有一塊管板，管束與殼體的拆裝比較方便，且其熱補(bǔ)償性好、承壓能力較強(qiáng)，非常適合應(yīng)用于高溫、高壓的場合[6]。采用U形管束的給水加熱器是電廠系統(tǒng)中的重要設(shè)備，其殼側(cè)傳熱過程分為過熱蒸汽冷卻段、蒸汽冷凝段和疏水冷卻段3個部分，其中過熱蒸汽冷卻段和疏水冷卻段都是在半圓柱空間內(nèi)的逆流傳熱，提高U形管束給水加熱器殼側(cè)的換熱性能可提升電廠系統(tǒng)的整體熱效率。殼側(cè)折流板不僅用于支撐管束，而且通過改變殼側(cè)流動和增加擾動來強(qiáng)化殼側(cè)換熱[7]。但傳統(tǒng)弓形折流板方案存在流動死區(qū)、傳熱系數(shù)較低、阻力損失較大且容易誘導(dǎo)振動和結(jié)垢等缺陷[8-10]，因此有多種折流板結(jié)構(gòu)被提出，尤其是螺旋折流板換熱器高效低阻的特性使其得到廣泛關(guān)注。

LUTCHA等[11]提出四分螺旋折流板換熱器，并通過試驗(yàn)表明其傳熱綜合性能優(yōu)于傳統(tǒng)弓形折流板換熱器。ANDREWS等[12]利用數(shù)值模擬的研究方法，得出四分螺旋折流板換熱器具有優(yōu)良的傳熱性能。陳亞平[13]認(rèn)為四分螺旋折流板比較適合于正方形布管方案，而對于應(yīng)用更加廣泛的正三角形布管方案，建議采用三分螺旋折流板方案；隨后,CHEN等[14]進(jìn)一步提出了三分周向重疊螺旋折流板換熱器的結(jié)構(gòu)方案，將扇形折流板的兩條直邊適當(dāng)外擴(kuò)至管排之間，使相鄰折流板的周向重疊部分能容納一排管子，可抑制三角區(qū)漏流，并且折流板對稱且其直邊沒有半個孔的問題。董聰?shù)萚15]對三分周向重疊、四分周向重疊、首尾相連和連續(xù)螺旋折流板4種螺旋折流板換熱器進(jìn)行了數(shù)值模擬，發(fā)現(xiàn)采用三分周向重疊方案的相鄰螺旋折流板中，三角區(qū)缺口處的漏流較少，殼側(cè)換熱性能最好，且優(yōu)于連續(xù)折流板方案。CAO等[16]對連續(xù)螺旋折流板、不同搭接度的四分螺旋折流板和一種采用四分折流板形成的六分螺旋折流板的方案進(jìn)行了數(shù)值模擬，結(jié)果表明該六分螺旋折流板方案具有更好的換熱性能。YANG等[17]對內(nèi)外兩個殼程的連續(xù)螺旋折流板換熱器進(jìn)行了數(shù)值模擬，結(jié)果表明可使換熱器的壓降減小和換熱系數(shù)增大。LIU等[18]提出采用一種新型的折疊螺旋折流板換熱器來減少折疊折流板在殼側(cè)區(qū)域形成的漏流，并通過數(shù)值模擬方法進(jìn)行對比分析，得到其綜合性能Nuf-1/3可提高6.38%～10.35%的結(jié)論。WEN等[19-20]提出一種可明顯改善三角區(qū)漏流問題的旋梯式螺旋折流板換熱器，使得換熱器殼程流體流動更接近于螺旋流，并使用PIV(粒子圖像測速)手段進(jìn)一步觀測其殼側(cè)流場。

本文對半圓柱空間換熱器的3種不同梯式螺旋折流板方案和弓形折流板方案進(jìn)行試驗(yàn)研究，并對比分析不同折流板結(jié)構(gòu)的傳熱和流動特性，探究在半圓柱空間換熱器中梯式螺旋折流板結(jié)構(gòu)的強(qiáng)化傳熱效果。

