變螺距搭接螺旋折流板換熱器綜合性能

杜婷婷，車凱，王丹華，程林

（山東大學(xué)熱科學(xué)與工程研究中心，山東 濟(jì)南250061）

引 言

螺旋折流板換熱器較弓形折流板換熱器具有沿程壓降小，綜合性能高，受熱均勻，以及防腐和少積垢等優(yōu)勢，被石油、化工、核能等行業(yè)廣泛應(yīng)用［1－3］。目前，流動傳熱特性和結(jié)構(gòu)優(yōu)化一直是螺旋折流板換熱器研究的兩大熱點。在基本性能研究中，王秋旺等［4］發(fā)現(xiàn)殼程阻力和傳熱系數(shù)均隨螺旋角增大而減小，與弓形折流板換熱器相比，其單位壓降下的傳熱系數(shù)更高。徐百平等［5］借助FLUENT軟件得到了四分螺旋折流板換熱器殼程速度和溫度的分布圖。黃闊等［6］分析實驗結(jié)果表明殼側(cè)局部傳熱膜系數(shù)與點速度沿?fù)Q熱器的徑向距離增大而增大，且局部傳熱膜系數(shù)的變化規(guī)律與相應(yīng)點速度變化規(guī)律一致。在結(jié)構(gòu)設(shè)計上，折流板搭接形成的三角漏流區(qū)是優(yōu)化的重點。曹興等［7－9］對四分折流板的搭接方式和搭接量進(jìn)行研究得出，交錯搭接較連續(xù)搭接可減小三角區(qū)漏流面積，隨著搭接量的增大，折流板背風(fēng)側(cè)流動狀況改善，使整體流動分布更均勻。同時，他們提出的六分扇形折流板換熱器可有效減小殼側(cè)三角區(qū)漏流情況，提高綜合性能。王良等［10］通過給三角區(qū)加阻流板減小漏流對換熱器整體性能的影響，發(fā)現(xiàn)小螺旋角換熱器中添加阻流板不能有效提升綜合性能，反而使殼程壓降顯著增大。孫海濤等［11］設(shè)計了周向重疊三分螺旋折流板換熱器結(jié)構(gòu)，可有效抑制三角區(qū)內(nèi)的一排管束因上下游通道壓差引起的逆向泄漏。文鍵等［12］采用折面板代替平面折流板，封閉了三角形豁口，使綜合性能得到了較好的優(yōu)化。

本文采用ANSYS CFX軟件分析了常用四分搭接螺旋折流板換熱器殼程局部流動和傳熱性能，改變現(xiàn)有對三角漏流區(qū)優(yōu)化設(shè)計中的 “堵漏”方式，采用 “疏導(dǎo)”的理念進(jìn)行了重新設(shè)計，提出了變螺距搭接螺旋折流板換熱器，并進(jìn)行了相關(guān)的數(shù)值模擬。

1 螺旋折流板換熱器的數(shù)值模擬

1.1 物理模型

以四分扇形螺旋折流板換熱器為模型，將物理模型分為4類，如圖1所示。（a）是等螺距螺旋折流板換熱器；（b）是以等分法為原理設(shè)計的變螺距螺旋折流板換熱器；（c）是以黃金分割法為原理的小螺旋角占優(yōu)變螺距螺旋折流板換熱器；（d）是以黃金分割法為原理的大螺旋角占優(yōu)變螺距螺旋折流板換熱器。4類換熱器的幾何參數(shù)如表1所示。

1.2 控制方程與湍流模型

湍流對流換熱的主要物理量可用通用形式的控制方程表示

當(dāng)通用變量φ變化時，廣義擴(kuò)散系數(shù)Γφ和廣義源項Sφ對應(yīng)不同值，通用形式則可分別表示為連續(xù)性方程、動量方程、能量方程和k－ε方程［13］。

