强化传热燃烧器（精选七篇）
强化传热燃烧器 篇1
关键词：加热炉,改造,强化传热燃烧器,热效率,环保
在现代石油化工生产中, 加热炉既是主要的耗能设备, 又是生产装置挖潜增效的“瓶颈”之一。对于常减压装置加热炉的燃烧效率甚至可以直接影响到整套装置的能耗水平, 因此采用新技术提高加热炉的热效率就显得尤为重要。
锦西石化北蒸馏装置原设计常压炉减压炉各一座, 热负荷分别为27.86MW和11.6MW, 2009年为解决全厂二次加工平衡问题, 对北蒸馏装置进行改造, 停用减压系统。改造后对原常压炉进行标定计算热效率只有88%, 低于中石油加热炉热效率90%的规定标准。为满足装置今后的大负荷生产、装置三年一修的要求, 必须对加热炉进行改造。本着实现投资小、效率高、施工周期短的改造目标, 经多方调研发现以改善炉膛传热方式、提高炉管热强度为设计理念的新型强化燃烧器具有优越的使用性能, 在不改变加热炉主体设计的情况下, 可大幅度改善炉膛内燃烧环境、提高热效率、满足大负荷长周期运转需要。
1 新型强化传热燃烧器
1.1 新型强化传热燃烧器的工作原理
基于新型强化燃烧器为基础的新型强化传热技术, 突破了以往加热炉炉膛固有的传热模式, 此种燃烧器通过独特设计, 让燃料在预燃室充分预燃后, 通过燃烧室出口收缩式设计产生的文氏管效应极大的提高了火焰的喉口喷射速度, 从而在辐射式底部形成较强的低压区。在高速火焰的射流和低压区的双重作用下, 部分高温烟气在被辐射室顶部负压抽出辐射室前从辐射室上部回流到辐射室底部, 使得辐射室内的高温烟气形成了一定的对流循环。正因为辐射室内高温烟气对流循环的形成, 使炉膛内的气流更加均匀的同时延长了高温烟气在炉膛辐射室内的滞留时间, 从而使加热炉辐射室的对流传热比例大幅提高, 因此在很大程度上降低了传统加热炉辐射室轴向和径向不均匀热强度, 从而有效提高了辐射室的传热效率。达到提高加热炉总热负荷、提高加热炉热效率的目的。
1.2 新型强化传热燃烧器的主要特点
该燃烧器有如下特点:
(1) 火焰收敛、刚劲有利、喷射速度高, 见图1、图2;
(2) 燃烧强度高、燃烧效率高;
(3) 即可单独烧油或天然气, 也可油气混烧, 而且燃料气喷枪的燃烧状况可调节, 使各种负荷下的燃烧状况达到最佳[1];
(4) 安装方便, 对原有加热炉基本不做改动, 个别情况下也只需对原燃烧器风道接口处做细微调整。
3 新型强化传热燃烧器的应用效果
经过多方调查分析、计算, 和多处的实地考察, 2009年7月装置停工检修时, 在常压炉中安装了12套LGH/Q300Ⅱ新型强化传热燃烧器。9月1号装置开工, 喷嘴投用, 10月份车间对装置进行标定, 燃烧器总体状况良好, 达到预期目的。改造前后加热炉运行参数对比见表1。
从表1中可以看出:
(1) 改造后炉膛温度下降明显, 在油品进料量同为约220t/h的情况下炉膛温度由668℃下降至606℃左右, 按照设计模拟工况, 即使都装置运行后期 (以36个月计算) 辐射室也不会超过炉膛允许温度800℃。
(2) 改造后, 排烟温度下降显著, 由改造前的215℃下降到180℃, 烟气带走的热量损失减少。
(3) 炉膛平均温差减小, 由于辐射室对流传热被强化, 烟气更加平稳有效, 改造后炉膛内部之间温差下降10℃～15℃, 炉膛内热量分布更加均匀合理, 从而提高了加热炉的操作弹性。改造前当加热炉处理量大幅度调整时, 加热炉就较难控制;改造后在实际生产中进料量在上下30%波动时加热炉都能很好的控制, 操作弹性有了较大提高。
(4) 更加有利于环境保护, 由于新型强化传热燃烧器采用多次配风、燃料多级雾化等先进技术, 实现了空气与燃料的强化混合、充分燃烧, 有效控制了烟气中由于燃料不完全燃烧产生的CO、NOX等有毒有害物质。
(5) 提高了热效率, 新型强化传热燃烧器在设计上从热力学第二定律出发, 着重考虑了能量传递过程, 使燃料转化的能量具有更高的做功能力, 把烟气中的能量最大限度的传递给被加热介质。实际操作过程中, 加热炉排烟温度和烟气中氧含量的高低对加热炉效率影响较大, 排烟温度越高、烟气中氧含量越多, 加热炉的热损失就越大, 热效率也就越低[2]。
以表中数据对新型燃烧器使用前后排烟损失热量占供给能量百分比进行如下计算:
采用反平衡计算法[3]
式中:Q——排烟损失热量占供给能量的百分数, %
α——过剩空气系数
Tg——排烟温度, ℃
Ta——外供热源预热空气时, 热空气温度, ℃
W——雾化蒸汽用量, kg/kg燃料, 取W=0.4
其中:
O2、CO、H2、CH4:烟气中各组分的体积百分数
RO2:烟气中CO2、SO2的体积百分数之和
将数据带入公式 (2)
则使用新型强化传热燃烧器之前:
使用新型强化传热燃烧器之后
为保证数据具有可比性采用近似工况做对比, 均取Ta=145℃, 将表1数据及α1、α2带入公式 (1)
使用新型强化传热燃烧器之前:
使用新型强化传热燃烧器之后:
由排烟造成的热损失减少量:
Q1-Q2=11.12-8.94=2.2
以上数据可以看出, 在近似工况下, 使用新型强化传热燃烧器之后, 排烟温度有显著下降, 烟气中氧含量有显著减少, 仅减少的排烟热损失就在2.2%, 由此可推断加热率综合热效率至少可提升4%, 达到91%以上。但是考虑到加热炉在改造过程中进行了路管除垢等常规检修, 参照以往经验常规检修后加热炉综合热效率提升一般在1%左右, 由此可得出仅使用新型强化燃烧器可将加热炉综合热效率提升3%以上。
4 结 论
通过使用证明新型强化传热燃烧器不仅能显著改善加热炉辐射室对流情况, 使温度分布更加均匀, 在提高加热炉操作弹性的同时提高炉管热强度, 对加热炉热效率提升在3%以上, 以北蒸馏常压炉为例每年至少可节省燃料费用250万元;而且可以显著改善烟气组分, 减少有毒有害气体排放, 有利于环境保护[5]。
新型强化传热燃烧器用于加热炉节能改造具有投资少、见效快、施工方便、经济效益显著等优点, 改造后加热炉能满足大负荷长周期运转要求, 因此不论是对旧装置进行改造还是新建装置都有广泛的应用前景。
参考文献
[1]王洪国, 杨臻.加热炉燃烧系统油气燃烧器改造[J].中国设备工程, 2003 (12) :46-48.
[2]钱家麟.管式加热炉[M].北京:中国石化出版社, 2003:87-100.
[3]炼油装置技术标定丛书编写组.常减压蒸馏装置技术标定程序[M].北京:烃加工出版社, 1989:41-45.
[4]郑炽, 等.化工工艺设计手册[M].北京:化学工业出版社, 1996:230-243.
