蒸發(fā)式空冷器低密度翅片管束干工況換熱及阻力特性

張 慶, 王學生, 阮偉程, 孟祥宇, 陳琴珠

(華東理工大學承壓系統(tǒng)與安全教育部重點實驗室,上海 200237)

蒸發(fā)式空冷器低密度翅片管束干工況換熱及阻力特性

張 慶, 王學生, 阮偉程, 孟祥宇, 陳琴珠

(華東理工大學承壓系統(tǒng)與安全教育部重點實驗室,上海 200237)

建立了工業(yè)用8排翅片管束空冷實驗裝置,討論了翅片管干式空冷代替光管濕式空冷的可行性,研究低進口風溫、風量對翅片管干式空冷換熱的影響。實驗結果表明:低進口風溫下,翅片管干式空冷可用來代替光管濕式空冷換熱,降低進口風溫能有效強化翅片管干式空冷換熱,其換熱能力亦隨著配風量的增加而提高。實驗中翅片管管外換熱系數(shù)和管束壓降實驗值與國外關聯(lián)式計算結果有差別,擬合給出本實驗翅片管管外傳熱關聯(lián)式及管束壓降關聯(lián)式,為工業(yè)應用設計提供依據(jù)。

空氣冷卻器; 翅片管; 傳熱性能; 壓降

傳統(tǒng)光管濕式空冷器采取噴淋水為冷卻介質,耗水量較大[1-2],而翅片管空冷器具有較大換熱面積,采取空氣為冷卻介質,能取代傳統(tǒng)的水冷卻介質,達到節(jié)水的作用[3-4],可用于年平均氣溫較低、水資源匱乏地區(qū)。

國內外有研究者對翅片管干式空冷進行了理論和實驗研究,其中Briggs等[5]對于翅片管束換熱性能的研究以及Robinson等[6]對于翅片管束阻力降的研究最為大家重視。Webb[7]認為很難給出一個普適關聯(lián)式,推薦采用文獻[5]的傳熱關聯(lián)式和文獻[6]的壓降關聯(lián)式。而Eckels等[8]與Weierman等[9]的實驗數(shù)據(jù)與文獻[5-6]中關聯(lián)式計算有誤差。后續(xù)有國內外研究者[10-12]在文獻[5-6]研究的基礎上進行了實驗驗證以及管束的改進。本文依據(jù)實際表面蒸發(fā)工業(yè)應用裝置,用于翅片管的干式空冷和濕式表面蒸發(fā)實驗,其中翅片管干式空冷主要用于秋冬低溫環(huán)境,而翅片管濕式表面蒸發(fā)則用于夏季高溫環(huán)境。所采用表面蒸發(fā)裝置集翅片管干濕應用工況于一體,有別于文獻[5-6]中的純干空冷工況裝置結構,且文獻[5-6]推薦關聯(lián)式中未給出適用環(huán)境相對濕度范圍,從而給具體的表面蒸發(fā)翅片管干式空冷的優(yōu)化設計和實際工程應用的準確性與可靠性帶來了誤差。本文重點討論翅片管干式空冷代替光管濕式空冷的可行性,研究低密度翅片管束干式空冷在實際不同進口風溫工況下的傳熱性能與阻力特性,與國外研究進行對比,給出管外傳熱系數(shù)和管束壓降關聯(lián)式。

1 實驗系統(tǒng)

1.1實驗裝置

實驗裝置如圖1所示,由熱物料循環(huán)系統(tǒng)、噴淋水系統(tǒng)、風洞系統(tǒng)組成。熱物料系統(tǒng)由加熱爐、穩(wěn)壓罐組成,管內熱物料為導熱油。噴淋水系統(tǒng)由水泵與儲水罐組成,經陽離子交換器處理的軟化水作為管外噴淋水。風洞系統(tǒng)包括風道、離心風機與直流電機,離心風機由整流電路控制柜控制實現(xiàn)無級調速,保證風速的穩(wěn)定可調,實驗流程見圖2。在進行干式空冷實驗時將噴淋水系統(tǒng)關閉,導熱油經加熱爐加熱、穩(wěn)壓罐穩(wěn)壓后進入空冷器翅片管束,將熱量傳導至翅片管,而空氣經空冷器底部由引流式風機自下而上抽出,空氣掠過翅片管束通過對流傳熱帶走工質熱量后經空冷器上部排出,而后導熱油流回加熱爐進行循環(huán)加熱。

