舒濤++歐陽新萍

摘要： 對采用繞簧管的立式電機(jī)軸承油冷卻器進(jìn)行了傳熱性能實驗.根據(jù)實驗數(shù)據(jù)對冷卻器油側(cè)和水側(cè)換熱熱阻進(jìn)行了分離，結(jié)果顯示，油側(cè)換熱熱阻為水側(cè)的4～12倍.實驗結(jié)果表明：油流量對冷卻器傳熱系數(shù)的影響較大，油流量每增加10 L·min-1，總傳熱系數(shù)增大60～70 W·m-2·K-1；水流速對冷卻器換熱系數(shù)的影響相對較??；增加換熱管的翅化比或提高油流速以降低油側(cè)的換熱熱阻是提高油冷卻器傳熱性能的關(guān)鍵；采用繞簧管的立式電機(jī)軸承油冷卻器的傳熱系數(shù)要優(yōu)于常規(guī)采用雙金屬軋制式翅片管的油冷卻器.

關(guān)鍵詞：

立式電機(jī)； 油流量； 軸承油冷卻器； 繞簧管； 熱阻

中圖分類號： TK 172文獻(xiàn)標(biāo)志碼： A

Experimental Study on Heat Transfer Performance of

Bearing Oil Cooler with Tensionwound

Wiretube in the Vertical Motor

SHU Tao， OUYANG Xinping

（School of Energy and Power Engineering， University of Shanghai for

Science and Technology， Shanghai 200093， China）

Abstract：

In this work，experiments were conducted to study the heat transfer performance of bearing oil cooler with tensionwound wiretube in the vertical motor.The results from the separation of thermal resistance on the water side and oil side showed that the thermal resistance on the oil side was 4 to 12 times as much as that on the water side.The experimental results showed that the oil flow had the dominant effect on the heat transfer coefficient.The total heat transfer coefficient increased by 60-70 W·m-2·K-1 as the oil flow increased by 10 L·min-1.The water velocity had less effect on the heat transfer coefficient of oil cooler.It was the key to improve the heat transfer coefficient of oil cooler by reducing the thermal resistance on the oil side by increasing the finned ratio oroil flow rate.The heat transfer coefficient of bearing oil cooler with tensionwound wiretube in the vertical motor was better than that of conventional bimetal finned tube.

Keywords：

vertical motor； oil flow； bearingoil cooler； tensionwoundwiretube； thermal resistance

換熱器廣泛應(yīng)用于石油、化工、電力、機(jī)械等領(lǐng)域.一直以來，研究高效、緊湊、節(jié)能的換熱器是科研的重點(diǎn)[1].立式電機(jī)軸承的潤滑油冷卻器是換熱器在電力行業(yè)的應(yīng)用之一.由于潤滑油與冷卻水的熱物性差異較大，一般都采用管外有擴(kuò)展表面的翅管作為換熱元件，油走管外，水走管內(nèi)[2-3].雙金屬軋制式（擠片式）翅片管（翼片管）環(huán)形油冷卻器是應(yīng)用最廣的立式電機(jī)軸承油冷卻器[4].《JB/T 7607—2005立式電機(jī)軸承用LYJH型油冷卻器》[5]中給出了油冷卻器材料、結(jié)構(gòu)和換熱數(shù)據(jù).該冷卻器基管材料為銅或銅合金，翅片材料為鋁.繞簧管是在銅管的外表面布置銅絲，以擴(kuò)展外表面并增強(qiáng)管外換熱的一種強(qiáng)化管.與鋁翅片相比，擴(kuò)展面熱導(dǎo)率高，擾動強(qiáng).由于立式電機(jī)軸承油冷卻器中管外油流速極低，管內(nèi)水速則常常在1.2 m·s-1以上[6]，增強(qiáng)油側(cè)的換熱比其他類型油冷卻器更緊要[7-8].因此，采用管外強(qiáng)化換熱效果更好的繞簧管油冷卻器是一個解決方案.

實現(xiàn)油冷卻器的強(qiáng)換熱化一般有兩種途徑.一是改變換熱管表面外形或加裝外翅.粗糙表面可以增強(qiáng)流體湍流，增大傳熱系數(shù).翅片管種類有圓形翅片管、花瓣形翅片管、繞簧管、三維翅片管、縮放管等.二是設(shè)計合理有效的管間支撐結(jié)構(gòu)，如螺旋折流板、W形旋流管、波形折流桿、折流柵、純逆流等不同支撐結(jié)構(gòu)冷卻器[9-14].對于立式電機(jī)軸承油冷卻器而言，受限于電機(jī)軸承配套結(jié)構(gòu)形式而采用環(huán)形翅片管形式.本文對采用繞簧管的立式電機(jī)軸承油冷卻器進(jìn)行實驗研究，分析增強(qiáng)軸承油冷卻器傳熱的途徑.