1 試驗(yàn)臺系統(tǒng)

整個換熱器性能試驗(yàn)臺系統(tǒng)主要分為冷熱流體流程系統(tǒng)、試驗(yàn)芯體和數(shù)據(jù)測量采集與控制，試驗(yàn)臺所處的環(huán)境溫度和大氣壓力保持基本穩(wěn)定。

1.1 冷熱流體流程系統(tǒng)

以半圓柱空間換熱器的殼側(cè)為研究對象，換熱器采用公用殼體、芯體可置換的方式，半圓柱空間換熱器的結(jié)構(gòu)參數(shù)如表1所示。

表1 半圓柱空間換熱器的結(jié)構(gòu)參數(shù)Tab.1 Structural parameter of half-cylindrical space heat exchanger

試驗(yàn)系統(tǒng)換熱器管側(cè)和殼側(cè)采用逆流布置的方式，殼側(cè)為熱側(cè)，管側(cè)為冷側(cè)，兩側(cè)工質(zhì)均為水。圖1示出試驗(yàn)流程、試驗(yàn)換熱器的結(jié)構(gòu)和照片。

(a)試驗(yàn)流程

(b)試驗(yàn)換熱器結(jié)構(gòu)

(c)試驗(yàn)換熱器照片圖1 半圓柱空間換熱器試驗(yàn)系統(tǒng)Fig.1 Test system for half-cylindrical space heat exchanger

試驗(yàn)流程的殼側(cè)循環(huán)回路主要由電加熱器、水泵、流量計(jì)等組成；管側(cè)循環(huán)回路主要由流量計(jì)、散熱器和水泵等組成。兩側(cè)回路都設(shè)有排氣閥，在試驗(yàn)開始前用于排出系統(tǒng)內(nèi)的氣體，從而避免對殼側(cè)流量測量產(chǎn)生影響?；芈分羞€設(shè)有壓縮空氣閥門和排氣閥，以方便在更換試驗(yàn)芯體時進(jìn)行充液排氣和充氣排液；高位的上水箱通過重力作用對循環(huán)回路進(jìn)行充液及提供熱脹冷縮空間，并為水泵入口提供正吸入壓頭。試驗(yàn)過程中，殼側(cè)進(jìn)口溫度為70±0.3 ℃，流量為14～24 L/min；管側(cè)進(jìn)口溫度控制為40±0.3 ℃，流量為10 L/min和20 L/min。

1.2 試驗(yàn)芯體

換熱器的芯體采用將折流板焊接在3根拉桿上的方式來固定折流板的相對位置，不同的試驗(yàn)芯體除了折流板類型和導(dǎo)程不同外，其余結(jié)構(gòu)參數(shù)均保持一致。試驗(yàn)芯體的折流板共有4種類型，分別為單斜板梯式螺旋折流板、雙斜板梯式螺旋折流板、單折彎梯式螺旋折流板和弓形折流板，其局部示意圖如圖2所示(左側(cè)為3D模型圖，右側(cè)為實(shí)物照片)。制作了導(dǎo)程(板間距)分別為40 mm和50 mm兩套折流板試驗(yàn)芯體，其中單斜板梯式螺旋折流板方案是由一組徑向放置的圓缺狀折流板和傾斜放置的圓弧端條狀折流板組成；雙斜板梯式螺旋折流板方案是將單斜板方案中徑向放置的圓缺狀折流板傾斜一定角度來減小漏流；單折彎梯式螺旋折流板方案是將單斜板方案中傾斜的圓弧端條狀折流板左右端折平，用來更好地連接折流板和封堵漏流區(qū)。

