立式三分螺旋折流板冷凝器的數(shù)值計(jì)算

林 麗， 陳亞平， 吳嘉峰， 齊雋楠

（1.東南大學(xué)能源與環(huán)境學(xué)院，南京 210096；2.煙臺市建筑設(shè)計(jì)研究股份有限公司，煙臺 264600）

立式三分螺旋折流板冷凝器的數(shù)值計(jì)算

林 麗1，2， 陳亞平1， 吳嘉峰1， 齊雋楠1

（1.東南大學(xué)能源與環(huán)境學(xué)院，南京 210096；2.煙臺市建筑設(shè)計(jì)研究股份有限公司，煙臺 264600）

利用立式三分螺旋折流板冷凝器之傾斜折流板的疏液強(qiáng)化凝結(jié)傳熱是一種創(chuàng)新的改進(jìn).以數(shù)值模擬的方式，研究立式三分螺旋折流板冷凝器模型中傾斜折流板的疏液和螺旋通道內(nèi)的流動汽液分離對凝結(jié)換熱強(qiáng)化的影響.模擬結(jié)果表明，凝結(jié)換熱效果隨折流板傾斜角度減小而強(qiáng)化，且在含不凝性氣體時(shí)，傾斜角為15°，25°和35°的3種三分螺旋折流板冷凝器方案和弓形折流板換熱器方案比無折流板光管束Nusselt凝結(jié)模型方案的平均凝結(jié)換熱系數(shù)分別高出89.7%，75.7%，58.2%和33.1%.

立式冷凝器；三分螺旋折流板；數(shù)值模擬；凝結(jié)換熱；液膜

Key words：vertical condenser；trisection helical baffle heat exchangers；numerical simulation；condensation heat transfer；liquid film

立式冷凝器相比臥式冷凝器，具有占地面積小、抽管束方便和結(jié)構(gòu)簡便等優(yōu)點(diǎn)［1-2］.然而，傳統(tǒng)弓形折流板結(jié)構(gòu)的立式冷凝器由于其殼側(cè)的凝結(jié)換熱系數(shù)明顯低于臥式冷凝器，限制了立式冷凝器的應(yīng)用.例如，電廠高、低壓加熱器采用臥式換熱器結(jié)構(gòu)時(shí)，不僅本身占地面積較大，還要留有與管束長度相當(dāng)?shù)某楣苁玫目臻g，且水平方向抽取管束的操作也不方便；另一方面，高大的汽輪機(jī)廠房有著現(xiàn)成的起吊設(shè)備，如果能夠通過強(qiáng)化立式換熱器的管外凝結(jié)換熱，推廣使用立式高、低壓加熱器，不僅能有效減小占地面積，還能使其結(jié)構(gòu)更加簡單，無需設(shè)置滾輪導(dǎo)向軌等部件，并減少維修時(shí)間，這對于發(fā)電行業(yè)極有吸引力；同樣，立式螺旋折流板冷凝器對于制冷、化工等生產(chǎn)過程中廣泛應(yīng)用的冷凝設(shè)備的結(jié)構(gòu)改進(jìn)也有參考或借鑒意義.

強(qiáng)化凝結(jié)傳熱，一直是科研的熱點(diǎn)課題.目前，工業(yè)上一般僅能實(shí)現(xiàn)穩(wěn)定的膜狀凝結(jié).減薄液膜層的厚度，及時(shí)將傳熱表面上產(chǎn)生的凝結(jié)液排除是提高豎壁凝結(jié)換熱系數(shù)的關(guān)鍵手段.已有采用縱向金屬掛線［3］、縱槽管、螺紋槽管等強(qiáng)化方案［4］，使凝結(jié)液在表面張力的作用下流向溝槽的谷底，減薄波峰和凸出部分的液膜.彭曉峰等［5］曾提出一種分段冷凝、中間排液的強(qiáng)化管內(nèi)凝結(jié)技術(shù)思路，利用凝結(jié)的初始段液膜較薄、換熱系數(shù)較高的原理，構(gòu)造分段的短管傳熱面.陳亞平等［6-7］根據(jù)上述一些研究思路，在三分螺旋折流板換熱器基礎(chǔ)上，又提出了立式三分螺旋折流板冷凝器方案.其傾斜折流板不僅具有固定管束，抑制管束振動的作用，還具有將管束分隔成短管段，形成“排液盤”的功能.每塊扇形折流板下游處折邊形成擋液堰，引導(dǎo)凝結(jié)液流向外圍殼體內(nèi)壁，直接流向底部液囊而使管束表面液膜減薄，從而強(qiáng)化凝結(jié)傳熱.