强化传热燃烧器 篇2
本文在考虑再生冷却面板尺寸与冷却燃料量保持不变的耦合性限制条件下, 通过建立模型进行计算, 综合分析了非均匀热流密度下, 冷却通道内壁厚度、高度、宽度及侧肋厚度等结构参数对再生冷却面板冷却性能的影响。
1 物理模型与控制方程
1.1 简化假定
槽道式再生冷却面板流通截面如图1所示, 在矩形通道中高速流动的冷却剂对壁面进行冷却, 将来自燃烧室高温燃气的热流通过壁面传给冷却剂。由于超音速燃烧室冷却的复杂性, 为分析结构参数的影响, 假设: (1) 冷却剂无相变潜热的释放吸收, 为单相流动; (2) 忽略通道拐角处的连通长度, 冷却剂在拐角两侧温度一样, 但考虑速度和压力变化; (3) 侧肋对称面为绝热面; (4) 冷却通道材料和冷却剂均为漫灰体; (5) 忽略冷却通道向环境的散热。因此, 交叉布置的冷却面板可以近似看作多个冷却通道的串联。
1.2 冷却通道换热模型
冷却通道单元的换热模型如图2所示, 单元长度为H, 宽为 (xi+1-xi) , 冷却剂通过辐射-对流换热冷却通道壁面, 壁面热流满足关系
式中Φilw, r———通道单元i的壁面辐射热流量;
Φilw, c———通道单元i的壁面对流热流量。
依据冷却剂流动方向上的能量守恒, 通过该单元i时冷却剂吸收的热流量为
式中Gm———冷却剂的质量流量;
Cp, i———冷却通道i内的冷却剂的平均定压比热;
Tfi、Tfi+1———通道单元i冷却剂流入流出的温度。
单位时间燃气传给冷却通道单元i对应的燃烧室壁面的辐射-对流热流量为
式中qgw (x, y) ———燃烧室壁面辐射-对流热流密度分布函数;
Aigw———冷却通道单元i对应的燃烧室冷却面积。
依据假设条件, 由能量守恒可知, 稳态时燃气传入的热量经过内壁, 全部被冷却剂吸收, 则冷却单元i传热方程满足关系式
因此, 冷却剂的温度可表示为
1.3 控制方程和边界条件
冷却通道单元截面几何结构如图3所示, 通道结构的二维稳态导热微分方程为
再生冷却中燃烧室壁面有时用隔热涂层。由于涂层的导热系数很小, 相当于增加了额外的热阻。讨论中采用与燃烧室内壁等同的假设, 隔热涂层的导热系数随温度变化很小, 假定在所关心的温度范围内保持不变, 通过涂层的稳态热传导也可由傅立叶定律求得。
边界条件:BC给定为第二类热边界条件:qgw=qgw (x, y) ;AB和CD均为对称边界条件: (T/n) w=0;AD为绝热边界条件: (T/n) w=0;与冷却剂接触的内边界为对流辐射边界条件:
冷却通道壁面对流换热系数采用Petukhov实验关联式计算[8]:
式中de———当量直径;
ReD———雷诺数;
Pr———普朗特数;
x———距入口的距离;
ξ———通道内湍流流动的达尔西阻力系数。
按弗罗年柯 (Filonenko) 公式计算;Nu∞为平均努塞尔数, 依据流动状态可分别采用下式计算:
冷却通道壁面与冷却剂间的辐射传热采用蒙特卡罗法计算[9], 壁面处的辐射热流为
式中Ms、Mv———参加辐射换热的面元、体元数;
S———面元参与辐射的面积;
ε———发射率;
V———体元的体积;
κ———冷却剂吸收系数;
RDi, j———单元i对单元j的辐射传递因子。
冷却剂选用航空煤油, 其密度采用Peng-Robinson状态方程, 定压比热、导热系数和动力粘度参看文献[10]。航空煤油的光谱吸收指数取自文献[11], 采用平均吸收系数计算其介质辐射。冷却通道内的压力损失由沿程损失和局部损失两部分组成, 文献[12]分别给出了两种损失的计算公式。
2 数值计算
计算中保持再生冷却面板尺寸与冷却燃料量恒定, 依据假设条件将整个冷却面板视为多个冷却通道的串联, 因此计算包括冷却剂与通道结构两部分。
冷却剂传热性能模拟从冷却面板入口侧开始逐个进行迭代计算。依据通道结构的几何参数, 确定计算通道的几何位置, 据此计算燃气侧加热热流, 通过该通道内冷却剂的能量守恒和沿程压降的联立方程, 依据入口等边界条件, 迭代求解出冷却剂在此通道出口处的温度、压强和速度, 为通道结构传热计算提供热边界条件。通道结构采用内节点法对固相区域进行离散, 在温度变化剧烈的基板处加密网格, 计算通道内壁面和冷却剂间辐射换热的网格与固相区域的网格相匹配;采用控制容积积分法建立离散方程;边界条件的处理采用附加源项法。内边界EF-GH各单元的辐射换热热流、对流换热系数均是局部壁面温度的函数, 而内壁温是未知量, 需迭代, 故内边界处的对流、辐射均需迭代。
3 计算结果及讨论
某超燃冲压发动机燃烧室再生冷却面板长L=1.8 m, 宽H=0.115 m, 通道结构初始参数如表1所示。冷却通道采用交叉布置方式, 面板材料为镍基合金Inconel617, 表面发射率为0.85, 冷却剂为航空煤油, 流动方向与燃气流方向相反, 质量流量Qm=0.2 kg/s, 入口压强p=3.0 MPa。燃气侧热流密度通过Fluent软件模拟, 参见文献[13], 如图4所示。
图5、图6是燃烧室与冷却通道间不同壁厚e对结构温度场的影响。在其他参数恒定的情况下, 对壁厚分别为0.8 mm、1.0 mm、1.2 mm进行分析。可看出, 随着壁厚度减小, 燃气侧壁面温度降低, 壁两侧的温差随之减少。当壁厚从1.2 mm降到0.8 mm时, 燃气侧壁温度降幅达10.7%, 内壁温差降幅达40.8%。这是由于内壁厚度的变化造成结构传热热阻的变化所致, 因此内壁厚度对再生冷却面板传热性能有重要影响。
图7是不同通道高度对结构温度场的影响。可看出, 在其他参数恒定的情况下, 只增加冷却通道的高度, 燃气侧壁面温度也随之增加。这是因为冷却通道高度的增加会引起侧壁肋效应的增强和冷却剂流动面积增大两种效果, 而冷却剂流动面积增大会造成流速的减小, 从而导致冷却剂的对流换热能力下降。对冷却通道而言, 后者的作用强于前者, 所以最终表现为冷却效果降低。
图8是不同通道宽度对结构温度场的影响。可看出, 在其他参数恒定的情况下, 随冷却通道的宽度增加, 燃气侧壁面温度也增加。这是因为通道宽度变化时, 会造成冷却剂流通面积和单个通道宽度的变化, 使冷却剂换热性能和冷却面板通道个数均随之变化, 这两种作用将随通道宽度增加减弱冷却面板的冷却效果。
图9为不同侧肋厚度对通道结构温度场的影响。再生冷却通道的侧壁相当于肋片, 当肋片的换热环境相同时, 增大肋片厚度能够显著的强化换热。但是对再生冷却面板而言, 冷却通道侧壁厚度的变化同样会造成各通道位置、通道个数及冷却剂流动状态等参数变化, 使其换热环境发生变化, 因此不能机械套用肋片理论对冷却面板通道侧壁的作用给予定性解释。由图9可看出, 随侧壁厚度的增加, 燃气侧壁面温度不是肋片理论所预测的降低, 而是升高。这是因为在其他参数恒定的情况下, 侧壁厚度的增加会减少面板内冷却通道的数目, 从而间接导致冷却剂的换热面积降低, 引起冷却效果的下降, 并且该作用强于侧壁的肋片效应。
4 结论
本文在考虑再生冷却面板尺寸与冷却燃料量保持不变的耦合性限制条件下, 计算分析了非均匀热流密度下, 冷却通道内壁厚度、高度、宽度及侧肋厚度对冷却性能的影响。研究结果表明:
(1) 燃烧室与冷却通道间壁厚的变化造成结构传热热阻的变化, 对再生冷却面板的传热性能有重要影响;
(2) 只增加冷却通道的高度时, 壁肋效应增强的同时会减弱冷却剂与壁面间的换热作用, 冷却作用变化应视具体情况而定;
