腰槽開孔矩形翼渦流發生器納米氧化鎂顆粒污垢特性

徐志明，熊騫，耿曉婭，王景濤，韓志敏

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腰槽開孔矩形翼渦流發生器納米氧化鎂顆粒污垢特性

徐志明，熊騫，耿曉婭，王景濤，韓志敏

（東北電力大學能源與動力工程學院，吉林省吉林市 132012）

為了探究開孔渦流發生器顆粒污垢機制，實驗研究了腰槽開孔矩形翼渦流發生器納米氧化鎂顆粒的污垢特性，考察了入口溫度、濃度、流速、渦流發生器縱向間距以及不同攻角等參數污垢特性的影響。結果表明：腰槽開孔矩形翼渦流發生器具有較好的抑垢特性，抑垢能力隨入口溫度降低、濃度降低、流速增加以及縱向間距減小而增強。渦流發生器60°攻角布置下的抑垢能力最強。

腰槽開孔矩形翼渦流發生器；氧化鎂；污垢特性

引 言

顆粒污垢指的是不必要的固體顆粒聚積在換熱表面上。固體顆粒的聚積，事實上是增加了換熱阻力和流動壓降。其結果是換熱效果下降，耗能更大，運行成本更高[1]。眾多專家學者對鎂垢這種典型的顆粒污垢特性進行了研究。Peyghambarzadeh等[2]對環形換熱器微米氧化鋁顆粒污垢特性分別進行實驗研究和數值模擬研究。Bell等[3]對混合式換熱器在干燥模式、蒸發模式、濕潤模式下的換熱特性和顆粒污垢特性進行實驗研究。Nikkhah等[4]實驗研究了稀氧化銅水溶液在常規換熱器內部不同工況下，熱量和質量流量以及納米流體濃度對結垢的影響。顧業梅等[5]實驗研究了不同濃度和流速影響弧線管及其對應光管的顆粒污垢形成的誘導期。李紅霞等[6]實驗和模擬研究了3種不同結構參數直肋管和光管的氧化鋁和氧化鐵顆粒污垢特性。王景濤[7]實驗研究了不同顆粒粒徑、顆粒濃度、工質流速和溫度下交叉縮放橢圓管納米氧化鎂污垢特性。在換熱表面加裝渦流發生器是被動強化換熱方式之一，并應用廣泛。加裝渦流發生器產生縱向渦、橫向渦，增加流體混合和破壞熱邊界層，導致平均速度和溫度梯度的增加，因此對流傳熱系數得以提升，同時對污垢沉積起抑制效果[8]。Zhou等[9]實驗研究了開孔和未開孔翼型渦流發生器換熱特性和熱工性能，得出在垂直位置靠下并在橫向中心線上開孔后的渦流發生器具有較好的換熱特性和熱工性能。Chen等[10]實驗研究了去離子水流經裝有縱向渦流發生器的矩形微通道的壓降和換熱特性。Abdollahi等[11]模擬研究了加裝在矩形散熱片上渦流發生器的形狀和攻角對換熱特性和流阻特性的影響。Tang等[12]數值模擬研究了不同結構新型渦流發生器的換熱特性和流阻特性。Khoshvaght-Aliabadi等[13]實驗研究了對比光管，14種不同布置方式的三角翼渦流發生器在圓管內的換熱特性和壓降，發現流體在光管內處于過渡流狀態下，諾特-勞斯方程預測實驗所得比Gnielinski方程所得更好。結果表明，加裝渦流發生器后傳熱系數和壓降顯著提高，其參數隨三角翼的數量的增加而增加。最佳換熱特性和流阻特性平衡點是通過對三角翼渦流發生器的特殊布置，它呈現出最高的傳熱系數并達到最佳績效評價標準值。Zhou等[14]采用量綱1數/0、/0和=（/0）/(/0)來比較彎曲梯形翅片與傳統的矩形翼、梯形翼和三角翼渦流發生器，結果表明，三角翼在層流區域和過渡區域最好，而彎曲梯形翅片在湍流區因其流線型結構和低壓降故其熱工性能最好。對彎曲梯形翅片參數實驗研究得出，攻角較小，曲率和傾斜角較大的情況下擁有最好熱工性能。馮知正[15]實驗研究了開孔直徑和開孔位置對平直、柱面翼換熱特性和流動特性的影響，結果表明：層流時，開孔渦流發生器換熱特性優于未開孔渦流發生器；過渡流時，不同渦流發生器擁有不同最佳孔徑；湍流時，開孔位置水平居中，豎直偏低強化換熱效果優于其他位置。徐志明等[16]實驗研究了4種布置形式的翼型渦流發生器換熱特性、流阻特性和污垢特性。徐志明等[17]數值模擬研究了矩形通道內圓形楞渦流發生器的楞長、布置方式、半徑大小和縱向間距對CaSO4污垢沉積特性的影響。時至今日，國內外諸多學者對渦流發生器污垢特性進行詳盡研究，成果豐碩，但在渦流發生器迎流截面沖壓腰槽的新型渦流發生器在顆粒污垢方面研究尚未見報道。本文采用平均顆粒粒徑為50 nm，純度為99.9%的納米氧化鎂顆粒配制溶液研究腰槽開孔矩形翼渦流發生器的污垢特性。

