换热器板片
新闻动态
换热器壳程局部传热系数的测定方法点击：2147 日期：[ 2014-04-26 21:53:57 ] |
| 换热器壳程局部传热系数的测定方法 曾文良1, 2,邓先和1,李志武1 (1.华南理工大学传热强化与过程节能教育部重点实验室,广东广州 510640;2.衡阳师范学院化学与材料科学系,湖南衡阳 421000) 摘要：提出了一种适用于气体在换热器管束间的局部表面传热系数的实验测试方法。误差分析表明,该方法所产生的最大相对误差为5. 11%;分别对空气纵向和横向冲刷正方形与正三角形2种排列方式的管束进行局部传热的实验和数值模拟研究,将实验结果、数值模拟结果与经验公式进行比较。研究表明:实验值与数值模拟、经验公式吻合较好,最大偏差小于10%;综合误差分析与实验结果比较,表明该方法简单、方便,并且可靠。 关键词：局部传热系数;管壳式换热器;测试方法 中图分类号：TQ 051. 5 文献标识码：A 文章编号：1005-9954(2010)02-0013-05 对于局部传热系数的实验测定方法,大致可以分直接接触方法和间接测量方法。早期主要采用直接接触方法,这一类方法主要有直接量热测温的方法[1-3]、测温量热集成[4]、传质/传热类比法[5-6]。近10年来出现了几种间接测量方法,其分别是红外热成像法[7-8]、液晶热谱法[9-10]和激光衍射荧光成像[10-11]。这些方法能够非常有效地测量局部表面传热系数,且能将结果直接可视化。然而这些方法共同的特点都是利用光学原理,因此只适用于平面或者比较简单的传热表面,而对于换热器壳程管束间的局部传热,这一类方法显得毫无作用。 尽管由于管壳式换热器壳程结构的复杂性,自20世纪50年代以来,对其局部传热性能的研究从未中断过,但是基本上集中在直接接触方法,这类方法的共同特点是其结果一般为局部平均值,很难得到真正意义上局部传热系数[1-6]。然而为了对壳程结构的优化与改进、新型壳程支撑结构的开发以及新型强化传热元件的应用,迫切需要了解换热器壳程的局部传热性能及其分布,因此研究换热器壳程的局部传热性能具有非常重要的意义。本研究提出一种全新的气体在管束间的局部传热系数实验方法,该方法采用了导热系数较小且稳定的PP-R(无规聚丙烯)管束,从而通过直接测量管外壁面温度分布来计算局部传热系数。 1·实验原理与装置 1.1 实验原理 在稳态下,管内壁面对管外壁面的热量传递可以简化为一维问题,图1是截取传热管外壁面的任一无穷小单元体积。 假定这一单元体积的下表面温度为T,K;上表面(即管外壁面)温度为To,w, K;管外流体温度为To, g,K;管内壁温度为T,i w,K。对图1所示的微小单元体积做能量平衡计算,稳态下有: 式中:q,qr分别为上、下表面的热流量,W;αo为管外表面传热系数,W /(m2·K);λ为传热管的导热系数,W /(m·K);A,Ar分别为单元体积的上、下表面的面积;r为微小传热区域下表面半径, m。则dA=Ro·dθ·dz, dA=r·dθ·dz,其中R为传热管半径,m; dz为微小传热区域z方向的长度,m; dθ为微小传热区域下表面的长度,m;θ为热电偶位置与直径的夹角, rad。 在PP-R传热管外表面嵌入规格为0. 2 mm的T型热电偶,测量管外壁温度、管内壁温度以及管外气体的温度,经式(3)可以计算出管束间的局部传热系数。采用Hot-Disk的TPS2500导热系数测定仪对PP-R传热管材料分别在20℃和80℃下测试其导热系数,测量结果分别为0. 210 4 W /(m·K)和0.211 5W /(m·K)。 1.2 实验装置 实验流程如图2所示。 通过图2的实验装置,分别对空气纵向、横向冲刷正方形(间距为30 mm×30 mm)和正三角形(间距为32. 5mm×32. 5mm)2种排列方式的管束的局部传热性能进行实验。为了减少实验过程中壳体对实验结果的影响,实验装置共选用4×9排管束的换热器,只对最中间的管束进行实验。 传热管外的热电偶布置如图3所示,其中横向冲刷实验段长度为150 mm,在传热管对称的半圆周的管外壁面上,均匀布置7对热电偶,共2排;对于纵向冲刷,实验段长度为500 mm,在实验区域的1/4圆周均匀布置4对热电偶,共均匀布置4排。 实验过程中,通过蒸汽锅炉产生饱和蒸汽,蒸汽出口压力控制在0. 01 MPa(g),在实验管的末端安装1个疏水阀,以便及时排干传热管内的冷凝水;空气流量采用变频器进行变频调节,用迪形管测量管道内空气的平均动压头,动压头采用精度为0. 