(3) 只增加通道宽度, 不仅减弱了冷却剂与壁面间的换热作用, 同时减少了冷却面板内的通道个数, 导致燃烧室壁面温度明显升高, 减弱冷却效果;
脉动流动强化传热的研究进展 篇3
由于电子工业的飞速发展,对电子集成块中各元件间散热的要求越来越高,脉动流动可以加快电子集成块中各元件的散热,从而延长电子元件的使用寿命。脉动传热现象的研究是伴随着脉动燃烧研究的出现、发展和不断完善而孕育发展起来的。由于脉动流动的复杂性,其传热特性受到多因素的影响,涉及多学科理论知识。脉动流动可以作为一种扰流技术应用于强化传热,国内外对于这方面也已进行了相关的研究,并指出流体的掺混是强化传热主要因素之一,因脉动流动能显著增强通道内流体的相互扰动与混合,破坏热边界层,进而改变热阻,达到强化传热目的[1,2]。脉动流动强化传热以其独特的优越性一直受到国内外的广泛关注,并且在工业生产及日常生活中具有广泛的应用前景。
1 脉动传热的机理
流体脉动强化传热主要是由于流体的脉动导致了壁面处旋涡的大量生成,使紧贴壁面的粘性底层减薄,增加主流流体的湍流度,并增加了流体的掺混,破坏了边界层,增大换热面的效果,达到强化传热的目的[2]。整个强化换热过程分为旋涡的生成、分解和扩散三个紧密相连的环节[3]。这一过程中,生成环节是占主导地位的,旋涡的生成密度越大,换热效果越好,而旋涡的生成是沿壁面径向速度梯度增大的结果,因此造成大的径向速度梯度就能达到增加强化传热效果。
2 流体脉动强化传热的方法
流体脉动流动主要有流道几何形状和流体的速度或流动方向呈周期性变化两种类型。利用流体脉动强化传热也主要从这两方面入手,目前主要有传热面振动和流体自身脉动两种方法。
2.1 传热面振动
俞接成[4]对空气低速绕流振动圆柱的对流换热进行了研究,圆柱以正弦函数形式垂直于来流方向振动,得到圆柱振动可使换热显著强化,在所研究的范围内,最大可使传热强化9倍,并得出振动是否强化传热还存在临界振动参数。
虽然传热面振动能强化传热,但控制传热面振动来强化传热比较困难,并具有破坏性振动,有可能使传热设备产生共振而损坏设备,因此很少应用传热面振动来强化传热。
2.2 流体自身脉动
由于传热面的振动容易损坏换热设备,所以可利用流体自身脉动以提高传热系数。流体自身脉动流动按照激振方式可以分为强制脉动流动和自激脉动流动。强制脉动是利用外部设备将一定的脉动强度(振幅和频率)强加于系统之上,迫使其脉动的脉动形式。自激脉动是系统本身在一定条件下自行产生脉动的脉动形式。
W.L.Cooper[5]等用往复活塞推动空气做了脉动对流换热的研究结果表明,脉动流动时边界层或速度发生周期性波动,但都比Blasius边界层薄,因此脉动有利于传热。
曾尚春、李友荣[6]等将共振腔产生的自激脉动流引入换热器的结果指出,当自激脉动达到一定的强度时能够破坏层流底层,从而可以强化换热;不同的脉动强度,强化换热的效果也不同,存在一个理想的流速范围,此时脉动较强,强化传热效果较好;在一定的工况下,最佳强化效果能将传热系数提高30%左右。
3 流体脉动传热特性影响参数
目前对脉动流动强化传热的研究主要集中在对流型的可视化研究及单个的参数影响研究。影响流体脉动传热特性的参数大致分为以下三类:①操作参数,包括脉动频率、脉动振幅脉动型式等;②几何参数,包括管径、流动通道的几何结构及通道表面情况等;③物理参数,包括雷诺数、流体平均流速、脉动源位置及脉动前的流动状态等。
3.1 脉动频率的影响
脉动频率是影响传热的重要因素。对管内流体而言,脉动流动使管内流速不断变化,此时流体脉动频率将直接影响流速及近壁面处径向速度梯度的变化,从而影响漩涡的生成及存在状态。频率过高或过低都不能产生最大的旋涡生成量,因而达不到最佳传热效果;在低频时,提高频率能够增强速度梯度,因而有利于传热;但脉动频率过高则使流速得不到足够的衰减而减弱脉动强度,反而不利于传热;因此有最佳频率值存在,使在此频率下,一个脉动周期内可以得到最大旋涡生成量,从而获得最大的传热效果[3]。
Herbert Martin Hofmann、Daniela Luminita Movileanu[7]等研究了脉动对流动结构和传热的影响,结果表明在平均流动中周期性波动能够影响对流传热;湍流量级内对于小喷嘴板间距时大的脉动频率可以提高传热,而小的脉动频率对传热影响不大。
李淑英和李兴泉[8]通过对装有脉动源的管式换热系统的管内流体脉动流动的研究表明,管内流体脉动可以强化传热,但在不同的流速下,脉动对传热的效果的影响不同;在流速一定时,E~f曲线存在一个峰值,即最佳频率值,且随流量不同最佳频率值不同,随速度增加最佳频率值增大。
3.2 脉动振幅的影响
采用准稳态理论研究的脉动振幅对强化传热的影响,由图1(R表示脉动平均对流传热系数与稳态对流传热系数之比,A为无因次脉动流速的振幅)可以看出只有脉动振幅达到一定的幅度以后,脉动才能使对流传热增强[9]。
B.Olayiwola和P.Walzel[10]实验研究了带有矩形翅片通道内的脉动流动对横向流和强化传热的影响,结果发现脉动流动对提高传热系数的影响随脉动振幅的增加而变得更重要,并发现传热提高与横流速度相配。
Anotai Sulsangpanomrung[11]等通过对入口具有脉动流动的二维矩形板上的流动和对流传热进行了数值研究,结果表明在低雷诺数下脉动流动频率和振幅的变化引起漩涡脱落的形成强制流动变得不稳定,分离泡沫降低而传热率提高;中等雷诺数下漩涡脱落特性受脉动振幅控制,产生整体传热率最大值下的最佳脉动振幅发现在A=0.1且f=0.3。
3.3 雷诺数的影响
由于脉动能促进流体掺混,雷诺数较低即层流或过渡区的传热强化作用更明显;当流速过高时,流体已经处于旺盛湍流状态,内部已经存在着大量脉动漩涡,而且流体具有较大的流动惯性,对外加脉动的响应比较迟缓,脉动振幅也不会太大,因而不会有太明显的强化传热效果。
Tsai-Shou Chang和Yann-Huei Shiau[12]对竖直平行通道内挡板对脉动混合对流传热特性影响的研究结果表明,当雷诺数Re增加时通道内的速度振荡逐渐由强加的脉动流动支配,并随雷诺数Re的增大传热得到强化。
3.4 管径的影响
流体脉动强化传热过程包括旋涡的生成、分解和扩散三个环节,而管径的影响主要表现在旋涡的扩散上[3]。因为管径大小影响管横截面的速度分布,从而影响近壁面处的径向速度梯度及其变化率,所以管径的大小意味着旋涡扩散路径的长短,则较小管径更有利于旋涡的扩散,因而对强化传热是有利的。另外需要注意的是管径的缩小,则同样的流速脉动能在近壁面处产生较大的速度及速度梯度的脉动,从而能导致旋涡的大量生成有利于传热。
3.5 脉动型式的影响
脉动型式主要是指脉动产生的流速变化形式,它主要与产生脉动的方式有关。一般认为在诸如往复泵和断续阀的脉动系统中流速的变化是余弦型的,但这不是唯一也不一定是最佳的流速脉动型式[13]。
一个流体脉动周期有流速的增大和衰减两个过程,旋涡是在流速增大过程中形成的,所以好的脉动型式应具有较短的增大半周期和较长的衰减半周期(如图2所示),较长的衰减半周期能让流速衰减到足够低以在增大半周期内造成较大的速度振幅,且为旋涡的分解和扩散提供了足够的时间,较短的流速增长半周期更有利于旋涡的大量生成。因此类似于锯齿型的具有流速下降较缓和流速增大较陡曲线的脉动型式,对于强化传热应该是更有利的。