1 實驗系統與方法

1.1 實驗系統

實驗系統如圖1所示，主要包括4部分。① 實驗段循環回路。工質經循環水泵從低位水箱輸送至高位水箱，工質因勢差從高位水箱輸送至實驗段，工質通過實驗段后流回低位水箱，形成循環回路。其中上水箱增加溢流板以保證實驗段入口穩定性。② 冷循環回路。為維持工質進入實驗段溫度恒定，將實驗段出口工質溫度冷卻，使其進入低位水箱不會較大幅度影響整個水箱溫度。循環回路主要有兩種冷卻方式，即冷水機水冷和風機風冷。③ 熱源。為保證恒溫水箱中的溫度穩定，本實驗臺采用3根2000 W的加熱棒經溫控儀調節，進行加熱控制。④數據采集。采集和記錄實時實驗數據，通過傳感元件轉換后，經信號處理、采樣、編碼、傳輸等步驟，傳送到計算機系統進行處理、分析、存儲和顯示。實驗主要測量裝置有Pt100熱電阻(WZPK-191)用于測量實驗段入口和出口以及水浴溫度，測量精度±0.15℃，LDE-15SM2F100電磁流量計采集實驗段工質流量。本實驗30 s采集一個數據。

1.2 渦流發生器及其布置

腰槽開孔矩形翼渦流發生器高為5 mm，高寬比為1:5，腰槽長5 mm，直徑1 mm。材質為0.3 mm厚304不銹鋼。腰槽開孔矩形翼渦流發生器如圖2所示。

矩形通道幾何尺寸為1000 mm×100 mm×8.5 mm，由兩塊厚度為0.8 mm的304不銹鋼以及密封材料構成。

渦流發生器布置示意圖如圖3所示：入口穩定段=150 mm，渦流發生器橫向間距=20 mm，渦流發生器縱向間距=70 mm，迎流攻角，迎流向布置2列10排，箭頭所指為工質流動方向。

1.3 實驗原理

本實驗采用基本公式為傳熱方程式和熱平衡方程式

根據傳熱方程式和熱平衡方程式得到總的傳熱系數的表達式

污垢熱阻f表達式如下

1.4 誤差分析

采集系統中，采用測量精度為0.2%型號為PT100的熱電阻和測量精度為0.05%的精密線繞電阻；選取型號為LDE-15SM2F100測量精度為0.5%的電磁流量計采集實驗流量；采用型號為 TS220-3015測量精度為0.1%的壓差變送器測量實驗段進出口壓差；選取數據轉換模塊的最大轉換誤差為0.01%。采用文獻[18]中均方根法對實驗臺進行誤差分析，函數誤差的傳遞公式如下

實驗中產生的溫度、壓差和流量的測量誤差均采用式(6)進行計算，結果見表1。

表1 溫度、壓差及流量的測量誤差

污垢熱阻相對誤差如下所示

式中

將式(8)和式(9)代入式(7)整理得

將實驗所得數據代入式（10）中計算可得，除了剛開始結垢一小段時間內污垢熱阻不穩定以外，其他時間段污垢熱阻最大相對誤差小于5%，且本實驗臺的溫度、壓差和流量的測量誤差皆滿足工程上小于±1%的要求，總的傳熱系數相對誤差小于10%，滿足工程上的要求[19]。因此，本實驗臺符合要求，可以進行相關實驗研究。

