傾斜角對周向重疊三分螺旋折流板換熱器性能的影響

董聰，陳亞平，吳嘉峰

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傾斜角對周向重疊三分螺旋折流板換熱器性能的影響

董聰1, 2，陳亞平1，吳嘉峰1

(1. 東南大學(xué)能源與環(huán)境學(xué)院，江蘇南京，210096；2. 浙江科技學(xué)院機(jī)械與汽車工程學(xué)院，浙江杭州，310023)

對傾斜角為16°，20°，24°，28°，32°單頭(即16°CO，20°CO，24°CO，28°CO和32°CO)和32°雙頭(即2-32°CO) 6種周向重疊三分螺旋折流板換熱器(cothSTHXs)以及作為對比的弓形折流板換熱器的進(jìn)行數(shù)值模擬，并與已有的實驗數(shù)據(jù)進(jìn)行比較。采用速度矢量圖和壓力云圖疊加速度矢量的方式分析特殊剖面上局部參數(shù)。研究結(jié)果表明：數(shù)值模擬結(jié)果與實際吻合良好。螺旋折流板方案殼側(cè)通道存在迪恩渦二次流，相鄰折流板重疊區(qū)內(nèi)的管排可抑制缺口泄漏，周向重疊結(jié)構(gòu)有利于強(qiáng)化傳熱；在相同流量下，殼側(cè)換熱系數(shù)隨傾斜角的增大而減小。20°CO傾斜角方案的性能最優(yōu)，在相同壓降下，其殼側(cè)換熱系數(shù)比其他方案的系數(shù)高，且流道內(nèi)的迪恩渦二次流明顯較強(qiáng)。弓形折流板方案的性能最差，其流道中存在流動死區(qū)，且殼側(cè)壓降遠(yuǎn)高于所有螺旋折流板方案；在相同壓降下，其殼側(cè)換熱系數(shù)最低，但在相同流量下的殼側(cè)換熱系數(shù)在所有方案中位列第3，緊隨16°CO和20°CO方案之后。

