劉 巍

(武漢金中石化工程有限公司， 湖北 武漢 430223)

符號(hào)說(shuō)明

cp,c——冷流比定壓熱容，J/(kg·℃)

cp,h——熱流比定壓熱容，J/(kg·℃)

D0——盤管中心直徑，m

di——盤管內(nèi)徑，m

Gr——格拉曉夫(Grashof)數(shù)

hv——水的蒸發(fā)潛熱，J/kg

K——總傳熱系數(shù)，W/(m2·℃)

Nu——努塞爾數(shù)

Pr——普朗特?cái)?shù)

Φc——冷端熱流量，kW

Φh——熱端熱流量，kW

Φs——熱流量損失，kW

qmc——冷流質(zhì)量流量，kg/s

qmh——熱流質(zhì)量流量，kg/s

qmy——溢流量，kg/s

Ri——管內(nèi)污垢熱阻，m2·℃/W

Ro——管外污垢熱阻，m2·℃/W

Re——雷諾數(shù)

ti′——熱流進(jìn)口溫度，℃

to′——熱流出口溫度，℃

ti——冷流進(jìn)口溫度，℃

to——冷流出口溫度，℃

αi——管內(nèi)傳熱系數(shù)，W/(m2·℃)

αo——管外傳熱系數(shù)，W/(m2·℃)

加氫裂化裝置的加氫裂化尾油(HTO)從分餾系統(tǒng)出來(lái)的溫度通常在260～320 ℃，經(jīng)過(guò)熱交換器及后冷器冷卻后進(jìn)入三相離心機(jī)進(jìn)行油、固、水分離。普通三相離心機(jī)進(jìn)口溫度要求在150 ℃ 以下，而高于150 ℃的工況需要選用高溫離心機(jī)。為減少設(shè)備投資，工藝要求后冷器出口溫度控制在150 ℃以下。在后冷器的設(shè)計(jì)中，一方面需要保證出口溫度低于150 ℃，另一方面出口溫度不能過(guò)低，以避免尾油黏度增大影響傳熱效果并增加壓降[1]。采用沉浸式水槽熱交換器能夠有效控制尾油出口溫度，其結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單、易于制造、設(shè)備投資低，不足之處是傳熱系數(shù)低、體積大、對(duì)工況改變不夠敏感且水汽蒸發(fā)影響周圍環(huán)境[2-7]。

為研究HTO沉浸式水槽熱交換器的傳熱規(guī)律，對(duì)加氫裂化中試裝置中的HTO后冷器的試驗(yàn)運(yùn)行參數(shù)進(jìn)行收集整理，并與理論計(jì)算值進(jìn)行對(duì)比分析，從而得出此類熱交換器的計(jì)算方法，為生產(chǎn)裝置中的同類型熱交換器設(shè)計(jì)提供參考。

1 水槽熱交換器設(shè)計(jì)概況

1.1 設(shè)備結(jié)構(gòu)

試驗(yàn)用水槽熱交換器的結(jié)構(gòu)見圖1。該熱交換器以DN25(?34 mm×3.5 mm)碳鋼管為換熱管，單根換熱管長(zhǎng)3 m。以6根換熱管為1排，共10排，總換熱面積為21 m2，換熱管內(nèi)流體流速為0.27 m/s。

圖1 試驗(yàn)用水槽熱交換器結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)圖

1.2 換熱流程

試驗(yàn)用水槽熱交換器的換熱流程見圖2。HTO自分餾系統(tǒng)來(lái)，以3 000 kg/h的質(zhì)量流量進(jìn)入沉浸式水槽槽熱交換器，完成熱交換后去固液分離系統(tǒng)。冷流新鮮水自新鮮水總管來(lái)，從進(jìn)水口入熱交換器箱體，完成熱交換后從溢流管線出。

圖2 試驗(yàn)用水槽熱交換器流程簡(jiǎn)圖

圖2中，F(xiàn)V101為HTO流量控制調(diào)節(jié)閥，V102為新鮮水補(bǔ)水流量調(diào)節(jié)閥，F(xiàn)I102為監(jiān)測(cè)補(bǔ)水量的流量計(jì)，TI101和TI102為熱HTO入口和出口溫度監(jiān)測(cè)熱電偶。水箱上部設(shè)置溢流管線，溢流管線上設(shè)置流量計(jì)FI103和熱電偶TI103，用于監(jiān)測(cè)溢流水量和水溫。水箱底部設(shè)置熱電偶TI104，用于監(jiān)測(cè)水溫。

1.3 操作參數(shù)