本文通過數(shù)值模擬計(jì)算的方法研究立式三分螺旋折流板冷凝器的性能，計(jì)算管束表面液膜厚度、蒸汽凝結(jié)量和凝結(jié)換熱系數(shù)等的沿程變化以及折流板傾斜角對凝結(jié)性能強(qiáng)化的影響，有利于更好地表述采用三分螺旋折流板強(qiáng)化立式冷凝器凝結(jié)傳熱的機(jī)理，顯示可能達(dá)到的強(qiáng)化傳熱效果，指導(dǎo)不同工況下的立式冷凝器設(shè)計(jì)，是進(jìn)行性能實(shí)測試驗(yàn)的補(bǔ)充.管束壁面的凝結(jié)傳熱模型基于Nusselt［8］理論提出，并綜合文獻(xiàn)［9-12］的研究成果，考慮了氣液交界面剪切力等影響因素.由于不凝性氣體對工業(yè)換熱器中的凝結(jié)過程具有很大影響，忽略不凝性氣體影響的計(jì)算結(jié)果與實(shí)際情況相差甚遠(yuǎn)，因此盡管目前該領(lǐng)域的理論還很不完善，本文仍采用了Martin等［13］推薦的不凝性氣體質(zhì)量分?jǐn)?shù)減弱因子的方法，考慮了不凝性氣體的存在對凝結(jié)傳熱的弱化.將三分螺旋折流板的立式冷凝器與無折流板和弓形折流板冷凝器的傳熱數(shù)據(jù)相比較，以此模擬和揭示三分螺旋折流板強(qiáng)化凝結(jié)傳熱的作用機(jī)理.

1 立式三分螺旋折流板冷凝器模型

1.1 計(jì)算模型

立式三分螺旋折流板及弓形折流板冷凝器的結(jié)構(gòu)模型如圖1所示，其結(jié)構(gòu)參數(shù)如表1所示，螺旋折流板及弓形折流板參數(shù)如表2所示，該模型參數(shù)與擬進(jìn)行的性能試驗(yàn)是一致的.

圖1 立式螺旋折流板與弓形折流板冷凝器結(jié)構(gòu)示意圖Fig.1 Structure diagrams of vertical trisection helical baffle and segmental baffle condensers

表1 立式三分螺旋折流板與弓形折流板冷凝器結(jié)構(gòu)參數(shù)Tab.1 Structure parameters of vertical trisection helical baffle condenser and segmental baffle condenser

表2 立式三分螺旋折流板與弓形折流板冷凝器折流板參數(shù)Tab.2 Baffles structure parameters of vertical trisection helical baffle condenser and segmental baffle condenser

在立式三分螺旋折流板冷凝器中，蒸汽由三分螺旋折流板導(dǎo)向在管內(nèi)呈螺旋流動，傾斜掠過冷凝管并在管外凝結(jié)，凝結(jié)液沿管壁流下，遇折流板的阻擋后沿傾斜折流板流動，折流板上的液膜流到殼體內(nèi)壁，然后沿殼體內(nèi)壁流至換熱器底部.而在立式弓形折流板冷凝器中，蒸汽由弓形折流板引導(dǎo)在管內(nèi)呈“Z”字形流動，蒸汽在管外凝結(jié)，凝結(jié)液沿管壁流下，在弓形折流板處堆積直至從折流板缺口處溢出.蒸汽在立式冷凝器的管子上汽、液兩相流動和凝結(jié)過程的物理模型如圖2所示.參考蒸汽膜狀凝結(jié)的Nusselt理論，并考慮蒸汽流動對液膜的剪切作用，假設(shè)：a.管子表面覆蓋一層液膜，在有不凝性氣體存在時(shí)，液膜表面還覆蓋一層擴(kuò)散層，液膜和擴(kuò)散層的厚度相對于換熱管管徑都足夠小，故可不考慮管子的曲率；b.在動量方程中忽略慣性力、壓力梯度和對流項(xiàng)；c.忽略表面張力的效果；d.凝結(jié)液膜的流動是穩(wěn)定的層流，忽略粘性擴(kuò)散；e.凝結(jié)液膜的物理性質(zhì)恒定；f.不考慮蒸汽螺旋流動離心力的作用，但考慮了蒸汽隨凝結(jié)過程進(jìn)行流速的變化.取沿管長的豎直方向?yàn)閤方向，與換熱管垂直的水平方向?yàn)閥方向建立直角坐標(biāo)系.