1實驗裝置與實驗方法

1.1試件及實驗裝置

通過實驗可獲得該油冷卻器的換熱量、傳熱系數(shù)、油側(cè)和水側(cè)換熱熱阻等數(shù)據(jù).軸承油冷卻器的結(jié)構(gòu)如圖1所示.油冷卻器的相關(guān)數(shù)據(jù)如表1所示，表中管材和翅片材料均為銅.

實驗在特制的軸承油冷卻器實驗臺上進(jìn)行[15-17]，實驗裝置如圖2所示.該裝置由油回路系統(tǒng)、水回路系統(tǒng)組成.油回路系統(tǒng)由加熱油箱、油泵、閥門、油流量計、溫度測量儀表組成；水回路系統(tǒng)由水箱、水泵、水流量計、溫度測量儀表組成.實驗用油采用46#耐磨液壓油.該油品與軸承常用油ISO VG46的相關(guān)傳熱物性非常接近，可作為實驗替代用油.油冷卻器的油路進(jìn)口溫度和水路進(jìn)、出口溫度由Pt100鉑電阻溫度計測量，并配備溫度顯示儀；水流量由電磁流量計測量，油流量由橢圓齒輪流量計測量.實驗臺設(shè)計換熱容量為25 kW.油泵選用齒輪泵，水泵選用管道泵.

1.2實驗方法及數(shù)據(jù)處理

參照軸承油冷卻器的實際運(yùn)行工況以及相關(guān)標(biāo)準(zhǔn)[5]，在實驗過程中，控制進(jìn)、出口平均油溫在60 ℃左右，控制進(jìn)口水溫分別為28、38 ℃，調(diào)節(jié)油流量在20～65 L·min-1、水流速在1.2～2.5 m·s-1之間變化.

油的放熱量Q1和水的吸熱量Q2分別為

Q1=G1CP1（T′1-T″1）

（1）

Q2=G2CP2（T′2-T″2）

（2）

式中：G1、G2分別為油、水的質(zhì)量流量；CP1、CP2分別為油、水的比熱；T′1、T′2分別為油、水的進(jìn)口溫度；T″1、T″2分別為油、水的出口溫度.

取換熱量Q為Q1和Q2的平均值[18-19].

總傳熱系數(shù)K（以基管外表面積A為基準(zhǔn)）為

K=QAΔTm

（3）

式中，ΔTm為平均溫差.

以基管外表面積A為基準(zhǔn)的傳熱熱阻為

1K=1hi·dodi+do2λW·lndodi+1ho

（4）

式中：hi、ho分別為管內(nèi)和管外對流換熱系數(shù)；λW為管壁的導(dǎo)熱系數(shù)；di、do分別為換熱管內(nèi)、外徑.

實驗中管內(nèi)水流速在1.2 m·s-1以上，管內(nèi)雷諾數(shù)在10 500以上，管內(nèi)的對流換熱系數(shù)可采用經(jīng)典的管內(nèi)旺盛湍流的對流換熱關(guān)聯(lián)式DittusBoelter公式計算，即

Nuf=0.023Re0.8fPrnf

（5）

式中：Nuf為管內(nèi)流體換熱的努塞爾數(shù)；Ref為管內(nèi)流體流動的雷諾數(shù)；Prf為普朗特數(shù)；管內(nèi)水被加熱，n取0.4.

由于翅片管為環(huán)形，需進(jìn)行彎管修正，即在式（5）的右側(cè)乘以修正系數(shù)Cr，即

Cr=1+10.3diR3

（6）

式中，R為管道彎曲半徑.

管內(nèi)對流換熱系數(shù)

hi=Nufλf/di

（7）

式中，λf為管內(nèi)流體的導(dǎo)熱系數(shù).

管外對流換熱系數(shù)

ho=1K-1hi·dodi-do2λWlndodi-1

（8）

2實驗結(jié)果和分析

2.1油流量和水流速對傳熱系數(shù)的影響

圖3為總傳熱系數(shù)與油流量的關(guān)系.工況條件為：平均油溫為（60±1）℃；進(jìn)口水溫為（28±0.5）℃；管內(nèi)水流速為（1.2±0.03）m·s-1；傳熱面積以基管外表面積為基準(zhǔn).由圖中可知，隨著油流量增大，油冷卻器的總傳熱系數(shù)明顯增大.

