立式三分螺旋折流板冷凝器的数值计算

林 丽， 陈亚平， 吴嘉峰， 齐隽楠

（1.东南大学能源与环境学院，南京 210096；2.烟台市建筑设计研究股份有限公司，烟台 264600）

立式三分螺旋折流板冷凝器的数值计算

林 丽1，2， 陈亚平1， 吴嘉峰1， 齐隽楠1

（1.东南大学能源与环境学院，南京 210096；2.烟台市建筑设计研究股份有限公司，烟台 264600）

利用立式三分螺旋折流板冷凝器之倾斜折流板的疏液强化凝结传热是一种创新的改进.以数值模拟的方式，研究立式三分螺旋折流板冷凝器模型中倾斜折流板的疏液和螺旋通道内的流动汽液分离对凝结换热强化的影响.模拟结果表明，凝结换热效果随折流板倾斜角度减小而强化，且在含不凝性气体时，倾斜角为15°，25°和35°的3种三分螺旋折流板冷凝器方案和弓形折流板换热器方案比无折流板光管束Nusselt凝结模型方案的平均凝结换热系数分别高出89.7%，75.7%，58.2%和33.1%.

立式冷凝器；三分螺旋折流板；数值模拟；凝结换热；液膜

Key words：vertical condenser；trisection helical baffle heat exchangers；numerical simulation；condensation heat transfer；liquid film

立式冷凝器相比卧式冷凝器，具有占地面积小、抽管束方便和结构简便等优点［1-2］.然而，传统弓形折流板结构的立式冷凝器由于其壳侧的凝结换热系数明显低于卧式冷凝器，限制了立式冷凝器的应用.例如，电厂高、低压加热器采用卧式换热器结构时，不仅本身占地面积较大，还要留有与管束长度相当的抽管束用的空间，且水平方向抽取管束的操作也不方便；另一方面，高大的汽轮机厂房有着现成的起吊设备，如果能够通过强化立式换热器的管外凝结换热，推广使用立式高、低压加热器，不仅能有效减小占地面积，还能使其结构更加简单，无需设置滚轮导向轨等部件，并减少维修时间，这对于发电行业极有吸引力；同样，立式螺旋折流板冷凝器对于制冷、化工等生产过程中广泛应用的冷凝设备的结构改进也有参考或借鉴意义.

强化凝结传热，一直是科研的热点课题.目前，工业上一般仅能实现稳定的膜状凝结.减薄液膜层的厚度，及时将传热表面上产生的凝结液排除是提高竖壁凝结换热系数的关键手段.已有采用纵向金属挂线［3］、纵槽管、螺纹槽管等强化方案［4］，使凝结液在表面张力的作用下流向沟槽的谷底，减薄波峰和凸出部分的液膜.彭晓峰等［5］曾提出一种分段冷凝、中间排液的强化管内凝结技术思路，利用凝结的初始段液膜较薄、换热系数较高的原理，构造分段的短管传热面.陈亚平等［6-7］根据上述一些研究思路，在三分螺旋折流板换热器基础上，又提出了立式三分螺旋折流板冷凝器方案.其倾斜折流板不仅具有固定管束，抑制管束振动的作用，还具有将管束分隔成短管段，形成“排液盘”的功能.每块扇形折流板下游处折边形成挡液堰，引导凝结液流向外围壳体内壁，直接流向底部液囊而使管束表面液膜减薄，从而强化凝结传热.

本文通过数值模拟计算的方法研究立式三分螺旋折流板冷凝器的性能，计算管束表面液膜厚度、蒸汽凝结量和凝结换热系数等的沿程变化以及折流板倾斜角对凝结性能强化的影响，有利于更好地表述采用三分螺旋折流板强化立式冷凝器凝结传热的机理，显示可能达到的强化传热效果，指导不同工况下的立式冷凝器设计，是进行性能实测试验的补充.管束壁面的凝结传热模型基于Nusselt［8］理论提出，并综合文献［9-12］的研究成果，考虑了气液交界面剪切力等影响因素.由于不凝性气体对工业换热器中的凝结过程具有很大影响，忽略不凝性气体影响的计算结果与实际情况相差甚远，因此尽管目前该领域的理论还很不完善，本文仍采用了Martin等［13］推荐的不凝性气体质量分数减弱因子的方法，考虑了不凝性气体的存在对凝结传热的弱化.将三分螺旋折流板的立式冷凝器与无折流板和弓形折流板冷凝器的传热数据相比较，以此模拟和揭示三分螺旋折流板强化凝结传热的作用机理.