三分螺旋折流板換熱器；傾斜角；周向重疊；二次流；缺口泄漏；相鄰折流板；數(shù)值模擬

螺旋折流板換熱器具有消除殼側(cè)流動死區(qū)、降低泵功消耗、提高單位壓降換熱系數(shù)、抑制殼側(cè)結(jié)垢、減小管束跨度和抑制管束振動等優(yōu)點(diǎn)而被廣泛研 究[1?4]。相關(guān)研究主要集中在折流板傾斜角以及折流板的結(jié)構(gòu)和組裝方式對換熱器性能的影響。LUTCHA 等[5?6]先后研究了不同傾斜角的1/4螺旋折流板換熱器以及作為對比的弓形折流板換熱器殼側(cè)換熱系數(shù)隨壓降的變化規(guī)律，得出1/4螺旋折流板換熱器的最佳傾斜角為40°，螺旋折流板換熱器的性能均比弓形折流板換熱器的性能好。STEHLIK等[7]主張選用軸向搭接方案來控制1/4連續(xù)折流板換熱器的相鄰折流板之間的三角區(qū)泄漏。ZHANG等[8?9]對中間搭接螺旋折流板換熱器和弓形折流板換熱器性能進(jìn)行了實驗和數(shù)值模擬研究，得出螺旋折流板方案的殼側(cè)換熱系數(shù)和壓降在相同流量下均低于弓形折流板方案的結(jié)論，但螺旋折流板方案的單位壓降下的殼側(cè)換熱系數(shù)綜合性能比弓形折流板方案的性能好。NEMATI?TAHER等[10]對傾斜角40°的螺旋折流板換熱器的軸向搭接量的影響進(jìn)行了數(shù)值模擬研究，表明軸向搭接量越大則綜合性能越差。曹興等[11]對相同螺旋周期不同軸向搭接量的螺旋折流板換熱器的性能進(jìn)行模擬研究，結(jié)果表明大角度軸向搭接方案小角度折流板外圍連接方案差。WANG等[12]得到連續(xù)螺旋折流板換熱器在單位壓降下的殼側(cè)換熱系數(shù)性能比弓形折流板換熱器的性能好，推薦采用同心雙殼側(cè)換熱器來解決大型連續(xù)螺旋折流板換熱器的折流板制造困難等問題。LEI等[13]建議把殼側(cè)折流板分成內(nèi)外2層，在螺距相同的條件下內(nèi)外層折流板使用不同的傾斜角有利于減少泄漏，并對雙層螺旋折流板(即內(nèi)外層折流板分開)方案與單層螺旋折流板以及弓形折流板方案進(jìn)行了比較，得出雙層折流板方案的綜合性能比單層折流板方案提高約10%。王晨等[14]采用熱態(tài)實驗結(jié)合數(shù)值模擬的方法研究了單頭和雙頭螺旋折流板換熱器，得出其性能參數(shù)隨流量變化的規(guī)律，并對兩者的綜合性能進(jìn)行比較。WANG等[15?16]采用折面折流板代替平面折流板來消除三角區(qū)漏流，結(jié)果表明其有利于改變螺旋折流板換熱器殼側(cè)流體流動模式。DU等[17?18]提出螺旋周期由6塊90°扇形折流板組成，也是通過周向重疊來減少三角區(qū)漏流并改善殼側(cè)流體旋流特性。陳亞平[19]針對多數(shù)管殼式換熱器采用正三角形布管的特點(diǎn)，提出了三分螺旋折流板換熱器。CHEN等[20]參考了宋小平等[21]防短路結(jié)構(gòu)的優(yōu)點(diǎn)，在三分螺旋折流板換熱器的基礎(chǔ)上，提出了周向重疊三分螺旋折流板換熱器。2批傾斜角分別為10°~20°(首尾相連)和20°~32°(周向重疊)三分螺旋折流板換熱器和2批實驗分別對應(yīng)的弓形折流板換熱器進(jìn)行了實驗研究[22?23]，得出20°周向重疊方案的殼側(cè)換熱系數(shù)和綜合性能最高。雖然螺旋折流板換熱器的低阻性能已被普遍認(rèn)同，但有不少研究者得出1/4螺旋折流板換熱器的殼側(cè)換熱系數(shù)低于弓形折流板換熱器系數(shù)的結(jié)論，這將意味著需要更多的換熱面積。要使螺旋折流板換熱器的綜合性能(單位壓降殼側(cè)換熱系數(shù))和殼側(cè)換熱系數(shù)都比弓形折流板換熱器的高，周向重疊結(jié)構(gòu)為三分螺旋折流板換熱器的高效低阻特性指明了新的發(fā)展方向。

1 研究對象

在已有的傾斜角為20°，24°，28°和32°單頭(即16°CO, 20°CO，24°CO，28°CO和32°CO)和32°雙頭(即2-32°CO)周向重疊三分螺旋折流板換熱器以及作為對比的弓形折流板換熱器(seg)的水?水流動傳熱性能實驗研究[22]的基礎(chǔ)上，對文獻(xiàn)[22]中的實驗方案中5種20°~32°周向重疊和1種seg弓形以及傾斜角為16°單頭周向重疊方案(16°CO)進(jìn)行數(shù)值模擬。利用數(shù)值模擬的三維圖像優(yōu)點(diǎn)，分周向重疊結(jié)構(gòu)的強(qiáng)化傳熱機(jī)制進(jìn)行解釋。

文中涉及數(shù)值模擬的模型參數(shù)與文獻(xiàn)[22]中各實驗方案一一對應(yīng)，詳細(xì)結(jié)構(gòu)參數(shù)見文獻(xiàn)[22]。本文增加對比的16°CO方案的結(jié)構(gòu)參數(shù)(除傾斜角、折流板形狀和螺距外)與文獻(xiàn)[22]中的方案一致，其具體結(jié)構(gòu)參數(shù)如表1所示。

表1 16°CO方案結(jié)構(gòu)參數(shù)

