的传热边界层很容易出现重叠 , 特别当翅片表面有凝
(6) 露水析出时 , 在较大的气体流速也同样会出现边界层
重叠 , 这样就大大地增加了传热热阻 。因此可以说 , (7) 翅片间距过小是该中冷器换热能力不足的主要原因 ,
2000 年第 3 期 (总第 161 期) 压缩机技术 ·2 7 ·
经压缩冷却后 , 当气体温度低于其露点温度时 , 空气 中的水分就析出 , 加上化工厂的空气中含有 SO2 、 CO2 等腐蚀性气体 , 凝露水不但覆盖在部分换热器表 面 , 增加换热器的传热热阻 , 亦腐蚀翅片 , 导致翅片 的大面积破坏 。下面从这两个方面来更进一步分析 。
流体在翅片间流动时 , 其流动边界层和传热边界 层如图 3 所示 。流体沿 X 方向强制流动时 , 可以写 出其流体的连续性方程 、动量和热量传递方程
作为压缩机重要配套的辅机设备 , 级间冷却器的 传热性能不但影响整个压缩机的能耗 , 而且冷却效果 不佳也影响设备的润滑和安全生产 。冷却不良造成的 水量浪费 , 电量浪费 , 甚至导致冷却器燃烧着火的事 故已多见报道[1 ] 。
对大型石油化工企业近年来从国外购进的气体压 缩机进行调查研究 , 同样发现世界一些著名厂家生产 的压缩机的级间冷却器也同样存在不少问题 。其设计 思想在高度重视紧凑化 、轻型化的同时 , 却忽略了冷 却器的运行长久性和足够的运行寿命 。本文将通过两 个具体事例对其进行剖析 , 同时提出改进的对策 。
可以忽略 , 故式 (2) 简化为
1 K Fa
=
1 αaηa
Fa
+
1 αw Fw
(3)
一般情况下 ηa = 019 ,
且
αa Faηa αw Fw
≈1/ 7～1/ 20 。
由此可见 , 中冷器之冷却性能的 85 %～90 %是由气
侧之传热系数决定的 。翅片的材料 、气侧的对流传热
系数 、翅片与管之接触间隙热阻的大小 、翅片上污垢
50 000
01433
01500
01520
(4)
100 000
01377
01436
01648
52 V x 5 y2
µ
52 V x 5 x2
那么有 :
5Vx 5x
+
5Vx 5y
=0
V
x
5Vx 5x
+
V
y
5Vx 5y
=
μ52 V x ρ5 y2
(5)
由上表可以看出 , 当气体流速较低时 , 翅片之间
又因为流动边界层与传热边界层存在如下关系 :
δx/ δt = 11026 Pr1/ 3
对于空气 Pr = 01699 , 故可以认为传热边界层厚度 δt ≈1113δx , 对于 TA - 48 机组来说 , 在不同的 Re 数
图 3 流体的边界层示意图
的边界层厚度如表 1 所示 。
Δ
U =0
表 1 不同 Re 下流体在翅片间的
V
x
5 5
T x
+
V
y
5
T y
=
ρCpλ
52 T 5 y2
(8)
边界条件为 y = 0 V y = 0 Ta = Tw 552yT2 = 0δx
y
= δ1 V x
=
V
a
5 V x 5y
=0
y = δ1 y = δ2 T = Ta
当流体的操作 Re 数当 Re < 2500 时 , 其边界层的速
1 国外压缩机中冷器的传热元件形式
111 光滑管 光滑管其材质有碳钢 、不锈钢 、铜等 , 气体有走
管程的 , 也有走壳程的 。这种最古典的设计在近年购 进的大型压缩机的中冷器中仍可见到 。茂名石油化工 公司于 1995 年购进美国 Ketema 公司制造的烃类气 体压缩机中冷器 , 其传热管亦是光滑管 。不少氮肥厂 原仿苏制的大型 H2 、N2 压缩机中冷器传热管也是用
2000 年第 3 期 (总第 161 期) 压缩机技术 ·2 5 ·
扩大而出现泄漏 。这种冷却器冷却能力差的原因与当 时仿制时照搬照套有关 。因为这种冷却器是按纬度较 高的前苏联地区而设计的 , 而我国的纬度较低 , 特别 是南方地区 , 夏天进水温度较高 , 从而导致冷却器效 果差 。目前这种机组在国内仍有近百台在运行 。因 此 , 化工部决定拟用庞大的光滑管冷却器来代替这种 翅片式冷却器 。 114 菊花状翅片管
摘 要 : 介绍了大型压缩机中冷器的主要型式 , 特别针对美国 JO Y 公司生产的 TA - 48 离心式空压机和意大利 ROBUSOHI 公司生产的 C902A1B 罗茨风机中冷器失效原因进行剖析 , 并提出行之有效的解决方案。
关键词 : 压缩机中冷器 ; 失效原因 ; 对策 ; 高效强化传热管 中图分类号 : TH457 ; TH412 文献标识码 : B