1 立式三分螺旋折流板冷凝器模型

1.1 计算模型

立式三分螺旋折流板及弓形折流板冷凝器的结构模型如图1所示，其结构参数如表1所示，螺旋折流板及弓形折流板参数如表2所示，该模型参数与拟进行的性能试验是一致的.

图1 立式螺旋折流板与弓形折流板冷凝器结构示意图Fig.1 Structure diagrams of vertical trisection helical baffle and segmental baffle condensers

表1 立式三分螺旋折流板与弓形折流板冷凝器结构参数Tab.1 Structure parameters of vertical trisection helical baffle condenser and segmental baffle condenser

表2 立式三分螺旋折流板与弓形折流板冷凝器折流板参数Tab.2 Baffles structure parameters of vertical trisection helical baffle condenser and segmental baffle condenser

在立式三分螺旋折流板冷凝器中，蒸汽由三分螺旋折流板导向在管内呈螺旋流动，倾斜掠过冷凝管并在管外凝结，凝结液沿管壁流下，遇折流板的阻挡后沿倾斜折流板流动，折流板上的液膜流到壳体内壁，然后沿壳体内壁流至换热器底部.而在立式弓形折流板冷凝器中，蒸汽由弓形折流板引导在管内呈“Z”字形流动，蒸汽在管外凝结，凝结液沿管壁流下，在弓形折流板处堆积直至从折流板缺口处溢出.蒸汽在立式冷凝器的管子上汽、液两相流动和凝结过程的物理模型如图2所示.参考蒸汽膜状凝结的Nusselt理论，并考虑蒸汽流动对液膜的剪切作用，假设：a.管子表面覆盖一层液膜，在有不凝性气体存在时，液膜表面还覆盖一层扩散层，液膜和扩散层的厚度相对于换热管管径都足够小，故可不考虑管子的曲率；b.在动量方程中忽略惯性力、压力梯度和对流项；c.忽略表面张力的效果；d.凝结液膜的流动是稳定的层流，忽略粘性扩散；e.凝结液膜的物理性质恒定；f.不考虑蒸汽螺旋流动离心力的作用，但考虑了蒸汽随凝结过程进行流速的变化.取沿管长的竖直方向为x方向，与换热管垂直的水平方向为y方向建立直角坐标系.

实际工作中，录音录像可能会因为一些客观原因而中断，例如设备故障、损坏，天气情况恶劣或者电量、存储空间不足等。原则上，录音录像中断的应当暂停讯问等取证工作，待录音录像恢复之后继续进行。如果出现紧急情情况不能中断取证工作，而专业录音录像又无法使用时，可以允许使用手机等其他设备替代，但必须立即向监察机关领导报告，事后出具书面说明，但是该录音录像的证明力可能会受到影响。

对于纯蒸汽，忽略蒸汽流动条件下可得Nusselt经典理论解，管壁液膜传热可以看成是凝结液的热传导，液膜局部换热系数hNu（x）为

式中，λ为液膜导热系数；δ（x）为液膜厚度沿管长x分布；r为蒸汽凝结潜热；ρc为凝结液密度；μc为凝结液动力粘度；ts为蒸汽饱和温度；tw为冷凝管壁温.

由于不凝性气体对凝结传热的影响不可忽略，故采用图2所示的双膜模型，按照Martin等［13］推荐的方法计算，其总凝结换热系数hz及液膜和扩散层的换热系数的计算公式分别为

图2 立式螺旋折流板冷凝器单根管上的凝结液膜物理模型示意图Fig.2 Condensation diagram on a tube of vertical helical baffle condenser

式中，hc和hv分别为含不凝性气体条件下液膜侧和扩散层侧凝结换热系数；ti为气液交界面温度；tv为蒸汽温度；Yg为不凝性气体的质量分数；f（Yg）为不凝性气体减弱因子.在本文中将不凝性气体质量分数取为3%.