2 數(shù)值模擬

借助Gambit與Fluent軟件對上述換熱器進(jìn)行數(shù)值模擬計算，以全方位展示上述換熱器殼側(cè)流場和壓力場分布。為了使數(shù)值模擬結(jié)果與實驗測試數(shù)據(jù)保持一致，數(shù)學(xué)模型與實驗件按1:1建模。圖1所示為簡化后的幾何模型，包括公用殼體和由34根換熱管、3根拉桿和若干折流板組成的可更換芯體。

圖1 周向重疊三分螺旋折流板換熱器計算模型

基于Fluent更加適應(yīng)非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格的特征，利用Gambit軟件對換熱器幾何模型采用(elements) Tet/Hybrid結(jié)合(type) Tgrid的方法劃分非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格。進(jìn)行了網(wǎng)格依賴性測試，綜合考慮計算時間和精度，確定網(wǎng)格數(shù)約為3.9×106。

流體在流動與傳熱數(shù)值模擬過程中遵守質(zhì)量守恒、動量守恒和能量守恒3個基本定律，選用基于RNG的?湍流模型，上述4個控制方程可統(tǒng)一表示為

式中：為速度矢量；為通用變量，可表示為，，，，，和其他變量；Γ為廣義擴(kuò)散系數(shù)；S為廣義源項。

模擬過程中5種20°~32°周向重疊方案和1種seg弓形方案的冷熱側(cè)速度和溫度入口值設(shè)置與相應(yīng)的實驗數(shù)據(jù)保持一致，16°CO方案運(yùn)行參數(shù)與20°CO方案設(shè)置一致；冷熱側(cè)出口壓力設(shè)為0 kPa (表壓)，同時設(shè)定湍流條件；外壁面和折流板表面設(shè)為無滲透、無滑移和絕熱邊界條件，冷熱側(cè)流體之間管壁面換熱通過耦合方法計算；物性參數(shù)密度、質(zhì)量定壓熱容、動力黏度和熱傳導(dǎo)率設(shè)為溫度的4階函數(shù)。認(rèn)定數(shù)值計算已經(jīng)收斂的條件是：連續(xù)性方程、、、、和的殘差低于10?4，能量的殘差低于10?7，冷側(cè)和熱側(cè)壓力同時達(dá)到穩(wěn)定，冷側(cè)和熱側(cè)流體達(dá)到質(zhì)量守恒，冷側(cè)和熱側(cè)流體達(dá)到能量守恒。

3 結(jié)果分析

忽略換熱器污垢的影響，總體傳熱系數(shù)，管側(cè)換熱系數(shù)i和殼側(cè)換熱系數(shù)o的計算公式參考文獻(xiàn)[22]，即：

式中：為換熱面積，m2；o和i分別為傳熱管子外、內(nèi)徑，m；為總體傳熱系數(shù)，W/(m2·K)；1為熱側(cè)傳熱量，W；?m為對數(shù)平均溫差，K；w為管側(cè)雷諾數(shù)；為管側(cè)普朗特數(shù)；和w分別為管子和水的導(dǎo)熱系數(shù)，W/(m·K)。

3.1 總體性能分析

圖2所示為20°CO，24°CO，28°CO，32°CO，2-32°CO和seg的殼側(cè)換熱系數(shù)模擬值o, sim、殼側(cè)換熱系數(shù)實驗值o, exp、殼側(cè)壓降模擬值Δo,sim、殼側(cè)壓降實驗值Δo, exp隨殼側(cè)質(zhì)量流量o變化曲線，模擬數(shù)據(jù)中還增加了16°CO方案。各方案的(o, sim，o, exp)和(Δo,sim，Δo, exp)都隨著o的增加而增大，同時(o,sim，o,exp)也隨著(Δo,sim，Δo, exp)的增加而增大。圖2中20°~32°周向重疊三分螺旋折流板換熱器的殼側(cè)換熱系數(shù)和殼側(cè)壓降的實驗曲線和模擬曲線排列順序和變化規(guī)律一致，均為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°周向重疊方案的大。在數(shù)值模擬性能曲線中，16°CO方案的o, sim和Δo, sim隨o的變化曲線均比20°CO方案的高，但其o, sim隨Δo, sim的變化曲線卻比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遠(yuǎn)高于所有周向重疊三分螺旋折流板換熱器方案的Δo, sim。對于相同壓降下的殼側(cè)換熱系數(shù)，20°CO方案最佳，seg方案最差，隨著流量增加這種趨勢變的越來越明顯。

