倾斜角对周向重叠三分螺旋折流板换热器性能的影响

董聪，陈亚平，吴嘉峰



倾斜角对周向重叠三分螺旋折流板换热器性能的影响

董聪1, 2，陈亚平1，吴嘉峰1

(1. 东南大学能源与环境学院，江苏南京，210096；2. 浙江科技学院机械与汽车工程学院，浙江杭州，310023)

对倾斜角为16°，20°，24°，28°，32°单头(即16°CO，20°CO，24°CO，28°CO和32°CO)和32°双头(即2-32°CO) 6种周向重叠三分螺旋折流板换热器(cothSTHXs)以及作为对比的弓形折流板换热器的进行数值模拟，并与已有的实验数据进行比较。采用速度矢量图和压力云图叠加速度矢量的方式分析特殊剖面上局部参数。研究结果表明：数值模拟结果与实际吻合良好。螺旋折流板方案壳侧通道存在迪恩涡二次流，相邻折流板重叠区内的管排可抑制缺口泄漏，周向重叠结构有利于强化传热；在相同流量下，壳侧换热系数随倾斜角的增大而减小。20°CO倾斜角方案的性能最优，在相同压降下，其壳侧换热系数比其他方案的系数高，且流道内的迪恩涡二次流明显较强。弓形折流板方案的性能最差，其流道中存在流动死区，且壳侧压降远高于所有螺旋折流板方案；在相同压降下，其壳侧换热系数最低，但在相同流量下的壳侧换热系数在所有方案中位列第3，紧随16°CO和20°CO方案之后。

三分螺旋折流板换热器；倾斜角；周向重叠；二次流；缺口泄漏；相邻折流板；数值模拟

螺旋折流板换热器具有消除壳侧流动死区、降低泵功消耗、提高单位压降换热系数、抑制壳侧结垢、减小管束跨度和抑制管束振动等优点而被广泛研 究[1−4]。相关研究主要集中在折流板倾斜角以及折流板的结构和组装方式对换热器性能的影响。LUTCHA 等[5−6]先后研究了不同倾斜角的1/4螺旋折流板换热器以及作为对比的弓形折流板换热器壳侧换热系数随压降的变化规律，得出1/4螺旋折流板换热器的最佳倾斜角为40°，螺旋折流板换热器的性能均比弓形折流板换热器的性能好。STEHLIK等[7]主张选用轴向搭接方案来控制1/4连续折流板换热器的相邻折流板之间的三角区泄漏。ZHANG等[8−9]对中间搭接螺旋折流板换热器和弓形折流板换热器性能进行了实验和数值模拟研究，得出螺旋折流板方案的壳侧换热系数和压降在相同流量下均低于弓形折流板方案的结论，但螺旋折流板方案的单位压降下的壳侧换热系数综合性能比弓形折流板方案的性能好。NEMATI−TAHER等[10]对倾斜角40°的螺旋折流板换热器的轴向搭接量的影响进行了数值模拟研究，表明轴向搭接量越大则综合性能越差。曹兴等[11]对相同螺旋周期不同轴向搭接量的螺旋折流板换热器的性能进行模拟研究，结果表明大角度轴向搭接方案小角度折流板外围连接方案差。WANG等[12]得到连续螺旋折流板换热器在单位压降下的壳侧换热系数性能比弓形折流板换热器的性能好，推荐采用同心双壳侧换热器来解决大型连续螺旋折流板换热器的折流板制造困难等问题。LEI等[13]建议把壳侧折流板分成内外2层，在螺距相同的条件下内外层折流板使用不同的倾斜角有利于减少泄漏，并对双层螺旋折流板(即内外层折流板分开)方案与单层螺旋折流板以及弓形折流板方案进行了比较，得出双层折流板方案的综合性能比单层折流板方案提高约10%。王晨等[14]采用热态实验结合数值模拟的方法研究了单头和双头螺旋折流板换热器，得出其性能参数随流量变化的规律，并对两者的综合性能进行比较。WANG等[15−16]采用折面折流板代替平面折流板来消除三角区漏流，结果表明其有利于改变螺旋折流板换热器壳侧流体流动模式。DU等[17−18]提出螺旋周期由6块90°扇形折流板组成，也是通过周向重叠来减少三角区漏流并改善壳侧流体旋流特性。陈亚平[19]针对多数管壳式换热器采用正三角形布管的特点，提出了三分螺旋折流板换热器。CHEN等[20]参考了宋小平等[21]防短路结构的优点，在三分螺旋折流板换热器的基础上，提出了周向重叠三分螺旋折流板换热器。2批倾斜角分别为10°~20°(首尾相连)和20°~32°(周向重叠)三分螺旋折流板换热器和2批实验分别对应的弓形折流板换热器进行了实验研究[22−23]，得出20°周向重叠方案的壳侧换热系数和综合性能最高。虽然螺旋折流板换热器的低阻性能已被普遍认同，但有不少研究者得出1/4螺旋折流板换热器的壳侧换热系数低于弓形折流板换热器系数的结论，这将意味着需要更多的换热面积。要使螺旋折流板换热器的综合性能(单位压降壳侧换热系数)和壳侧换热系数都比弓形折流板换热器的高，周向重叠结构为三分螺旋折流板换热器的高效低阻特性指明了新的发展方向。