圖1 實驗裝置Fig.1 Experimental apparatuses

圖2 實驗裝置流程圖Fig.2 Flow chart of the experimental apparatus

1.2實驗元件

實驗用翅片管為雙金屬軋片管,基管為25 mm×2.5 mm的20#碳鋼管,外部軋制鋁翅片,翅片厚度0.7 mm,間距3 mm,密度333片/m,高度15.5 mm,傳熱管成正三角形排列,管間距63.5 mm。管束為兩管程,共計8排管,每排10根翅片管,管長2.31 m,其中從上至下1～4排管為進口段,5～8排管為出口段。

圖3 翅片管參數(shù)及管束排布Fig.3 Fin tube parameters and tube bundle arrangement

2 實驗數(shù)據(jù)處理

(1) 基本傳熱公式

Q=AUoFt·ΔTm

(1)

式中:Q為傳熱量,W;A為傳熱面積,m2;ΔTm為對數(shù)平均溫差,℃;Uo為總傳熱系數(shù),W/(m2·℃);Ft為溫差修正系數(shù)。

(2) 傳熱總熱阻

對翅片管式換熱器,以基管外表面為基準的傳熱總熱阻可表示為

(2)

以翅片管外表面為基準的傳熱總熱阻可表示為

(3)

式中:hi為管內傳熱系數(shù),W/(m2·℃);Ai為管內表面積,m2;Ao為基管無翅片表面積,m2;管內熱阻Rif=0.000 17 (m2·℃)/W;do為基管外徑,m;di為基管內徑,m;間隙熱阻Rg忽略不計;Rf為翅片熱阻,(m2·℃)/W;Af為翅片管外表面積,m2;翅片管表面污垢熱阻Rff=0.000 07 (m2·℃)/W;ho為以基管外表面為基準的管外換熱系數(shù),W/(m2·℃);Lf為翅片管束總長度,m;hf為以基管外表面為基準管外換熱系數(shù),W/(m2·℃)。

(3) 管內傳熱系數(shù)

應用Dittus-Boelter公式[13]:

Nu=0.023Re0.8Pr0.3

(4)

式中:Nu為努塞爾數(shù);Re為雷諾數(shù);Pr為普朗特數(shù)。

(4) 翅片熱阻Rf

(5)

式中:Ef為翅片效率,根據(jù)等厚度圓形翅片效率曲線查取[14]。

3 結果分析

3.1翅片管干空冷代替光管濕空冷的可行性

常見的圓管型蒸發(fā)式冷卻器雖然換熱性能優(yōu)良,但是常年需要較高的風量和用水量,還會產生很高的排污量,導致其生產成本與維護成本高昂[15]。采用翅片管替代圓管,主要著眼于降低蒸發(fā)式冷卻器的年用水量,并減免相關生產與維護成本。文獻[16]利用本實驗裝置,將翅片管換成鋁碳鋼復合光管,在其實驗裝置的基礎上,分別進行了進口風溫為24 ℃、32 ℃的光管濕式空冷實驗,翅片管干空冷隨進口風溫變化的熱流密度與光管濕空冷隨噴淋密度變化的熱流密度對比如圖4所示。

由圖4可知,在進口風溫為8～18 ℃,風機頻率為40 Hz時翅片管干空冷實驗換熱效果比光管濕空冷對應的換熱效果差,此時翅片管較大換熱面積的優(yōu)勢不足以替代光管噴淋水的優(yōu)勢,可以通過稍微提高風機頻率來增加管束迎面風速,使得翅片管干空冷換熱得到強化。圖4顯示翅片管干空冷在風機頻率50 Hz,進口風溫12.9 ℃時換熱效果與光管濕空冷在風機頻率40 Hz,進口風溫32 ℃,噴淋密度0.017 3 kg/(m·s)時換熱效果相當,同樣翅片管干空冷在風機頻率50 Hz,進口風溫8.3 ℃時換熱效果與光管濕空冷在風機頻率40 Hz,進口風溫24 ℃,噴淋密度0.007 5 kg/(m·s)時換熱效果相當?？梢娫诘瓦M口風溫條件下,可用翅片管干空冷替代光管濕空冷換熱,可以有效節(jié)水。

圖4 熱流密度對比Fig.4 Comparison of heat flux

3.2環(huán)境溫度和風速的影響

翅片管干式空冷器運行受環(huán)境溫度影響較大,隨著環(huán)境溫度降低,進口風溫降低,對數(shù)溫差增大,傳熱推動力增加,有利于強化管外換熱過程,如圖5所示。而隨著應面風速的增加,翅片管外空氣流動Re變大,翅片管間的漩渦流動愈加強烈,使得兩翅片通道中兩壁面上的邊界層產生的干擾愈加明顯,管外換熱得到強化。

