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钉头管自支承式换热器壳程性能研究
1.江楠 1.江飞飞 2.许海峰
(1.华南理工大学化工机械研究所,广东广州 510641; 2.华南理工大学科技实业总厂,广东广州 510640)
摘要：对钉头管自支承式换热器钉头纵向间距分别为20, 35和50 mm的三种钉头管-光管混合管束进行了壳程性能试验研究,并与纯光管管束试验进行了比较,得到了钉头管自支承式换热器的壳程摩擦阻力系数和传热膜系数的回归关联式。研究结果表明钉头管自支承式换热器具有良好的壳程强化传热性能,当1000≤Re≤4295时,以钉头纵向间距s=35 mm的混合管束的α/Δp性能最优,其平均值比光管管束提高了34%。
关键词：自支承式换热器;钉头管;混合管束;壳程强化传热
中图分类号：TQ051. 5;TQ050. 3 文献标识码：A 文章编号：1001-4837(2008)03-0018-04
对流传热及其强化一直是人们研究的重点。目前,关于壳程强化传热技术的研究主要集中在改变换热管外表面结构和改变管间支承结构两个方向上。常见的改变换热管外表面结构的强化传热管有:螺纹管、锯齿形翅片管、太阳棒针翅管和花瓣管等;而对于管间支承结构,根据换热器壳程流体流动方向与管束的夹角,可以分为三种类型:错流型、纵向流型、螺旋流型,其典型管间支承结构分别为弓形折流板、折流杆和螺旋折流板。管子自支承型结构属于纵向流型,主要有变截面管自支承、波纹管自支承、螺旋扭扁管自支承结构等。
关于太阳棒针翅管的研究表明,太阳棒针翅管 适宜在雷诺数较低的场合使用,其强化传热性能较好,传热膜系数高,但同时压降也随着传热膜系数的 提高而显著增大[1~3];而关于变截面自支承式换热器[4]的研究则表明,三角形布管时,若变截面管与光管的数量按照1∶2的比例组成混合管束,其强化 传热性能较好,同时压降也小[5]。结合以上两种强 化传热管的优点,提出了钉头管-光管混合管束自支承式换热器[6]。
1 钉头管自支承式换热器结构简介
钉头管自支承式换热器除管束是由钉头管-光管混合布置而成外,其他结构与普通管壳式换热器相同。这种混合管束是一种管子自支承结构,它将壳程强化传热的两种基本技术———换热管外表面结构变化和管束支承结构有机结合起来,既利用管外表面结构的变化来达到强化壳程传热的目的,又能够利用管外表面结构的改变来互相支撑管子,不再 需要设置专门的管束支承装置。钉头管自支承混合管束结构如图1所示。
图1中1~12号管为钉头管,每个环向截面上的6个钉头呈等间距分布。每根光管都由三个不同 方向的钉头支承,从而确保各管子的定位。钉头的高度可根据管壳式换热器的管间距或管板的强度来确定,钉头的直径、纵向分布密度,均参考太阳棒针翅管的优化设计。而钉头的环向分布密度除了参考太阳棒针翅管的优化设计要求外,还需考虑管束的 布管方式。通过钉头与光管的支承作用,不仅省去了管束的支撑装置,减少了成本,而且钉头管各截面上的钉头均匀地分布在整根管子上,每个钉头都对管束起到了支承作用,使得管子各段受力均匀,大大减小了管子发生振动破坏的可能性。
2 试验研究
为了比较不同混合管束的强化传热性能,文中对纯光管管束和三种钉头管-光管混合管束进行了空气-蒸汽传热试验,两种管束的基管直径均为 Φ19mm×2mm,管长均为2000mm。其中三种钉头管的结构参数如表1所示。
试验流程如图2所示,试验过程中,水蒸气走管程,空气走壳程。两侧流体的进出口温度由温度传感器测量,而壳程压降则通过U型管压差计测得。
首先进行冷模试验,即只向壳程通入空气,测量空气的流量、进出口温度和压降,以便求解摩擦阻力系数。随后,进行热模试验,测量空气的流量及空气和水蒸气的进出口温度。
3 试验结果分析
3. 1 摩擦阻力系数
摩擦阻力系数由两部分组成,一部分是由于总压力分布在物体表面上不对称所引起的曳力,因它主要取决于物体的形状,称为形状曳力;另一部分是物体表面上剪应力所引起的摩擦曳力。根据方程:
试验结果表明:
(1)当560≤Re≤4295时,钉头管-光管混合管束的壳程摩擦阻力系数f′均高于光管管束,而且 壳程摩擦阻力系数随着钉头纵向间距的增大而减小;
(2)在整个试验范围内,摩擦阻力系数f′随R 的变化关系较为连续,没有非常明显的突变点。经计算比较可知,整个试验范围内(560≤Re≤4295), =50, 35, 20 mm的三种钉头管-光管混合管束的平均阻力系数分别比纯光管管束的大9%, 13%和 41%左右。
因此在试验范围内对摩擦阻力系数进行二元线性回归,得摩擦阻力系数的关联式为:
其中,光管管束换热器摩擦阻力系数关联式的 拟合相关系数为0. 9738;混合管束的拟合相关系数 为0. 9664。