谢公南[14]等数值研究了波纹通道内脉动流动与换热情况的结果表明,流动阻力特性呈周期性余弦规律变化,传热Nu数呈正弦规律变化;频率、振幅的增大,使得阻力脉动幅度增大;受入口脉动流的影响,通道内的旋涡发生周期性的脱落、增长和迁移,从而增强了流体之间的扰动和掺混,强化了传热;传热的强化效果随着振幅的增大而增强,但在特定人口脉动流下,相同振幅不同频率下的强化效果几乎一致。
3.6 流体物理性质的影响
影响传热的流体物理性质主要是流体粘性,当流体粘性较大时有利于漩涡的生成,对传热的影响是有利的,但粘性过大则会阻碍流速的脉动变化,反而不利于传热。由于粘性对脉动传热影响的复杂性,对其还需进一步的研究。
4 研究现状
早在30年代就有人开始研究了脉动强化传热。早期的研究由于实验条件的限制,诸多实验结果不尽相同。Warren M Rohsenow[15]等收集了早期的实验成果,并整理成图,从图可以看出:由于脉动方法、工质、脉动频率等的不同,研究者所得的实验曲线不尽相同。20世纪70年代初发生的世界性能源危机,更有力地促进了脉动流动在强化传热方面的研究,脉动流动强化传热的流动特性、传热特性的研究是人们关心的重要课题。
4.1 实验研究方面
Dec[16]研究了在Helmholtz型脉动燃烧器的尾管中,燃气流对尾管壁面的传热特性,揭示了脉动对热传递过程的增强作用;还发现由于气流脉动的作用传热速率提高了2.5倍;表征换热特性的努赛尔数Nu随脉动幅度和频率的增加而增大;脉动使传热增加的程度随平均质量流量的增加而下降。
Habib和Attya[17]对层流状态下的脉动空气在不同的雷诺数和脉动频率进行了对流换热特性的试验研究得到,Nu显示受脉动频率的影响比较强烈,而对Re的变化却不敏感;Nu的增大随着脉动频率或Re的增加而降低;流体的脉动对换热特性有明显的影响,换热效果有增有减。
张玉娟[18]对流体脉动强化传热的试验研究表明,脉动源的位置对强化传热有重要影响,在上游脉动能强化传热而在下游则减弱传热效果;脉动强化传热比不是随频率的增大而单调增大的,高效频率范围大多数在1 Hz左右。
Jeong Woo Moon、Seo Young kim[19]等研究了通道壁面上设置有周期性串连间隔板的通道内脉动流动对对流传热的影响,结果表明对于稳态流动增加块间跨距由于块夹带冷流体增加而提高了对流换热;并发现当依赖于块间距和脉动频率的脉动流动增强时传热有显著的提高;上游块强化传热大部分在频率fF=40 Hz时出现峰值,而与块间跨距的改变无关,但是随着块间跨距的增加下游块的热共振频率减小。
高虹和曾丹苓[20]通过自激振荡脉冲射流的试验研究得到,在合适的水力参数和结构参数的配合下,Helmholtz共振腔产生的脉动流将明显地强化换热;压差增大时将产生更强烈的脉动流,明显地提高流体的紊流程度强化管内流动换热,较高压差时的强化比大于较低压差的强化比;而在流量及压差较小时使用共振腔时不一定能起到强化换热的作用。
D.X.Jin、Y.P.Lee[21]等对三角形凹槽道内脉动流动的实验研究表明,脉动流激励可促进传热,在Re=270,St=0.34和η=0.5时与稳态流相比传热增强最大值为350%;漩涡反复的产生、生长、膨胀及脉动促进的槽内流体和主流流体间的强烈混合使其从沟槽排向主流,使从壁面到主流流体的传热得到增强。
4.2 数值研究
Kim et al.[22]对在带有两个加热块作为热源的脉动流道内流动的情况下的强化传热现象进行了数值模拟研究,指出共振存在的影响是在一定的脉动频率下强化传热达到最大。
H.N.Hemida、M.N.Sabry[23]等研究了雷诺数和普朗特以及脉动幅度和频率对传热的影响,并阐述了脉动对发展区域的影响及沿管长产生阻尼振荡的时间平均Nu数的机理。
杨卫卫[24]等对对不可压缩脉动流动的流动和换热特性进行了数值模拟研究表明在脉动流动时,壁面的换热也受到影响.随着频率的增大,流体的脉动对Nu的影响逐渐集中在加热段上游的区域,而在下游的绝大部分区域,其影响可以忽略。
Xuefeng Wang 和Nengli Zhang[25]对有大速度振荡幅度的脉动湍流流动的恒壁温管内的对流传热进行了数值研究,结果表明大振幅的速度振荡和脉动紊流中的逆流极大的促进了传热的强化。
何雅玲[26]等对脉动流动强化凸块散热进行了数值研究结果表明,脉动流动加强了流体的扰动和掺混作用,增强了流体的传热能力,进而强化了凸块的散热。凸块散热的强化效果随着Re数和振幅A的增大而增大,并且对于该模型存在最佳的St数。
吴峰、王秋旺[27]等对单侧带有周期性分布纵向涡发生器通道内的流动与传热动态特性进行了非稳态三维数值模拟结果表明,在脉动流动的影响下纵向涡发生器的传热能力得到了强化,随着脉动频率的增加传热强化程度得到了进一步加强。
5 结束语
流体脉动强化传热作为一种有效的强化传热技术,虽然已有众多学者对其进行了研究,但由于脉动流动的复杂性,影响参数众多,所以对其研究还不很成熟。在工业上的应用也不广泛,仅在糖厂和电子领域有一定的应用。在已有研究的基础上,该领域的研究有一下几个值得注意的方向:
(1)影响脉动流动的因素很多,目前对单个参数的影响研究较多,需对各个参数交互影响进行系统研究,找出最佳工作条件。
(2)在已有的研究中所使用的物料多为空气、水等粘性较小的物料,与实际生产中所用物料性质相差较大,由于脉动可以防止壁面结垢,所以对有一定粘性或易结垢物料的研究是一个值得关注的问题。
(3)脉动发生装置是脉动流动中的一个关键因素,其合理与否直接影响到脉动流动的情况,从而影响到其传热性能,有必要进一步研究。
综上所述,脉动流动对传热特性的影响和在工业上的应用将会成为研究的热点。随着研究的深入,相信脉动流动强化传热会在工业生产中得到广泛的应用。
浅谈管壳式换热器强化传热技术 篇4
化工单元操作中, 经常出现各种不同条件下的热量交换, 不同工况对换热器的类型有不同要求。近年来虽然新型换热器不断出现并应用日趋广泛, 但管壳式换热器因其结构简单, 可在高温、高压下操作、材料范围广等优点, 依然使用最为普遍。因此在管壳换热器的设备制作、生产操作和设备改进中强化传热过程, 对化工生产中实现节能、减少设备投资成本意义远大, 能以最高的热效率实现能源的合理利用。根据管壳式换热器的结构特点, 可分为以下几个类型:
二强化传热的途径
强化传热, 实质上是设法提高冷、热流体间的传热速率。以传热速率方程Q=KSΔtm为基础, 可以得出增大总传热系数K、增加传热面积S和增大平均温度差Δtm都可提高传热速率Q。
1. 增加传热面积S。
管壳式换热器中, 使用小直径换热管和扩展表面换热面均可增大传热面积。其中, 采用扩展表面换热面, 不仅可增大换热面积, 也可提高传热系数, 但也会带来流动阻力增大等问题。
2. 增大平均温度差Δtm。
增大平均温度差的方法有两种:一是采用不同的换热面布置来改变平均温度差, 二是扩大冷、热流体进出口温度的差别以增大平均温度差。但以上方法受生产工艺限制, 只能在有限范围内使用。同时, 当温度过高或过低可能会出现结垢、物料沉淀或结晶等导致的传热恶化现象。
3. 增大总传热系数K。
提高换热设备的总传热系数是强化传热的重要途径, 也是当前研究传热强化的重点。提高传热系数的方法大致可分为主动强化 (有源强化) 和被动强化 (无源强化) 。
(1) 主动强化指采用外加的动力来增强传热的技术。主要包括使换热表面振动或流体振动, 对换热介质做机械搅拌等技术。