1 研究对象

在已有的倾斜角为20°，24°，28°和32°单头(即16°CO, 20°CO，24°CO，28°CO和32°CO)和32°双头(即2-32°CO)周向重叠三分螺旋折流板换热器以及作为对比的弓形折流板换热器(seg)的水−水流动传热性能实验研究[22]的基础上，对文献[22]中的实验方案中5种20°~32°周向重叠和1种seg弓形以及倾斜角为16°单头周向重叠方案(16°CO)进行数值模拟。利用数值模拟的三维图像优点，分周向重叠结构的强化传热机制进行解释。

文中涉及数值模拟的模型参数与文献[22]中各实验方案一一对应，详细结构参数见文献[22]。本文增加对比的16°CO方案的结构参数(除倾斜角、折流板形状和螺距外)与文献[22]中的方案一致，其具体结构参数如表1所示。

表1 16°CO方案结构参数

2 数值模拟

借助Gambit与Fluent软件对上述换热器进行数值模拟计算，以全方位展示上述换热器壳侧流场和压力场分布。为了使数值模拟结果与实验测试数据保持一致，数学模型与实验件按1:1建模。图1所示为简化后的几何模型，包括公用壳体和由34根换热管、3根拉杆和若干折流板组成的可更换芯体。

图1 周向重叠三分螺旋折流板换热器计算模型

基于Fluent更加适应非结构化网格的特征，利用Gambit软件对换热器几何模型采用(elements) Tet/Hybrid结合(type) Tgrid的方法划分非结构化网格。进行了网格依赖性测试，综合考虑计算时间和精度，确定网格数约为3.9×106。

流体在流动与传热数值模拟过程中遵守质量守恒、动量守恒和能量守恒3个基本定律，选用基于RNG的−湍流模型，上述4个控制方程可统一表示为

式中：为速度矢量；为通用变量，可表示为，，，，，和其他变量；Γ为广义扩散系数；S为广义源项。

模拟过程中5种20°~32°周向重叠方案和1种seg弓形方案的冷热侧速度和温度入口值设置与相应的实验数据保持一致，16°CO方案运行参数与20°CO方案设置一致；冷热侧出口压力设为0 kPa (表压)，同时设定湍流条件；外壁面和折流板表面设为无渗透、无滑移和绝热边界条件，冷热侧流体之间管壁面换热通过耦合方法计算；物性参数密度、质量定压热容、动力黏度和热传导率设为温度的4阶函数。认定数值计算已经收敛的条件是：连续性方程、、、、和的残差低于10−4，能量的残差低于10−7，冷侧和热侧压力同时达到稳定，冷侧和热侧流体达到质量守恒，冷侧和热侧流体达到能量守恒。

3 结果分析

忽略换热器污垢的影响，总体传热系数，管侧换热系数i和壳侧换热系数o的计算公式参考文献[22]，即：

式中：为换热面积，m2；o和i分别为传热管子外、内径，m；为总体传热系数，W/(m2·K)；1为热侧传热量，W；∆m为对数平均温差，K；w为管侧雷诺数；为管侧普朗特数；和w分别为管子和水的导热系数，W/(m·K)。

3.1 总体性能分析

图2所示为20°CO，24°CO，28°CO，32°CO，2-32°CO和seg的壳侧换热系数模拟值o, sim、壳侧换热系数实验值o, exp、壳侧压降模拟值Δo,sim、壳侧压降实验值Δo, exp随壳侧质量流量o变化曲线，模拟数据中还增加了16°CO方案。各方案的(o, sim，o, exp)和(Δo,sim，Δo, exp)都随着o的增加而增大，同时(o,sim，o,exp)也随着(Δo,sim，Δo, exp)的增加而增大。图2中20°~32°周向重叠三分螺旋折流板换热器的壳侧换热系数和壳侧压降的实验曲线和模拟曲线排列顺序和变化规律一致，均为20°CO＞24°CO＞2-32°CO＞28°CO＞32°CO。在相同流量下，20°CO方案的(o, sim，o, exp)和(Δo, sim，Δo, exp)比24°~32°周向重叠方案的大。在数值模拟性能曲线中，16°CO方案的o, sim和Δo, sim随o的变化曲线均比20°CO方案的高，但其o, sim随Δo, sim的变化曲线却比20°CO方案的低；seg方案的o, sim比16°CO和20°CO方案的o, sim的低，但其 Δo, sim远高于所有周向重叠三分螺旋折流板换热器方案的Δo, sim。对于相同压降下的壳侧换热系数，20°CO方案最佳，seg方案最差，随着流量增加这种趋势变的越来越明显。