液膜厚度可按照δ（x）=λ／hc（x）计算.考虑蒸汽流动对凝结液膜的剪切作用时，液膜动量方程及其边界条件为

式中，u为液膜沿x方向的流动速度；τix为气液交界面x方向剪切力.利用式（7）及边界条件（7a）整理得速度u（y）的分布

式中，τix=τisinθ.采用Wallis［14］的计算方法τi=fρv／2.并根据Wallis管内剪切力的摩擦因子计算公式构造管外剪切力的摩擦因子计算式

式中，R为传热管外半径；uv为蒸汽流速wv的x方向分量.单位管长管外一周液膜质量为

单位时间单位面积管外蒸汽微分凝结量dm为

dm，τix和δ（x）均为未知量，τix亦与δ（x）相关，可利用能量平衡计算dm.根据液膜导热量、扩散层导热量与蒸汽凝结放出潜热热量的能量平衡

由此可求得dm，迭代可得δ（x）.

弓形折流板凝结模型与立式三分螺旋折流板冷凝器有所不同.弓形折流板背流侧的低速区为蒸汽流动死区，占总面积20%，同样采用含不凝性气体的凝结模型计算；流速较高区域采用上述考虑交界面剪切力的凝结模型算法.由于弓形折流板立式冷凝器中蒸汽流速不均匀的特点，导致不同区域的管外液膜厚度不同，为方便计算弓形折流板立式冷凝器液膜厚度与凝结换热系数，本文采用不同区域管外液膜厚度与凝结换热系数的平均值.

1.2 数值模拟

以立式三分螺旋折流板凝结冷凝器为例，利用Matlab软件对其换热情况及凝结液膜的分布进行数值模拟，主要步骤如下：

a.先假定交界面温度ti=（tw+tv）／2，液膜初始厚度δ，蒸汽凝结量mc0=0；

b.计算带不凝性气体条件下的hv和hc；

c.由式（13）和（12）更新ti和dm；

d.更新δ（x）；

e.循环迭代直至最近两次蒸汽凝结量之差小于设定误差输出数据；

f.更新速度等计算参数，计算下一管长直至计算至冷凝器长度.

2 数值模拟结果与分析

图3显示了蒸汽含3%不凝性气体，蒸汽初始流速为10 m／s，蒸汽温度与壁面温差为15 K条件下，3种不同倾斜角的立式三分螺旋折流板冷凝器δ，dm，mc和hz沿管长分布情况.作为比较，图中同时给出了弓形折流板和无折流板的光管束方案以及在纯蒸汽凝结条件下Nusselt经典解的数据.

图3（a）中，含不凝性气体的无折流板方案（Nu -gas）以及在纯蒸汽的Nusselt凝结模型（Nu）的液膜厚度都沿管长逐渐增加，而三分螺旋折流板和弓形折流板凝结模型（seg）中液膜厚度均呈周期性分布.螺旋折流板方案每一螺旋周期内液膜沿管长逐渐增厚，遇折流板沿折流板排泄到壳体内壁流至壳体底部，从而减薄了传热管表面液膜厚度.弓形折流板液膜厚度变化亦呈现周期分布，但其折流板的疏液能力差，且在缺口处的折流板支撑距离是中间部分的2倍，管外液膜逐渐增厚，使得其折流板处平均液膜较螺旋折流板方案的厚.图3（a）表明，纯蒸汽Nusselt凝结模型液膜最厚，但是由于此时只有一层热阻，其平均换热系数是最高的.在含不凝性气体的条件下，无折流板方案的平均液膜最厚，弓形折流板方案其次，而螺旋折流板方案的平均液膜厚度随倾斜角减小而递减.

图3（b）中纯蒸汽Nusselt凝结模型和含不凝性气体时无折流板方案的微分凝结量曲线均为连续递减型，但前者的数值比后者大得多，纯蒸汽Nusselt凝结模型的平均微分凝结量最大，含不凝性气体时无折流板方案的平均微分凝结量最小.其余方案在凝结的第一个周期的前段曲线是重合的；经过折流板的疏液作用呈现周期性从大到小变化，即初期因液膜较薄，微分凝结量较大，随液膜厚度增加微分凝结量逐渐减小.弓形折流板方案的平均微分凝结量低于螺旋折流板方案；螺旋折流板方案的平均微分凝结量随倾斜角增加而减小.

图3（c）显示了各方案的积分凝结量沿管长的分布.可见在3／4管长内纯蒸汽Nusselt凝结模型的凝结量是最大的，在后1／4管长段被倾斜角15°螺旋折流板方案超出；倾斜角25°和35°的螺旋折流板方案分列第三和第四；弓形折流板方案和含不凝性气体时无折流板方案分别为倒数第二和第一.在含不凝结性气体条件下，采用螺旋折流板方案能够接近甚至超过纯蒸汽凝结的凝液量和传热系数，可见螺旋折流板疏液对强化凝结传热具有重要的意义.

