麻面式过热器烟气侧传热与阻力特性数值研究

闫顺林，于兴宝，张 莎



麻面式过热器烟气侧传热与阻力特性数值研究

闫顺林，于兴宝，张 莎

（华北电力大学能源动力与机械工程学院，河北 保定 071003）

以麻面式过热器交叉流动通道为研究对象，采用三维数值模拟的方法，对麻面管烟气侧换热与阻力特性进行研究。结果表明：麻面管外壁凹坑与管束布置形式改善了烟气对流冲刷效果，破坏了气体流动边界层，缩小了传热恶化的尾流区面积；与光滑管束相比，顺列与错列麻面管束烟气侧的努塞尔数（Nu）分别提升了8%~63%、12%~48%，综合换热性能指标CPEC分别为1.05~1.50、1.07~1.28；以烟气侧Nu、阻力系数f、CPEC为目标函数，优化得到了最佳参数组合：顺列管束横向节距s1/Do=2.10，纵向节距s2/Do=1.75，对应的Nu=42.63，CPEC=1.24，错列管束s1/Do=2.55，s2/Do=2.50，对应的Nu=47.02，CPEC=1.31；运用多元线性回归的方法，分别拟合出顺列与错列管束烟气侧的换热准则关联式。本文研究结果可为麻面管的工程应用提供参考。

麻面管；过热器；强化换热；换热准则关联式；数值模拟

换热管作为电厂中常用的换热元件，广泛应用于过热器、省煤器、凝汽器等换热设备中[1]。电厂中换热元件多为普通光滑管，热阻较大。研究高效率、经济实用的新型强化换热设备是减少电厂能耗、提高电厂经济效益的有效途径之一。

强化换热技术被广泛应用到实际工程中，表现出了良好的强化换热能力[2-3]。无源强化换热技术无需借助任何外力即可实现换热强化[4]，这项技术的研究与开发受到了国内外学者的广泛关注，Mahmood等人[5]利用大涡模拟技术对布置凹坑凸胞结构的板片通道进行了换热研究，结果发现当凹坑凸胞的深度增大时换热性能提升，同时压降损失随之增加。Thianpong等人[6]通过实验研究了装有扭曲带涡旋发生器的凹坑管内的流动与换热特性，发现其换热性能明显增强，且装有扭曲带的凹窝管的传热系数和阻力系数均随着节距比和扭曲比的减小而增加。石磊等[7]对空气冷凝器椭圆管外绕椭圆翅片的三排管外空气侧进行数值模拟，结果表明随着迎风风速的增大，三排管的流动阻力和传热系数随之增加，并得出三排管外空气流动阻力和平均传热系数的拟合计算式。Chen等人[8]以水为工质，利用实验研究了凹坑管换热与流动特性，结果发现与光滑管相比，在恒定雷诺数和恒定泵功率下凹坑管传热分别增强了25%~137%、15%~84%。

电厂过热器工作在高温条件下，环境恶劣，而目前过热器光滑管换热性能较差、能源利用率低。对此，本文提出一种新式换热表面的过热器管型—麻面管，应用流体力学分析软件模拟麻面管烟气侧传热与阻力特性，并进行烟气侧相关参数的优化研究，旨在为这种新式换热表面管型在强化换热方面的应用与推广提供参考。

1 物理模型

麻面式过热器基管的内径i=43 mm，外 径o=51 mm，管内外壁面凸胞/凹坑投影直径=6.0 mm，凸胞/凹坑深度=1.0 mm，同一截面圆周上凸胞/凹坑间呈40°等间距均匀分布，并且轴向呈交错式布置，前后凸胞/凹坑间距离=16 mm，凹坑采用倒角分段平滑过渡。

将过热器几何模型进行简化，以多根麻面式过热器管交叉流动通道为研究对象，管长，管束分别以顺列与错列方式排布，模拟研究烟气侧工质流速、横向节距1/o、纵向节距2/o对麻面管束交叉流动和换热的影响。麻面管三维结构、凸胞/凹坑的结构示意、管束布置形式如图1—图3所示。