水槽熱交換器以來(lái)自加氫裂化中試裝置的HTO為熱流體，以新鮮水為冷流體。試驗(yàn)過(guò)程中冷、熱介質(zhì)的工藝參數(shù)見表1。

表1 熱交換器工藝參數(shù)設(shè)計(jì)值

2 試驗(yàn)運(yùn)行參數(shù)及傳熱分析

2.1 試驗(yàn)過(guò)程及數(shù)據(jù)采集規(guī)則

打開V102，向水箱內(nèi)通入新鮮水，使液位達(dá)到溢流口高度，建立穩(wěn)定液位。投用FV101，使熱流HTO質(zhì)量流量穩(wěn)定在3 000 kg/h。調(diào)節(jié)V102開度，控制補(bǔ)水質(zhì)量流量，系統(tǒng)穩(wěn)定后監(jiān)測(cè)冷、熱流體的進(jìn)、出口溫度，新鮮水補(bǔ)水量和溢流量。

在熱交換器運(yùn)行過(guò)程中，換熱系統(tǒng)的溫度會(huì)連續(xù)不停變化，呈現(xiàn)非穩(wěn)態(tài)性質(zhì)。但對(duì)于特定工況，在特定的時(shí)刻，可以認(rèn)為傳熱是穩(wěn)態(tài)的，即滿足相關(guān)傳熱方程[8]。文中試驗(yàn)所取數(shù)據(jù)均為系統(tǒng)在相對(duì)穩(wěn)定條件下同一時(shí)刻的監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)。

2.2 不同補(bǔ)水質(zhì)量流量下?lián)Q熱效果

保持熱流體HTO入口質(zhì)量流量(3 000 kg/h)和入口溫度(160 ℃)不變，調(diào)節(jié)新鮮水補(bǔ)水質(zhì)量流量，研究不同補(bǔ)水質(zhì)量流量下?lián)Q熱系統(tǒng)中冷流體(新鮮水)的溢流量、底部溫度、溢流溫度以及熱流體HTO的入口溫度和出口溫度變化情況。水槽熱交換器現(xiàn)場(chǎng)實(shí)際運(yùn)行數(shù)據(jù)見表2。

表2 不同補(bǔ)水質(zhì)量流量下水槽熱交換器運(yùn)行參數(shù)

按照下面的公式對(duì)熱流體和冷流體的熱流量進(jìn)行計(jì)算。

Φh=qmh(to′-ti′)cp,h

(1)

Φc=qmc(to-ti)cp,h+(qmc-qmy)hv

(2)

根據(jù)熱平衡方程，計(jì)算熱損失。

Φh=Φc+Φs

(3)

應(yīng)用式(1)～式(3)處理試驗(yàn)數(shù)據(jù)，研究熱交換器熱流量和熱損失隨補(bǔ)水量的變化情況，得到的關(guān)系曲線見圖3。

圖3 熱交換器熱流量和熱損失隨補(bǔ)水質(zhì)量流量的變化

圖3表明，隨著補(bǔ)水質(zhì)量流量增加，熱交換器熱流量呈上升趨勢(shì)，這主要是因?yàn)檠a(bǔ)水質(zhì)量流量增加后，水箱中的水?dāng)_動(dòng)增強(qiáng)，增大了水側(cè)的傳熱系數(shù)。另一方面，隨著補(bǔ)水質(zhì)量流量增加，水箱整體溫度呈下降趨勢(shì)，對(duì)環(huán)境輻射的熱量減少，這是熱損失隨補(bǔ)水質(zhì)量流量增加而下降的重要原因。

熱交換器的傳熱過(guò)程為熱流的熱量通過(guò)換熱管傳遞給水箱中的新鮮水，新鮮水吸收的熱量一部分體現(xiàn)在補(bǔ)水升溫，另一部分體現(xiàn)在水蒸氣蒸發(fā)帶走的潛熱。表2表明，隨著補(bǔ)水質(zhì)量流量減少，水箱中水溫升高，蒸發(fā)量變大。當(dāng)補(bǔ)水量質(zhì)量流小于500 kg/h時(shí)，熱流量變化不大，此時(shí)冷端的熱量主要為水汽的蒸發(fā)潛熱。

2.3 夏季工況與冬季工況換熱效果

由于氣溫、大氣壓等條件影響熱交換器水汽蒸發(fā)量和熱損失，熱交換器在夏季工況和冬季工況下的換熱效果會(huì)有一定的差別。通過(guò)試驗(yàn)對(duì)比研究水槽熱交換器在夏季工況和冬季工況的換熱性能。