圖2 試驗(yàn)換熱器芯體折流板結(jié)構(gòu)示意

試驗(yàn)芯體的命名規(guī)則如下：字母SH,DH,FH,S分別代表單斜板梯式螺旋折流板、雙斜板梯式螺旋折流板、單折彎梯式螺旋折流板、弓形折流板；數(shù)字40和50代表折流板的導(dǎo)程(板間距)。8種試驗(yàn)芯體的折流板參數(shù)如表2所示。

表2 試驗(yàn)芯體折流板參數(shù)Tab.2 Parameters of the experimental cores with different baffles

1.3 數(shù)據(jù)測量采集與控制

試驗(yàn)過程中測量的直接參數(shù)主要有溫度、流量、壓降。管側(cè)和殼側(cè)的進(jìn)出口溫度均采用Pt100鉑電阻溫度傳感器測量，不確定度為±0.15 K。用艾默生F025流量計(jì)測量管側(cè)和殼側(cè)回路流體的質(zhì)量流量，用Rosemount差壓傳感器測量壓降，兩者的測量不確定度均為±0.1%。測量信號均由Agilent 34970A采集儀收集并傳輸?shù)焦た貦C(jī)中，通過LabView軟件編程程序完成對試驗(yàn)數(shù)據(jù)的采集處理與儲存。

試驗(yàn)過程中需要對管側(cè)和殼側(cè)的進(jìn)口溫度、流量進(jìn)行控制，使各個試驗(yàn)芯體達(dá)到相同的工況條件。通過改變電加熱器的占空比來改變加熱功率，以達(dá)到控制殼側(cè)熱水進(jìn)口溫度的目的。管側(cè)循環(huán)回路串聯(lián)一臺板翅式散熱器降溫，通過變頻器調(diào)節(jié)風(fēng)扇的頻率來控制散熱量大小，從而維持管側(cè)冷卻水進(jìn)口溫度的恒定。兩側(cè)回路的流量調(diào)節(jié)均通過變頻器改變水泵頻率實(shí)現(xiàn)。上述頻率和功率的調(diào)節(jié)可通過LabView軟件編程集成為控制面板放于可視化主界面中，該軟件同時還設(shè)有瞬時參數(shù)的數(shù)值窗口，可實(shí)現(xiàn)對相關(guān)參數(shù)更好的控制。

2 數(shù)據(jù)處理及不確定度分析

2.1 數(shù)據(jù)處理

以管側(cè)和殼側(cè)進(jìn)出口的平均溫度作為定性溫度來確定兩側(cè)流體的密度、導(dǎo)熱系數(shù)、黏度等物性參數(shù)[23]，考慮到系統(tǒng)向環(huán)境中散熱等不確定因素的影響，將管側(cè)和殼側(cè)的平均傳熱量作為系統(tǒng)的傳熱量。以傳熱管的外表面積作為換熱器的總傳熱面積，總傳熱系數(shù)K通過下式計(jì)算得到：

(1)

式中,Q為系統(tǒng)傳熱量，W；A為總傳熱面積，m2,A=nπdol；n為傳熱管總數(shù)目；do為傳熱管外徑，m；l為傳熱管長度，m；ΔTm為對數(shù)傳熱溫差，K。

管側(cè)換熱系數(shù)hi可由下式得到：

(2)

式中，λi為管內(nèi)流體的導(dǎo)熱系數(shù)，W/(m·K)；di為傳熱管內(nèi)徑,m；Rei和Pri分別為管內(nèi)流體的雷諾數(shù)和普朗特?cái)?shù)。

(3)

式中,λ為傳熱管的導(dǎo)熱系數(shù)，W/(m·K)。

對于不同結(jié)構(gòu)的半圓柱空間換熱器方案，由于實(shí)際流速的確定比較困難，本文采用殼側(cè)軸向雷諾數(shù)Rez,o來體現(xiàn)殼側(cè)流量的變化，Rez,o的計(jì)算公式如下:

Rez,o=wodo/υo

(4)

(5)

