劉丹，成毅，胡明月，盛倩云，周昊

（浙江大學(xué)能源清潔利用國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，浙江杭州310027）

引 言

螺旋翅片管廣泛應(yīng)用于余熱鍋爐、燃煤電站省煤器等大型換熱設(shè)備中[1-3]。螺旋翅片管束的主要熱阻存在于煙氣側(cè)，目前已有許多關(guān)于強(qiáng)化翅片管束翅側(cè)換熱特性的研究，主要強(qiáng)化技術(shù)包括周期性打斷換熱表面流動(dòng)邊界層的生長(zhǎng)，提高流體混合程度、湍流強(qiáng)度[4]。這些技術(shù)主要是通過(guò)改變翅片形式實(shí)現(xiàn)[5]，并通過(guò)調(diào)節(jié)相關(guān)尺寸進(jìn)行優(yōu)化[1,6]。已有螺旋翅片管結(jié)構(gòu)包括L基螺旋翅片管[7]、波浪形螺旋翅片管[8]、傳統(tǒng)連續(xù)型翅片管[9-10]、齒形螺旋翅片管[11-13]等，其中齒形螺旋翅片管是最受歡迎的形式之一。翅片螺距是影響齒形螺旋翅片管換熱的一個(gè)主要因素。Kawaguchi 等[14]實(shí)驗(yàn)研究了翅片距離對(duì)齒形螺旋翅片管翅側(cè)換熱特性和摩擦特性的影響，結(jié)果表明齒形翅片管束Nu隨著翅片螺距的增大而增大，Eu則呈現(xiàn)相反趨勢(shì)，隨著翅片螺距增大而減小。馬有福[15]通過(guò)?；瘜?shí)驗(yàn)研究了翅片螺距對(duì)齒形翅片管束性能的影響，結(jié)果顯示隨著翅片螺距的增大，翅側(cè)傳熱系數(shù)先增大后減小。曹雅文等[16]發(fā)現(xiàn)翅片螺距增大能夠促進(jìn)折齒齒形翅片管翅側(cè)換熱，但是當(dāng)翅片螺距達(dá)到一定值后，對(duì)空氣側(cè)Nu的影響很小。N?ss[17]實(shí)驗(yàn)研究了翅片螺距對(duì)錯(cuò)列布置的齒形螺旋翅片管翅側(cè)換熱特性和壓降的影響，結(jié)果顯示當(dāng)Reynolds 數(shù)相同時(shí)，翅側(cè)傳熱系數(shù)隨著翅片螺距的增大而增大，他們還提出了Nu和Eu的經(jīng)驗(yàn)計(jì)算式。上述研究均是以環(huán)境空氣作為換熱介質(zhì)，而余熱鍋爐、燃煤電站產(chǎn)生的煙氣含有一定量的水蒸氣，水蒸氣含量也會(huì)對(duì)管束換熱造成一定影響[18]。因此，本文在前人研究的基礎(chǔ)上，采用燃油產(chǎn)生的高溫?zé)煔馀c水蒸氣的混合氣體作為工作介質(zhì)，研究高溫濕煙氣氛圍下，翅片螺距對(duì)翅片管換熱及阻力特性的影響，并對(duì)翅片螺距為3.63 mm和5.08 mm的齒形螺旋翅片管在不同煙氣含水量工況下的特性進(jìn)行數(shù)值模擬，得出含水量對(duì)齒形螺旋翅片管換熱及阻力的影響規(guī)律，為工程實(shí)際應(yīng)用提供可靠的依據(jù)。