圖5 進口風溫、迎面風速與對數(shù)溫差的關系Fig.5 Relationship between inlet air temperature and head wind speed and logarithmic temperature difference

控制管程導熱油流量為22.8 m3/h,管程流體湍流充分發(fā)展,來流空氣干濕球溫度由立式空調機組調節(jié)穩(wěn)定,空氣側溫、濕度傳感器精度為0.15%,進口風溫分別為8、10、12、14、18 ℃,空氣相對濕度為65%～75%,每組進口風溫下迎面風速變化范圍:1.51～3.43 m/s。管束熱流密度隨環(huán)境溫度和迎面風速的變化如圖6所示。當迎面風速恒定時,進口風溫越低,管束熱流密度越大,換熱得到強化。在同一進口風溫下,隨著管束迎面風速的增加,管束間流體湍動越劇烈,邊界層擾動越強烈,管束換熱能力越強。

圖6 熱流密度與迎面風速及進口風溫關系Fig.6 Relationship between heat flux and head wind speed and inlet air temperature

3.3翅片管束傳熱系數(shù)

Briggs和Young對正三角形排列的圓形管束的管外空氣側換熱系數(shù)進行了研究,獲得了以翅片外表面為基準的換熱系數(shù)計算式[5]:

(6)

式中:Gmax為最窄截面空氣質量流速,kg/(m2·s);k為空氣導熱系數(shù),W/(m·℃);Cp為空氣比熱容,J/(kg·℃);μ為空氣黏度,Pa·s;dr,l,s分別為翅根直徑、翅片高度和翅片凈間距,m,式(6)的標準誤差為5.1%。

由公式(6)可給出以翅片外表面為基準的換熱系數(shù)計算值,由式(1)、(3)、(4)、(5)可得出以翅片管外表面為基準的換熱系數(shù)實驗值。5組進口風溫實驗條件下空氣相對濕度保持在65%～75%,計算出翅片管外換熱系數(shù)并與式(6)計算值進行比較,結果如圖7所示。

由圖7可知翅片管外換熱系數(shù)實驗值與Briggs和Young計算值存在誤差,實驗值比理論計算值小24.35%～44.29%。

造成上述誤差的主要原因是實驗裝置中管束部分過渡段的存在,如圖8所示,過渡段是用于安裝噴嘴以便下一步翅片管濕式空冷實驗。由文獻[17]圓翅片管從層流轉變?yōu)橥牧鞯呐R界雷諾數(shù)為8 000,當雷諾數(shù)低于8 000時,處于混合流動范圍,實驗中處于過渡段的空氣雷諾數(shù)為2 390～5 530,對錯排的翅片管束,位于下層的各排管束對上層的各排管束起到湍流發(fā)生器的作用,但當空氣從底部穿過下層4排管束,流經過渡段時,氣流湍動減弱,空氣對上層管束換熱邊界層擾動變弱,使得上層管束換熱效率降低。此外,翅片管束兩側距空冷器管箱壁面的距離不同造成旁路流的差異,文獻[18]指出了旁路流對蒸發(fā)式空冷器換熱的影響,以及進口空氣相對濕度范圍的不同所造成的空氣物性有所變化都使得實驗結果和關聯(lián)式有所偏差。

圖7 換熱系數(shù)與雷諾數(shù)關系Fig.7 Relationship between heat transfer coefficient and Reynolds number

圖8 管束氣流分布示意圖Fig.8 Schematic diagram of airflow distribution

考慮雷諾數(shù)以及管束換熱定性溫度下空氣導熱系數(shù)和普朗特數(shù)的綜合影響,將進口風溫分別為8、10、12、14、18 ℃下的實驗數(shù)據(jù)擬合得到以翅片管外表面為基準的換熱系數(shù)關聯(lián)式:

hf=0.380 5λRe1.002Pr2.865

(7)

式中:λ為空氣導熱系數(shù),W/(m·℃)。關聯(lián)式適用范圍為管間距63.5 mm,管束三角形排布,翅片密度333片/m,進口空氣相對濕度65%～75%,管內充分湍流,管束空氣雷諾數(shù)4 600～11 200。式(7)最大擬合偏差為-4.580%～4.139%。擬合公式與實驗值對比見圖9。

圖9 換熱性能綜合影響關系曲線Fig.9 Comprehensive impact curve of heat transfer performance

3.4低密度翅片管束壓力降

Robinson和Briggs通過實驗研究求得空氣掠過三角形排列的圓形翅片管束的氣流阻力計算式[6],如式(8)和式(9)所示。

(8)