(2) 被动强化指除了输送传热介质的功率消耗外不再需要附加动力来增加传热的技术。主要包括:粗糙表面、扰流元件、螺旋管、添加物、涂层表面等手段。因其不受外加能量等因素的限制, 工程中采用更多的是被动强化传热技术。
三扩展表面强化传热
翅片管形式众多, 依应用场合和设计要求不同而异。可以扩展表面, 增加管外侧传热面积, 减少该侧的传热阻力。
1. 双金属翅片管。
由耐压的基管和铝管在专用机床上冷轧复合而成, 翅化比可在22.7, 单位换热面积较大;另外双金属翅片管在温度210度以下工作环境中接触热阻几乎为0, 保证了高效传热, 并可保证长期的良好传热性能。
翅片效率是衡量翅片传热有效程度的指标。以翅片传热量的大小为基准, 一般有两种形式的翅片效率计算式, 分别为:
2. 波纹管。
是在光管基础上经特殊工艺加工而成的一种管内外都有波形, 既能强化管内又能强化管外的双面强化管。特点一是变化的波形, 二是薄的管壁。由于其截面的周期性变化, 使换热管内外流体总是处于规律性的扰动状态, 不易形成污垢层, 总传热系数较光管提高2~3倍, 已在水-水、汽-水等热交换工况下得到广泛应用。
3. 螺纹管。
又称低肋管, 依靠管外肋化增加换热面积, 一般用于管内传热系统比管外传热系数大1倍以上的场合。由于其表面的张力作用, 对于在螺纹管外进行的冷凝过程、沸腾过程, 也有较明显的强化作用。
四结语
以上传热强化方法在各种类型的管壳式换热器中都能有效地提高传热系数, 达到强化传热的目的, 可以在设备尺寸、重量、换热能力方面有明显改进, 但任何一种方法都有其最合适的应用领域, 需根据具体的生产情况采用不同的强化方法。不论任何一种传热强化方法, 仅停留在理论上的研究是不够的, 还应对其使用场所进行深入地了解、调查和研究, 并掌握有针对性地解决存在问题的方法, 才能在实践中得到推广应用。
参考文献
[1]姚玉英主编.化工原理[M].天津:天津大学出版社, 2002
[2]林宗虎, 汪军, 等.强化传热技术[M].北京:化学工业出版社, 2007
强化传热燃烧器 篇5
由于不合理的开采和利用,能源短缺问题已在全球范围内出现,但能源浪费现象依然十分严重[1]。鉴于能源供需紧张的现状和现阶段工业余热大量过剩、利用率低等各种问题,回收利用工业余热逐渐成为可持续发展的战略途径[2,3]。而如何采取更有效的节能措施、设计更先进的换热设备已成为国内外众多学者研究的难题。
波纹管换热器是在传统管壳式换热器的基础上,采用强化传热原理研制开发出的一种高效传热设备。它不但继承了管壳式换热器的优点,还具有体积小、传热系数高、防垢的特点,具有很强的实用性。
邓方义[4]等采用油、水、水蒸气对波纹管换热器的传热和流动阻力性能进行了试验研究,结果表明波纹管换热器的总传热系数比光管高1.5倍以上。吴峰[5]应用三维变物性层流模型及低雷诺数湍流模型分别对波纹管及光管管内流动与传热性能进行了模拟研究。谭秀娟[6]等以换热量、内管阻力和环隙阻力为评价指标,通过极差和方差分析方法对正交试验结果进行分析,得到了各因素对波纹管性能的影响程度。
文中通过建立波纹管换热器二维数学模型,对比分析了波纹管与光管的传热效率以及波节高和波纹间距对系统传热效率的影响。对波纹管式蓄热装置的实际应用具有一定的参考价值。
1 结构模型确定
1.1 波纹管式相变蓄热装置结构设计
对于烟气余热回收蓄热装置,在传热过程中,主要的热阻来源就是热导率很低的热媒体烟气,而且该装置中采用己二酸(Adipic Acid,AA)作为相变储热材料,己二酸的热导率也不高,所以在设计过程中考虑到换热管两侧热阻均较大的情况下,需要采取相应的强化手段以加强蓄热装置中传热媒体与相变材料之间的换热效果,波纹管就是一种新型强化换热管型结构,在换热过程中,对于管内流体,波纹管的不断突变的截面可以破坏流体边界层,增强流体扰动,降低管内热阻以强化传热,而且波纹处的表面积得到扩展,增大了相变材料与热媒体之间的传热面积。
文中设计一种以波纹管作为热媒体流道的管壳式蓄热装置,蓄热装置结构如图1所示。波纹管结构特征如图2所示。波纹管管径为D1,文中采用管径为25mm,管壁厚度为1mm,长度为1000mm。此外,还定义了2个结构参数,分别为波纹高度h=(D2-D1)/2和波纹间距L=L1+L2;L2保持不变,为16mm。
1.2 蓄热单元数学模型建立
在蓄热装置中,可以认为每一个换热管的换热情况基本一致,可以取换热管及周围相应的蓄热材料为一个基本蓄热单元。因此,获得一个蓄热单元的蓄/放热情况就可以得知整个蓄热装置的情况。基本蓄热单元在结构上关于换热管的轴线中心对称,可以认为在周向上没有热量的传递,因此可以将三维的蓄热单元简化为二维的轴对称模型进行数值计算,模型如图3所示。
为了简化计算,对模拟过程中的数学模型做如下假设:
1)相变材料和热媒体各向同性,且物性参数不随温度发生变化,相关物性参数如表1和表2所示。
2)忽略辐射换热,相变材料和传热壁面之间仅考虑热传导,忽略对流传热和辐射换热。
3)不考虑各个换热单元之间的传热影响。
4)假设蓄热单元PCM区域外表面绝热。
根据以上假设和相变传热理论,建立如下控制方程。
质量守恒方程(也称为连续性方程):
动量守恒方程(N-S)方程:
能量守恒方程:
其中:
式中:ρf—传热介质密度;
H—任意时刻函值;
t—时间;
u、v、w—分别为x、y、z方向的速度矢量;
μ—动力粘度;
H—相变材料的相变潜热;
href—基准焓值;
h—显热焓值;
P—压强;
β—液相率在0~1变化;
TS、Tl—分别为相变材料凝固和熔化时的液相线温度。
在模拟过程中为了得到某些特征位置处的温度随时间的变化趋势,可以在计算单元中设置如图3所示的监测点,其中点1在AA区域靠近中心波谷近壁处。点2和点3分别在与点1同一横坐标上的AA中间位置和轴线上,点5为相变材料区域轴线端点,点4在3和5中间。
1.3 边界和初始条件
1)温度连续。
2)热流密度。
3)装置上下表面绝热。
式中:T—温度;
下标w、f—分别代表代表壁面区域、传热流体区域;
p—储热材料区域;
h—蓄热单元Y方向的长度。
蓄热装置中热媒体与蓄热单元区域的初始温度是相等的,因为没有热量输出或输入的时候,这2个区域会达到平衡状态,即:
式中:T—蓄热单元区域的温度;
T0—蓄热槽的初始温度。
1.4 Fluent求解器设置
选取管径为25mm,管间距为110mm,波纹高度为3mm,波纹间距为22mm的蓄热单元为例,在gambit中建立蓄热单元基本几何模型,并进行网格划分,模型定义为3个区域,即:传热介质区域、相变材料区域以及波纹式传热壁面区域。在进行面域网格划分时,考虑到波纹的存在,各区域结构并不规则,故采用非结构化三角形网格,设置网格尺寸为1mm,划分后网格总数为72364个,用单元夹角歪斜度(Equi Angle Skew)标准检查网格质量,结果显示Equi Angle Skew在0到0.1之间的网格比例达到98.3%,网格质量较高,符合计算要求。在gambit中定义边界类型和区域类型[7]。