式中,wo為軸向速度,m/s;υo為流體的運(yùn)動黏度,m2/s;Go為殼側(cè)質(zhì)量流量,kg/s;ρo為殼側(cè)流體密度,kg/m3;Ds為換熱器殼體內(nèi)徑,m。

采用殼側(cè)努塞爾數(shù)Nuo和殼側(cè)軸向歐拉數(shù)Euz,o作為反映換熱器殼側(cè)傳熱和阻力性能的無量綱準(zhǔn)則數(shù)，其計(jì)算公式如下:

Nuo=hodo/λo

(6)

(7)

式中,λo為殼側(cè)流體的導(dǎo)熱系數(shù),W/(m·K);Δpo為換熱器殼側(cè)的壓降,Pa。

2.2 不確定度分析

試驗(yàn)過程中,溫度、壓降和流量等直接測量參數(shù)產(chǎn)生的測量誤差會傳遞給換熱系數(shù)、綜合性能等間接測量參數(shù)，從而產(chǎn)生間接測量誤差。對試驗(yàn)臺的主要儀表進(jìn)行精度分析，可以得到直接測量參數(shù)溫度、壓降和流量的不確定度，并根據(jù)誤差的傳遞原理得到間接測量參數(shù)的不確定度。經(jīng)計(jì)算，不同折流板試驗(yàn)芯體間接測量參數(shù)傳熱量和殼側(cè)換熱系數(shù)的平均相對不確定度分別為±2.09%和±9.01%。圖3示出了換熱器所有試驗(yàn)點(diǎn)的殼側(cè)與管側(cè)傳熱量的相對偏差圖。

圖3 熱平衡偏差Fig.3 Relative deviation of heat balance

從圖3可以看出，大部分試驗(yàn)點(diǎn)的殼側(cè)與管側(cè)傳熱量相對偏差值均在±3%以內(nèi)，表明試驗(yàn)數(shù)據(jù)具有較好的可靠性。

3 結(jié)果分析

對8種試驗(yàn)芯體在相同的工況下進(jìn)行了傳熱試驗(yàn)，圖4示出各個方案換熱器的性能參數(shù)隨殼側(cè)流量變化的曲線。從圖4(a)(b)可以看出，各個方案的總傳熱系數(shù)和殼側(cè)換熱系數(shù)均隨著殼側(cè)流量的增大而增大，對于相同的折流板類型，導(dǎo)程為40 mm時的方案均高于導(dǎo)程為50 mm的方案；在相同的導(dǎo)程下，螺旋折流板方案的傳熱性能均高于弓形折流板方案，且在螺旋折流板方案中，單斜板方案(SH)和雙斜板方案(DH)的傳熱性能接近，且均略低于單折彎方案(FH)。

(a)總傳熱系數(shù)K (b)殼側(cè)換熱系數(shù)ho

在相同的條件下，螺旋折流板方案的殼側(cè)換熱系數(shù)均優(yōu)于弓形折流板，這是由于殼側(cè)流體在弓形折流板形成的通道中呈蛇形流動，易形成流動死區(qū)，從而使傳熱惡化；而梯式螺旋折流板可在半圓柱空間中形成擬螺旋流道，可大大減少流動死區(qū)的產(chǎn)生，強(qiáng)化了傳熱。在螺旋折流板方案中，殼側(cè)換熱系數(shù)為FH>SH>DH，這是由于在相同導(dǎo)程下FH方案的傾斜折彎板有更大的傾斜角，有利于殼側(cè)流體介質(zhì)的混合，使其溫度分布更加均勻，且在折流板搭接處避免了漏流區(qū)的形成，從而強(qiáng)化了傳熱。螺旋折流板方案的殼側(cè)壓降均小于弓形折流板，其中在螺旋折流板方案中，殼側(cè)壓降為FH>SH>DH，這是由于在相同導(dǎo)程下雙斜板方案(DH)的折流板傾斜角更小，螺旋流的速度改變較為平滑，故其有更小的壓降，而FH方案由于漏流區(qū)的減小，抑制了流體流動的“短路”，減小了流體的流體截面積，從而增大了流動阻力。