图3 不同方案的立式冷凝器内δ，dm，mc和hz分布Fig.3 Distributions ofδ，dm，mcand hzin different vertical condenser schemes

图3（d）显示了各方案的局部换热系数沿管长的分布.与图3（b）的曲线类似，纯蒸汽Nusselt凝结模型和含不凝性气体时无折流板方案的微分凝结量曲线均为连续递减型，纯蒸汽Nusselt凝结模型的平均换热系数最大，而含不凝性气体时无折流板方案的平均换热系数远小于其它凝结模型.对于有折流板的方案，凝结换热系数在每个周期入口处达到最大值，随管长快速减小.螺旋折流板凝结模型平均局部换热系数随倾斜角增加而减小.弓形折流板方案的局部凝结换热系数低于螺旋折流板方案.倾斜角15°，25°和35°的立式三分螺旋折流板方案和弓形折流板方案凝结换热系数相对于含不凝性气体时无折流板方案的比值分别为1.897，1.757，1.582和1.331.

3 结 论

本文通过数值模拟研究立式三分螺旋折流板冷凝模型中倾斜折流板的疏液和流动对凝结换热的强化作用，建立了含不凝性气体条件下的不同倾斜角的立式三分螺旋折流板冷凝器方案、弓形折流板方案和无折流板光管束Nusselt凝结模型，并对各方案的凝结液膜厚度、蒸汽凝结量和凝结换热系数沿管程的分布情况进行了分析比较.其主要结论如下：

a.相同条件下，纯蒸汽Nusselt凝结模型的平均液膜最厚，但其只有一层液膜热阻；含不凝性气体无折流板光管束Nusselt凝结模型其次；弓形折流板方案第三；不同倾斜角螺旋折流板方案的平均液膜厚度随倾斜角减小而递减.有折流板方案的液膜厚度均呈现周期性变化.

b.纯蒸汽Nusselt凝结模型和含不凝性气体无折流板光管束Nusselt凝结模型的微分凝结量和局部换热系数均呈现先快后慢连续下降的趋势，但前者的数值比后者大得多；其余有折流板方案的微分凝结量和局部换热系数均呈现周期性变化.

c.相对于含不凝性气体时无折流板光管束Nusselt凝结模型方案，倾斜角15°，25°和35°的立式三分螺旋折流板方案和弓形折流板方案的凝结换热系数的相对比值分别为1.897，1.757，1.582和1.331.

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（编辑：董 伟）

Numerical Simulation of Vertical Trisection Helical Baffle Condensers

LINLi1，2， CHENYa-ping1， WUJia-feng1， QIJun-nan1
（1.School of Energy and Environment，Southeast University，Nanjing 210096，China；2.Yantai Architectural Design and Research Co.，Ltd.，Yantai 264600，China）

A novel structure of vertical trisection helical baffle feed water heater can enhance the heat transfer by effectively draining the condensate with inclined baffles and separating water droplets from vapor due to centrifugal force in helix channels.The draining film effect of inclined baffles and the impact of spiral flow on condensation heat transfer in a vertical trisection helical baffle condenser were numerically simulated.These simulation schemes include the Nusselt condensation models under the conditions of pure steam or in presence of non-condensable gas，the vertical trisection helical baffle condenser schemes with baffle inclined angles of 15°，25°and 35° and the segmental baffle scheme in the presence of non-condensable gas.The results demonstrate that the condensation heat transfer increases with the decrease of inclined angle of helical baffles，and in the presence of non-condensable gas，the average condensation heat transfer coefficients of three trisection helical baffle schemes with inclined angles of 15°，25°and 35°and the segmental baffle scheme are 89.7%，75.7%，58.2%and 33.1%higher than that of the bare tube bundle of Nusselt condensation model.

TK 172

A

2013-08-31

国家自然科学基金资助项目（51276035）；江苏省科技创新与成果转化专项引导资金项目（BY2011155）第一作者：林 丽（1987-），女，硕士研究生.研究方向：强化传热.E-mail：804620928＠qq.com

陈亚平（1956-），男，教授.研究方向：强化传热.E-mail：ypgchen＠sina.com

1007-6735（2014）04-0333-05

10.13255／j.cnki.jusst.2014.04.006