圖1 搭接式螺旋折流板換熱器物理模型Fig.1 Physical models of computational domain

表1 換熱器幾何參數(shù)Table 1 Geometric parameters of heat exchangers

選用RNGk－ε湍流模型模擬，其應(yīng)變率和對較大彎曲程度流線的計算精度可滿足螺旋折流板換熱器復(fù)雜的殼側(cè)湍流。

1.3 基本假設(shè)和邊界條件

殼程工質(zhì)選用水和導(dǎo)熱油兩種介質(zhì)，穩(wěn)態(tài)湍流，水的物性參數(shù)在模擬溫度范圍內(nèi)變化不大，可視為常物性。導(dǎo)熱油的物性參數(shù)隨溫度變化。假設(shè)折流板表面和殼體內(nèi)壁為絕熱，忽略熱浮升力和重力的影響。入口邊界條件為質(zhì)量流量，溫度313.15K；流體自由流出，相對壓力0Pa；換熱管壁面恒壁溫353.15K。

1.4 網(wǎng)格獨立性及模擬方法驗證

采用正四面體和金字塔式非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分，開啟自適應(yīng)網(wǎng)格加密功能，對模型進(jìn)行三次細(xì)化和粗化迭代。綜合時間因素，最終選定換熱管長為1600mm的等螺距換熱器網(wǎng)格數(shù)為9.8×106，換熱管長為1900mm的其他類型換熱器網(wǎng)格數(shù)為16.5×106。

選用文獻(xiàn) ［14］中的螺旋角為10°無阻流板螺旋折流板換熱器進(jìn)行數(shù)值模擬，并對照實驗值，得到殼程壓降偏差為14.7%～21.5%，殼程表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)偏差9.0%～14.8%，如圖2和圖3所示。偏差在合理范圍內(nèi)，證明該數(shù)值模擬方法的可行性。造成偏差的原因有數(shù)值模擬中忽略了折流板與殼體和管束間的漏流影響，同時對邊界條件進(jìn)行了簡化，忽略了換熱管壁厚及熱阻等影響，導(dǎo)致模擬值高于實驗值。

圖2 實驗與數(shù)值模擬的殼側(cè)壓降對比值Fig.2 Pressure drop in shell side comparisons between experimental and simulation results

2 等螺距螺旋折流板換熱器局部特性分析

以水作為殼程介質(zhì)，取換熱管長度1600mm，螺旋角β＝20°、25°、30°、35°、40°、45°的等螺距螺旋折流板換熱器為研究對象，考慮四分折流板換熱器的對稱性，指定一個扇面區(qū)域，分析殼側(cè)局部傳熱和流動特性。為方便研究，將區(qū)域內(nèi)換熱管標(biāo)記如圖4。

圖3 實驗與數(shù)值模擬的表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)對比值Fig.3 Convective heat transfer coefficient in shell side comparisons between experimental and simulation results

圖4 管束標(biāo)注Fig.4 Tube bundle marks

2.1 殼程局部傳熱特性分析

圖5 不同位置換熱管表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)隨Re變化 （β＝25°）Fig.5 Convective heat transfer coefficient versus Re of tubes in different location （β＝25°）

當(dāng)β＝25°時，分別測得各標(biāo)定布管的表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)隨Reynlds數(shù)Re變化規(guī)律，如圖5。管束表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)均隨Re的增大而增大，說明質(zhì)量流量增加時，湍流增強(qiáng)，換熱管表面對流換熱不均勻性凸顯。不同位置的換熱管傳熱性能不同。位于殼體中心軸線附近的A、B、E、F、P、I管因受三角區(qū)漏流、螺旋流分流、折流板片邊緣干擾等多因素影響，表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)相對較大。綜合螺旋流的流動方向和折流板直邊繞流的影響，換熱管C、N、Q的對流換熱效果居次。沿折流板圓弧外緣布管H、K、M換熱較差。這是因為該處換熱管距殼體中心最遠(yuǎn)，螺旋流從折流板的直角邊一側(cè)進(jìn)入沖刷叉排管束，在沿程阻力作用下，當(dāng)流體流至折流板圓弧外緣時，擾流速度和擾動程度均有很大程度下降，從而導(dǎo)致管束表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)較小。