(a)ho·ho,S-1

(b)Δpo·Δpo,S-1

(a)殼側(cè)努塞爾數(shù)Nuo

(b)軸向歐拉數(shù)Euz,o圖6 殼側(cè)努塞爾數(shù)和軸向歐拉數(shù)數(shù)據(jù)及其擬合曲線Fig.6 Fitting curves of Nusselt number and Euler number on the shell side

在大量試驗(yàn)數(shù)據(jù)的基礎(chǔ)上，可以獲得關(guān)于殼程努塞爾數(shù)和軸向歐拉數(shù)的計(jì)算關(guān)聯(lián)式，為工程應(yīng)用提供計(jì)算方法。受試驗(yàn)換熱器的換熱管數(shù)量較少和只加工了兩種螺距的試驗(yàn)芯體的限制，難以得到努塞爾數(shù)與梯式螺旋折流板螺距的關(guān)系，故在換熱器折流板螺距一定的情況下，對殼側(cè)努塞爾數(shù)和軸向歐拉數(shù)進(jìn)行線性回歸分析，圖6示出在螺距為40 mm時各結(jié)構(gòu)的殼側(cè)努塞爾數(shù)和軸向歐拉數(shù)及其擬合曲線。在本文研究范圍內(nèi)(Rez,o=4 000～9 000)，通過線性回歸擬合的關(guān)聯(lián)式如式(8)(9)所示，不同結(jié)構(gòu)類型梯式螺旋折流板和弓形折流板半圓柱空間換熱器在螺距為40，50 mm時的擬合關(guān)聯(lián)式系數(shù)C和n如表3所示。公式(8)(9)可為螺旋折流板在半圓柱空間換熱器中的工程應(yīng)用提供參考。

Nuo=C1Rez,on1Pr1/3

(8)

Euz,o=C2Rez,on2

(9)

表3 擬合關(guān)聯(lián)式系數(shù)Tab.3 The coefficient of fitting correlation

4 結(jié)論

在相同工況下，對半圓柱空間下的梯式螺旋折流板換熱器和弓形折流板換熱器進(jìn)行了試驗(yàn)研究，通過對比分析其傳熱和壓降性能，得到如下結(jié)論。

(1)6種螺旋折流板方案的總傳熱系數(shù)和殼側(cè)換熱系數(shù)均優(yōu)于相同導(dǎo)程下的弓形折流板方案，其中性能最優(yōu)的單折彎梯式螺旋折流板方案(FH)的殼側(cè)換熱系數(shù)在導(dǎo)程40 mm和50 mm時比弓形折流板方案(S)分別平均提高了16.00%和16.57%，這是由于FH方案在折流板搭接處既避免了漏流區(qū)的形成，又方便利用拉桿套管對折流板固定，由于其折流板有更大的傾斜角，有利于殼側(cè)流體的混合，從而強(qiáng)化了傳熱。

(2)在相同導(dǎo)程下，弓形折流板方案(S)的壓降最大；單折彎梯式螺旋折流板方案(FH)次之；雙斜板梯式螺旋折流板方案(DH)最小。DH方案的壓降在導(dǎo)程40 mm和50 mm時可比S方案分別平均降低18.09%和20.55%，這是由于在相同導(dǎo)程下DH方案的折流板傾斜角更小，螺旋流的速度改變較為平滑，故其有更小的壓降。

(4)基于試驗(yàn)研究的數(shù)據(jù)，線性回歸分析殼程努塞爾數(shù)和軸向歐拉數(shù)與軸向雷諾數(shù)的相關(guān)性，得到了關(guān)于半圓柱空間換熱器殼程努塞爾數(shù)和軸向歐拉數(shù)的計(jì)算關(guān)聯(lián)式，可為工程應(yīng)用提供理論參考。