倒齿螺旋翅片管束换热及阻力特性试验研究

贺吉涛，史跃岗，刘 丹，刘天笑，林贞宇,周 昊，王子安

(1.中油(新疆)石油工程有限公司，新疆 克拉玛依 834000；2.杭州锅炉集团股份有限公司，浙江 杭州 310021；3.浙江大学能源清洁利用国家重点实验室，浙江 杭州 310027； 4.上海仪器仪表自控系统检验测试所有限公司，上海 200233)

0 引言

螺旋翅片管束因其传热面积大、换热效率高、结构紧凑等优势，被广泛应用于余热回收[1]领域。为了进一步提高换热器的效率和结构紧凑度，从而降低成本，研究者对螺旋翅片管束进行了各方面的优化研究。李志敏等[2]通过试验，研究了不同管束排布参数对螺旋翅片管换热特性和阻力特性的强化效果。在传统螺旋翅片管结构的基础上，研究者提出了齿形结构螺旋翅片管，并对其开展研究[3-5]。卓宁等[6]研究了管排数对于平齿螺旋翅片管传热性能的影响，并发现其传热性能比传统螺旋翅片管高11.6%～11.8%。Kawaguchi等[7]通过试验研究，比较了齿形螺旋翅片管与连续螺旋翅片管的性能特点，指出当翅片螺距足够大时，连续形翅片管束的性能特征明显弱于齿形翅片管束。马有福等[8-10]采用试验方法，研究了不同翅片螺距、管束排布结构下，锯齿螺旋翅片换热器的特性。研究结果表明，换热管束综合性能随着翅片螺距和横向节距的增大而增大，而纵向节距则存在一个使得综合性能最佳的最优值。Anoop等[11]认为齿形翅片管的显性传热系数随着翅片间距增大、翅片高度降低及翅片厚度的升高而增大。王学刚等[12]通过数值模拟和模化试验相结合的方法，指出当翅片螺距为6.35 mm时，折齿型螺旋翅片管束的性能最优。曹雅文等[13]的研究结果显示：管束横向间距对折齿型螺旋翅片管换热的影响效果强于纵向间距，但两者影响均不强。上述研究主要集中在翅片结构和管束排布。Pongsoi[14]、罗亮[15]等指出，除了翅片结构和管束排布外，操作条件也是影响管束换热及阻力特性的重要因素之一。

目前，对于齿形结构的研究已相对成熟，但对倒齿形结构的研究还未有报道。因此，本文主要通过试验，研究了不同入口烟温、烟气流速和水流速下倒齿形螺旋翅片管的换热及阻力特性，为工程实际应用提供参考。

1 试验装置和测量

试验以高温烟气和循环冷却水作为换热工质。整个试验系统包括热风炉、引风机、换热器测试段、水泵、恒温水箱、调温水箱和数据测试采集系统。

热风炉燃烧柴油产生的烟气作为翅侧换热烟气，通过调节热风炉控制烟气温度达到目标值。为了提高测试段入口处烟气流场的均匀度，在换热器入口前端烟道内布置了用于整流的导流板和格栅网。

利用试验余热阶段热风炉产生的高温烟气，将换热管内的冷却水加热到目标温度附近。待入口水温达到目标值后，换热器出口的部分热水被排出，同时向调温水箱添加冷却水，使入口水温稳定在目标值附近。试验时，冷却水入口温度控制在烟气露点温度之上，可避免由于管壁温度过低造成烟气中水分在翅片管表面冷凝，从而影响试验测试。本文主要测试烟气温度、烟气流速和冷却水流速对管束换热及阻力特性的影响。

试验系统结构如图1所示。

图1 试验系统结构Fig.1 Experimental system structure

试验操作条件如表1所示。

表1 试验操作条件

翅片管结构如图2所示。

图2 翅片管结构示意图Fig.2 Schematic diagram of finned-tube structure

烟气进出口温度和循环冷却水进出口温度均由校准后的K型热电偶测量。烟气流量由校准后的靠背管测得的动压经公式计算得出。靠背管动压和换热器压降均由testo435多功能测量仪获取。烟气中水分体积分数及烟气成分分别由便携式烟气水分仪和烟气分析仪测量。冷却水流速由西尼尔涡街流量计获得。