實(shí)際工作中，錄音錄像可能會因?yàn)橐恍┛陀^原因而中斷，例如設(shè)備故障、損壞，天氣情況惡劣或者電量、存儲空間不足等。原則上，錄音錄像中斷的應(yīng)當(dāng)暫停訊問等取證工作，待錄音錄像恢復(fù)之后繼續(xù)進(jìn)行。如果出現(xiàn)緊急情情況不能中斷取證工作，而專業(yè)錄音錄像又無法使用時(shí)，可以允許使用手機(jī)等其他設(shè)備替代，但必須立即向監(jiān)察機(jī)關(guān)領(lǐng)導(dǎo)報(bào)告，事后出具書面說明，但是該錄音錄像的證明力可能會受到影響。

對于純蒸汽，忽略蒸汽流動條件下可得Nusselt經(jīng)典理論解，管壁液膜傳熱可以看成是凝結(jié)液的熱傳導(dǎo)，液膜局部換熱系數(shù)hNu（x）為

式中，λ為液膜導(dǎo)熱系數(shù)；δ（x）為液膜厚度沿管長x分布；r為蒸汽凝結(jié)潛熱；ρc為凝結(jié)液密度；μc為凝結(jié)液動力粘度；ts為蒸汽飽和溫度；tw為冷凝管壁溫.

由于不凝性氣體對凝結(jié)傳熱的影響不可忽略，故采用圖2所示的雙膜模型，按照Martin等［13］推薦的方法計(jì)算，其總凝結(jié)換熱系數(shù)hz及液膜和擴(kuò)散層的換熱系數(shù)的計(jì)算公式分別為

圖2 立式螺旋折流板冷凝器單根管上的凝結(jié)液膜物理模型示意圖Fig.2 Condensation diagram on a tube of vertical helical baffle condenser

式中，hc和hv分別為含不凝性氣體條件下液膜側(cè)和擴(kuò)散層側(cè)凝結(jié)換熱系數(shù)；ti為氣液交界面溫度；tv為蒸汽溫度；Yg為不凝性氣體的質(zhì)量分?jǐn)?shù)；f（Yg）為不凝性氣體減弱因子.在本文中將不凝性氣體質(zhì)量分?jǐn)?shù)取為3%.

液膜厚度可按照δ（x）=λ／hc（x）計(jì)算.考慮蒸汽流動對凝結(jié)液膜的剪切作用時(shí)，液膜動量方程及其邊界條件為

式中，u為液膜沿x方向的流動速度；τix為氣液交界面x方向剪切力.利用式（7）及邊界條件（7a）整理得速度u（y）的分布

式中，τix=τisinθ.采用Wallis［14］的計(jì)算方法τi=fρv／2.并根據(jù)Wallis管內(nèi)剪切力的摩擦因子計(jì)算公式構(gòu)造管外剪切力的摩擦因子計(jì)算式

式中，R為傳熱管外半徑；uv為蒸汽流速wv的x方向分量.單位管長管外一周液膜質(zhì)量為

單位時(shí)間單位面積管外蒸汽微分凝結(jié)量dm為

dm，τix和δ（x）均為未知量，τix亦與δ（x）相關(guān)，可利用能量平衡計(jì)算dm.根據(jù)液膜導(dǎo)熱量、擴(kuò)散層導(dǎo)熱量與蒸汽凝結(jié)放出潛熱熱量的能量平衡

由此可求得dm，迭代可得δ（x）.

弓形折流板凝結(jié)模型與立式三分螺旋折流板冷凝器有所不同.弓形折流板背流側(cè)的低速區(qū)為蒸汽流動死區(qū)，占總面積20%，同樣采用含不凝性氣體的凝結(jié)模型計(jì)算；流速較高區(qū)域采用上述考慮交界面剪切力的凝結(jié)模型算法.由于弓形折流板立式冷凝器中蒸汽流速不均勻的特點(diǎn)，導(dǎo)致不同區(qū)域的管外液膜厚度不同，為方便計(jì)算弓形折流板立式冷凝器液膜厚度與凝結(jié)換熱系數(shù)，本文采用不同區(qū)域管外液膜厚度與凝結(jié)換熱系數(shù)的平均值.