将网格文件导入Fluent中进行求解,检查网格质量并更改模型量纲。基本求解器设置为2D分离隐式非稳态求解模型,启动熔化/凝固模型,为使热媒体烟气与传热壁面充分换热,选取较小流速,将流体雷诺数控制在层流范围,在Viscous Model中将热流体流动状态定义为层流。定义材料属性,将相变材料己二酸和烟气的热物性参数添加到材料库中,在放热阶段,冷流体直接调用数据库中空气参数。操作环境选择默认模式,设置边界条件,设置入口热媒体流速为0.1m/s,充热/放热阶段传热介质温度分别为260℃和25℃。初始化温度场,在充热/放热阶段,分别将整个模型区域初始温度设定为25℃和260℃。保存文件并设置自动保存后开始迭代计算,时间步长设置为0.1s。
2 数值模拟分析
2.1 有无波纹管对充放热过程的影响
为研究波纹管结构对相变储热过程的影响,文中对比了相同工况下采用直管的蓄热过程,分析了波纹管的强化传热效果。在该部分研究,波纹的波纹高度为h=3mm,波纹间距为L=22mm;直管管径为25mm。图4、图5分别给出了采用波纹管和直管结构近出口端在不同时刻的温度分布图。通过对比可以看出,相比直管,波纹管热媒体中心温度与近壁处边界层温差更大,这是因为对于波纹管结构,不断变化的截面尺寸,使得烟气通过管道时在管壁处,出现强烈扰动,流体在层流速度条件下达到湍流状态,且在波峰处形成漩涡,使得流速减小并与壁面充分换热,将更多热量传递给相变材料,因此壁面处和中心处的温差更大。另外,从图4和图5可以看出,相变材料区域温度的变化趋势与壁面形状保持一致,而且靠近热流体入口端的相变材料温度上升的比出口端要快。在25min时,壁处已有少量AA达到相变温度。到75min时,采用波纹管和直管相变材料区域的温度分布出现了明显的差异,采用波纹管的相变材料区域温度基本都已临近相变温度或在相变温度之上,而直管结构的相变材料温度还有很大比例在相变温度以下。在每个相同的时刻,直管单元中的最低温度始终要小于波纹管最低温度,而且直管中热媒体温度始终保持较高,到100min时相变材料区域仍有近一半没有达到相变温度。综上所述,波纹管在该结构的烟气蓄热装置具有明显的强化效果。
图6和图7分别为波纹管/直管储热单元放热阶段在20min、40min、60min和80min等4个时刻液相率分布云图。20min时,波纹管单元相变材料的凝固比率明显多于直管单元,已经达到1/3,且固液界面曲线与壁面形状呈现一定的相似性;随着时间的推移,相似性减弱,固相区域逐渐沿传热介质流动方向推进。在80min时,相变材料区域已有90%完成相变,而直管单元仍有1/3的相变材料没有发生相变。
为了更好地反映波纹管的强化效果,研究监测了蓄/放热过程相变材料的液相比例随时间的变化,结果如图8所示。在充热阶段,当波纹管单元相变材料完全熔化时,直管单元中仍有45%没有发生熔化。而在放热阶段,当波纹管单元相变材料完全凝固时,直管单元仍有20%没有凝固。
综上所述,波纹管单元的传热效果明显优于直管单元。这主要有2方面的原因:
1)波纹管结构的周期性变化使得烟气在管内流动会形成涡流,破坏流动边界层,增加了烟气的扰动,强化换热效果。
2)由于波纹管是由光管扎制而成,在外壁呈现出周期性变化的波纹结构,对于相同长度的直管,波纹管的内外表面积都得到了明显的提高;已有文献报道[8],具有7mm波纹的直径为25mm的波纹管表面相比直管增加了20%左右。
2.2 波纹高对充放热过程的影响
从上述研究结果可以看出,将波纹管用于烟气蓄热装置强化换热效果明显。而波纹高度作为波纹管的一个重要参数必然会影响换热效果。因此文中研究了波纹高度对蓄/放热过程的影响规律。因为过高的波纹高度,可能使得流体容易在波峰处形成死区,使得强化换热效果不佳[9,10];另外,过高的波纹高度增加了波纹管最大直径,减少了蓄热单元中相变材料的体积。因此,该部分波纹高度分别取3mm、5mm和7mm共3种情况,波纹间距保持不变,为22mm。图9(a)、(b)分别给出了这3种情况在蓄热和放热过程的液相比例随时间的变化曲线。
从图9(a)可以看出,在蓄热过程,3种结构下的液相比率随时间的变化趋势是一致的,曲线逐渐变陡,之后有开始变缓。尽管在蓄热初始阶段3条曲线非常接近,但是仍然可以看出,7mm的波纹高度液相率变化速度最大,3mm的最慢。波纹高度为7mm波纹管单元在5200s左右蓄热材料完全熔化,5mm的紧随其后在5300s完成,而3mm的需要到6000s才完全熔化。同样,在放热阶段,3种结构的液相率随时间的变化趋势保持一致,相比蓄热过程,差别更小,但依然是波纹高度越高,相变速度越快,完全相变时间越短。这是因为一般来说波纹高度越高,烟气流经管道时越容易在波峰处形成流动漩涡,削弱流体速度边界层,增加烟气扰动,强化换热。
2.3 波纹间距对蓄/放热过程的影响
波纹管间距作为波纹管的另外一个重要的结构参数,对强化传热效果必然也会有影响,因此文中接着研究波纹管间距对蓄/放过程的影响。在该研究中,波纹管的高度取3mm,波纹间距分别取19mm、22mm、25mm和28mm这4个结构,并与直管作比较。
图10所示给出了这几种结构在蓄/放热过程液相率随时间的变化曲线。在蓄热阶段,不同波节间距下蓄热单元液相率变化趋势一样且时间上很接近,但从中间相同时刻观察,25mm间距下的液相率变化速度最快,在5250s左右相变材料完全融化,然后依次是19mm、22mm、28mm,这几种结构波纹管的液相率变化速率都比直管快。
对于放热阶段,这几种波纹间距下的液相率变化曲线更加接近,特别是19mm、22mm、28mm尺寸下的曲线图几乎重叠到一起,而尺寸为25mm时的液相率变化速度与蓄热过程一样,都快于另外3种尺寸,但区别不大。在波纹管中,烟气在近壁处流动到波峰处出现紊流,流速减小,静压增大,流动到波谷处时速度增加,压力减小,在整个管内流动过程中,烟气流速和压力出现周期性变化,削弱流体层流边界层,增强换热。但当波纹间距较小时,2个波峰之间的间隔就很短,使得流动速率和流动方向频繁发生变化,使得管内流动区域出现一定的死区,增加传烟气与壁面之间的热阻,反而影响传热。所以同样长的管道,并不是波纹数越多传热效果就一定越好,只有在适当的参数下,保证流体在管道中流动状态充分经历周期性的变化,才能更好地发挥强化作用。
3 结语
通过对比波纹管和光管蓄热单元,分析波纹管的强化传热效果。通过模拟不同结构参数下的蓄热单元蓄放热过程,分析不同波纹间距和不同波纹高度对蓄热单元的蓄热性能的影响,为实际应用提供参考,得出主要结论如下:
1)采用波纹管作为传热介质流通管道,对比相应尺寸的光管单元,在相同的初始条件下,波纹管储热速率是光管的2倍左右,采用波纹管能有效缩短蓄热时间,其强化传热效果显著。
2)波纹管的结构特征中,波纹间距和波纹高度对蓄热单元的充放热过程有影响,通过模拟对比分析几种波纹间距和波纹高度下的PCM液相率变化曲线的差别,确定当蓄热单元管径为25mm时,以25mm波纹间距和5mm波纹高度作为该装置中的最佳结构尺寸。
摘要：为了强化应用于烟气余热回收,设计了一种利用波纹管作为烟气流通管道、相变材料作为储热介质的传储热结构,并利用gambit建立了蓄热单元二维模型,通过Fluent分别模拟了波纹管和光管储热单元的蓄放热过程,分析强化传热效果。模拟分析了不同波纹高度和波纹间距尺寸参数对蓄热单元充放热过程的影响,为结构尺寸的优化设计提供参考。
关键词：余热回收,波纹管,相变材料,数值模拟
参考文献
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[5]吴峰.波纹管内流动与传热三维数值模拟[J].石油化工设备,2009,38:22-26.