2 實驗結果與分析

2.1 4種布置方式的污垢特性和流阻特性

在工質流速=0.1 m·s-1、工質濃度MgO=400 mg·L-1、水域溫度sy=45℃、實驗段入口溫度in=(25±0.5)℃、縱向間距=70 mm、直徑=1 mm和攻角=90°的條件下，無渦流發生器、未開孔矩形翼渦流發生器、圓形開孔矩形翼渦流發生器和腰槽開孔矩形翼渦流發生器污垢特性如圖4所示。結果表明，無渦流發生器布置（曲線a）的污垢熱阻漸進值最大，未開孔矩形翼渦流發生器（曲線b）其次，圓孔矩形翼渦流發生器（曲線c）的污垢熱阻漸進值再次之，腰槽開孔矩形翼渦流發生器（曲線d）的污垢熱阻漸進值最小。對比4條污垢熱阻曲線，未開孔矩形翼渦流發生器和開孔矩形翼渦流發生器皆對污垢起抑制作用。對比未開孔矩形翼渦流發生器污垢熱阻漸進值，圓孔矩形翼渦流發生器污垢熱阻漸進值減少約26%，說明圓孔矩形翼較未開孔矩形翼渦流發生器抑垢能力更好。對比未開孔矩形翼渦流發生器污垢熱阻漸進值，腰槽開孔矩形翼渦流發生器污垢熱阻漸進值減少約38%，說明腰槽開孔矩形翼渦流發生器較未開孔矩形翼渦流發生器抑垢效果更好。對比4條曲線表明：腰槽開孔矩形翼渦流發生器具備更好的抑垢能力。

板面實際結垢情況如圖5所示。分析原因，其一是工質流經渦流發生器時會產生縱向渦和橫向渦，產生的渦旋會削薄壁面的邊界層，對流體產生強烈擾動，故污垢難以附著在換熱面；其二是強烈的渦旋促使流體對壁面的剝蝕和剪切增加，顆粒污垢難以穩定地附著在換熱面，故污垢熱阻漸近值減小。開孔渦流發生器對比未開孔渦流發生器具有較好的抑垢性能并且同直徑下腰槽開孔矩形翼渦流發生器較圓孔矩形翼渦流發生器抑垢效果好是因為工質在流經未開孔渦流發生器時，渦流發生器翼面的背部存在回流區，該區域穩定度較高，顆粒污垢易附著在此區域。而開孔渦流發生器形成的射流破壞回流區穩定性，導致對壁面剪切力增大，沉積率減小而剝蝕率增加，同直徑下的單圓孔和本實驗腰槽相比，本實驗腰槽開孔面積遠大于圓孔面積，腰槽可近似等于幾個圓孔連接一起，雖然開孔面積增大對射流強度有一定影響，但在一定長度下的腰槽開孔矩形翼渦流發生器抑垢效果還是相對提高。故同直徑下腰槽開孔矩形翼渦流發生器抑垢特性優于圓孔矩形翼渦流發生器。

無渦流發生器、未開孔矩形翼渦流發生器、圓孔矩形翼渦流發生器和腰槽開孔矩形翼渦流發生器流動阻力如圖6所示，由圖可知：無渦流發生器的阻力損失最小，未開孔矩形翼渦流發生器阻力損失最大，圓孔矩形翼渦流發生器阻力損失大于腰槽開孔矩形翼渦流發生器而小于未開孔矩形翼渦流發生器。分析原因可知：一方面，未開孔矩形翼渦流發生器相對圓孔矩形翼渦流發生器和腰槽開孔矩形翼渦流發生器的迎流截面積大，工質流經渦流發生器后造成較大的前后壓差，故壓降值最大。另一方面圓孔矩形翼渦流發生器和腰槽開孔矩形翼渦流發生器相比未開孔矩形翼渦流發生器，在迎流截面進行開孔處理，工質流經渦流發生器后部分工質從開孔處流過，形成射流，前后壓差顯著降低。再者，相比圓孔矩形翼渦流發生器迎流截面積較小，開孔面積較大，前后壓差較低，故其壓差值小于圓孔矩形翼渦流發生器。以上實驗結果充分表明，腰槽開孔矩形翼渦流發生器較圓孔矩形翼渦流發生器有較好的抑垢特性，且阻力損失隨變化而相對降低。