1.2 數(shù)值模擬

以立式三分螺旋折流板凝結(jié)冷凝器為例，利用Matlab軟件對其換熱情況及凝結(jié)液膜的分布進(jìn)行數(shù)值模擬，主要步驟如下：

a.先假定交界面溫度ti=（tw+tv）／2，液膜初始厚度δ，蒸汽凝結(jié)量mc0=0；

b.計(jì)算帶不凝性氣體條件下的hv和hc；

c.由式（13）和（12）更新ti和dm；

d.更新δ（x）；

e.循環(huán)迭代直至最近兩次蒸汽凝結(jié)量之差小于設(shè)定誤差輸出數(shù)據(jù)；

f.更新速度等計(jì)算參數(shù)，計(jì)算下一管長直至計(jì)算至冷凝器長度.

2 數(shù)值模擬結(jié)果與分析

圖3顯示了蒸汽含3%不凝性氣體，蒸汽初始流速為10 m／s，蒸汽溫度與壁面溫差為15 K條件下，3種不同傾斜角的立式三分螺旋折流板冷凝器δ，dm，mc和hz沿管長分布情況.作為比較，圖中同時(shí)給出了弓形折流板和無折流板的光管束方案以及在純蒸汽凝結(jié)條件下Nusselt經(jīng)典解的數(shù)據(jù).

圖3（a）中，含不凝性氣體的無折流板方案（Nu -gas）以及在純蒸汽的Nusselt凝結(jié)模型（Nu）的液膜厚度都沿管長逐漸增加，而三分螺旋折流板和弓形折流板凝結(jié)模型（seg）中液膜厚度均呈周期性分布.螺旋折流板方案每一螺旋周期內(nèi)液膜沿管長逐漸增厚，遇折流板沿折流板排泄到殼體內(nèi)壁流至殼體底部，從而減薄了傳熱管表面液膜厚度.弓形折流板液膜厚度變化亦呈現(xiàn)周期分布，但其折流板的疏液能力差，且在缺口處的折流板支撐距離是中間部分的2倍，管外液膜逐漸增厚，使得其折流板處平均液膜較螺旋折流板方案的厚.圖3（a）表明，純蒸汽Nusselt凝結(jié)模型液膜最厚，但是由于此時(shí)只有一層熱阻，其平均換熱系數(shù)是最高的.在含不凝性氣體的條件下，無折流板方案的平均液膜最厚，弓形折流板方案其次，而螺旋折流板方案的平均液膜厚度隨傾斜角減小而遞減.

圖3（b）中純蒸汽Nusselt凝結(jié)模型和含不凝性氣體時(shí)無折流板方案的微分凝結(jié)量曲線均為連續(xù)遞減型，但前者的數(shù)值比后者大得多，純蒸汽Nusselt凝結(jié)模型的平均微分凝結(jié)量最大，含不凝性氣體時(shí)無折流板方案的平均微分凝結(jié)量最小.其余方案在凝結(jié)的第一個(gè)周期的前段曲線是重合的；經(jīng)過折流板的疏液作用呈現(xiàn)周期性從大到小變化，即初期因液膜較薄，微分凝結(jié)量較大，隨液膜厚度增加微分凝結(jié)量逐漸減小.弓形折流板方案的平均微分凝結(jié)量低于螺旋折流板方案；螺旋折流板方案的平均微分凝結(jié)量隨傾斜角增加而減小.

圖3（c）顯示了各方案的積分凝結(jié)量沿管長的分布.可見在3／4管長內(nèi)純蒸汽Nusselt凝結(jié)模型的凝結(jié)量是最大的，在后1／4管長段被傾斜角15°螺旋折流板方案超出；傾斜角25°和35°的螺旋折流板方案分列第三和第四；弓形折流板方案和含不凝性氣體時(shí)無折流板方案分別為倒數(shù)第二和第一.在含不凝結(jié)性氣體條件下，采用螺旋折流板方案能夠接近甚至超過純蒸汽凝結(jié)的凝液量和傳熱系數(shù)，可見螺旋折流板疏液對強(qiáng)化凝結(jié)傳熱具有重要的意義.

