周向重叠三分螺旋折流板换热器性能比较

董 聪 陈亚平 吴嘉峰 操瑞兵

(东南大学能源与环境学院,南京210096)(东南大学能源热转换及其过程测控教育部重点实验室,南京210096)

管壳式换热器具有结构简单、制造安装方便、耐高温高压和设计计算方法成熟等优点,被广泛应用于石油化工、电力、冶金等工业中.弓形折流板换热器是应用最广泛的管壳式换热器,然而弓形折流板换热器具有压降较大、有流动死区、换热系数偏低、容易结垢和在折流板缺口处的管束支撑距离大、易产生诱导振动等缺陷.针对上述缺点,Lutcha等[1]提出了一种每个螺旋周期由4块扇形折流板首尾相连组成的1/4螺旋折流板换热器.

国内外对螺旋折流板换热器强化传热研究主要集中在螺旋角和折流板连接方式的优化,对于螺旋折流板换热器的低流动阻力性能得到一致认可,但其壳侧换热系数能否优于弓形折流板换热器却存在争议.Kral等[2]对5组不同螺旋角的螺旋折流板换热器与弓形折流板换热器进行实验研究,得出40°螺旋角方案远优于弓形折流板换热器.Andrews等[3]使用3D多孔介质分布阻力模型模拟螺旋折流板换热器的流动和传热特性,模拟结果与实验值或关联式匹配良好.Stehlik等[4]建议采用轴向搭接来减少非连续折流板形成的相邻折流板之间三角区的泄漏.Zhang等[5]对20°～50°不同螺旋角的4个中间搭接的1/4螺旋折流板换热器和1个弓形折流板换热器方案展开试验研究,表明30°螺旋角方案综合性能最优;但结果显示所有螺旋折流板换热器的性能均低于弓形折流板换热器.曹兴等[6]通过数值模拟对不同搭接量的螺旋折流板换热器进行研究,结果表明大倾斜角搭接方案比同样螺距下的小倾斜角首尾相接方案差.Peng等[7]发现相同压降下连续螺旋折流板换热器壳侧换热系数比弓形折流板换热器高10%.陈亚平[8]针对正三角形布管的换热器，提出了每个螺旋周期采用3块折流板的三分螺旋折流板换热器方案.实验结果表明，20°周向重叠三分螺旋折流板换热器方案的换热系数和综合性能最高[9];模拟结果也显示了周向重叠结构有利于减小三角区漏流[10].

针对螺旋折流板换热器的多种衍生结构存在不同的性能,本文采用数值模拟方法探讨了壳体、布管方式和换热管数相同以及螺距近似的倾斜角为20°三分周向重叠(20°TCO)、倾斜角为18°四分周向重叠(18°QCO)、倾斜角为18°四分首尾相连(18°QEE)和螺旋角为18.4°连续(18.4°CH)4种不同结构的螺旋折流板换热器的壳侧流动和传热性能.

1 计算模型

1.1 几何模型

螺旋折流板换热器的物理模型和4种几何结构见图1.物理模型由换热管、拉杆、折流板、壳体、封头和管壳侧进出口接管组成;壳侧通道均由10个周期的螺旋折流板分隔,管程有34根换热管,折流板由3根拉杆固定，换热器壳体内径为126 mm，换热管长为1 300 mm，螺距为129 mm,管壳侧进出口接管内径为40 mm.虽然四分螺旋折流板换热器在实际使用时至少需要4根拉杆,但为了在相同条件下进行数值模拟比较,换热管和拉杆数目仍然与三分螺旋折流板换热器方案一致.

图1 螺旋折流板换热器和4种折流板结构示意图

1.2 控制方程和模拟方法

螺旋折流板换热器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个基本守恒定律,黏性方程选用k-ε中各向异性的RNG湍流模型,4种控制方程由统一的公式表示为[3]

div(ρUΦ)=div(ΓΦgradΦ)+SΦ

(1)

(2)

式中,U为速度矢量;Φ为通用变量,可表示u,v,w,T,k,ε和其他变量;ΓΦ为广义扩散系数;SΦ为广义源项;tw为壁面温度;tf为流体温度;h为壳侧换热系数;下标b为交界面处.