图1 麻面管结构示意

图2 凸胞/凹坑的结构示意

图3 过热器管错列与顺列布置形式

2 数学模型

假设麻面管束两侧流体不可压缩且稳态流动，忽略重力、浮升力的影响，且满足质量、动量和能量守恒定律，则有[9]：

质量守恒方程

动量守恒方程

流体域能量守恒方程

固体域能量守恒方程

式中：,=,,；为流体速度，m/s；为压力，Pa；为密度，kg/m3；eff为有效热导率，W/(m·K)；为内能，J/kg；为温度，K；h为热源项，J；J，为组分扩散通量；τ为应力张量；为固体导热系数，W/(m·K)。

3 数值计算

3.1 数值方法

在三维软件SolidWorks中创建几何模型，模拟过程在Fluent 17.0中完成。采用ANSYS中的Mesh功能进行网格划分，在管内外壁面附近区域进行网格缩小与加密处理，更好地展现麻面管内外表面凸胞/凹坑结构，以提高近壁处边界层内数值求解的准确度。网格划分结果如图4所示。

图4 网格划分示意

数值模拟采用比标准-方程更加适应于低雷诺数流动、旋流、二次流、分离流等复杂流动的RNG-方程[10]，壁面采用增强壁面函数法处理[11]，压力-速度耦合采用Simplec算法，压力采用Standard格式，控制方程中其他各项采用二阶迎风格式，亚松弛因子采用默认设置，模拟结果的能量残差收敛精度达到10-6，其他残差收敛值达到10-4。

边界条件设置：管外工质为烟气，入口为速度入口，温度为1 206 K，出口为压力出口；管内工质为过热蒸汽，入口为质量流量入口，数值为0.2 kg/m3，温度为752 K，出口为压力出口；管内外壁为无滑移边界条件，其他壁面边界条件如图5所示；两侧流体与管壁交界面采用耦合壁面边界条件，耦合交界面处满足温度及热流密度连续（式(5)）。

式中：T为温度，K；q为热流密度，W/m2；下标s、f表示固体域、流体域；下标w表示交界面。

3.2 优化模型及数据处理

采用等泵功率下的评价准则来表征强化换热管蒸汽侧的综合换热性能。综合换热性能指标PEC的定义式为[12]

式中，g分别为麻面管束与光滑管束烟气侧的平均努塞尔数，、g分别为麻面管束与光滑管束烟气侧的平均阻力系数。

利用Design-Expert 8.0的设计、分析及优化功能[13]，以烟气侧、、PEC为多目标函数，麻面管束横向节距1/0与纵向节距2/0为设计变量进行参数优化模拟研究。设计参数见表1。

计算中，换热管烟气侧努赛尔数和阻力系数的数学表达式为：

式中：为换热管平均对流换热系数，W/(m2·K)；e为换热管当量直径，m；为流体导热系数，W/(m·K)；Δ为工质进出口压力差，Pa；为过热器管根数；为烟气密度，kg/m3；为烟气平均流速，m/s。

表1 设计参数

Tab.1 The design parameters

3.3 网格无关性与模型准确性验证

以顺列式麻面管束的结构参数1/o=2.75、2/o=2.05为例，蒸汽侧入口流量为0.2 kg/s，烟气侧入口速度为6.5 m/s，对模型进行网格无关性验证。依次划分500万、610万、700万、790万网格，如图6所示。随着网格数增加，烟气侧和变化速率减缓，当数量高于700万时，其数值基本保持不变，网格数量及密度符合计算要求。

图6 网格无关性验证

以光滑管作为基准管进行模型准确性验证，模拟的参数设置按前所述。模拟结果与Zhukauskas公式[14]的计算数值进行对比，烟气侧数和阻力系数的误差在±10%以内，验证了模拟的准确性。

4 模拟结果与分析

4.1 场态分析

以蒸汽侧质量流量0.2 kg/s烟气侧流速11.0 m/s，1/o=2.50，2/o=2.05为例进行场态分析。图7—图9为烟气侧流场、速度场等值线图及温度场云图。