夏季工況和冬季工況熱交換器熱流量隨補(bǔ)水質(zhì)量流量的變化見圖4。圖4表明，在相同的補(bǔ)水質(zhì)量流量條件下，冬季工況相對(duì)于夏季工況熱流量絕對(duì)升高4.8～5.3 kW，據(jù)此計(jì)算的相對(duì)升高幅度為8%～12%。此熱流量相對(duì)升高幅度下，可以按照夏季工況進(jìn)行設(shè)計(jì)計(jì)算，按照冬季工況進(jìn)行校核。

圖4 夏季工況和冬季工況熱交換器熱流量隨補(bǔ)水質(zhì)量流量的變化

夏季工況和冬季工況蒸發(fā)量隨補(bǔ)水質(zhì)量流量的變化見圖5。

圖5 夏季工況和冬季工況蒸發(fā)量隨補(bǔ)水質(zhì)量流量的變化

根據(jù)圖5的數(shù)據(jù)計(jì)算，冬季工況水汽蒸發(fā)量減少6%～22%，其主要原因是冬季環(huán)境溫度低(試驗(yàn)時(shí)的氣溫約3 ℃)，水箱內(nèi)熱水表面的蒸發(fā)速率降低0.9～7.2 kg/h。

夏季工況和冬季工況熱交換器換熱性能對(duì)比見圖6。圖6表明，冬季工況熱損失比夏季工況熱損失高32%～80%，這主要是因?yàn)槎練鉁氐?試驗(yàn)時(shí)的氣溫約3 ℃)，水箱本體及水箱內(nèi)熱水對(duì)環(huán)境的熱輻射增高。

圖6 夏季工況和冬季工況熱損失隨補(bǔ)水質(zhì)量流量的變化

總的來(lái)說(shuō)，冬季工況下熱水表面蒸發(fā)量比夏季工況減少6%～22%，水汽帶走的蒸發(fā)潛熱降低0.55～4.67 kW。但另一方面，水箱對(duì)外熱輻射增加，因此熱交換器總的熱流量升高4.8～5.3 kW，但與夏季工況相比差別不大(增加8%～12%)。

2.4 管外強(qiáng)制對(duì)流對(duì)換熱效果的影響

為改善換熱效果，采用低壓氮?dú)夤呐莸姆绞絹?lái)增加水箱內(nèi)熱水的湍流程度[8]。試驗(yàn)時(shí)分別采用不同數(shù)量的鼓泡口，記錄其進(jìn)、出口溫度及蒸發(fā)量，研究鼓泡個(gè)數(shù)對(duì)熱交換器換熱性能的影響。鼓泡口的位置在水箱底部。鼓泡口孔徑為5 mm，氣速為2～4 m/s，鼓泡口個(gè)數(shù)分別取1、2、4、8、16、32、64、128和 256。

鼓泡口個(gè)數(shù)對(duì)熱交換器熱流量和蒸發(fā)量的影響見圖7。圖7表明，隨著鼓泡口個(gè)數(shù)增加，水箱內(nèi)熱水的湍流程度加強(qiáng)，水汽蒸發(fā)量增大，水汽向環(huán)境中傳遞的潛熱增加。同時(shí)，水箱內(nèi)熱水的流動(dòng)狀態(tài)加劇對(duì)換熱管外到冷流主體的傳熱系數(shù)的提高有顯著作用[9]。

圖7 鼓泡口個(gè)數(shù)對(duì)熱交換器熱流量和蒸發(fā)量的影響

通過(guò)計(jì)算得到的鼓包個(gè)數(shù)對(duì)熱交換器總傳熱系數(shù)的影響見圖8。圖8表明，隨著鼓泡口個(gè)數(shù)增加，總傳熱系數(shù)增大，但在鼓泡口數(shù)大于10個(gè)以后，總傳熱系數(shù)變化不大，為65 W/(m2·℃)左右。利用鼓泡法加強(qiáng)水箱內(nèi)的流動(dòng)性，能夠有效提高換熱效率，且實(shí)施簡(jiǎn)單易行。

圖8 鼓泡口個(gè)數(shù)對(duì)熱交換器總傳熱系數(shù)的影響

試驗(yàn)證明，通入水箱中的氮?dú)饬亢苌伲僮髂芎幕究梢院雎?，如果采取合適的鼓泡口個(gè)數(shù)和通氣量，能夠最大限度地提高總傳熱系數(shù)。在此類熱交換器的設(shè)計(jì)中，可參考本試驗(yàn)測(cè)得的經(jīng)驗(yàn)值進(jìn)行初步計(jì)算，以減少換熱面積，有利于減少設(shè)備投資及占地。