1 研究方法

1.1 實(shí)驗(yàn)方法

實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)如圖1 所示，以高溫濕煙氣和冷卻水作為工作介質(zhì)，實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)包括濕煙氣系統(tǒng)、換熱管束、冷卻水循環(huán)系統(tǒng)和數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)。其中，濕煙氣系統(tǒng)包括引風(fēng)機(jī)、熱風(fēng)爐、蒸汽鍋爐等，冷卻水循環(huán)系統(tǒng)由恒溫水箱、調(diào)溫水箱、給水泵、循環(huán)水泵、流量計(jì)組成。換熱管束結(jié)構(gòu)如圖2所示，圖2(a)為齒形翅片管結(jié)構(gòu)，具體參數(shù)在表1中列出，管束按錯(cuò)列布置，沿?zé)煔饬飨蚬膊贾?0 排管，垂直煙氣流向布置8排管，在換熱器上下各焊接半排不通水的管子，用來(lái)模擬流動(dòng)，所以有效換熱根數(shù)為80 根，管束具體排布結(jié)構(gòu)如圖2(b)所示。

圖1 實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)Fig.1 Schematic diagram of experimental system

圖2 齒形翅片管結(jié)構(gòu)及管束排布Fig.2 Structure of serrated spiral finned tube and arrangement of tube banks

表1 翅片管束幾何參數(shù)Table 1 Structural parameters of serrated spiral finned tube

整個(gè)實(shí)驗(yàn)是在開放式高溫?zé)煹乐羞M(jìn)行，整個(gè)煙道被設(shè)計(jì)成分段形式，這樣方便換熱器的更換及設(shè)備維修。高溫濕煙氣與冷卻水以錯(cuò)流形式進(jìn)行換熱，測(cè)試段煙道截面面積為0.8075 m×0.8075 m。為了減小散熱損失，煙道外均包裹了一定厚度的保溫材料。熱風(fēng)爐產(chǎn)生的高溫?zé)煔馀c蒸汽鍋爐產(chǎn)生的過(guò)熱蒸汽在混合煙道混合后，先經(jīng)過(guò)整流裝置，使煙氣流動(dòng)和溫度分布均勻化，整流后的煙氣橫向沖刷翅片管束，與管束內(nèi)冷卻水進(jìn)行換熱。在煙道中設(shè)置有擋板，通過(guò)調(diào)節(jié)擋板開度和引風(fēng)機(jī)負(fù)荷調(diào)節(jié)煙氣流量，通過(guò)改變熱風(fēng)機(jī)負(fù)荷控制高溫?zé)煔鉁囟?。換熱后的煙氣在引風(fēng)機(jī)作用下通過(guò)煙囪排入環(huán)境。利用熱煙氣加熱循環(huán)冷卻水至目標(biāo)溫度，再通過(guò)通入冷卻水至調(diào)溫水箱和排放部分熱水的方法使循環(huán)冷卻水穩(wěn)定在目標(biāo)值，實(shí)驗(yàn)用熱煙氣即可滿足循環(huán)冷卻水的加熱，故無(wú)須單獨(dú)設(shè)置冷卻水加熱裝置，冷卻水在進(jìn)入測(cè)試段前被加熱到50℃，高于煙氣中水蒸氣的露點(diǎn)溫度，不存在冷凝現(xiàn)象，所以只考慮顯性換熱。實(shí)驗(yàn)過(guò)程中，通過(guò)精度為±0.1%的testo435 多功能測(cè)量?jī)x獲得煙氣流動(dòng)動(dòng)壓從而計(jì)算出相應(yīng)流量。煙氣溫度使用校驗(yàn)過(guò)的精度為±1.5℃的K 型熱電偶進(jìn)行測(cè)量，在換熱管束進(jìn)出口位置布置4×4 的熱電偶網(wǎng)，取其平均值作為換熱器進(jìn)出口煙氣的溫度。在實(shí)驗(yàn)段進(jìn)、出口煙道四周中心開測(cè)壓孔，用銅管將測(cè)壓孔并聯(lián)后通過(guò)橡膠管連接testo435 多功能測(cè)量?jī)x進(jìn)行讀數(shù)，獲得煙氣流經(jīng)換熱器的壓降。煙氣含水量由精度為±2%的Janapo HMS545P 便攜式煙氣水分儀進(jìn)行測(cè)量，干煙氣成分采用testo 350煙氣分析儀進(jìn)行測(cè)量。冷卻水流量由精度為±1%西尼爾渦街流量計(jì)測(cè)量，進(jìn)、出口水溫由校驗(yàn)過(guò)的K型熱電偶測(cè)量。