从图7、图8可见：外壁凹坑使得烟气流动状态发生了改变，且速度分布较均匀；麻面管背风侧对换热不利的尾流区[15]面积较光滑管明显减小，最小速度出现在尾流涡区；麻面管烟气侧平均流速高于光滑管，说明麻面管烟气区湍流扰动加剧。

从图9可见：凹坑的存在使得烟气侧高温尾流区域面积缩小，越靠近凹坑，其附近流体域温度越低，近壁处麻面管高温域面积明显小于光滑管，壁面的降温速率增加；麻面管烟气区平均温度低于光滑管区域，说明凹坑的存在与管束的排布形式改善了烟气对流冲刷效果，使得烟气扰动加强，破坏了烟气流动边界层，同时缩小了恶化换热的尾流区域面积，实现了烟气侧的强化换热。

4.2 顺列管束的传热与阻力特性分析

图10为顺列管束时、1/o、2/o对烟气侧、的影响。由图10可见：在不同、顺列管束1/o、2/o下，与光滑管束相比，麻面式过热器管束烟气侧明显提升了传热效果，经计算烟气侧提高了8%~63%；同时，随着1/o减小、2/D增大，麻面管烟气侧增加明显，同时阻力随之增大，1/o＜2.75、2/o＞2.05时阻力增加明显；随着增加，随之增大，阻力却随之减小且逐渐趋于平缓。可见，适当减小横向节距、增大纵向节距均有助于增强顺列麻面管束的传热效果。

4.3 错列管束的传热与阻力特性分析

图11为错列管束时、1/o、2/o对烟气侧、的影响。

由图11可见：随着错列管束横向节距1/o与纵向节距2/o的减小，麻面管的换热性能得到增强，相对而言管束横向节距对烟气侧换热影响较大，且阻力系数也随之增加；随着的增加，烟气侧随之增大，阻力降低速率减慢并逐渐趋于平缓，适当地减小错列麻面管束横向与纵向节距有助于增强传热效果。经计算，在不同，错列管束1/o、2/o下，与光滑管束相比，麻面管烟气侧提高了12%~48%，换热性能显著提升。

4.4 综合换热性能及优化分析

图12为、1/o、2/o对顺列与错列管束烟气侧PEC的影响情况。由图12可见：顺列与错列管束烟气侧的PEC分别为1.05~1.50、1.07~1.28；烟气侧PEC随的增加而逐渐递减并趋于平缓；相比于纵向节距，管束的横向节距对烟气侧的综合换热性能影响较大。因此，可以通过改变管束横向节距的大小来强化烟气侧的换热性能。

图12 Re、s1/Do、s2/Do对烟气侧CPEC的影响

水平烟道内烟温高，灰粒较软，烟气流速控制在10~15 m/s[16]，管外烟速以11 m/s作为设计流速。以麻面管烟气侧、、PEC为多目标函数，利用软件Design-Expert的优化功能，取整得到了最佳参数组合为：顺列管束1/o=2.10，2o=1.75，对应的=42.63，PEC=1.24；错列管束1/o=2.55，2o=2.50，对应的=47.02，PEC=1.31。

4.5 烟气侧Nu准则关联式

通过对麻面式过热器管烟气侧传热与阻力特性的数值分析，可知换热管外径o、烟气侧、横向节距1/o纵向节距2/o对烟气侧影响重大。因此，以、1/o2/o作为烟气侧平均准则关联式的准则变量，运用多元线性回归的方法分别拟合出顺列与错列管束烟气侧换热的准则关联式，其数学表达见式(9)、式(10)。