3 換熱管傳熱模型及傳熱系數(shù)計(jì)算

3.1 傳熱模型

為研究此類型沉浸式水槽熱交換器的傳熱計(jì)算方法，筆者收集中試裝置的運(yùn)行數(shù)據(jù)，利用不同的傳熱模型計(jì)算出總傳熱系數(shù)的理論值，通過(guò)對(duì)比理論值和實(shí)際值，討論符合此類熱交換器的傳熱模型，為設(shè)計(jì)計(jì)算提供參考。計(jì)算所取物性參數(shù)見表3(定性溫度下的取值)。

表3 水槽熱交換器中流體物性

根據(jù)沉浸式熱交換器特點(diǎn)，換熱管內(nèi)傳熱系數(shù)的計(jì)算參考Nakayama經(jīng)驗(yàn)式和Schmidt經(jīng)驗(yàn)式[10-13]。此外，有學(xué)者的研究成果表明，Dittus-Boelter公式對(duì)管內(nèi)單相對(duì)流傳熱的計(jì)算相對(duì)精確和簡(jiǎn)便，管外傳熱為自然對(duì)流傳熱，可應(yīng)用經(jīng)典McAdams公式進(jìn)行計(jì)算[14-16]。

3.2 管內(nèi)傳熱系數(shù)

采用下列3個(gè)經(jīng)驗(yàn)關(guān)聯(lián)式計(jì)算文中熱交換器換熱管內(nèi)傳熱系數(shù)。

Nakayama經(jīng)驗(yàn)式：

(4)

Schmidt經(jīng)驗(yàn)式：

(5)

(6)

Dittus-Boelter公式：

Nu=0.023Re0.8Pr0.33

(7)

3.3 管外傳熱系數(shù)

應(yīng)用McAdams公式計(jì)算換熱管外努塞爾數(shù)：

Nu=0.53(Gr·Pr)1/4

(8)

3.4 總傳熱系數(shù)計(jì)算

計(jì)算沉浸式水箱熱交換器的總傳熱系數(shù)時(shí)忽略管壁傳熱阻力和管內(nèi)外表面積差，計(jì)算公式如下。

(9)

3.5 實(shí)際值與理論值對(duì)比

對(duì)熱交換器總傳熱系數(shù)實(shí)際值與理論值進(jìn)行比較，見圖9。由圖9可知，各種傳熱經(jīng)驗(yàn)關(guān)聯(lián)式計(jì)算出的總傳熱系數(shù)理論值不盡相同，當(dāng)補(bǔ)水質(zhì)量流量在1 000 kg/h以上時(shí)，實(shí)際值與Schmidt公式計(jì)算值較接近，誤差在10%以內(nèi)，此時(shí)水箱內(nèi)流體流動(dòng)較強(qiáng)，使用符合強(qiáng)制對(duì)流條件的Schmidt公式更為準(zhǔn)確。當(dāng)補(bǔ)水質(zhì)量流量在1 000 kg/h以下時(shí)，水箱內(nèi)流體可視為沒有擾動(dòng)，實(shí)際值與Dittus-Boelter公式計(jì)算值更為接近，誤差在7%以內(nèi)，此時(shí)實(shí)際的總傳熱系數(shù)在31.1～32.4 W/(m2·℃)，曲線較為平穩(wěn)。設(shè)計(jì)計(jì)算時(shí)，可以此經(jīng)驗(yàn)值為參考。

圖9 水槽熱交換器總傳熱系數(shù)實(shí)際值與理論值比較

4 結(jié)語(yǔ)

HTO沉浸式水槽熱交換器在實(shí)際運(yùn)行過(guò)程中，隨著補(bǔ)水質(zhì)量流量的增加，傳熱效果增強(qiáng)，水汽蒸發(fā)量和水箱整體對(duì)環(huán)境輻射熱量減少。相對(duì)于夏季工況而言，冬季工況的蒸發(fā)量小而熱輻射量大，但總體熱流量相差不大。在設(shè)計(jì)中，可以以夏季工況作為設(shè)計(jì)工況，冬季工況作為校核工況。在補(bǔ)水質(zhì)量流量較大時(shí)，水箱內(nèi)擾動(dòng)大，傳熱系數(shù)可以用Schmidt公式計(jì)算；當(dāng)補(bǔ)水質(zhì)量流量較少時(shí)，水箱內(nèi)可視為沒有擾動(dòng)，傳熱系數(shù)可以用Dittus-Boelter公式計(jì)算。為節(jié)省操作費(fèi)用，實(shí)際操作中可采用鼓泡的方法加強(qiáng)管外側(cè)對(duì)流，以減少冷卻水用量而降低能耗。在此類熱交換器的設(shè)計(jì)中，總傳熱系數(shù)可保守參考經(jīng)驗(yàn)值31.1～32.4 W/(m2·℃)。