鑒于腰槽開孔矩形翼渦流發生器較其他3種有更好的抑垢能力和流阻特性，下面將從入口溫度、流速、濃度、攻角和縱向間距5個方面研究其納米氧化鎂污垢特性。

2.2 入口溫度的影響

其他工況保持不變的條件下，改變實驗段入口溫度對腰槽開孔矩形翼渦流發生器進行實驗。選定入口溫度分別為25.5、28.5和31.5℃。

實驗得到污垢熱阻曲線如圖7所示，由圖可知，相同工況下，入口溫度為31.5℃（曲線c）污垢熱阻漸進值最小，入口溫度為25.5℃（曲線a）污垢熱阻漸進值最大，入口溫度為28.5℃（曲線b）污垢熱阻漸進值介于兩者之間。污垢熱阻漸進值隨著入口溫度升高而減少。渦流發生器抑垢能力并不隨入口溫度的升高而一直增強。

在相同工況下，腰槽開孔矩形翼渦流發生器抑垢效果明顯，流體流經渦流發生器后部分流體穿過腰槽，形成射流對渦流發生器背部區域進行沖刷，使渦流發生器附近區域處于極為不穩定狀態，從而有效抑制污垢在壁面的附著，該區域經過沖刷后污垢沉積率降低而剝蝕率增加。另一部分不穿過腰槽的流體經過渦流發生器會產生橫向渦和縱向渦，而縱向渦影響力遠遠強于橫向渦，產生的渦流局部改變層流均勻流場和均勻溫度場，使得沉積在換熱面上的污垢剝落和磨蝕。入口溫度升高，布朗運動增強，區域不穩定狀態更為明顯，粒子間的碰撞更加劇烈，更多膠體粒子聚集在一起，聚集后大顆粒難以附著在換熱表面[20]，導致腰槽開孔矩形翼渦流發生器熱阻漸進值隨入口溫度提高而減少。

2.3 流速的影響

其他工況保持不變的條件下，改變流體流速對腰槽開孔矩形翼渦流發生器進行實驗。選定速度分別為0.05、0.1和0.15 m·s-1。

實驗得到污垢熱阻曲線如圖8所示，由圖可知，相同工況下，流速為0.15 m·s-1（曲線c）污垢熱阻漸進值最小，流速為0.05 m·s-1（曲線a）污垢熱阻漸進值最大，流速為0.1 m·s-1（曲線b）污垢熱阻漸進值介于兩者之間。布置腰槽開孔矩形翼渦流發生器的污垢熱阻漸進值隨著流速的增加而減少，抑垢效果隨著流速的增加而增強。

流速影響污垢的輸運、附著和剝蝕3個過程。污垢熱阻漸進值隨流速增加而減少可從3方面解釋。一方面，由于流速增加導致對壁面的剪切力增加，污垢層受到慣性碰撞增加，從而導致污垢剝蝕率增加。另一方面，流體流經腰槽后形成的射流因流速的提高而導致射流動能和動量明顯增加，對渦流發生器背部區域沖刷效果明顯增強，使附著的污垢從污垢層剝落。再者，流體速度增加導致對流輸運增強，輸送至壁面的顆粒對覆蓋壁面污垢層的污垢進行磨蝕，導致污垢量的降低。抑垢效果隨流速增加而增強的原因一是因為高流速下工質穿過腰槽形成射流的強度要高于低流速下形成的射流，因此射流對背部回流區沖刷強度增強，壁面剪切力增加，故污垢熱阻漸進值較小。二是由于納米氧化鎂顆粒易產生團聚現象，團聚一起形成大顆粒物質，堵塞腰槽，導致射流強度降低，但流速增加，會使部分堵塞在腰槽大顆粒物質受高流速影響而沖走，進而射流強度增加，對渦流發生器背部區域沖刷強度增加，剪切力增強，區域不穩定度增加，污垢難以附著，進而污垢熱阻漸進值降低，抑垢效果增加，這一結論與文獻[21]解釋一致。