强化传热燃烧器 篇6
近年来,复合材料在能源、工业、电子技术、航空航天等诸多领域的应用越来越广泛,其传热特性一直是研究热点[1,2,3]。例如,研究人员通过等离子喷涂等方法制备金属陶瓷复合材料太阳能选择性吸收涂层,研究表明其导热系数不仅显著影响太阳能集热器的总热损系数,且较低的热导率将使涂层本身的温度升高,进而涂层发射率随温度的升高迅速增加,降低光热转换效率[4,5,6]。对于可以作为刹车材料的有机材料,聚酰亚胺希望具有较高的导热性能,有助于加快热量在界面的扩散速度,以延长材料的使用寿命[7]。对于电子封装材料,随着电子元器件更高集成度、更快运行速度和更大容量的要求,散热问题直接影响电子器件的可靠性[8,9]。目前,Si C/Al、金刚石/Cu等为代表的金属基复合材料具有较好的可焊接性,但导热性能不高,严重制约现代电子技术的发展[10]。鉴于此,从理论上研究复合材料的导热特征,具有极为重要的理论价值和工程应用意义。
导热系数是表征材料导热性能的重要参数,已有学者提出过一些预测导热系数的数学模型,如Baschirow-Selenew模型、Maxwell-Eucken模型、Bruggeman模型、Agari模型等[11,12,13]。然而,上述数学模型大多是在填充颗粒为球形、忽略界面热阻和孔隙的理想情况下建立的,因此上述模型仅能对复合材料的导热系数进行估算,其理论值与实验值存在较大的误差。研究人员发现,界面热阻是影响复合材料等效导热系数的关键因素。特别是弥散相粒径较小时,对复合材料的导热系数存在显著影响。Hasselman等人[14,15]在Maxwell模型的基础上进行了修正,利用有效当量法思想,提出了复合材料有效介质理论EMT(effective medium theory)模型,并探讨了界面热阻的的影响。对于复合材料而言,内部填充相的形状种类很多,并对材料整体的等效导热系数影响重大。此外,由于材料制备工艺差异,复合材料内部孔隙的含量不同。然而,气孔对材料导热过程性能影响非常复杂,尚未建立针对含气孔的复合材料导热性能的理论模型,仅有关于描述含孔隙的单相材料导热系数的理论研究,其研究成果和方法仅有工程实用价值,尚不能准确描述传热过程微观机制。目前,综合考虑界面热阻和孔隙影响的复合材料传热模型尚未见报道。
本研究根据积分平均法和热阻串并联模型结合,考虑界面热阻影响,对不同形状的颗粒及气孔弥散型复合材料的等效导热系数进行预测,推导出基于形状因子并考虑界面热阻及孔隙影响的复合材料等效导热系数通用表达式,并对填充相体积分数、孔隙、界面热阻和填充颗粒形状对复合材料等效导热系数的影响进行分析。
1 理论模型推导
1.1 含界面热阻的复合材料有效导热率推导
在推导本研究模型时,先忽略气孔影响,即把复合材料看成只有连续相和颗粒填充相的两相材料,然后再加入气孔。利用平均积分法和热阻串并联模型时,假设材料具有均匀的结构,即每个计算单元立方体中心都有一个三维对称球体作为分散相,并假设热流为单方向传递,且不考虑对流换热。由假设可知,这种单元立方体和总体的等效导热系数相等[16]。笔者选边长为2l的立方体作为计算单元,半径为r的球体位于立方体中心,在球心建立坐标系,可用垂直于X轴,距离为dx的两个平面将单元体截成许多小薄片。
单个计算单元如图1所示。
厚度为dx的小薄片如图2所示。
图2中
本研究将小薄片继续分割,用垂直于Y轴,距离为dy的两个平行平面分割,可得到如图3所示的小长方体。
当dx、dy取值很小时,连续相与分散相接触的曲面可以近似看成平面。
图3的微元中连续相与分散相,即空白部分与阴影部分所占的体积份额分别为(l-z)/l和z/l,当热流Q沿X轴方向传递时,连续相与分散相的热阻为并联,利用热阻的定义和及热阻并联的性质可得计算微元的热导率为:
式中:λ1,λ2—连续相、分散相的热导率。
同理,图2中右上角长方体的热导率为:
将式(1)代入式(2),并写成积分形式,可得:
由于图2中四个长方体对称且在热流方向上并联,图2中整个微元体的热导率也为λquarter。
计算单元在XOY面上的截面如图4所示。
用垂直于Z轴的平面截单元体可得到图4,整个单元体可以分成图中所示的4部分,其中部分a为分散相与连续相的混合体,部分b为连续相。
利用积分平均方法,对λquarter在X轴方向上积分即可得到a部分的热导率λa:
在计算时,分散相和连续相之间的界面热阻对复合材料整体的有效导热系数影响很大。图4中部分a与部分b在热流方向上是串联的,再串联上热流流过接触界面的部分,由热阻的定义及串联热阻的性质推得仅考虑导热时整个单元体的有效热导率λc满足:
式中:RB—界面热阻[17]。
在单元体中,分散相的体积分数为φ=V2/V1=πr3/6l3(其中:V2,V1—分散相体积和连续相体积)。
整理可得:
将式(4,6)代入到式(5),可得不含气孔时的复合材料有效导热系数为:
1.2 含气孔和界面热阻的复合材料有效导热率推导
当考虑含孔隙时,只需要将以上球形颗粒复合材料作为“有效基体”[18],再将气孔作为分散相带入,即可得到总的复合材料等效导热系数。
假设气孔是在复合材料中均匀分布的,当忽略气孔辐射,不考虑气孔与基体界面热阻时,在以上推导过程中,转化一次介质,即可得到含气孔的复合材料有效导热率λeff为:
式中:λ3—气体的导热系数,ξ—材料的孔隙率。
1.3 不同颗粒形状的含气孔和界面热阻的复合材料有效导热率
从式(6)可以看出,r与l之比的结果与分散相的形状有关,不同形状的分散相会引起复合材料有效导热系数的差异。
当计算单元中的分散相为其他不同形状时,亦同理可推得相同形式的复合材料有效导热系数公式:
式中:s1,s2—填充粒子和气孔的形状因子;C—填充粒子截面的周长。
s1、s2、C都与形状有关:1当填充粒子和气孔为球体时,s1=s2=6/π,C=2πr;2当填充粒子和气孔为立方体时,s1=s2=1,C=4 a(a—立方体边长);3当填充粒子和气孔为截面是圆形,径向导热的圆柱体时,s1=s2=4/πn,C=2πr(n—长径比)。
1.4 基于形状因子的通用有效导热系数
对于立方体和球体这样三维对称的颗粒,可直接代入式(9,10)计算得出。而对于椭圆、圆柱等非三维对称的颗粒,根据填充相均匀分布基体的假设,截面可等效成在坐标系x,y,z方向上的投影。
由于颗粒有非对称性,则本研究引入sx,sy,sz作为在坐标系各轴上截面的形状因子,由此可得到基于形状因子的通用有效导热系数表达式为:
2 计算及结果分析
若情况理想,不考虑界面热阻和材料孔隙影响因素,则式(7)中RB/2πr项为零。
本研究利用该模型计算无机粒子填充的复合材料PPS/Ca CO3,计算值与文献[19]数据进行对比,结果如图5所示。