数值模拟采用Fluent软件计算，时间项选择定常求解，湍流模型采用基于重整化群的RNG-k-ε模型，控制方程中的压力与速度耦合采用Simple算法，动量、能量和湍流参数均采用二阶迎风格式；冷热侧流体之间的壁面换热采用式(2)计算；当u，v，w，k和ε的残差值小于10-4数量级、能量的残差值小于10-7数量级、冷热侧进出口压力达到稳定且冷热侧流体保持质量守恒和能量守恒时，则认为计算结果收敛.

1.3 网格独立性和计算结果验证

采用Gambit软件建立螺旋折流板换热器三维模型,采用Tet/Hybrid命令划分非结构化网格，在Fluent软件中使用smooth/swap命令,使网格skewness值控制在0.8以内.考虑流体流动的边界层效应,对换热管壁面进行局部网格加密.对2.7×106,3.2×106,3.9×106,4.5×106和5.3×106五种不同网格数量的周向重叠方案进行网格独立性检测,在综合考虑计算机能力和精度后,将网格数定为约3.9×106.为验证模拟结果的可靠性,对20°周向重叠方案中壳侧换热系数和压降的模拟值与实验值[9]进行了对比.结果表明，壳侧换热系数模拟值与实验值的平均误差为18.50%,壳侧压降模拟值与实验值的平均误差为11.06%,且误差随流量的增加而减少,所以可以认为数值计算方法是合理和可信的.

2 模拟结果分析

螺旋折流板换热器壳侧通道由10个螺旋周期C1～C10组成.4种方案几何参数和实验参数保持一致;热流体水走管侧,入口速度和温度分别为vi,in=1.37 m/s和Ti,in=339.4 K;冷流体水走壳侧,入口速度和温度分别为vo,in=2.86 m/s和To,in=324.9 K.为了便于分析,构建了C5和C6周期内子午切面M1、同心正六边形切面H2和H3;T1～T9为60°扇形区域内的3排换热管;N1～N4为从内到外的同心正六边形换热管层数,如图2所示.

图3给出了4个方案子午切面M1上速度矢量叠加压力云图.由图可清晰看到,压力沿流动方向呈阶梯状逐渐下降,20°TCO方案降幅最大,18.4°CH方案压降最小;由于流体沿螺旋状流动,于每个周期的前段,部分流体在离心力的作用下甩向外围边缘区域,然后维持平行流,在每个周期的后段在向心压差的主导作用下形成向心回流.在离心力和径向压差的共同作用下在螺旋通道内产生单涡型迪恩涡二次流,有效促进了各部分流体的混合,强化了传热.虽然各方案均有二次流存在,但20°TCO方案的最强,18.4°CH方案的最弱.

图2 各方案的切面、管子和管层编号及位置

图3 子午切面M1上的速度矢量叠加压力云图

为了分析非连续螺旋折流板换热器相邻2块折流板之间V形缺口的泄漏情况,图4展示了4种不同折流板结构方案在流体充分发展区域内C5和C6两个周期中由外向内第2层H2和第3层H3展开的六边形切面速度矢量叠加速度云图.由图可见，20°TCO方案的流场强度最强,18.4°CH方案的最弱但也最均匀;从2个四分螺旋折流板换热器方案的比较来看，18°QCO方案的逆向泄漏明显比18°QEE方案弱，可见周向重叠结构有利于抑制相邻折流板连接处的逆向泄漏.

由图4可见，4个方案中H3切面的平均速度、V形缺口泄漏量和二次流强度均比H2切面大,这是因为H3切面更靠近轴心，且V形缺口比H2大,但H2切面流速和流线分布比H3切面更加均匀.非连续方案的折流板背面均出现低速集中区域,但20°TCO方案流道中的速度明显大于18°QCO方案.