据工厂工艺和设备管理人员反映 , 自 1996 年装 置开工以来 , TA - 48 机组在运行一段时间后中冷器 的换热效果明显下降 , 运行 10000 多小时就已损坏报 废 。主要是换热器芯子的铝翅片严重氧化腐蚀 , 同时 存在由于冷却不足而导致润滑油在高温下焦化 , 部分 管子亦因腐蚀而泄漏 。下面将分析 TA - 48 机组中冷 器失效的原因 。 212 TA - 48 机组中冷器失效原因分析
图 1 双翻边铝片结构示意图
散热片之表面气膜热阻占总热阻的 8011 % , 水
膜热阻只占 10 % , 为强化传热 , 翅片会采用波浪性
的翅片或者开缝片 , 或者扩大气侧的传热面积 。减少
翅片距离必然会明显增大翅片侧的传热面积 , 使换热
器的紧凑性提高 , 但片距过小必然引起流动阻力的增
加 , 甚至造成相邻两翅片的边界层重叠 , 或者造成压
缩空气的凝露水的析出并出现架桥现象 。此时 , 不但
气侧流动阻力增加 , 而且会由于凝露水覆盖了翅片的
换热表面而令其无法与被冷却气体接触而失去传热功
能 。传热的基本公式
Q = KFaΔTm
(1)
1 K Fa
=
1 αaηa
Fa
δ +λFa
+
1 αw Fw
(2)
式中 K —总传热系数 , W/ m2 K ΔTm —对数平均温度 , K αa —气侧给热系数 , W/ m2 K ηa —总散热片效率 δ—管壁厚 , mm Fa —气侧总传热面积 , m2 λ—管材导热系数 , W/ m K Fw —水侧换热面积 , m2 αw —水侧给热系数 , W/ m2 K 对于这种管翅式换热器 , 由于 δ/ λFa 相对小到
当然片距过小又是引起凝露水架桥的主要原因 。下面 对凝露水架桥的原因进行分析 。
压缩机的最大回冷温度 (露点温度 ] 与其进气参 数 、气体的相对湿度以及排气压力等参数有关 。从图 4 可以查出 , TA - 48 机组当入口温度在 20 ℃左右 , 相对湿度为 80 %～90 %之间时 , 其回冷温度在 40～ 43 ℃之间 。我们还可以更进一步计算出其总的排湿量
Δ
Δ
ρ( V ) V = μ 2V
流动边界层与传热边界层的厚度
Δ
Δ
V T = ρCpλ 2 T
Re
δx ( mm)
δt ( mm)
流核区 (mm)
当流体在 X 方向流动时 , 方程可以作如下化简
2 000
1104
1120
处理 :
10 000
01598
01690
01140
52 T 5 y2
µ
52 T 5 x2
由日本日立公司生产的空气压缩机中冷器的传热 元件是低肋管 。这种管型国内一些单位也用过 , 是用 215～3 mm 壁厚的管子轧制的 。
因为气 —水换热的换热器 , 其传热阻力在气侧 , 对设计成管内通水 , 管外走气的管壳式中冷器来说 , 采用这种管子不但可以增加管外气侧的传热面积 , 而 且由于翅片与管壁是一个整体 , 故比光滑管的传热效 果提高 50 %～ 60 %。且与管穿翅片的中冷器相比 , 亦可以避免因片管松动而造成的接触热阻增加的问 题 , 且换热器的紧凑性亦比管穿翅片的换热器优越 。 然而这种低肋管的肋化系数在 215 左右 , 若轧成 3 mm 以上片高的中肋管 , 则所需的胚管壁厚在 215～3 mm 之间 , 耗材多且工艺复杂是其最主要的缺点 , 故 后来亦没有被厂家所接收 。 113 管穿翅片
或水膜带来的传热热阻的大小等都直接影响这种中冷
器的传热性能 。
2 美国 J O Y 公司离心式空气压缩机中冷器失 效原因分析
211 TA - 48 机组简介 本机型号为 TA - 48 , 为三级电动离心式压缩机 ,
出口压力为 017 MPa , 压缩气体流量为 8 000 Nm3/ h , 设有两个级间冷却器 , 均置于主机下方 , 机组结构布 置如图 2 所示。其中冷器芯子是铜管穿整体铝翅片 , 所用的铜管为 10 ×015 mm , 翅片厚度为 012 mm , 片距为 1152 mm , 铜管数共 198 条 , 肋化系数为 10 , 水侧为 6 程 , 水流速度为 2 m/ s , 以循环冷却水作为冷 却介质 , 压缩空气作为聚丙烯车工艺用气。
这种换热器冷却水走管内 , 气体在翅片间流动换 热 , 其肋化系数在 10～12 之间 。
小管径的铜管与铝片经涨接后紧密结合 , 由于铝 材的线涨系数比铜材高出 3 倍 , 所以铝片孔口之冲制 工艺要求较高 , 要求冲制成双翻边 , 且翻边处不应出 现任何裂缝 。如图 1 所示 , 管子在扩张时 , 铝片孔具 有收缩的紧固力 , 由于空压机中冷器的进气温度大多 在 150 ℃左右 , 故扩管之过盈量应考虑这两种金属之 线涨系数的差异而造成的松动 。