(a) ho, sim−Go；(b)Δpo, sim−Go；(c) ho, sim−Δpo, sim；(d) ho, exp−Go；(e)Δpo, exp−Go；(f) ho, exp−Δpo, exp 1—seg；2—20°CO；3—24°CO；4—28°CO；5—32°CO；6—2-32°CO；7—16°CO。

但是在倾斜角大于等于24°的螺旋折流板方案中，它们的o, sim在相同流量下均低于seg方案的o, sim。所以，在进行螺旋折流板换热器的优化设计时，应当在保证满足强化传热的前提下，考虑设计方案的流动阻力最小，而不仅只考虑单位压降换热系数综合性能最大。

对模拟与实验进行误差分析：20°CO方案、24°CO方案、28°CO方案、32°CO方案、2-32°CO方案和seg方案的o, sim与o, exp之间的平均相对误差分别为14.88%，17.62%，5.81%，8.50%，8.81%和19.76%；6种方案的Δo, sim与Δo, exp之间的平均相对误差分别为9.96%，9.40%，8.55%，6.47%，3.74%和15.61%。上述方案的壳侧换热系数和壳侧压降的模拟值与实验值的平均相对误差均小于20%，且相对误差随流量的增加而减少。

3.2 壳侧流场和压力场分析

研究的壳侧局部流场和压力场分布，以20°CO方案的实验运行工况点为基准。各方案换热性能模拟的工质为：冷热侧工质均为水，热水走管侧，冷水走壳侧。其他6种换热器的运行参数与20°CO方案的实验参数相近且相对误差均不超过5%，7种方案的具体进口参数见表2。

表2 7种方案换热器管壳侧进口速度和温度

图3所示为螺旋折流板方案和弓形折流板方案特殊剖面在壳体中的位置。子午面剖面M1处在壳体中部，螺旋折流板方案的横剖面f处在壳体中部2个相邻折流板之间，横剖面f1处于剖面f下游1/3周期处；弓形折流板方案的f和f1剖面都处在相邻折流板通道的中间位置。

(a) 螺旋折流板方案；(b) 弓形折流板方案

20°CO方案和seg方案1个周期内壳侧速度矢量如图4所示。由图4(a)可知：20°CO方案流体按拟螺旋状流动，在壳体内部折流板附近几乎没有流动死区，受益于周向重叠防短路结构，经过三角形缺口泄漏到下游通道的流体被有效抑制。由图4(b)可知：seg方案流体呈Z形流动，流体遇到折流板后按90°角折向下游，导致壳侧压降陡增；弓形折流板背面的流动死区，导致换热系数下降和结垢形成。

(a) 20°CO方案；(b) seg方案

图5所示为16°CO，20°CO，24°CO，32°CO和2-32°CO方案以及seg方案6种方案子午剖面M1(换热器中段充分发展区域)的压力云图叠加速度矢量，图中，为压力。由图5可知：各方案壳侧压力在折流板的阻挡下沿流动方向逐渐下降，呈现明显的阶梯状。比较螺旋折流板方案的刻度标尺，它们的压降随倾斜角的增大而减少，并随螺旋头数增加而增大。各方案中双头2-32°CO方案的压降与28°CO方案的相近，seg方案的压降最大。螺旋折流板方案(每个螺旋周期中)都出现了由离心流和向心流相互作用而形成的迪恩涡二次流，这种流场能有效促进壳侧流体混合，达到强化传热的目的。20°CO方案的流线密度和二次流强度是螺旋折流板方案中最密和最强的。2-32°CO方案的折流板数目是32°CO方案的2倍，其换热系数和综合性能都有所提高，表明双螺旋结构除了能减小折流板的支撑距离还有助于提高换热系数和综合性能。seg方案壳侧流体的流场明显区别于螺旋折流板方案的流体场，在折流板根部等多个区域出现流动死区，导致其综合性能(相同压降下的壳侧换热系数)低于所有螺旋折流板方案的综合性能，其在相同流量下的壳侧换热系数还低于16°CO和20°CO方案的系数(见图2)。