實(shí)驗(yàn)過(guò)程中，冷卻水入口溫度和流速固定不變，改變熱煙氣的流速，待實(shí)驗(yàn)穩(wěn)定后開始記錄實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)，記錄換熱器進(jìn)出口煙氣溫度、進(jìn)出口冷卻水溫、冷卻水流量、熱煙氣流量、煙氣含水量及經(jīng)過(guò)換熱器壓降。實(shí)驗(yàn)過(guò)程煙氣進(jìn)口溫度控制在50℃，冷卻水流速為0.4 m/s，熱煙氣溫度為250℃，煙氣含水量為7%（質(zhì)量），熱煙氣最小流通面流速為6.5～8.5 m/s。本文統(tǒng)一用Nu和單排管的Eu來(lái)表征翅片管束換熱及阻力特性，根據(jù)Moffat[19]的誤差分析方法，Nu和Eu的最大不確定度分別為4.6%和5.5%。

1.2 數(shù)值模擬

本文對(duì)翅片螺距為5.08 mm 的齒形螺旋翅片管進(jìn)行數(shù)值模擬，研究含水量對(duì)翅片管換熱及阻力特性的影響。齒形螺旋翅片管沿直徑方向呈周期性分布，高度方向取兩個(gè)翅片螺距距離，為了避免計(jì)算域邊界與翅片相交，高度方向沿光管兩端再各延伸0.5 mm。當(dāng)沿?zé)煔饬鲃?dòng)方向管排數(shù)超過(guò)4 排以后，管排數(shù)對(duì)換熱及阻力的影響可以忽略不計(jì)[20]，所以在模擬時(shí)管排數(shù)取4排。為了避免出口回流和入口效應(yīng)，在建模時(shí)，流域入口段和出口段都適當(dāng)延長(zhǎng)了一定長(zhǎng)度，具體模型尺寸如圖3所示（圖中管束橫向節(jié)距ST=95 mm，管束縱向節(jié)距SL=82 mm）。

圖3 建模示意圖Fig.3 Schematic diagram of simulation model

流體流動(dòng)和換熱滿足質(zhì)量、動(dòng)量及能量守恒定律。在研究煙氣橫向沖刷錯(cuò)列布置的齒形螺旋翅片管束流動(dòng)和換熱時(shí)，做了如下假設(shè)：①流體為不可壓縮流體；②流動(dòng)為定常流動(dòng)；③計(jì)算區(qū)域內(nèi)部為湍流流動(dòng)；④翅片管材質(zhì)物性為常物性；⑤忽略重力和輻射換熱的影響。因此在數(shù)值模擬過(guò)程中的控制方程可寫為如下形式：

連續(xù)方程

動(dòng)量方程

能量方程

圖4 邊界條件設(shè)置Fig.4 Boundary condition of simulation model

邊界條件設(shè)置如圖4 所示，計(jì)算域的四周（頂面+底面+2個(gè)側(cè)面）設(shè)置為對(duì)稱面，翅片管壁設(shè)置為無(wú)滑移的壁面，溫度設(shè)置為333.15 K。流體與壁面為共軛傳熱，翅片管表面設(shè)置為流固耦合壁面。入口和出口分別設(shè)置為速度入口和壓力出口。高溫濕煙氣橫向沖刷翅片管束，與實(shí)驗(yàn)一致，假設(shè)煙氣是氮?dú)狻⒍趸?、氧氣、水蒸氣的混合氣體，流動(dòng)狀態(tài)是三維穩(wěn)態(tài)不可壓縮且充分發(fā)展的湍流流動(dòng)，煙氣流動(dòng)的湍流模型采用realizablek-ε模型[21]。