图4 正六边形切面(左H2，右H3)速度矢量叠加速度云图

当壳侧质量流量Go=3.57 kg/s时,选取60°扇形范围内的9根换热管T1～T9在C5周期内的局部热流密度进行研究.图5显示了平均局部热流密度q沿换热管T1～T9和同心正六边形换热管层数N1～N4的变化曲线.由图可见，局部热流密度q沿轴向和周向均呈周期性分布,T1或N1换热管平均局部热流密度明显高于外侧换热管或换热管层;

图5 60°扇区换热管及换热管层的平均热流密度

平均局部热流密度沿径向逐渐减小,即外层换热管上局部热流密度小于内层;且沿周向以折流板为周期呈波浪形变化；热流密度沿周向以折流板为周期呈波浪形变化，在同一层的换热管中越靠近折流板直边，热流密度则越强.表明20°TCO方案的平均局部热流密度最大;18°QCO方案和18°QEE方案的平均局部热流密度其次,18.4°CH方案的平均局部热流密度最小.

换热器壳侧传热因子jo和壳侧摩擦系数fo分别按下式计算,并采用传热因子和摩擦系数之比(jo/fo)作为其综合性能的评价指标,即

(3)

(4)

(5)

式中,ho为壳侧换热系数;Pro为壳侧流体普朗特数;cp为流体定压比热;ρo为壳侧流体密度;wo为壳侧轴向速度;Δpo为壳侧压降;Dh为壳侧轴向水力直径;L为换热管管长;a为相邻管子的中心距;do为管子外径.jo,fo和(jo/fo)组合数均为无因次量.

图6为壳侧传热因子jo、壳侧摩擦系数fo和综合性能指标(jo/fo)随壳侧流量Go的变化曲线.由图可知，4种方案的壳侧传热因子jo和壳侧综合性能指标(jo/fo)都随着壳侧流量的增加而增大,四分螺旋折流板方案的增大趋势要小于其他2种方案;而4种方案的壳侧摩擦系数fo均随壳侧流量的增加而降低.

图6 壳侧性能随壳侧流量的变化

在模拟范围内,20°TCO方案的壳侧传热因子jo、摩擦系数fo和综合性能指标(jo/fo)平均值为最优,其综合性能指标(jo/fo)平均值分别比18°QEE方案、18°QCO方案和18.4°CH方案高1.03%，4.98%和9.05%.18.4°CH方案壳侧传热因子jo、摩擦系数fo和综合性能指标(jo/fo)都最差.

由于20°TCO方案具有传热性能最强、零部件较少等优点,具有较强的推广应用优势.18°QEE和18°QCO方案的折流板数目比20°TCO方案多25%,换热系数较低,市场潜力比20°TCO方案差.18.4°CH方案的加工制造十分困难,其换热系数又较低,综合性能也没有竞争优势.

对于螺旋折流板换热器来说,倾斜折流板是关键零件.为此陈亚平[11]提出了一种采用激光切割的新方法,将所有圆孔和扇形折流板的弧形边的切割轨迹线都采用椭圆或椭圆弧段,故对于不同倾斜角的折流板方案只需调整切割程序和采用相应倾斜角的激光束即可.该方法彻底摆脱了目前倾斜折流板每种规格都需要配套模具且钻孔位置容易滑移的落后加工方式,从根本上促进了螺旋折流板换热器的普及应用.

3 结论

1) 子午切面M1上的压力云图表明，压力沿流动方向逐渐减小,每个螺旋通道中存在由离心力与径向压差共同作用产生的单涡型二次流,能有效促进强化传热.同心六边形切面上的速度矢量揭示了相邻折流板连接处的三角区存在漏流，即周向重叠结构中重叠管排的阻尼作用可抑制漏流.

2) 由60°扇形区内T1～T9换热管上局部热流密度可见,各方案局部热流密度沿轴向和周向呈周期性分布,沿径向逐渐减小.20°TCO方案的平均局部热流密度最大,18.4°CH方案的平均局部热流密度最小但其分布最均匀.

3) 20°TCO方案的壳侧传热因子jo和平均综合性能指标(jo/fo)最优;虽然18.4°CH方案摩擦系数fo最小且不存在缺口泄漏,但其壳侧传热因子jo和平均综合性能指标(jo/fo)最差.18°QCO方案壳侧传热因子jo和摩擦系数fo都比18°QEE方案高,其综合性能指标(jo/fo)稍低于后者.

)

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