圖4為總傳熱系數(shù)與管內(nèi)水流速的關(guān)系.工況條件為：平均油溫為（60±1）℃，進(jìn)口水溫為（28±0.5）℃，油流量為（20±0.3）L·min-1.由圖中可知，隨著水流速增加，油冷卻器的總傳熱系數(shù)增大，但增長幅度不大，明顯低于圖3中的增幅.

圖3、4對比可知，相比水流速的變化，油流量的變化對油冷卻器的總傳熱系數(shù)影響更大，油流量每增加10 L·min-1，總傳熱系數(shù)增大60～70 W·m-2·K-1.分析認(rèn)為，盡管采用了管外有銅絲作為擴(kuò)展表面的繞簧管，該冷卻器在運(yùn)行工況下的油側(cè)熱阻仍高于水側(cè)熱阻較多，油流量較小、油流速較低是主要原因.按油的流通面積計算，實驗工況下流經(jīng)繞簧管的油流速低于0.01 m·s-1.增大油的循環(huán)量可以明顯改善傳熱，但如果受制于其他因素而不能增加油的循環(huán)量，則進(jìn)一步增加擴(kuò)展表面，將有利于油冷卻器的傳熱強(qiáng)化.

2.2油側(cè)和水側(cè)的熱阻比較

應(yīng)用式（7）、（8）計算管內(nèi)和管外的對流換熱系數(shù)，可計算出相應(yīng)管內(nèi)水側(cè)和管外油側(cè)的換熱熱阻[19-21].一些典型工況的油側(cè)熱阻和水側(cè)熱阻的比值與油流量的關(guān)系如圖5所示.

由圖5可知，油側(cè)熱阻是水側(cè)熱阻的4～12倍，這也印證了2.1節(jié)的分析：油側(cè)熱阻高于水側(cè)熱阻較多.隨著油流量的增大，油側(cè)熱阻與水側(cè)熱阻的比值逐漸減小，傳熱過程得到改善，傳熱增強(qiáng).這是因為油流量增大，油側(cè)對流換熱系數(shù)增大，熱阻減小，因此比值減小.但是，油循環(huán)量的驅(qū)動受制于軸承配套結(jié)構(gòu)，設(shè)計過大的油循環(huán)量將增加產(chǎn)品成本，影響工作效率.因此，建議在對軸承整體結(jié)構(gòu)和工作效率影響不大的前提下，適當(dāng)增加油循環(huán)量，這將可以改善油冷卻器的換熱，減小油冷卻器的體積.

2.3繞簧管與常規(guī)雙金屬軋制翅片管的比較

文獻(xiàn)[5]給出了雙金屬擠片式（軋片式）翼片管（翅片管）油冷卻器的結(jié)構(gòu)參數(shù)和換熱數(shù)據(jù).該試件與其中的LYJH 9104×6型油冷卻器外形尺寸相似，實驗工況也與LYJH 9104×6型油冷卻器的其中一種工況相同.該工況為：平均油溫為60 ℃；進(jìn)水溫度為28 ℃；管內(nèi)水流速為1.2 m·s-1.根據(jù)基管尺寸、換熱容量及工況推算，該工況下傳熱系數(shù)為620 W·m-2·k-1.根據(jù)圖3、4，繞簧管在相同工況下的各流量點(diǎn)的傳熱系數(shù)均在620 W·m-2·k-1以上，說明繞簧管的傳熱系數(shù)高于雙金屬軋制翅片管，采用繞簧管的立式電機(jī)軸承油冷卻器有利于增強(qiáng)換熱效果.但值得注意的是，繞簧管基管內(nèi)徑（9 mm）偏小，一旦管內(nèi)結(jié)垢，對整體換熱性能影響較大.

文獻(xiàn)[5]中給出的雙金屬擠片式翼片管的外徑為35 mm，翼片高度為17.2 mm，基管外徑為16 mm，片距為3.2 mm，計算可得其翅化比（管外總面積與基管外表面積之比）為10.1，繞簧管翅化比為9.4.為增強(qiáng)油冷卻器的換熱，兩者的翅化比都應(yīng)提高，建議可提高至15左右，可通過減小翅片間距或簧絲間距實現(xiàn).這也是改善油冷卻器換熱的主要途徑.

3結(jié)論

（1） 采用繞簧管作為立式電機(jī)軸承油冷卻器的換熱管，其傳熱性能優(yōu)于常規(guī)雙金屬擠片式翼片管.但試件的基管內(nèi)徑偏小，應(yīng)適度加大.