利用Fluent 軟件通過(guò)有限體積法進(jìn)行模擬求解，利用二階迎風(fēng)格式進(jìn)行時(shí)間和空間的離散化，壓力和速度的耦合采用SIMPLE 算法。利用Preo-E和Gambit 進(jìn)行建模及網(wǎng)格劃分，為了提高計(jì)算精度，進(jìn)行分塊劃分網(wǎng)格，翅片管部分為非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，進(jìn)出口段流域?yàn)榻Y(jié)構(gòu)化網(wǎng)格。網(wǎng)格無(wú)關(guān)性驗(yàn)證計(jì)算了網(wǎng)格數(shù)為278 萬(wàn)個(gè)（翅片網(wǎng)格間距0.8 mm）、380萬(wàn)個(gè)(翅片網(wǎng)格間距0.7 mm)、491萬(wàn)個(gè)（翅片網(wǎng)格間距0.6 mm）的情況,當(dāng)網(wǎng)格數(shù)從380 萬(wàn)個(gè)增大至491萬(wàn)個(gè)時(shí)，管束換熱與阻力的變化均小于2.0%，所以最終網(wǎng)格數(shù)為380萬(wàn)個(gè)。計(jì)算時(shí)連續(xù)方程和動(dòng)量方程的殘差收斂標(biāo)準(zhǔn)為10-4，能量方程的殘差收斂標(biāo)準(zhǔn)為10-7。根據(jù)收斂后的結(jié)果可以獲得煙氣橫掠錯(cuò)列管束的壓降、煙氣溫度分布、流場(chǎng)分布、翅片管換熱表面換熱量等參數(shù)。

1.3 數(shù)據(jù)處理

實(shí)驗(yàn)用換熱管束模塊和煙道表面均包裹有保溫材料，所以在進(jìn)行換熱分析時(shí)，管束與環(huán)境換熱不予考慮。一般情況下，可將煙氣看作氮?dú)?、二氧化碳、氧氣、水蒸氣的混合氣體，根據(jù)測(cè)得的煙氣成分及溫度按照物性直接計(jì)算方法得到煙氣的熱物性質(zhì)[22]。冷卻水的熱物性可根據(jù)文獻(xiàn)[23]獲得。通過(guò)測(cè)量的進(jìn)出口煙氣溫度和流速獲得煙氣放熱量，因?yàn)閷?shí)驗(yàn)最高溫度為250℃，所以不考慮輻射換熱，而翅片管束表面溫度高于露點(diǎn)溫度，所以僅考慮顯性換熱。通過(guò)冷卻水流量和流速獲得冷卻水吸收熱量，當(dāng)煙氣換熱和冷卻水吸熱相對(duì)誤差小于5%時(shí)，認(rèn)為實(shí)驗(yàn)達(dá)到穩(wěn)態(tài)，取煙氣放熱量和冷卻水吸熱量的平均值為總換熱量Q。

基于翅側(cè)全面積的總傳熱系數(shù)K可由式(4)計(jì)算

式中，Δtm為按逆流布置計(jì)算的對(duì)數(shù)平均溫差，Atot為管束翅側(cè)換熱全面積。

式中，Rfi和Rfo分別為基管內(nèi)外側(cè)的積垢熱阻，因?yàn)閷?shí)驗(yàn)采用的是新的翅片管束模塊，所以可以忽略不計(jì)；δt和λt分別為基管壁厚和基管的熱導(dǎo)率；Ai、Af和At分別為基管內(nèi)壁換熱面積、翅片面積（翅側(cè)和齒頂）和光管面積；αi為管內(nèi)壁表面對(duì)流傳熱系數(shù)，按Gnielinski 公 式[24]計(jì) 算；ηf為 翅 片 效 率，根 據(jù)Weierman[20]提出的計(jì)算方法計(jì)算。

煙氣側(cè)Nu為

式中，λo為平均煙溫下的煙氣熱導(dǎo)率,do為基管外徑。

煙氣側(cè)單排換熱管Eu為

式中，ΔP為換熱管束壓降;N為沿?zé)煔饬鲃?dòng)方向管排數(shù)，本文為10 排；ρg為平均煙氣溫度下的煙氣密度；mg為煙氣質(zhì)量流量。

在進(jìn)行Nu和Eu計(jì)算時(shí)，取翅片管基管外徑為定性尺寸，換熱管束進(jìn)出口的平均煙氣溫度為定性溫度，以最小流通截面積流速作為煙氣流速。