本文研究对象是翅片螺距为6.35 mm的倒齿螺旋翅片管束，共布置10排(烟气流向)×8.5排(垂直烟气方向)排管。其中，0.5排管是用模拟管箱内翅侧气流的流动，并不参与换热。管束排布烟气流向间距为71 mm，垂直烟气方向间距为83 mm。翅片高16 mm，齿高10.92 mm。每个倒齿先径向偏折一定角度，再每间隔一个按一定角度倾倒。翅片厚度为0.8 mm，宽为3.97 mm。

2 数据处理

试验中，烟气侧放热量Qgas和管内冷却水吸热量Qw由测量的烟气和水的质量流量及进、出口温度变化计算获得，如式(1)和式(2)所示：

Qgas=mgasCp,gas(Tg,in-Tg.out)

(1)

Qw=mwCp,w(Tw,in-Tw,out)

(2)

式中：mgas为测量的烟气质量流量；mw为测量的水质量流量；Cp,gas为烟气的等压比热容；Cp,w为水的等压比热容；Tg,in、Tg,out分别为烟气的进出口温度；Tw,in、Tw,out分别为水的进、出口温度。

根据传热计算的基本方程式计算总的传热系数K，如式(3)所示：

(3)

式中：A为烟气侧的总换热面积；L为按逆流方式计算的对数平均温差。

将K代入翅侧传热公式，可得烟气侧对流传热系数ho，如式(4)所示：

(4)

式中：Ai为管内换热面积；Af为翅片面积；At为光管面积；A=Af+At；do、di分别为基管的外径和内径；Nt、Nl分别为横向管排数和纵向管排数；Lt为换热管长度；kt为管壁导热系数；η为翅片效率。(由Gardner[16]经验式和Weierman[17]修正式计算获得)；hi为管内冷却水的对流换热系数，由于管内是雷诺数(Re)大于104的完全湍流，因此采用Gnielinski[18]半经验公式计算。

单排管压降损失欧拉数(Eu)由式(5)计算获得：

(5)

式中：ΔP为测得的换热器的总压降；mgas为管束间最小流通截面处的烟气质量流量；ρ为进、出口烟气平均温度下烟气的密度。

当操作条件稳定后开始记录数据。每10 s记录一个数据点，至少记录60个数据点。每组试验第一个工况均至少重复三次，以确保试验的重复性。数据处理时，定性尺寸和定性温度分别取基管外径和换热器测试段进出口烟气平均温度。烟气热物性由测得的烟气成分及烟气平均温度通过烟气物性直接计算公式[19]获得，循环冷却水的物性根据测得的进出口水温平均值利用标准[20]计算获得。通过Moffat[21]方法间接计算出总换热量、总传热系数、努赛尔数(Nu)和欧拉数(Eu)的最大不确定度分别为2.19%、3.37%、3.91%和2.66%。

3 试验结果分析与讨论

3.1 入口烟气温度对倒齿翅片管束和阻力特性的影响

试验给出了相同进水流速(vw,in=0.6 m/s)、不同入口烟温(Tw,in=50 ℃)下烟气横掠错列布置倒齿螺旋翅片管总换热量、总传热系数、Nu和Eu随Re变化的情况。不同入口烟温下，总换热量、总传热系数和Nu随Re变化情况分别如图3～图5所示。

图3 不同入口烟温下总换热量随Re变化情况Fig.3 Variation of total heat transfer rate with Reat different inlet gas temperature

图4 不同入口烟温下总传热系数随Re变化情况Fig.4 Variation of total heat transfer coefficient factor with Reat different inlet gas temperature

图5 不同入口烟温下Nu随Re变化情况Fig.5 Variation of Nu with Re at different inlet gas temperature

由图3可知，在相同Re、冷却水流速和入口温度(vw,in=0.6 m/s,Tw,in=50 ℃)下，当入口烟温从250 ℃升高到350 ℃时，总换热量增大了170 kW左右。保持其他参数条件一致，入口烟气温度为350 ℃和300 ℃时，总换热量相比250 ℃时的总换热量分别提高了34%和64%左右。入口烟气温度的升高对于总传热量有强化作用，且强化作用随着温度升高而微降。文献[22]提到的强化传热的基本途径之一便是增大温差。但是这种方法增大了能源利用的不可逆性，在使用时还需慎重考虑。