(a) 16°CO方案；(b) 20°CO方案；(c) 24°CO方案；(d) 32°CO方案；(e) 2-32°CO方案；(f) seg方案

20°CO螺旋折流板方案和seg方案横剖面f和f1上的压力云图叠加速度矢量如图6所示。由图6可知：20°CO方案中流体的高压区主要分布在壳体的内侧和折流板迎流面，流体的低压区则集中于壳侧中心区域和折流板背流面；压力沿顺时针方向下降。seg方案流体沿径向垂直冲刷换热管，压力在横剖面上快速下降。

(a) 20°方案f剖面；(b) 20°方案f1剖面；(c) 弓形方案f剖面；(d) 弓形方案f1剖面

模拟和实验结果都指向周向重叠三分螺旋折流板换热器具有优良特性，不仅在相同压降下，其壳侧换热系数比弓形折流板换热器方案的高，且在相同流量下，16°CO和20°CO方案的壳侧换热系数比弓形折流板方案的系数高。三分折流板结构比1/4折流板结构更适合正三角形布管(绝大多数管壳式换热器采用)，较小的倾斜角折流板可方便地采用倾斜激光光束切割和加工管孔、直边和圆弧边[24]，所以本文的研究将给螺旋折流板换热器的普及应用提供参考。

4 结论

1) 采用数值模拟方法对16°CO，20°CO，24°CO，28°CO，32°CO和2-32°CO螺旋折流板换热器及seg弓形折流板换热器的流动传热性能进行综合分析。壳侧换热系数和压降的模拟结果与相应的实验数据之间的平均相对误差均小于20%，表明本文采用的模拟方法和模拟结果可靠。

2) 用剖面的方式展示了周向重叠三分螺旋折流板换热器螺旋通道中的二次流，并解释了二次流是强化传热的主要途径之一。周向重叠三分螺旋折流板换热器的螺旋通道中不存在流动死区，这种特殊结构能有效抑制两相邻折流板之间的三角区泄漏。弓形折流板换热器流体横向掠过换热管，其壳侧压降明显增大且折流板与壳体内壁面之间的区域容易产生流动 死区。

3) 所有周向重叠三分螺旋折流板换热器的综合性能高于弓形折流板换热器，其中20°CO方案的性能最优。16°CO和20°CO方案的壳侧换热系数比弓形折流板换热器的换热系数高。

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(编辑 刘锦伟)

Impacts of incline angle on performances of circumferential overlap trisection helical baffle heat exchangers

DONG Cong1, 2, CHEN Yaping1, WU Jiafeng1

(1. School of Energy and Environment, Southeast University, Nanjing 210096, China;2. School of Mechanical and Automotive Engineering,Zhejiang University of Science and Technology, Hangzhou 310023, China)

The six circumferential overlap trisection helical baffle shell-and-tube heat exchangers (cothSTHXs) with single thread but baffle incline angles of 16°, 20°, 24°, 28°, 32° (16°CO, 20°CO, 24°CO, 28°CO, 32°CO) as well as double thread and baffle incline angle of 32° (2-32°CO), as opposed to a segment baffle heat exchanger, were numerically simulated and compared with the available experimental data. Local parameter distributions of the velocity vectors or pressure contours plus velocity vectors on special sections were plotted and analyzed. The results show that the simulation results are satisfactory and in agreement with tests. The Dean Vortex secondary flow and bypass leakage between adjacent baffles in the spiral channel play essential roles in the heat transfer enhancement of the cothSTHXs. The shell-side heat transfer coefficient decreases with the increase of incline angle at the same shell-side flow rate. The optimum scheme is 20°CO, and its shell-side heat transfer coefficient is the highest and Dean Vortex secondary flow in the spiral channel is strong at the same shell-side pressure drop. Nevertheless, the worst scheme is the segment baffle one, and there exist stagnant zones in the channel, whose shell-side pressure drop is much higher than those of other

cothSTHXs schemes, and so its shell-side heat transfer coefficient is the lowest at the same shell-side pressure drop. The shell-side heat transfer coefficient of segment baffle scheme ranks the third, only 16°CO and 20°CO schemes exhibit better in terms of shell-side heat transfer coefficient.

trisection helical baffle heat exchanger; incline angle; circumferential overlap; secondary flow; bypass leakage; adjacent baffles; numerical simulation

10.11817/j.issn.1672-7207.2016.06.042

TK124

A

1672−7207(2016)06−2133−08

2015−06−10；

2015−08−21

国家自然科学基金资助项目(51276035，51206022)；江苏省科技创新与成果转化专项引导资金资助项目(BY2011155)(Projects(51276035, 51206022) supported by the National Natural Science Foundation of China;Project(BY2011155)supported by the Provincial Science and Technology Innovation and Transformation of Achievements Special Fund Project of Jiangsu Province)

陈亚平，教授，博士生导师，从事换热器强化传热研究；E-mail：ypgchen@sina.com