數(shù)值模擬時(shí)可通過(guò)Fluent 直接獲得總換熱量，模擬的平均換熱溫差取煙氣進(jìn)出口平均溫度與基管表面溫度之差，換熱面積計(jì)算和翅片效率計(jì)算與實(shí)驗(yàn)方式一致，由此獲得管束的平均Nu，單管壓降取數(shù)值模擬煙氣進(jìn)出口靜壓差的1/4，從而獲得單排管Eu。

2 研究結(jié)果與討論

2.1 實(shí)驗(yàn)結(jié)果與討論

2.1.1 翅片螺距對(duì)管束換熱特性的影響 本文系統(tǒng)研究了濕煙氣工況下翅片螺距對(duì)齒形螺旋翅片管束換熱及阻力特性的影響，煙氣側(cè)的換熱和阻力特性采用Nu和Eu表征，圖5 給出了不同入口煙溫下翅片螺距對(duì)齒形翅片管束換熱特性的影響。從圖5(a)中可以看出，當(dāng)控制煙氣含水量為7%，入口煙氣溫度為250℃時(shí)，試件3（pf=3.63 mm），試件2（pf=5.08 mm）的換熱量比試件1（pf=8.47 mm）翅片管束換熱量分別增大約39%、29%；入口煙氣溫度為350℃時(shí)，試件3（pf=3.63 mm），試件2（pf=5.08 mm）的換熱量比試件1（pf=8.47 mm）翅片管束的換熱量分別增大約34%、25%，這是因?yàn)樾÷菥喑崞苁哂懈蟮膿Q熱面積，從而使換熱量增大。從圖5(b)發(fā)現(xiàn)，翅片螺距對(duì)翅側(cè)Nu的影響并不是特別明顯，隨著翅片螺距的增大Nu會(huì)略增大，這在定性上與傳統(tǒng)連續(xù)型翅片管束[25]、波浪形螺旋翅片管束[8]、L 型螺旋翅片管束[7]等的換熱特性是一致的。大螺距翅片管束能夠強(qiáng)化換熱特性主要?dú)w因于隨著翅片螺距的增大，熱煙氣更易沖刷翅片根部，與基管進(jìn)行換熱，從而強(qiáng)化換熱。此外，Lee等[26]指出，小的翅片螺距會(huì)使得邊界層變厚，這將導(dǎo)致翅片間的邊界層更易被打斷，從而抑制傳熱系數(shù)的增大。

2.1.2 翅片螺距對(duì)管束阻力特性的影響 圖6給出了不同翅片螺距翅片管Eu隨Re變化的情況。由圖可知，在實(shí)驗(yàn)范圍內(nèi)，不同入口煙氣溫度下，翅片間距對(duì)阻力影響規(guī)律是近似的。當(dāng)Re相同時(shí)，翅片螺距越大，Eu越小，且影響較為明顯，這主要是因?yàn)殡S著翅片螺距減小，管束間自由流通面積減少，增大了流動(dòng)阻力，且翅片對(duì)管外氣流的擾動(dòng)增強(qiáng)，從而造成Eu增大，該規(guī)律與文獻(xiàn)[15]以空氣為換熱介質(zhì)獲得的螺旋翅片管結(jié)果一致。

2.2 數(shù)值模擬結(jié)果與討論

為了驗(yàn)證模擬結(jié)果的可靠性和準(zhǔn)確性，將5.08 mm 螺距翅片管束模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行比較，比較結(jié)果如圖7所示，從圖中可以看出，本文數(shù)值模擬的結(jié)果與實(shí)驗(yàn)符合良好，在實(shí)驗(yàn)研究范圍內(nèi)，換熱模擬值、阻力模擬值與實(shí)驗(yàn)值的相對(duì)誤差均小于5%，說(shuō)明本文的數(shù)值模擬方法可以用來(lái)預(yù)測(cè)齒形螺旋翅片管束換熱及阻力特性。

圖5 翅片螺距對(duì)齒形翅片管束煙氣側(cè)換熱特性的影響Fig.5 Effect of fin pitch on heat transfer characteristics of serrated finned tube banks