顺列管束：

式(9)适用范围为=500~3 000，2.0≤1/o≤3.5，1.6≤2/o≤2.5。由式(9)计算所得的烟气侧平均数与模拟结果的标准误差约为2.87%。

错列管束：

式(10)适用范围为=500~3 000，2.5≤1/o≤3.5，1.6≤2/o≤2.5。由式(10)计算所得的烟气侧平均数与模拟结果的标准误差约为0.62%。

根据传热学理论[14]，忽略换热管内外污垢的影响，以管外表面为基准的总换热系数数学表达式为

式中：i、o分别为管内外表面换热系数，W/(m2·K)；b为管壁导热系数，W/(m·K)。

以蒸汽侧质量流量0.2 kg/m3，顺列与错列管束烟气侧最佳参数组合为例，通过式(11)计算得出：顺列麻面管束总换热系数=73.58 W/(m2·K)，是相同条件下光滑管束的1.51倍；错列麻面管束总换热系数=82.11 W/(m2·K)，是相同条件下光滑管的1.38倍。可见，麻面式换热管具有一定的强化换热性能。

5 结 论

1）麻面管外壁的凹坑与管束的排布形式改善了烟气对流冲刷效果，使得烟气扰动加剧，破坏了气体流动边界层，同时缩小了恶化换热的尾流区面积，实现了烟气侧的强化换热。

2）与光滑管束相比，顺列麻面管束烟气侧提高了8%~63%，PEC为1.05~1.50；错列麻面管束烟气侧增加了12%~48%，PEC为1.07~1.28，适当地改变管束的横向与纵向节距有助于增强换热。

3）顺列麻面管束最佳参数组合为1/o=2.1，s/Do=1.75，对应的=42.63，PEC=1.24；错列麻面管束最佳参数组合为1/o=2.55，2o=2.50，对应的=47.02，PEC=1.31。

4）运用多元线性回归的方法分别拟合出顺列与错列麻面管束烟气侧的换热准则关联式，并给出其适用范围，为麻面管的工程应用提供参考。

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Numerical study on heat transfer and resistance characteristics of gas side of superheater with new pitted tubes

YAN Shunlin, YU Xingbao, ZHANG Sha

(School of Energy, Power and Machinery Engineering, North China University of Electric Power, Baoding 071003,China)

Taking the cross flow path of superheater with pitted tubes as the research object, three-dimensional numerical simulation was performed to investigate the heat transfer and resistance characteristics of the flue gas side of the pitted tubes. The results show that, the added pits on external wall of the pitted tubes and the proper arrangement of tubes improve the flue gas convection and scour effect, damage the gas flow boundary layer, and reduce the area of heat flow deterioration region. Compared with the smooth tubes, at flue gas side of the aligned pitted tubes and staggered tubes, the Nusselt number (Nu) increases by 8%~63% and 12%~48%, and the overall heat transfer performance evaluation criterion (CPEC) is 1.05~1.5 and 1.07~1.28. Taking Nu, f and CPEC at the flue gas side as the objective functions, a group of optimal parameters are obtained. The optimal parameters of in-line bank are 2.1 for transversal pitch and 1.75 for longitudinal pitch under the condition of Nu=42.63, CPEC=1.24 while the optimal parameters of staggered bank are 2.55 for transversal pitch and 2.5 for longitudinal pitch under the condition of Nu=47.02, CPEC=1.31. The criterion formula of heat transfer at flue gas side of the aligned and staggered pitted tubes are obtained respectively by the method of multiple linear regression. The research results of this paper can provide references for the engineering application of pitted tubes.

pitted tube, superheater, enhanced heat transfer, heat transfer criterion formula, numerical simulation

TK124

A

10.19666/j.rlfd.201810177

闫顺林, 于兴宝, 张莎. 麻面式过热器烟气侧传热与阻力特性数值研究[J]. 热力发电, 2019, 48(5): 18-24. YAN Shunlin, YU Xingbao, ZHANG Sha. Numerical study on heat transfer and resistance characteristics of gas side of superheater with new pitted tubes[J]. Thermal Power Generation, 2019, 48(5): 18-24.

2018-10-04

闫顺林(1959—)，男，博士，教授，主要研究方向为热力系统节能理论及应用。

于兴宝(1993—)，男，硕士研究生，主要研究方向为热力系统节能理论及应用，hd_yxb@126.com。

（责任编辑 刘永强）