从图5中可以看出,在聚苯硫醚(PPS)为基体,碳酸钙(Ca CO3)为填充相的复合材料中,随着碳酸钙体积分数的增加,复合材料的有效导热系数也随之增加[20]。这是由于碳酸钙的导热系数大于聚苯硫醚的导热系数,作为颗粒增强项,随着碳酸钙体积分数的增加,材料整体的有效导热系数也随之增大。从小图中可以看出,利用本模型计算出的结果,与文献中的模拟数据吻合较好,误差不超过3%。
在实际情况中,考虑到界面热阻和孔隙的影响,利用式(8)计算Si CP/Al复合材料的热导率,计算值与文献[21]中数据进行对比,结果如图6所示。
从图6中可以看出,碳化硅增强铝基复合材料的有效导热系数随着气孔率的增加而降低。空气的导热系数很低,气孔的存在阻碍了热流的传递,降低了复合材料整体的有效导热系数。本研究模型与实验数据最高误差为6.9%。
观察图6还可以发现:在气孔率较低时,计算值与实验值十分吻合;当气孔率变高之后,计算值略高于实验值。引起这一现象的主要原因是:在实际制造过程中,当材料的气孔率过高时,气孔与气孔之间会发生连通,加强了气孔对复合材料内热流传递的阻碍作用[22]。从另一方面来说,复合材料气孔率过高也会使其力学性能下降。可见在制造过程总,降低材料的气孔率对于提升复合材料整体性能而言具有重要意义。
仔细观察图6可以发现:在同等条件下,填充相颗粒粒径为100 um的等效导热系数要高于粒径为40um的导热系数。这不仅仅是因为颗粒变小时,其导热增强作用降低了,更是因为随着颗粒粒径的变小,填充相与基体之间的界面热阻变大了,进一步削弱了复合材料的导热能力。且颗粒含量越多,粒径越小,这一现象就更明显。在式(7)中也可以看出,当颗粒粒径变小时,RB/2πr这一项随之增大,导致了材料整体等效导热系数的减小。
Maxwell模型是一个经典模型,它能准确预测大部分情况下的颗粒分散相复合材料等效导热系数。EMT模型在Maxwell模型上进行了修正,引入了界面热阻,使结果更加精确。没有考虑界面热阻的Maxwell模型的数值要远高于EMT模型。且随着分散相体积分数的增加,这种现象更为明显。这是因为随着体积分数增加,分散相和连续相之间的界面热阻也增多了。正如在本研究模型中,如果忽略界面热阻的影响,则计算结果偏大。
由此表明,界面热阻对复合材料等效热导系数有着显著的影响。
各模型之间计算结果对比如图7所示。
图7中的实验数据点取自上文Si CP/Al复合材料体系,填充项体积分数φ=60%,粒径100 um,气孔率ξ=8.8%的点。将其带入本文模型与Maxwell模型和EMT模型的对比,可以发现Maxwell模型和EMT模型的结果要远高于本研究模型和实验数据。这是因为这两种模型都没有考虑孔隙对复合材料的影响,故计算结果偏大。由此表明气孔对材料热导率的计算影响显著。
特别地,复合材料中填充相的形状发生变化时,其有效导热系数也会随之改变。
在上述Si CP/Al复合材料体系中,取气孔率,其他参数不变,材料的有效导热系数与形状因子之间的关系如图8所示。
观察图8可以发现,复合材料的有效导热系数随着填充相形状因子的增大而增大。当分散相体积分数增加时,这种现象尤为显著。在导热增强型复合材料中,S越大则意味着r与l之比越大,界面热阻对导热系数的影响逐渐减小,增强颗粒在传热方向上更容易形成导热链和导热网络,复合材料整体的有效导热系数也越高。这就很容易解释,为什么文献[23]中,在同等条件下,以球形颗粒(s=2)作为填充相的复合材料比以立方体(s=1)颗粒作为填充相的复合材料等效导热率更高的原因了。
3 结束语
本研究总结并克服了传统模型的缺陷,创新性地同时考虑了填充相与基体之间的界面热阻、分散相形状及孔隙对复合材料有效导热系数的影响,成功推导出复合材料有效导热系数的普适性模型。不仅适用于无机粒子填充聚合物,而且适用于金属陶瓷复合材料。公式精度高,适用范围广。利用该模型计算得出的结果与诸多文献实验中得出的有效导热系数值相比误差小,比传统模型更加精准,体现了公式的正确性。
强化传热燃烧器 篇7
1 设计方案
本实验双旋线结构两端采用固定方式支承, 在流体的作用下, 螺旋线产生整体的连续转动, 采用工程塑料制成, 其密度在1000kg/m3左右, 使其在流动液体中自转能够较好地浮动在传热管的中心部位。装置由两端固定架、铰链、双螺旋弹簧等零件构成, 两端固定架分别承插固定在传热管的两端, 外径小于传热管的内径, 其总长度基本等于传热管长度。双螺旋装置如图1所示, 端部为螺旋桨式, 使螺旋更容易起转。
2 数值模拟分析
(1) 认为管内流动为非稳态流动, 管程流动都在完全湍流区 (2) 流体为不可压缩流体 (3) 管内流动为三维流动 (4) 忽略管内流体质量力。
本次模拟采用内径15mm光管与内插外径13mm线径1mm螺距25mm的双螺旋管。定义壁面温度恒定为20℃。进出口为周期性边界条件, 弹簧边界条件用墙边界。利用有限体积法离散方程, 非耦合的非稳态隐式格式求解。采用标准κ-ε湍流模型计算模拟管内湍流时的流动情况。压力与速度的耦合计算采用SIMPLE方法, 对流项采用二阶迎风格式, 定义收敛条件为残差绝对值小于1×10-6。
如图2所示与光管相比内插双螺旋弹簧换热管, 流体主流沿轴向的速度梯度较大, 湍动程度大, 强化换热效果较好。
3 参数优化
在上述理论研究基础上, 对双旋弹簧装置进行参数优化。通过研究发现, 流体传热系数主要取决于弹簧的3个几何参数:线径、圈径及螺距。但根据以往研究, 同一螺距条件下, 换热管中置入不同外径和线径的弹簧, 传热系数差别很小, 因此这里外径为确定值13mm、线径1mm, 只考虑螺距的影响。
采用6种螺距进行数值模拟, 以光管做参照, 探究螺距对传热除垢的影响。以 (Nu/Nuo) / (ξ/ξo) 1/3作为强化传热综合性能评判准则。
由以上几图分析得:在同一流速下, 当弹簧螺距改变时, 传热系数具有较大变化, 螺距较小的换热管流体传热系数较大, 具有较好的传热性能;综合考虑, 弹簧2的综合性能最好。
4 结论
内插双螺旋弹簧结构对管壳式换热器的除垢及强化传热均具有较好的效果, 以 (Nu/Nuo) / (ξ/ξo) 1/3作为强化传热综合性能评判准则, 当弹簧螺距与自身外径近似相等时, 除垢、传热效果最好, 具有更高的工程实际指导应用价值。
摘要：主要介绍内插双螺旋弹簧在管壳式换热器防垢、除垢和强化传热中的应用, 研究了内插双螺旋弹簧对流体传热系数的影响, 并通过改变弹簧螺距对其结构参数进行优化。结果表明:与光管相比, 在Re=2000～9000的范围内, 双螺旋弹簧结构使换热器传热系数提高1.5～2.5倍, 并指出当双螺旋弹簧螺距与自身外径近似相等时除垢、传热效果最好。