(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。

但是在傾斜角大于等于24°的螺旋折流板方案中，它們的o, sim在相同流量下均低于seg方案的o, sim。所以，在進(jìn)行螺旋折流板換熱器的優(yōu)化設(shè)計時，應(yīng)當(dāng)在保證滿足強(qiáng)化傳熱的前提下，考慮設(shè)計方案的流動阻力最小，而不僅只考慮單位壓降換熱系數(shù)綜合性能最大。

對模擬與實驗進(jìn)行誤差分析：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與o, exp之間的平均相對誤差分別為14.88%，17.62%，5.81%，8.50%，8.81%和19.76%；6種方案的Δo, sim與Δo, exp之間的平均相對誤差分別為9.96%，9.40%，8.55%，6.47%，3.74%和15.61%。上述方案的殼側(cè)換熱系數(shù)和殼側(cè)壓降的模擬值與實驗值的平均相對誤差均小于20%，且相對誤差隨流量的增加而減少。

3.2 殼側(cè)流場和壓力場分析

研究的殼側(cè)局部流場和壓力場分布，以20°CO方案的實驗運(yùn)行工況點(diǎn)為基準(zhǔn)。各方案換熱性能模擬的工質(zhì)為：冷熱側(cè)工質(zhì)均為水，熱水走管側(cè)，冷水走殼側(cè)。其他6種換熱器的運(yùn)行參數(shù)與20°CO方案的實驗參數(shù)相近且相對誤差均不超過5%，7種方案的具體進(jìn)口參數(shù)見表2。

表2 7種方案換熱器管殼側(cè)進(jìn)口速度和溫度

圖3所示為螺旋折流板方案和弓形折流板方案特殊剖面在殼體中的位置。子午面剖面M1處在殼體中部，螺旋折流板方案的橫剖面f處在殼體中部2個相鄰折流板之間，橫剖面f1處于剖面f下游1/3周期處；弓形折流板方案的f和f1剖面都處在相鄰折流板通道的中間位置。

(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個周期內(nèi)殼側(cè)速度矢量如圖4所示。由圖4(a)可知：20°CO方案流體按擬螺旋狀流動，在殼體內(nèi)部折流板附近幾乎沒有流動死區(qū)，受益于周向重疊防短路結(jié)構(gòu)，經(jīng)過三角形缺口泄漏到下游通道的流體被有效抑制。由圖4(b)可知：seg方案流體呈Z形流動，流體遇到折流板后按90°角折向下游，導(dǎo)致殼側(cè)壓降陡增；弓形折流板背面的流動死區(qū)，導(dǎo)致?lián)Q熱系數(shù)下降和結(jié)垢形成。