為更充分驗證扇形折流板區(qū)域各位置對流換熱程度，本文選取β＝20°、25°、30°、35°、40°、45°進(jìn)行了對比。在Re≈7000時不同換熱管表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)分布如圖6所示。

圖6 不同位置換熱管表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)隨螺旋角的變化 （Re≈7000）Fig.6 Convective heat transfer coefficient versus helix angels of tubes in different location （Re≈7000）

隨著螺旋折流板換熱器螺旋角的增大，各布管表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)呈增大趨勢。β＝20°時的換熱管表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)較其他螺旋角出現(xiàn)不同程度的波動，變化趨勢略有不同，這是由于小螺旋角下的湍流度更大，擾動更劇烈，流場的不均性導(dǎo)致不同位置換熱管傳熱性能略有差別。螺旋角大于25°的換熱器各位置布管的傳熱性能走勢與25°時的基本一致，反映出扇形區(qū)域內(nèi)各管換熱的共同性。通過數(shù)據(jù)對比發(fā)現(xiàn)，在相同Re下，換熱管E較換熱管K的表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)高42.19%～87.60%，最大差距出現(xiàn)在β＝25°，隨著螺旋角增大，兩管換熱效果差距縮小，由此看出，三角漏流區(qū)對管束換熱的影響不可忽略。布管L、D、H、M、K的表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)相差較小，走勢相近，表明其處于典型螺旋流區(qū)域，流動穩(wěn)定性和傳熱均勻性較優(yōu)。

2.2 殼程局部流動特性分析

當(dāng)β＝25°時，各標(biāo)定換熱管的繞流平均速度隨Reynolds數(shù)Re變化規(guī)律如圖7所示。不同位置換熱管的繞流平均速度大小與表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)分布大致吻合。流速高的換熱管換熱效果好，反之亦然。隨著Re增大，繞流增強(qiáng)，速度也隨之增大，但幅度不一。其中，換熱管E的速度增幅最大，說明三角漏流區(qū)導(dǎo)致周圍流體的湍流程度增大。換熱管A、B、P和換熱管I、F兩組管束速度曲線吻合度較好，換熱管C、N、Q、J、G以及換熱管R、D、L、H、M、K兩組管束平均速度曲線接近且趨勢一致，可以看出換熱管所在4個區(qū)域流場均勻性較好，湍流程度相當(dāng)。以換熱管E為中心，以上4個區(qū)域沿徑向呈弧狀包裹式分布，速度大小沿半徑向外呈遞減趨勢。

圖7 不同位置換熱管繞流平均速度隨Re的變化 （β＝25°）Fig.7 Average velocity versus Re of tubes in different location （β＝25°）

同樣選取β＝20°、25°、30°、35°、40°、45°進(jìn)行綜合分析。在Re≈7000時不同換熱管繞流平均速度分布如圖8所示。由圖中看出，繞流平均流速高的換熱管對流換熱系數(shù)相應(yīng)較高。不同螺旋角下的換熱管繞流平均速度也大致分為4組，其中換熱管E的速度分布均高于其他各管；其次A、B、P及I、F兩組管束流速分布趨勢一致，差距較?。黄溆喔鞴芷骄魉俅笮【嘟?，走勢圖也相似，與β＝25°的分布趨于一致。

由此可見，新時期以素質(zhì)教育為背景的閱讀教育理念、教學(xué)方式和重點都面臨著重大變革，而它們的調(diào)整與轉(zhuǎn)變是以理順我國教育體制、機(jī)制，教育目標(biāo)徹底轉(zhuǎn)向培養(yǎng)合格公民為前提的。

圖8 不同位置換熱管繞流平均速度隨螺旋角的變化 （Re≈7000）Fig.8 Average velocity versus helix angels of tubes in different location （Re≈7000）

從傳熱和流動特性兩方面分析，三角區(qū)漏流對換熱器整體性能影響嚴(yán)重。處于三角漏流區(qū)的管E成為強(qiáng)化換熱和流動的核心，導(dǎo)致螺旋流產(chǎn)生受阻，流體分離，形成分別經(jīng)三角區(qū)和螺旋流動區(qū)的兩股流體，使螺旋折流板換熱器的功效大打折扣。