由式(2)可见,钉头管-光管混合管束换热器 的壳程摩擦阻力系数与Re及钉头的结构尺寸均相 关。
3. 2 传热膜系数
试验测得的不同管束的Nu—Re关系见图4。
由图4可见:
(1)当560≤Re≤4295时,混合管束的Nu数随钉头纵向间距的增大而减小;
(2)在整个试验范围内,与光管管束换热器相比,s=50, 35和20mm的三种混合管束换热器的壳 程平均Nu数分别提高了35%, 65%和92%。
(3)混合管束的Nu—Re的变化规律在整个试验过程中几乎没有发生突变。与前面所研究的f′— Re变化规律相比,Nu—Re在整个过程中的变化显 得更为连续。可以这样解释:由于钉头的存在,当流体还处于层流状态时,流体的径向混合得以加强,核心区流体的速度场温度场趋于均匀,壁面及壁面附近区域的温度梯度增大,层流换热得以强化;而又由于钉头的扰流作用,使得流体原有的流动规律被破 坏,促进了涡的形成,从而使得流体的转捩现象提前甚至变得不那么明显,也就是说流体在较小的雷诺数下,可能已经达到了湍流状态;同时钉头在此还起到二次传热面的作用,增大了总传热面积。
因此在整个试验范围内多元回归分析Nu准则关联式,得:
其中,光管管束换热器壳程传热膜系数关联式 的拟合相关系数为0. 9756;混合管束的拟合相关系 数为0. 9844。
由式(4)可见,钉头管-光管混合管束的传热 膜系数由Re,Pr及钉头管的结构参数共同决定。
4 强化传热性能评价
采用α/Δp法评价传热性能,α/Δp越大,说明强化传热性能越好(见图5)。
试验结果表明:
(1)在试验范围内(560≤Re≤4295),钉头管- 光管混合管束的壳程α/Δp性能总优越于光管管 束, s=50, 35和20 mm的混合管束分别比纯光管管 束的平均α/Δp性能提高了19%, 33%和29%。
(2)当560≤Re<2500时, 4种管束的α/Δp性 能均随着Re的增大而降低;而当2500≤Re≤4295 时,α/Δp则随Re的增大而增大。
(3)当560≤Re<1100时,s=20 mm的混合管 束传热强化性能较s=35mm的混合管束优越,就平 均α/Δp性能而言,s=50, 35, 20 mm的混合管束分 别比纯光管管束提高了14%, 35%和40%;但当 1000≤Re≤2500时,则以s=35 mm的钉头管-光 管混合管束的α/Δp性能最优,s=50, 35, 20 mm的 混合管束分别比纯光管管束提高了21%, 42%和 34%。
(4)当2500<Re≤4295时,s=35 mm的钉头管-光管混合管束传热强化性能最优,并且随着雷诺数的增大,其传热强化性能的优越性更为明显。
(5)总体而言,在1000≤Re≤4295时, s=35mm的混合管束换热器其强化传热性能最高,其平 均α/Δp性能比纯光管管束提高了34%左右。
5 结论
(1)钉头管自支承式换热器具有良好的强化传 热效果。在试验雷诺数范围内,s=50, 35, 20 mm的 钉头管-光管混合管束换热器与纯光管管束换热器 相比,平均传热性能分别提高了35%, 65%和92%, 而平均摩擦阻力系数仅分别上升了9%, 13%和 41%。
(2)从壳程的平均α/Δp性能来看,在整个试验 范围内,钉头管-光管混合管束比纯光管管束提高了19% ~33%;其中,s=20 mm的混合管束换热器 在560≤Re<1000时,其平均α/Δp性能最优,比纯 光管管束提高了40%;而s=35 mm的混合管束换 热器在1000≤Re≤4295时,其平均α/Δp性能最优,比纯光管管束提高了34%。
(3)钉头管-光管混合管束换热器中,各钉头不仅能起到强化传热的作用,而且钉头管各截面的每个钉头都对管束起到了支承作用,每根光管都受到来自三个或者两个方向的钉头的支承。更主要的是各钉头均匀地分布在整根管子上,使得管子各段受力均匀,大大减小了管子发生振动破坏的可能性。
参考文献:
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[4] 岑汉钊,江楠,钱颂文,等.无折流板变截面管轴向流 换热器[P].中国专利: 96245049. 9, 1998-09-02.
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[6] 易宏.管壳式换热器混合管束传热与流阻性能研究 [D].广州:华南理工大学, 1999.
[7] 江楠,才建东.一种管子自支承式换热器[P].中国专 利: 00227221. 0, 2000-12-03.
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