圖3 不同方案的立式冷凝器內(nèi)δ，dm，mc和hz分布Fig.3 Distributions ofδ，dm，mcand hzin different vertical condenser schemes

圖3（d）顯示了各方案的局部換熱系數(shù)沿管長的分布.與圖3（b）的曲線類似，純蒸汽Nusselt凝結(jié)模型和含不凝性氣體時(shí)無折流板方案的微分凝結(jié)量曲線均為連續(xù)遞減型，純蒸汽Nusselt凝結(jié)模型的平均換熱系數(shù)最大，而含不凝性氣體時(shí)無折流板方案的平均換熱系數(shù)遠(yuǎn)小于其它凝結(jié)模型.對于有折流板的方案，凝結(jié)換熱系數(shù)在每個(gè)周期入口處達(dá)到最大值，隨管長快速減小.螺旋折流板凝結(jié)模型平均局部換熱系數(shù)隨傾斜角增加而減小.弓形折流板方案的局部凝結(jié)換熱系數(shù)低于螺旋折流板方案.傾斜角15°，25°和35°的立式三分螺旋折流板方案和弓形折流板方案凝結(jié)換熱系數(shù)相對于含不凝性氣體時(shí)無折流板方案的比值分別為1.897，1.757，1.582和1.331.

3 結(jié) 論

本文通過數(shù)值模擬研究立式三分螺旋折流板冷凝模型中傾斜折流板的疏液和流動對凝結(jié)換熱的強(qiáng)化作用，建立了含不凝性氣體條件下的不同傾斜角的立式三分螺旋折流板冷凝器方案、弓形折流板方案和無折流板光管束Nusselt凝結(jié)模型，并對各方案的凝結(jié)液膜厚度、蒸汽凝結(jié)量和凝結(jié)換熱系數(shù)沿管程的分布情況進(jìn)行了分析比較.其主要結(jié)論如下：

a.相同條件下，純蒸汽Nusselt凝結(jié)模型的平均液膜最厚，但其只有一層液膜熱阻；含不凝性氣體無折流板光管束Nusselt凝結(jié)模型其次；弓形折流板方案第三；不同傾斜角螺旋折流板方案的平均液膜厚度隨傾斜角減小而遞減.有折流板方案的液膜厚度均呈現(xiàn)周期性變化.

b.純蒸汽Nusselt凝結(jié)模型和含不凝性氣體無折流板光管束Nusselt凝結(jié)模型的微分凝結(jié)量和局部換熱系數(shù)均呈現(xiàn)先快后慢連續(xù)下降的趨勢，但前者的數(shù)值比后者大得多；其余有折流板方案的微分凝結(jié)量和局部換熱系數(shù)均呈現(xiàn)周期性變化.

c.相對于含不凝性氣體時(shí)無折流板光管束Nusselt凝結(jié)模型方案，傾斜角15°，25°和35°的立式三分螺旋折流板方案和弓形折流板方案的凝結(jié)換熱系數(shù)的相對比值分別為1.897，1.757，1.582和1.331.

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（編輯：董 偉）

Numerical Simulation of Vertical Trisection Helical Baffle Condensers

LINLi1，2， CHENYa-ping1， WUJia-feng1， QIJun-nan1
（1.School of Energy and Environment，Southeast University，Nanjing 210096，China；2.Yantai Architectural Design and Research Co.，Ltd.，Yantai 264600，China）

A novel structure of vertical trisection helical baffle feed water heater can enhance the heat transfer by effectively draining the condensate with inclined baffles and separating water droplets from vapor due to centrifugal force in helix channels.The draining film effect of inclined baffles and the impact of spiral flow on condensation heat transfer in a vertical trisection helical baffle condenser were numerically simulated.These simulation schemes include the Nusselt condensation models under the conditions of pure steam or in presence of non-condensable gas，the vertical trisection helical baffle condenser schemes with baffle inclined angles of 15°，25°and 35° and the segmental baffle scheme in the presence of non-condensable gas.The results demonstrate that the condensation heat transfer increases with the decrease of inclined angle of helical baffles，and in the presence of non-condensable gas，the average condensation heat transfer coefficients of three trisection helical baffle schemes with inclined angles of 15°，25°and 35°and the segmental baffle scheme are 89.7%，75.7%，58.2%and 33.1%higher than that of the bare tube bundle of Nusselt condensation model.

TK 172

A

2013-08-31

國家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目（51276035）；江蘇省科技創(chuàng)新與成果轉(zhuǎn)化專項(xiàng)引導(dǎo)資金項(xiàng)目（BY2011155）第一作者：林 麗（1987-），女，碩士研究生.研究方向：強(qiáng)化傳熱.E-mail：804620928＠qq.com

陳亞平（1956-），男，教授.研究方向：強(qiáng)化傳熱.E-mail：ypgchen＠sina.com

1007-6735（2014）04-0333-05

10.13255／j.cnki.jusst.2014.04.006