3 變螺距螺旋折流板換熱器綜合性能分析

為解決三角區(qū)漏流帶來的影響，同時改變原有以“堵漏”為設(shè)計理念的折流板加工制造和安裝的困難，本文根據(jù)不同螺旋角換熱器中三角區(qū)漏流狀況不同這一現(xiàn)象，設(shè)計提出了變螺距搭接螺旋折流板換熱器，利用折流板角度的組合變化，減小三角區(qū)漏流對換熱器綜合性能的影響，達(dá)到 “疏導(dǎo)”的目的。

本文采用等分法和黃金分割法設(shè)計了3種類型的換熱器，分別為：總螺距跨度相近的變螺距螺旋折流板換熱器 （以下簡稱b型換熱器）；以黃金分割法為原理的小螺旋角折流板總螺距跨度占優(yōu)的變螺距螺旋折流板換熱器 （以下簡稱c型換熱器）；以黃金分割法為原理的大螺旋角折流板總螺距跨度占優(yōu)的變螺距螺旋折流板換熱器 （以下簡稱d型換熱器）。取常用螺旋角度進(jìn)行搭配，提出了A20B30、A20B40、 A20B50、 A25B30、 A25B40、 A25B50、A30B40、A30B50、A40B50共計9種組合方案。利用數(shù)值模擬方法，對上述3大類9種模型分別進(jìn)行高黏度流體和低黏度流體下的殼側(cè)性能測試與分析。

3.1 不同工質(zhì)下變螺距螺旋折流板換熱器綜合性能分析

變螺距換熱器模型在不同工質(zhì)下的綜合性能如圖9所示。從圖中看出，3種類型換熱器的綜合性能在同一工質(zhì)下走勢相同。同一類型換熱器中，各模型具有相近的性能。不同工質(zhì)下，換熱器綜合性能變化趨勢相似，高黏度流體下?lián)Q熱器的綜合性能較低黏度流體下差。

圖9 不同工質(zhì)下3種變螺距換熱器綜合性能Fig.9 Comprehensive performance of 3types of variable－pitch heat exchangers with different working medium

以水為工質(zhì)時，各類型換熱器中綜合性能最優(yōu)的模型分別為：A20B40（b型換熱器）、A20B50（c型換熱器）、A30B50（d型換熱器）。以導(dǎo)熱油為工質(zhì)時，各類型換熱器中綜合性能最優(yōu)的模型分別為：A20B40（b型換熱器）、A20B50（c型換熱器）、A30B50（d型換熱器）。分析可知，工質(zhì)黏度對換熱器綜合性能的優(yōu)劣程度影響不大。

3.2 不同類型變螺距螺旋折流板換熱器綜合性能分析

圖10、圖11給出了兩種工質(zhì)下，相同螺旋角組合時不同類型變螺距螺旋折流板換熱器綜合性能分析。3種類型換熱器的綜合性能均隨殼程流量的增大而減小，走勢趨于一致。當(dāng)殼程流量較小時，不同類型換熱器的綜合性能差異較大，可體現(xiàn)工質(zhì)黏度對綜合性能優(yōu)劣的影響。隨流量增大，這種影響減小。相同螺旋角搭配下的3種類型換熱器綜合性能不同，說明螺旋角與周期數(shù)量之間有一定的關(guān)系。以水為介質(zhì)，模型A20B50在c型換熱器中的綜合性能要好于b和d型換熱器，相對其他模型優(yōu)勢明顯。

3.3 變螺距換熱器與等螺距換熱器綜合性能比較與分析

將3種類型的變螺距模型與相應(yīng)的等螺距模型進(jìn)行對比分析，在保持換熱管長度和數(shù)值模擬邊界條件不變的基礎(chǔ)上，最大限度設(shè)計等螺距換熱器的螺旋周期，得到各模型的綜合性能對比圖。

圖10 工質(zhì)為水的各模型綜合性能Fig.10 Comprehensive performance of different models with H2O as working medium

