摘要：為了提高針翅管的傳熱效果,對針翅的長度、直徑、間距和傾角等參數進行最優組合,對針翅結構進行優化設計。采用正交設計方法,分別模擬9組針翅管的壓降及傳熱性能,流體介質為水-柴油,物性參數為等效溫度下的常量。結果表明,針翅管有較大的擴展表面,且針翅對流體有擾動作用,能大幅度地提高外傳熱膜系數;在所選針翅傳熱性能的4個影響因素中,針翅縱向間距是最敏感的。最后從理論上指出下一步強化傳熱的發展趨勢,即改變縱向間距或改變針翅間的傾斜角度。
    關鍵詞：針翅換熱器　正交設計　強化傳熱　優化
    　引　言
    近年來,國內在石化換熱設備強化傳熱方面,雖然對油品的換熱采用了低翅片螺紋管,擴大了傳熱面積,但強化傳熱仍然有限,對結垢和結焦難題仍沒有很好地解決。針翅管能夠強化傳熱,在運行中積垢較少,且耐腐蝕,特別是高粘度介質對其污染程度輕。正因為如此,針翅管可解決高粘度流體結垢和結焦問題以及高溫腐蝕性煙塵氣的積灰問題,具有其他強化傳熱管無可比擬的優越性。我國哈爾濱鍋爐廠生產的配“齊魯150 T/h”D型爐渣油加熱采用太陽棒針翅管結構,有效地解決了強化傳熱和防止污垢等問題。華南理工大學化工機械與安全工程研究所對此進行了多年的研究,并與中國石化集團公司北京設計院合作,對針翅管傳熱效果及流體力學性能、結構優化等方面進行了研究[1],研制出斜針翅高效傳熱元件。該元件對管外是高粘度油品傳熱的管殼式換熱器強化效果顯著[2]。增大針翅長度、減少針翅間距,可以增大翅化系數,從而增強傳熱。但隨著針翅長度的增加,導熱熱阻也隨之增大,針翅效率則逐漸降低,壓降增大,管束直徑也增大。當針翅長度增大到一定程度時,翅片的導熱熱阻和金屬耗量會大到足以抵消由于傳熱面積增加所帶來的收益時,進一步增大針翅長度對強化傳熱就沒有任何意義了,這就存在一個最佳長度的選擇。另外,對于一定的畢渥數Bi,針翅直徑的增大,間距的減小,可以增加傳熱量但是針翅間距的減小又限制了針翅直徑的變化范圍[3]。因此,要想得到較好的傳熱效果,必須對針翅的長度、直徑、間距、傾角等參數進行最優組合,對針翅結構進行優化設計。
    　數學模型建立與邊界條件
    1、優化目標函數的確定
    筆者建立的針翅管模型如圖1所示。
               
    尋找針翅管表面的最佳幾何參數,使單位傳熱量的換熱器體積最小。若忽略管壁及污垢熱阻,則針翅管的傳熱熱阻為[4]:
               
             
    當φ值最小時,V/S也是最小值,式(3)或(4)即為單位溫差傳熱量所需換熱器體積最小時的目標函數。在針翅管基管直徑d0給定的情況下,式(3)中的獨立變量可表示為:
    φ=φ(l,d,nt, s,αi,αo) (5)
    針翅管內側傳熱膜系數αi值與擴展表面的幾何參數及流動條件無關,可作常數處理,而針翅管外側傳熱膜系數αo值取決于擴展表面的幾何參數和流動條件。筆者在設計針翅管時,考慮l、s、nt、d4個因素,且各取3個水平,同時考慮其相互約束,得因素與水平參數,如表1所示。
              
    2、　流體物性及邊界條件
    筆者采用正交設計方法,分別模擬9組針翅管的壓降及傳熱性能。流體介質為水-柴油,柴油走殼程,熱水走管程,物性參數為等效溫度下的常量;管程流體和殼程流體采用逆流形式換熱;試驗中,殼程流體Re<2 300,其流動為層流,設定粘性模型為層流模型;而管程流體Re>10 000,為旺盛湍流,設定粘性模型為標準κ-ε模型。管程和殼程進口溫度分別設為343·55、307·85 K[5];由于針翅管套管換熱器的殼程結構比較復雜,采用四面體網格劃分。模型中邊界類型有4種:進口、出口、管壁和殼壁與實體(傳熱壁和釘頭)[6]。針翅管套管換熱器管程和殼程流體的熱傳遞和流動必須滿足基本控制方程,即能量方程、質量守恒方程、動量方程。內外管壁采用隱式分離求解對流與熱傳導的熱量交換;殼體壁面采用不可滲透、無滑移絕熱邊界。根據正交表[7],共設計9種管型,各管型幾何參數見表2。
               