圖6 翅片螺距對(duì)齒形翅片管束煙氣側(cè)Eu的影響Fig.6 Effect of fin pitch on Eu of serrated finned tube banks

2.2.1 煙氣含水量對(duì)管束換熱特性的影響 本文以翅片螺距為5.08 mm和3.63 mm平齒為模擬對(duì)象，研究了煙氣含水量對(duì)不同螺距齒形翅片管翅側(cè)換熱及阻力特性的影響。從圖8 模擬結(jié)果可以看出，當(dāng)煙氣入口溫度和入口流速相同時(shí)，兩種翅片螺距管束的Nu均隨著煙氣含水量的增大而增大，說(shuō)明增大含水量有利于強(qiáng)化齒形翅片管翅側(cè)換熱特性。影響管束平均傳熱性能的因素有流動(dòng)Re、流體的Pr[23]。當(dāng)煙氣橫向沖刷錯(cuò)列管束時(shí)，可用Nu=CSCZRe0.5Pr0.33計(jì)算傳熱系數(shù)，式中CS和CZ為考慮管間距與沿?zé)煔饬鞒坦芘艛?shù)的系數(shù)[27]，從計(jì)算式中可以看出當(dāng)Re一定時(shí)，Nu與煙氣側(cè)Pr為正相關(guān)關(guān)系。許圣華[22]的研究表明，同一溫度下，煙氣的Pr隨著煙氣含水量的升高而增大，具體如圖9所示，所以當(dāng)Re一定時(shí)，適當(dāng)提高煙氣含水量能夠提高齒形翅片管束的換熱性能。郭亮等[18]的實(shí)驗(yàn)研究也指出煙氣水分含量的增大對(duì)煙氣橫流圓管顯性對(duì)流換熱有明顯的強(qiáng)化作用，這種定性的趨勢(shì)可以由物性變化得到解釋，干煙氣和水蒸氣的Pr都是隨著水分濃度的升高而增大。

圖7 模擬與實(shí)驗(yàn)結(jié)果比較Fig.7 Comparison between numerical simulation and experimental results

圖8 煙氣含水量對(duì)不同螺距齒形翅片管束煙氣側(cè)Nu的影響Fig.8 Effect of water vapor content on Nu of serrated finned tube banks with different fin pitches

圖9 煙氣含水量對(duì)煙氣物性的影響(250℃)Fig.9 Effect of water vapor content on flue gas properties(Pr,ρg,μ,ν)

2.2.2 煙氣含水量對(duì)管束阻力特性的影響 從圖10 可以看出，當(dāng)入口煙氣溫度和煙氣速度相同時(shí)，翅片螺距為3.63 mm 和5.08 mm 的平齒螺旋翅片管束的Eu均隨著煙氣含水量的升高而減小，說(shuō)明煙氣含水量的升高能夠減小翅側(cè)流動(dòng)阻力。煙氣橫掠管束的總阻力主要為摩擦合力和壓力合力[28]。黃祖毅[29]在研究小Re高水分煙氣橫向沖刷錯(cuò)列管束時(shí)指出，摩擦阻力與層流邊界層速度梯度與煙氣動(dòng)力黏度均呈正相關(guān)關(guān)系。層流邊界層的運(yùn)動(dòng)黏度隨著煙氣含水量提高而升高，從而使邊界層厚度增大，導(dǎo)致層流邊界層的速度梯度減小，同時(shí)動(dòng)力黏度隨著煙氣含水量的升高而減小，如圖9所示，在兩者的共同作用下，摩擦阻力減小。但摩擦阻力在小Re起主要作用，隨著Re增大，它的作用減小。在計(jì)算總的阻力時(shí)，可以按傳統(tǒng)方法計(jì)算煙氣橫向沖刷管束的阻力，如式(8)所示[27]