1 Pa的差压传感器进行测量;分别对空气的进出口、水蒸气的进出口、传热管内壁面以及传热管的外壁温度进行测量,所有温度均采用经过标定的精度为0. 1℃且规格为0. 2 mm的T型热电偶进行测定,实验过程中数据均采用HP34970数据采集仪进行在线自动采集。 2 ·数值模型与数值方法 2.1 数值模型 数值模型如图4所示,u为空气来流平均速度,m/s。 对于换热器壳程的管束支撑结构一般是按照一定距离间隙进行周期性布局的,而且管束的排列不但呈现周期性,亦具有对称性,因此当流体在充分发展条件时,横向冲刷管束的情况下,可以将计算模型简化为如图4中所示的2维周期性模型。同样在流体充分发展条件下,纵向冲刷管束时,其数值模型可以简化为如图4中的3维周期性模型。 2.2 数值方法 简化和假设:①不考虑支撑物引起的传热面积增加;②流体进出系统的压力变化较小,近似为不可压缩流体;③流动和传热均已充分发展。边界条件:①管壁及支撑物壁面为无滑移边界;②恒定管内壁温为373. 15 K,管壁厚度为0. 003 m,管壁材料的导热系数为0. 211 0W /(m·K) ;③单元流道的管间平面为对称边界;④流动介质为常压空气;⑤进出口采用周期性边界,给定不同Re下的对应的质量流量。 数值方法:①采用分体网格,对壁面进行加密处理;②采用k-ε湍流模型;③用SIMPLEC算法进行压力和速度的耦合,壁面处理采用强化壁面函数法;④控制各物理量的残差小于10-6。 3 结果与分析 3.1 理论误差分析 由误差传递理论,根据式(3)得到管外表面传热系数的相对误差可以表示为： （4） 式中:b为管壁厚度,m;δ为绝对误差值。实验过程中, T型热电偶的测温误差为0. 1℃,管内壁温度维持在100℃,管外空气温度在30—35℃,而管外壁温度在40—80℃之间波动,PP-R传热管规格为25 mm×3. 0 mm,壁厚的最大偏差为0.1mm,导热系数仪最大偏差为3%,故有： 通过以上误差分析,表明采用该方法测量局部表面传热系数所能产生的最大相对误差为5. 11%。 3.2 实验结果对比与分析 3.2.1 平均传热系数的比较 图5和图6分别是纵向、横向冲刷管束的平均传热系数Nu的比较,其Nu的具体处理方法见文献[4]。 图5中的经验数据是参考Dittus-Boelter[12]的经验关联式,可以看出,管束排列方式对实验结果和模拟结果影响极小,即在流体纵向冲刷管束的Nu与管束的排列方式无关,而且实验结果与数值模拟结果非常接近,二者之间的最大偏差小于3%;比较实验结果与经验值时发现,在较低Re下,二者的偏差相对较大,但最大偏差仍然在10%以内,而在高Re下,实验结果与经验公式非常接近。这主要是因为Dittus-Boelter经验式适用条件在完全湍流下(Re≥10 000),因此在较低Re下,实验结果与经验值存在较大的偏差。由此得出在纵向冲刷管束的条件下,该实验方法是准确可靠的,同样表明数值结果亦是可靠的。 图6中的经验数据是参考Grimson[12]的经验关联公式,通过图6可以看出,无论空气横向冲刷正方形排列管束还是正三角形排列管束,实验结果、经验参考值与数值模拟值之间基本吻合,其最大相对误差在6%以内,完全符合经验公式的误差范围,表明了采用以上提出的实验方法,在横向冲刷管束条件下,实验结果是准确可靠的,同样表明了该条件下的数值模拟结果也是准确的。 3.2.2 局部传热系数的比较 图7和图8分别是横向冲刷正方形和正三角形管束的局部传热系数Nu的比较,流动方向与角度见图的右上角。由于前面对数值结果的准确性进行了证实,因此可以将数值结果作为参照。从图中曲线可以看出,实验结果与数值模拟结果变化趋势完全一致,尽管较低Re下偏差较大,但最大偏差依然在10%以内。对于流体横向冲刷管束的局部传热文献[13-14],由于这些文献针对的条件与本方法相距较大,因此无法与文献进行相应的数值上的比较,但是与文献值的变化趋势基本一致。通过图7和图8的局部传热系数的对比,基本上可以判断该方法是准确可靠的。 4 结论 (1)误差传递分析表明,该方法的最大相对误差不大于5.11%,完全可以满足工程研究的误差要求。 (2)通过平均传热系数的比较,结果表明纵向冲刷时,实验结果、经验值、数值结果三者之间吻合较好,且最大偏差在10%以内;横向冲刷时,实验值、经验值和数值结果之间均很好吻合,最大相对偏差不大于6%。 (3)综合实验原理、误差分析、实验验证3个方面,均说明了该方法是简单、方便、并且可靠。 参考文献：略 |
| 上一篇：高螺纹管换热器制造工艺开发 | 下一篇：换热器开缝翅片的参数影响分析研究 |