(9)

式中:ΔPst為空氣穿過翅片管束壓降,Pa;fa為摩擦因子;Np為管排數(shù);ρa為定性溫度下空氣密度,kg/m3;μa為定性溫度下空氣黏度,Pa·s;S1為迎風面方向傳熱管管心距,m;S2為管排方向縱向管心距,m。上式的標準差為10.7%。

將由式(8)、式(9)計算得到的管束壓降值與本文實驗值對比,結果如圖10所示,可知本文翅片管束壓降實驗值與Robinson和Briggs計算值相比減小0.12%～21.66%,在低迎面風速時,過渡段影響較小,兩者誤差較小;隨著迎面風速的增加,空氣湍動加劇,過渡段的存在影響顯著,由式(8)、式(9)計算得到的管束壓降值與實際實驗值誤差增加。文獻[5]中給出的以翅片外表面為基準的換熱系數(shù)關聯(lián)式與文獻[6]給出的圓形翅片管束的氣流阻力關聯(lián)式是實驗時基于不同管束結構范圍給出的,因此兩者在相同雷諾數(shù)下與實驗結果的偏差有所不同。

實驗所用管束翅片密度333片/m,有別于傳統(tǒng)國產高翅片管,屬于低密度翅片管,綜合考慮5組進口風溫下的管束壓降數(shù)據(jù),將管束壓降實驗數(shù)據(jù)擬合成關于雷諾數(shù)的關聯(lián)式:

Δp=1.083×10-4Re1.528

(10)

式(10)適用范圍:管間距63.5 mm,管束三角形排布,翅片密度每米333片,進口空氣相對濕度65%～75%,管內充分湍流,管束空氣雷諾數(shù)4 600～11 200。式(10)最大擬合偏差為-6.196%～2.951%。擬合公式與實驗值對比見圖11。

圖10 管束壓降與雷諾數(shù)關系曲線Fig.10 Relationship between pressure drop of tube bundle and Reynolds number

圖11 管束壓降綜合影響曲線Fig.11 Comprehensive impact curve of pressure drop

4 結 論

(1) 在低環(huán)境溫度條件下,可用翅片管干式空冷來替代光管濕式空冷換熱。

(2) 環(huán)境溫度對翅片管干式空冷換熱性能影響較大,進口風溫降低,對數(shù)溫差增大,傳熱推動力增加。而迎面風速的增加,使得兩翅片壁面上的邊界層擾動變強,管外換熱得到強化。

(3) 由實驗結果推出以翅片管外表面為基準的管外換熱系數(shù)關聯(lián)式:hf=0.380 5λRe1.002Pr2.865;翅片管束壓降關聯(lián)式:Δp=1.083×10-4Re1.528。本文為蒸發(fā)式空冷器在干工況下的實際工業(yè)應用設計提供了參考。

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HeatTransferandResistanceCharacteristicsofEvaporativeAirCoolerwithLowDensityFinnedTubeBundlesunderDryCondition

ZHANGQing,WANGXue-sheng,RUANWei-cheng,MENGXiang-yu,CHENQin-zhu

(KeyLaboratoryofPressureSystemandSafety,MinistryofEducation,EastChinaUniversityofScienceandTechnology,Shanghai200237,China)

The air-cooled experimental device with8-row industrial finned tube bundle was established,and the feasibility of using dry air cooling with finned tubes to substitute wet air cooling with smooth tubes was discussed.Meanwhile,the influence of low inlet air temperature and air flow on the dry air-cooled heat transfer performance is studied.The experimental results show that the dry air cooling of the finned tubes can be used to replace the wet air cooling of the smooth tubes under low inlet air temperature condition,reducing the inlet air temperature can effectively enhance the air-cooled heat transfer performance of the finned tubes,and the heat transfer capacity of the finned tubes increases with the increment of air distribution.In the experiment,the external heat transfer coefficient of the finned tubes is different from that of the foreign correlation calculation.The correlations of the heat transfer and the pressure drop of the tube bundles are given,which provide the basis for practical application in industry.

air cooler; finned tube; heat transfer performance; pressure drop

1006-3080(2017)04-0578-06

10.14135/j.cnki.1006-3080.2017.04.019

2016-10-28

張 慶(1993-),男,安徽宿州人,博士生,主要研究方向為過程裝備熱質傳遞強化。

王學生,E-mail:wangxs@ecust.edu.cn

TQ051.5

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