2.4 濃度的影響

其他工況保持不變的條件下，改變納米氧化鎂濃度對腰槽開孔矩形翼渦流發生器進行實驗。選定濃度分別為200、300和400 mg·L-1。

實驗得到污垢熱阻曲線如圖9所示，由圖可知，相同工況下，工質濃度為400 mg·L-1(曲線c)污垢熱阻漸進值最大，工質濃度為200 mg·L-1（曲線a）污垢熱阻漸進值最小，工質濃度為300 mg·L-1（曲線b）污垢熱阻漸進值介于兩者之間。污垢熱阻值隨著濃度的增加而增加，腰槽開孔矩形翼渦流發生器抑垢效果隨著濃度的增加而降低。

污垢熱阻隨濃度增加而增加，隨著流體輸運到換熱面上的污垢顆粒增多，壁面處濃度梯度增加，且納米氧化鎂吸附性較強。當污垢附著滿換熱面后，附著在污垢顆粒之間進行，而附著主要是污垢顆粒之間的附著[22]。因此污垢顆粒濃度增加導致污垢熱阻增加。濃度的增加導致腰槽開孔矩形翼渦流發生器抑垢效果降低是因為納米氧化鎂配制的是膠體溶液，容易產生團聚現象，團聚在一起的顆粒相互吸附形成團聚體并隨著濃度的增加而越發明顯，團聚體易堵塞腰槽致使流體不經過腰槽無法形成射流，背部區域擾動減少，壁面得不到沖刷，相比減小濃度，剝蝕率相對減少，因此抑垢效果降低。同時由于加裝渦流發生器，其端部和背部存在回流滯止區，該區域擾動和不穩定度較差，導致污垢沉積率增加，從而導致抑垢效果降低。

2.5 攻角的影響

其他工況保持不變的條件下，改變布置對腰槽開孔矩形翼渦流發生器進行實驗。選定攻角分別為30°、60°和90°。

實驗得到污垢熱阻曲線如圖10所示，由圖可知，相同工況下，攻角90°（曲線a）布置的污垢熱阻漸進值最大，其次是攻角30°（曲線c）布置，攻角60°（曲線b）布置的污垢熱阻漸進值最小。這是由于在攻角90°（曲線a）布置的腰槽開孔矩形翼渦流發生器迎流截面積明顯大于其他攻角布置，流動阻力也明顯大于其他攻角布置，因此產生橫向渦多于其他攻角布置，雖然開孔后流體流經腰槽后形成的射流對背部回流滯止區有一定沖刷作用，但本文采用腰槽面積尺寸與整個迎流截面積尺寸相比較小，對背部回流滯止區沖刷有一定的局限性，只能一定程度上一定區域上減少沉積率增大剝蝕率。攻角60°（曲線b）布置的抑垢效果較好原因是渦流發生器與主流方向形成角度，流動阻力和橫向渦減少，導致回流滯止區面積減少，同時，流體流經腰槽形成射流，對背部回流滯止區沖刷，剪切力增加。同樣形成射流，對背部回流區沖刷，但攻角90°（曲線a）布置和攻角60°（曲線b）布置抑垢效果大不相同，原因是攻角的改變對射流影響與攻角改變對背部回流滯止區面積影響相比是較小的，因此射流動能動量變化不是特別明顯的情況下，回流滯止區面積的明顯減少導致抑垢效果增加。攻角30°（曲線c）布置抑垢效果介于攻角90°（曲線a）布置和攻角60°（曲線b）布置之間是因為渦流發生器與主流方面形成角度較大，本身腰槽尺寸較小，因此從主流方向看腰槽面積相比其他幾種攻角布置有明顯減少，因此很大程度上降低射流的動量和動能，對背部回流滯止區沖刷效果較其他兩種攻角布置明顯下降。但攻角減小伴隨著橫向渦減少，同時回流滯止區面積減少，單位面積沉積率不變，由于面積減少導致整體污垢減少。雖然產生射流對回流滯止區沖刷效果不理想，但是回流滯止區面積減小相比射流動量和動能的減小對污垢熱阻影響則要大許多。