（2） 試件的油側(cè)熱阻是水側(cè)熱阻的4～12倍，油側(cè)熱阻高于水側(cè)熱阻較多.適當(dāng)增加油循環(huán)量，可有效改善油冷卻器的換熱.

（3） 無論是作為試件的繞簧管還是常規(guī)的雙金屬擠片式翼片管，適度增加翅化比均可有效改善油冷卻器的換熱.

參考文獻(xiàn)：

[1]魏小兵，江楠，梁帥.新型疊片式油冷卻器傳熱及綜合性能的研究[J].壓力容器，2012，29（10）：7-11.

[2]張正國，方曉明，林培森，等.螺旋隔板花瓣管油冷卻器的傳熱與流阻性能研究[J].核動力工程，2001，22（5）：443-445.

[3]方亮華.發(fā)電機(jī)推力軸承油冷卻器改造探析[J].機(jī)電信息，2013（6）：56-57.

[4]YANG J，MA L，LIU J J，et al.Thermalhydraulic performance of a novel shellandtube oil cooler with multifields synergy analysis[J].International Journal of Heat and Mass Transfer，2014，77：928-939.

[5]JB/T 7607—2005 立式電機(jī)軸承用LYJH型油冷卻器[S].北京：中國標(biāo)準(zhǔn)出版社.

[6]QU S，YAO G，TIAN J F，et al.Failure analysis of the brass tubes in a lubricating oil cooler[J].Engineering Failure Analysis，2011，18（8）：2232-2239.

[7]ZHANG J F，GUO S L，LI ZZ，et al.Experimental performance comparison of shellandtube oil coolers with overlapped helical bafes and segmental bafes[J].Applied Thermal Engineering，2013，58（1/2）：336-343.

[8]張正國，林培森，王世平，等.螺旋隔板花瓣管油冷卻器的傳熱強(qiáng)化[J].化工學(xué)報，2001，52（6）：482-484.

[9]李歡，羅小平.新型鋁疊片油冷卻器的結(jié)構(gòu)及傳熱性能研究[J].低溫與超導(dǎo)，2014，42（1）：1-6.

[10]GUO L H，QIN F，CHEN J P，et al.The performance simulation and optimization on plate fin oil coolers[J].Journal of Shanghai Jiaotong University，2006，40（2）：311-315.

[11]OLIMPIEV V V.Enhancement of heat transfer and the potential for energy conservation in industrial oil coolers[J].Thermal Engineering，2010，57（8）：702-713.

[12]ARONSON K E，BRODOV Y M，RYABCHIKOV A Y，et al.Experience gained from development of modernized oil coolers for the oil supply system used in 800MW turbines[J].Thermal Engineering，2009，56（8）：636-643.

[13]ZHELONKIN N V，RYABCHIKOV A Y，ARONSON K E，et al.Field trials results for new series of oil coolers with profile tubes[J].Power Engineer，2014（6）：35-38.

[14]OLIMPIEV V V.Effect of design and manufacturing technology on the operating efficiency of model MB oil coolers[J].Thermal Engineering，2005，52（5）：363-368.

[15]肖敬美，錢泰磊，朱冬生，等.螺旋扭曲膨脹管油冷卻器殼程傳熱及壓降性能試驗研究[J].流體機(jī)械，2014，42（6）：11-15，69.

[16]石帥，閻昌琪，丁銘.針翅管滑油冷卻器殼側(cè)傳熱與阻力性能實驗研究[J].原子能科學(xué)技術(shù)，2013，47（8）：1342-1347.

[17]梁建活，江楠，曾紀(jì)成.兩種新型油冷卻器傳熱性能對比實驗研究[J].石油化工設(shè)備，2014，43（4）：22-26.

[18]柳梅，羅建華.管束式內(nèi)循環(huán)油冷卻器設(shè)計與計算[J].水電站機(jī)電技術(shù)，2015，38（6）：60-63.

[19]魏小兵，江楠，曾紀(jì)成.長徑比對油冷卻器傳熱及綜合性能的影響[J].化工設(shè)備與管道，2013，50（1）：29-32.

[20]歐陽新萍，陶樂仁.分離法在翅片管傳熱性能試驗中的應(yīng)用[J].發(fā)電設(shè)備，1999（4）：41-44.

[21]趙安利，田松娜，張定才，等.雙側(cè)強(qiáng)化管熱阻分離實驗研究[J].中原工學(xué)院學(xué)報，2011，22（1）：15-18.

[22]陶文銓，康海軍，辛榮昌，等.空冷器管組內(nèi)紊流強(qiáng)制對流換熱的熱阻分離法測定[J].暖通空調(diào)，1997，27（S）：63-67.