    　數值模擬和正交設計結果分析
    1、　溫度場矢量圖
    圖2a是針翅管換熱器截面溫度矢量圖(Z=400 mm)。從圖可以看出,管程的平均溫度約345K,殼程的平均溫度約309 K,針翅周圍溫度明顯呈梯度分布,溫度最低處約312 K,這是殼程流體與釘頭的熱交換所致;傳熱管壁的溫度大約為334K,殼程有釘頭的部位溫度比殼程其他部位偏高;而管程內靠近管壁面的部位溫度稍低。
              
    從圖2b可以看出,傳熱管外壁的溫度大約為334 K,在有針翅的部位溫度比壁面其他部位高;針翅周圍溫度明顯呈梯度分布,溫度最低處約313K,最高處約為334 K,殼程流體與針翅存在熱交換現象。
    2、　殼程靜壓損失與靜壓力分布
    圖3為殼程靜壓分布與流體靜壓損失圖。其中圖3a為殼程流體從進口(Z=100 mm)到出口(Z=800mm)的靜壓力分布圖。由圖可以看出,從進口到出口,殼程流體壓降變化是有規律的,在Z=100~800mm,壓降呈階梯狀變化,這是因為此段有針翅的分布,總的殼程壓降變化約為160 Pa。圖3為與之對應的換熱器殼程流體靜壓損失圖,其壓降變化趨勢與圖3a較接近,呈階梯狀分布。
              
    3、　軸線方向流體質點跡線圖
    圖4為殼程流體從進口到出口沿軸線方向流動時流體質點的跡線圖。由圖可以看出,流體從進口進入后,在進行軸向流動的同時,當流經針翅時所有針翅都受到流體的橫向擾流,提高了流體的擾流度。同時,當流體流入針翅管束時,在前置針翅上開始形成層流邊界層,但邊界層隨即在后置針翅上被破壞,并在后置針翅的漩渦區中消失。隨后再在下一排針翅上形成新的邊界層,又反復被破壞使整個換熱面充分利用邊界層起始段薄、熱阻較小的有利條件。
               
    4、　數值模擬結果分析
    圖5是光管、直針翅管和斜針翅管套管換熱器模擬的殼程總傳熱系數K、壓降、外傳熱膜系數αo和綜合換熱性能(采用ho/Δp評價其綜合換熱性能)隨殼程進口速度的變化曲線。
               
    保持管程流速基本不變,改變殼程流速時,可以看出:
    (1)針翅管套管換熱器和光管換熱器的總傳熱系數K、壓降、外傳熱膜系數均隨管內外進口流速的增加而增加,且針翅管均明顯高于光管;
    (2)在同樣低的殼程進口流速狀態下,針翅管管外綜合換熱性能明顯優于光管;
    (3)隨著殼程流速的增大,針翅管換熱器和光管換熱器的ho/Δp均隨管外流速的增加而降低;
    (4)模擬結果表明, 7號管的傳熱效果最佳2號管在低雷諾數下的綜合換熱性能最佳。
    5、　正交設計結果分析
    以傳熱系數K作為考查指標來對針翅式換熱器的正交設計結果進行分析,結果如表3所示。
               
    從表3可以看出, 7號管的傳熱系數最大,其值為369W / (m2·℃)。計算每個因素水平導致結果之和的極差ΔK,見表4。根據極差大小順次排出因素的主次順序為B(s) >A(l) >C(n) >D(d)。
               
    根據表4所列出的計算數據作各因素對傳熱影響水平的趨勢圖(圖6)。從中可以確定每個因素的可能最佳水平。最后在因素和所選水平中便可以找出“可能最優方案的答案”是B1(s) >A3(l) >C2(nt) >D3(d)。
               
    從以上的結果分析可知,在所選的針翅傳熱性能的4個影響因素中,針翅間距最為敏感。在以后對換熱器性能的研究中,主要的工作應該放在改變針翅間距上,從而達到進一步優化和緊湊的目的。
    　結　論
    (1)模擬結果表明, 7號管的傳熱效果最佳。
    (2)針翅管具有較大的擴展表面,且針翅對流體有擾動作用,能較大幅度地提高外傳熱膜系數;與光管相比,低雷諾數下的強化倍數大于高雷諾數下的強化倍數,特別適用于高粘度油品介質的強化傳熱場合。
    (3)通過對正交設計結果進行分析,得出了4個影響因素之間的靈敏度差異,其中針翅縱向間距是最為敏感的。因此,從理論上得出了強化傳熱下一步的發展趨勢,即改變針翅縱向間距或針翅間的傾斜角度,能更好地達到針翅管強化傳熱和緊湊性的目的。