圖11 工質(zhì)為導(dǎo)熱油的各模型綜合性能Fig.11 Comprehensive performance of different models with conduction oil as working medium

圖12 b型變螺距與等螺距螺旋折流板換熱器的綜合性能Fig.12 Comprehensive performance of type b variable－pitch and constant－pitch helical baffled heat exchangers

圖13為c型換熱器的綜合性能對比。工質(zhì)黏性的影響與b型換熱器相同。當(dāng)殼程介質(zhì)為水時，螺旋角20°的3種組合性能優(yōu)于等螺距換熱器。其中A20B30的綜合性能高出20°等螺距換熱器3.10%～4.45%，高出30°等螺距換熱器綜合性能3.44%～6.84%。A20B50組合的綜合性能高出20°等螺距換熱器性能6.12%～9.15%，高出50°等螺距換熱器性能12.83%～21.43%。A30B50組合的綜合性能高出30°等螺距換熱器綜合性能2.05%～3.79%，高出50°等螺距換熱器綜合性能8.34%～12.72%。除25°的3種組合外，其余組合性能均與等螺距換熱器相近。

圖14為d型換熱器的綜合性能對比。從圖中看到，3種類型的換熱器具有一定的共同特點。在該類型中，組合A30B50的綜合性能優(yōu)于等螺距相應(yīng)換熱器性能，比30°高出9.99%～11.58%，比50°高出16.47%～21.49%。

圖13 c型變螺距與等螺距螺旋折流板換熱器的綜合性能Fig.13 Comprehensive performance of type c variable－pitch and constant－pitch helical baffled heat exchangers

綜合看來，c型換熱器的螺旋角優(yōu)化組合最多，綜合性能提升明顯，可有效實現(xiàn)對三角區(qū)漏流的疏導(dǎo)作用。以等分法搭建的變螺距換熱器綜合性能優(yōu)勢不顯著。d型變螺距換熱器的優(yōu)勢介于b、c之間。工質(zhì)的物性參數(shù)對變螺距換熱器的性能產(chǎn)生一定影響，其更適用于黏性較小的流體。變螺距換熱器綜合性能的影響因素較多，主要包括螺旋角組合方式、螺旋周期數(shù)和工質(zhì)物性參數(shù)等，具體關(guān)系正在研究中，將在后續(xù)論文中予以呈現(xiàn)。

圖14 d型變螺距與等螺距螺旋折流板換熱器的綜合性能Fig.14 Comprehensive performance of type d variable－pitch and constant－pitch helical baffled heat exchangers

4 結(jié) 論

本文以變螺距搭接螺旋折流板換熱器為研究對象，通過數(shù)值分析得到如下結(jié)論：

（1）變螺距搭接螺旋折流板換熱器在一定程度上能夠?qū)崿F(xiàn)優(yōu)化三角漏流區(qū)的目的，某些螺旋角組合方式下的換熱器綜合性能明顯優(yōu)于相同螺旋角下的等螺距換熱器。

（2）影響變螺距螺旋折流板換熱器綜合性能的因素較多，主要包括螺旋角的組合方式、螺旋周期數(shù)以及工質(zhì)的物性參數(shù)。

（3）當(dāng)變螺距搭接螺旋折流板換熱器的綜合性能與等螺距換熱器相同時，相對于大螺旋角而言，其具有強(qiáng)化殼側(cè)傳熱優(yōu)勢，相對于小螺旋角而言，其具有節(jié)省折流板用耗材和便于安裝的特點。

符 號 說 明

h——對流傳熱系數(shù)，W·m－2·K－1

M——殼側(cè)質(zhì)量流量，kg·s－1

Δp——殼側(cè)壓降，Pa

Re——Reynolds數(shù)

V——流速，m·s－1

β——螺旋角，（°）

［1］ Kral D，Stehlik P，van der Ploeg H J，Masster B I.Helical baffles in shell－and－tube heat exchangers （Ι）：Experimental verification ［J］.HeatTransferEngineering，1996，17（1）：93－101.