(a) 20°CO方案；(b) seg方案

圖5所示為16°CO，20°CO，24°CO，32°CO和2-32°CO方案以及seg方案6種方案子午剖面M1(換熱器中段充分發(fā)展區(qū)域)的壓力云圖疊加速度矢量，圖中，為壓力。由圖5可知：各方案殼側(cè)壓力在折流板的阻擋下沿流動方向逐漸下降，呈現(xiàn)明顯的階梯狀。比較螺旋折流板方案的刻度標(biāo)尺，它們的壓降隨傾斜角的增大而減少，并隨螺旋頭數(shù)增加而增大。各方案中雙頭2-32°CO方案的壓降與28°CO方案的相近，seg方案的壓降最大。螺旋折流板方案(每個螺旋周期中)都出現(xiàn)了由離心流和向心流相互作用而形成的迪恩渦二次流，這種流場能有效促進(jìn)殼側(cè)流體混合，達(dá)到強(qiáng)化傳熱的目的。20°CO方案的流線密度和二次流強(qiáng)度是螺旋折流板方案中最密和最強(qiáng)的。2-32°CO方案的折流板數(shù)目是32°CO方案的2倍，其換熱系數(shù)和綜合性能都有所提高，表明雙螺旋結(jié)構(gòu)除了能減小折流板的支撐距離還有助于提高換熱系數(shù)和綜合性能。seg方案殼側(cè)流體的流場明顯區(qū)別于螺旋折流板方案的流體場，在折流板根部等多個區(qū)域出現(xiàn)流動死區(qū)，導(dǎo)致其綜合性能(相同壓降下的殼側(cè)換熱系數(shù))低于所有螺旋折流板方案的綜合性能，其在相同流量下的殼側(cè)換熱系數(shù)還低于16°CO和20°CO方案的系數(shù)(見圖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方案橫剖面f和f1上的壓力云圖疊加速度矢量如圖6所示。由圖6可知：20°CO方案中流體的高壓區(qū)主要分布在殼體的內(nèi)側(cè)和折流板迎流面，流體的低壓區(qū)則集中于殼側(cè)中心區(qū)域和折流板背流面；壓力沿順時針方向下降。seg方案流體沿徑向垂直沖刷換熱管，壓力在橫剖面上快速下降。

(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

模擬和實驗結(jié)果都指向周向重疊三分螺旋折流板換熱器具有優(yōu)良特性，不僅在相同壓降下，其殼側(cè)換熱系數(shù)比弓形折流板換熱器方案的高，且在相同流量下，16°CO和20°CO方案的殼側(cè)換熱系數(shù)比弓形折流板方案的系數(shù)高。三分折流板結(jié)構(gòu)比1/4折流板結(jié)構(gòu)更適合正三角形布管(絕大多數(shù)管殼式換熱器采用)，較小的傾斜角折流板可方便地采用傾斜激光光束切割和加工管孔、直邊和圓弧邊[24]，所以本文的研究將給螺旋折流板換熱器的普及應(yīng)用提供參考。

4 結(jié)論

1) 采用數(shù)值模擬方法對16°CO，20°CO，24°CO，28°CO，32°CO和2-32°CO螺旋折流板換熱器及seg弓形折流板換熱器的流動傳熱性能進(jìn)行綜合分析。殼側(cè)換熱系數(shù)和壓降的模擬結(jié)果與相應(yīng)的實驗數(shù)據(jù)之間的平均相對誤差均小于20%，表明本文采用的模擬方法和模擬結(jié)果可靠。

2) 用剖面的方式展示了周向重疊三分螺旋折流板換熱器螺旋通道中的二次流，并解釋了二次流是強(qiáng)化傳熱的主要途徑之一。周向重疊三分螺旋折流板換熱器的螺旋通道中不存在流動死區(qū)，這種特殊結(jié)構(gòu)能有效抑制兩相鄰折流板之間的三角區(qū)泄漏。弓形折流板換熱器流體橫向掠過換熱管，其殼側(cè)壓降明顯增大且折流板與殼體內(nèi)壁面之間的區(qū)域容易產(chǎn)生流動 死區(qū)。

3) 所有周向重疊三分螺旋折流板換熱器的綜合性能高于弓形折流板換熱器，其中20°CO方案的性能最優(yōu)。16°CO和20°CO方案的殼側(cè)換熱系數(shù)比弓形折流板換熱器的換熱系數(shù)高。

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(編輯 劉錦偉)

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

國家自然科學(xué)基金資助項目(51276035，51206022)；江蘇省科技創(chuàng)新與成果轉(zhuǎn)化專項引導(dǎo)資金資助項目(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)

陳亞平，教授，博士生導(dǎo)師，從事?lián)Q熱器強(qiáng)化傳熱研究；E-mail：ypgchen@sina.com