2.6 縱向間距的影響

在其他工況保持不變的情況下，采用相同排數改變縱向間距，對3種縱向間距（30、50、80 mm）進行實驗。實驗結果如圖11所示，污垢熱阻值隨著縱向間距的增加而增加。從實驗結果來看，是因為腰槽開孔矩形翼渦流發生器產生渦旋的傳播距離是有局限性的，縱向間距為30 mm（曲線a）時，上排渦流發生器產生的渦旋影響傳遞到下排渦流發生器，同時，流體穿過腰槽后形成的射流作用所帶來的影響并未消失，下排渦流發生器較大程度受到上排渦流發生器產生的渦旋和射流的影響，導致壁面沖刷力增強，附著在渦流發生器端部滯止區的污垢不斷被磨蝕，剝蝕率增加，導致污垢熱阻值降低。隨著縱向間距的增加，上排渦流發生器產生的渦旋和射流對下排渦流發生器區域的影響不斷降低，導致渦流發生器周圍區域穩定度增加，更利于污垢的附著，因此縱向間距為80 mm（曲線c）時污垢熱阻漸進值最大。

3 結 論

（1）腰槽開孔矩形翼渦流發生器較光板、未開孔矩形翼渦流發生器和圓孔矩形翼渦流發生器抑垢效果和流阻特性更好。

（2）換熱面布置腰槽開孔矩形翼渦流發生器污垢熱阻漸進值隨入口溫度和流速的增加而減小，隨著納米氧化鎂濃度的增加而增加。

（3）攻角對腰槽開孔矩形翼渦流發生器的結垢量有較大影響，90°攻角布置的腰槽開孔矩形翼渦流發生器結垢量最大，60°攻角布置結垢量最小，30°攻角布置結垢量介于兩者之間。

（4）一定縱向間距范圍內，污垢熱阻漸進值隨著腰槽開孔矩形翼渦流發生器縱向間距增加而增加。

符 號 說 明

C——渦流發生器縱向間距，mm CMgO——納米氧化鎂濃度，mg·L-1 cp——工質比熱容，J·kg-1·℃-1 k0, k——分別為潔凈換熱面和有污垢換熱面傳熱系數，W·m2·K-1 L——入口穩定段距離，mm qv——實驗段工質流量，L·min-1 Rf——污垢熱阻，m2·K·W-1 S——渦流發生器橫向間距，mm tin——實驗段入口溫度，℃ tout——實驗段出口溫度，℃ tsy——恒溫水浴溫度，℃ Δtm——對數平均溫差，℃ v——工質流速，m·s-1 β——渦流發生器攻角，(°) ρ——工質密度，kg·m-3 Φ——孔直徑，mm f——熱流量，W

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Fouling characteristics of magnesia nanoparticles on rectangular wing vortex generator with hole punched at waist groove

XU Zhiming, XIONG Qian, GENGXiaoya, WANG Jingtao, HAN Zhimin

(School of Energy and Power Engineering, Northeast Dianli University, Jilin 132012, Jilin, China)

In order to explore fouling mechanism of nanoparticles in hole-punched vortex generator, magnesia nanoparticles were used experimentally in rectangular wing vortex generator with hole-punched at waist groove, which factors of inlet temperature, concentration, flow velocity, longitudinal space and attacking angle of vortex generator were studied. The experimental results showed good anti-fouling performance of the waist-groove-punched rectangular wing vortex generator and its significant dependence on operating conditions. High flow velocity, low magnesia particle concentration, low inlet temperature and short longitudinal space could enhance anti-fouling capability. The best anti-fouling was at the attacking angle of 60°.

waist groove punched rectangular wing vortex generator；magnesia；fouling characteristics

2016-04-14.

Prof. XU Zhiming, xuzm@mail.nedu.edu.cn

10.11949/j.issn.0438-1157.20160485

TK 124

A

0438—1157（2016）10—4072—08

國家自然科學基金項目（51476025）。

2016-04-14收到初稿，2016-06-03收到修改稿。

聯系人及第一作者：徐志明（1959—），男，教授。

supported by the National Natural Science Foundationof China (51476025).