由图4可知，总传热系数随着入口烟气温度的升高而增大，但总的影响效果较小，且这种增长趋势随着温度的升高逐渐减小。

由图5可知，当入口烟温为300 ℃时，烟气侧的Nu最大，对流换热效果最佳。这主要是因为由图4可知，300 ℃和350 ℃的烟气总传热系数均高于250 ℃且大小接近，在保证其他参数一致的情况下，烟气侧对流换热系数趋势与总传热系数一致，与烟气侧对流换热系数成正比、与烟气导热系数成反比，烟气导热系数随着入口烟气温度升高而增大[19]。因此，300 ℃入口烟温下的最大。不同烟气温度下(vw,in=0.6 m/s,Tw,in=50 ℃)，Nu随Re的变化情况如图6所示。

图6 不同入口烟温下Eu随Re变化情况Fig.6 Variation of Eu with Re at different inlet gas temperature

从图6可以看出，Eu随着烟气温度的升高变化不大。这主要是因为烟气温度的变化改变了烟气的物理性质。虽然烟气温度升高使得烟气运动粘度增大从而增大流动阻力，但是烟气密度随着烟气温度的升高而变小，烟气与翅片表面摩擦阻力的减小使得烟气流动阻力降低，在两者相互作用下烟气温度对流动阻力的影响不大。

3.2 烟气流速对倒齿翅片管束和阻力特性的影响

在Tg,in=300 ℃、vw,in=0.6 m/s、Tw,in=50 ℃情况下，换热器压降与Nu随最小流通截面流速变化情况如图7所示。

图7 换热器压降与Nu随最小流通截面流速变化情况Fig.7 Variation of the pressure drop and Nu with flow velocityof the minimum flow cross section

从图7中可以看出，Nu随着管间流速的增大而增大，当烟气流速由8 m/s增大到16 m/s时，Nu增大了40.5%左右，说明随着烟气流速的增大，换热得到了强化。这主要是因为烟气流速增大后，能够改变管间流动状态，提高烟气流动的湍流脉动程度，从而提高了管束换热能力。倒齿螺旋换热管束的总压降随着最小流通截面烟气流速的增大而增大。这是因为流速增大后，流体的扰动程度增大，使得烟气流动阻力增大。

3.3 冷却水流速对倒齿翅片管束换热和阻力特性的影响

为了比较冷却水流量对倒齿螺旋翅片管束性能的影响，本文参考实际余热锅炉冷却水管内流速0.5～0.6 m/s为变量范围。不同冷却水流速下总换热量、总传热系数和Nu随Re变化情况分别如图8～图10所示。

图8 不同冷却水流速下总换热量随Re变化情况Fig.8 Variation of total heat transfer rate with Re atdifferent cooling water flow rate

图9 不同冷却水流速下总传热系数随Re变化情况Fig.9 Variation of total heat transfer coefficient factor with Reat different cooling water flow rate

图10 不同冷却水流速下Nu随Re变化情况Fig.10 Variation of Nu with Re at different cooling water flow rate

当管内冷却水流速由0.5 m/s增大至0.6 m/s，管束总换热量、总传热系数和Nu分别增大了2.9%、3.7%和1.7%。这是因为随着冷却水流速增大，冷却水在管内停留时间减小，通过管壁和翅片与管外热烟气换热时间减少，冷却水升温程度降低，增大了冷却水与烟气间的温差，从而强化了换热。

当Tw,in=50 ℃、Tg,in=300 ℃时，不同冷却水流速下Eu随Re变化情况如图11所示。从图11可以看出，在本文研究范围内，冷却水流量对于倒齿螺旋翅片管束的阻力特性影响很小。

图11 不同冷却水流速下Eu随Re变化情况Fig.11 Variation of Eu with Re at different cooling water flow rate

4 结论

本文通过试验，研究了操作条件对错列布置的倒齿形螺旋翅片管换热和阻力的影响规律，得出了如下结论。

①在Re=6 500～14 000范围内，保持其他参数不变，烟气温度从250 ℃升高到350 ℃，倒齿总换热量提高了64%左右。这主要是因为增大了换热温差。烟气温度升高对倒齿的总换热系数和Nu影响不大。烟气温度对于倒齿的流动阻力影响不大。

②在管间流速为8～16 m/s范围内，保持其他参数不变，烟气的Nu和压降均随着烟气流速的增大而增大。这主要是因为烟气流速增大后能强化流体的扰动程度，从而强化换热和增大阻力。

③在Re=7 000～14 000范围内，保持其他参数不变，冷却水流量增大有利于强化倒齿翅片管的换热，管束总换热量、总传热系数和Nu分别增大了2.9%、3.7%和1.7%，流量改变对于管束的阻力影响很小，可以忽略不计。

④本研究得出的操作条件对倒齿形换热器换热和阻力特性影响的结果可供相关工程应用作参考。