式中，v為最小流通截面的煙氣流速；ξ為管束的阻力系數(shù)，與管束的構(gòu)造形式相關(guān)，其與Re大小呈正相關(guān)。

特征尺寸與最小截面煙氣流速一定時(shí)，運(yùn)動(dòng)黏度越大，Re越小。從圖9可以看出，運(yùn)動(dòng)黏度隨著含水量增大而增大，煙氣密度隨著含水量增大而減小，因此隨著含水量的升高，總的阻力下降。

圖10 煙氣含水量對(duì)齒形翅片管束煙氣側(cè)Eu的影響Fig.10 Effect of water vapor content on Eu of serrated finned tube banks with different fin pitches

所以在余熱回收等換熱過(guò)程中適當(dāng)提高煙氣含水量有利于提高齒形螺旋翅片管束換熱及阻力特性。

3 結(jié) 論

對(duì)錯(cuò)列布置的齒形螺旋翅片管束，采用實(shí)驗(yàn)方法研究了翅片螺距和模擬方法研究了煙氣含水量對(duì)基管外徑為38 mm的齒形螺旋翅片管束換熱及阻力的影響，得出了以下結(jié)論。

(1) 濕煙氣工況下，在翅片螺距為3.63～8.47 mm 范圍內(nèi)，煙氣側(cè)Nu隨著翅片間距的增大而增大，但對(duì)Nu影響不明顯，煙氣側(cè)Eu隨著翅片螺距增大而明顯下降。

(2)對(duì)于翅片螺距為3.63 mm 和5.08 mm 的齒形翅片管束，隨著煙氣含水量的升高，Nu增大，Eu下降，所以適當(dāng)提高煙氣含水量，有利于提高翅片管束的換熱及阻力特性。

符 號(hào) 說(shuō) 明

Af——翅片面積（翅側(cè)和齒頂），m2

Ai——基管內(nèi)壁換熱面積，m2

At——光管面積，m2

Atot——翅側(cè)換熱全面積，m2

CS——考慮管間距的系數(shù)

CZ——考慮煙氣流程管排數(shù)的系數(shù)

di——基管內(nèi)徑，mm

do——基管外徑，mm

Eu——煙氣側(cè)Euler數(shù)

hf——翅片高度，mm

hs——鋸齒高度，mm

Δh——煙氣橫向沖刷管束的阻力，N/m2

K——總傳熱系數(shù)，W/(m2·K)

mg——煙氣質(zhì)量流量，kg/s

N——煙氣流動(dòng)方向管排數(shù)

Nu——煙氣側(cè)Nusselt數(shù)

P——流體壓力，Pa

Pr——Prandtl數(shù)

Prt——流體湍流Prandtl數(shù)

ΔP——煙氣流經(jīng)換熱管束的壓降，Pa

pf——翅片螺距，mm

Q——總換熱量，kW

Re——Reynolds數(shù)

Rfi,Rfo——分別為基管內(nèi)外側(cè)的積垢熱阻，(m2·K)/W

SL——管束縱向節(jié)距，mm

ST——管束橫向節(jié)距，mm

T——流體溫度，℃

t——時(shí)間，s

Δtm——逆流布置計(jì)算的對(duì)數(shù)平均溫差，℃

ui,uj——流體在i,j方向的速度分量，m/s

v——管束最小流通截面的煙氣流速，m/s

ws——鋸齒寬度，mm

xi,xj——笛卡爾坐標(biāo)，i,j=1,2,3

αi——管內(nèi)壁表面對(duì)流傳熱系數(shù)，W/(m2·K)

αo——煙氣側(cè)對(duì)流傳熱系數(shù)，W/(m2·K)

δf——翅片厚度，mm

δt——基管壁厚，mm

ηf——翅片效率

λo——平均煙溫下煙氣的熱導(dǎo)率，W/(m·K)

λt——基管的熱導(dǎo)率，W/(m·K)

μ——流體動(dòng)力黏度，Pa·s

μt——流體湍動(dòng)黏度，Pa·s

ξ——管束的阻力系數(shù)

ρ——流體密度，kg·m3

ρg——平均煙氣溫度下的煙氣密度，kg·m3

下角標(biāo)

g——煙氣

in——流體入口

w——冷卻水