［2］ Wang Qiuwang （王秋旺）.Current status and development of shell－side heat transfer enhancement of shell－and－tube heat exchangers with helical baffles ［J］.JournalofXi’an JiaotongUniversity（西安交通大學(xué)學(xué)報），2004，38 （9）：881－886.

［3］ Jafari Nasr M R，Shafeghat A.Fluid flow analysis and extension of rapid design algorithm for helical baffle heat exchangers［J］.AppliedThermalEngineering，2008，28（11／12）：1324－1332.

［4］ Wang Qiuwang （王秋旺），Luo Laiqin （羅來勤），Zeng Min（曾敏），Wang Liang （王良），Tao Wenquan （陶文銓），Huang Yanping （黃彥平）.Shell－side heat transfer and pressure drop of shell－and－tube heat exchangers with overlap helical baffles ［J］.JournalofChemicalIndustryand Engineering（China）（化工學(xué)報），2005，56 （4）：598－601.

［5］ Xu Baiping （徐百平），Wang Mingwei（王銘偉），Jiang Nan （江 楠 ），Zhu Dongsheng （朱 冬 生 ）.Numerical simulation study on the flow and heat transfer in shell side of the heat exchangers with helical baffles ［J］.Petroleum ProcessingandPetrochemicals（石油煉制與化工），2005，36 （10）：33－37.

［6］ Huang Kuo （黃 闊 ），Deng Xianhe （鄧 先 和 ），Chen Qinghui（陳慶輝）.Local heat transfer and flow resistance in shell－side of shell－tube heat exchanger with helical baffles ［J］.ChemicalEngineering（China）（化學(xué)工程），2008，36（2）：13－16.

［7］ Cao Xing （曹興），Du Wenjing （杜文 靜），Ji Shui（汲水），Cheng Lin （程林）.Effect of baffle connection manner on shell－side performance of heat exchanger with helical baffles ［J］.CIESCJournal（化工學(xué)報），2011，60 （12）：3367－3372.

［8］ Cao Xing （曹興），Du Wenjing （杜文 靜），Ji Shui（汲水），Cheng Lin （程林）.Influence of overlap size on shellside performance of heat exchangers with helical baffles ［J］.ProceedingsoftheCSEE（中國電機(jī)工程學(xué)報），2012，32（8）：78－84.

［9］ Cao Xing （曹 興）.Theoretical analysis and experimental study of shell－and－tube heat exchanger with continuous helical baffles and overlapped helical baffles ［D］.Shandong：Shandong University，2012.

［10］ Wang Liang （王 良 ），Luo Laiqin （羅 來 勤 ），Wang Qiuwang（王秋旺），Zeng Min （曾敏），Tao Wenquan （陶文銓）.Effect of inserting block plates on pressure drop and heat transfer in shell－and－tube heat exchangers with helical baffles ［J］.JournalofEngineeringThermophysics（工 程熱物理學(xué)報），2001，22 （suppl）：173－176.

［11］ Sun Haitao（孫海濤），Chen Yaping（陳亞平），Wu Jiafeng（吳 嘉 峰）.Shell－side heat transfer performance of circumferential overlap trisection helical baffle heat exchangers ［J］.CIESCJournal（化工學(xué)報），2012，63 （5）：1360－1366.

［12］ Wen Jian （文鍵），Yang Huizhu （楊 輝著），Wang Simin（王斯民），XueYulan（薛玉蘭），Du Dongdong （杜冬冬）.Numerical simulation for configuration optimization of heat exchanger with helical baffles ［J］.JournalofXi’an JiaotongUniversity（西安交通大學(xué)學(xué)報），2014，48（11）：8－14.

［13］ Tao Wenquan （陶文銓）.Numerical Heat Transfer（數(shù)值傳熱學(xué)） ［M］.2nd ed.Xi＇an：Xi＇an Jiaotong University Press，2001：1－6.

［14］ Wang Liang （王良）.The experimental study of heat transfer and pressure drop for shell－and－tube heat exchanger with helical baffles ［D］.Xi’an：Xi’an Jiaotong University，2001.