張明芝， 仲崇寶

（1.中國石油撫順石化分公司，遼寧撫順113008；2.遼寧石油化工大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院，遼寧撫順113001）

1 熱管蒸汽發(fā)生器簡介

熱管蒸汽發(fā)生器是石油化工領(lǐng)域中，為充分利用化工余熱及生產(chǎn)水蒸氣的重要設(shè)備。熱管蒸汽發(fā)生器與一般的蒸汽發(fā)生器相對比，其傳熱效率、熱傳導(dǎo)率、余熱的利用率和蒸汽發(fā)生率都極高［1］，廣泛應(yīng)用于石油煉化的節(jié)能改造。因此，對熱管蒸汽發(fā)生器傳熱性能的研究已成為眾多換熱設(shè)備研究中非常重要的研究課題。

本文對熱管斜置呈30°排列蒸汽發(fā)生器進(jìn)行模擬研究，其結(jié)構(gòu)如圖1所示，左側(cè)為蒸發(fā)段，右側(cè)為冷凝段，蒸發(fā)段工質(zhì)為油漿、冷凝段工質(zhì)為水。油漿作為高溫?zé)嵩?，把熱量傳給熱管內(nèi)部介質(zhì)，熱管內(nèi)介質(zhì)受熱由液態(tài)變?yōu)闅鈶B(tài)，并從左端往右端運(yùn)動，熱量由此傳遞給右側(cè)。右側(cè)熱管內(nèi)介質(zhì)熱量通過對流換熱的方式傳給冷凝段內(nèi)的水，水受熱由液態(tài)變?yōu)闅鈶B(tài)。而熱管內(nèi)介質(zhì)在傳熱過程中由氣態(tài)變?yōu)橐簯B(tài)，在重力和毛細(xì)力的作用下又從右端回到左端，此過程周而復(fù)始的進(jìn)行。

Fig.1 The arrangement by angle of heat pipe steam generator圖1 蒸汽發(fā)生器斜置排列方式

2 熱管蒸汽發(fā)生器溫度場的數(shù)值模擬

2.1 物理模型

熱管蒸汽發(fā)生器實(shí)際的尺寸和結(jié)構(gòu)比較復(fù)雜，要和實(shí)際相同進(jìn)行模擬，網(wǎng)格數(shù)目會較多，計算比較麻煩，易發(fā)生結(jié)構(gòu)偏差，使計算結(jié)果偏離實(shí)際。故只能選取結(jié)構(gòu)中的一部分進(jìn)行數(shù)值模擬。采用高900 mm，蒸發(fā)段寬為300mm，冷凝段寬為150mm。蒸發(fā)段入口溫度為533K，冷凝段溫度為233K［2］。

在gambit模塊下完成三維模型的建立和網(wǎng)格的劃分，網(wǎng)格采用三角形網(wǎng)格。標(biāo)準(zhǔn)K－ε模型，采用SIMPLE算法求解，能量方程采用二階迎風(fēng)格式離散化方法，近壁面處理采用標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)［3］。

邊界條件設(shè)定為：油漿和水入口為質(zhì)量流量入口，出口為壓力出口，壓力為20Pa；對于碳鋼－水熱管，單根熱管的當(dāng)量熱導(dǎo)率取3.36W／K，熱管內(nèi)部蒸發(fā)與冷凝傳熱系數(shù)取5 810W／K［4］；熱管內(nèi)管壁厚忽略不計，直徑為20mm，熱管外管直徑42 mm，熱管壁厚忽略不計，熱管橫向間距114mm，熱管縱向間距120mm，熱管內(nèi)部工質(zhì)充液率45%。蒸發(fā)段與冷凝段箱體壁面材料設(shè)定為絕熱壁面。

圖2為FLUENT模擬收斂圖，從圖2可以看出，在FLUENT中，函數(shù)正常收斂，能量傳遞平穩(wěn)，從而模擬的結(jié)果應(yīng)非常接近實(shí)際，物理模型的建立、網(wǎng)格的劃分也比較準(zhǔn)確，故可認(rèn)為結(jié)果正確。

Fig.2 Simulation convergence graphics of FLUENT圖2 FLUENT模擬收斂圖形

2.2 計算結(jié)果

2.2.1 蒸汽發(fā)生器整體傳熱 蒸汽發(fā)生器整體傳熱規(guī)律計算結(jié)果，如圖3，4所示。由圖3可以看出，雖然蒸發(fā)段入口溫度為533K，而出口段溫度為308 K，冷凝段入口段溫度為233K，而出口段為383K。蒸發(fā)段溫度分布是左側(cè)高溫帶寬于右側(cè)高溫帶，并且溫度分布變化趨勢明顯，溫度分布層次逐漸縮小。因?yàn)闊峁軆A斜角由右向上呈，油漿的流動會受到熱管的排列變化而不同，變?yōu)檎舭l(fā)段左側(cè)順暢，右側(cè)遇到熱管阻擋而阻力增加，從而油漿過多滯留于右側(cè)，造成蒸發(fā)段溫度從458K到443K處，左右兩邊變化不同，左側(cè)溫度降低速度低于右側(cè)。冷凝段出口溫度為383K，溫度變化的趨勢符合由高到低、溫度分布層次明顯的變化規(guī)律，且出口溫度為都在383 K以上。從傳熱效率上看，蒸汽發(fā)生器足以形成大面積的蒸汽可以達(dá)到工業(yè)要求［5－8］。

Fig.3 The arrangement by angle of heat pipe steam generator temperature distribution圖3 斜置排列式熱管蒸汽發(fā)生器溫度分布

Fig.4 The arrangement by angle of heat pipe steamgenerator圖4 斜置式蒸汽發(fā)生器

圖4為斜置式熱管蒸汽發(fā)生器坐標(biāo)由左到右x＝150mm，x＝375mm殼程處溫度分布，由x＝150mm殼程處溫度是位于熱管蒸汽發(fā)生器蒸發(fā)段一截面圖，由圖4可以看出，蒸發(fā)段殼程溫度分布符合從上到下逐漸降低的規(guī)律，這是因?yàn)殡S著熱管換熱的進(jìn)行，把蒸發(fā)段殼程內(nèi)的油漿熱量傳遞給熱管內(nèi)部介質(zhì)，通過內(nèi)部介質(zhì)把熱量傳給了右側(cè)冷凝段。x＝150mm處模擬結(jié)果顯示，在蒸發(fā)段殼程內(nèi)部，邊界溫度要稍高于中間溫度，這是由于沿流動方向的速度下降，而流體在流動過程中所遇到的前進(jìn)壓力逐漸增大，流體微團(tuán)由于相互之間的摩擦而使能量減少，當(dāng)減少到一定程度時，流體的前進(jìn)速度會降低甚至停滯不前，這會使后面的流體流動的前進(jìn)壓力持續(xù)加劇，彼此影響各自的運(yùn)動，從而使流體工質(zhì)湍流度增加，熱傳導(dǎo)率提高，換熱效率進(jìn)一步增強(qiáng)，使得油漿能量減少，表現(xiàn)出來就是溫度降低。因?yàn)檎羝l(fā)生器邊界處空間比較大，無熱管的阻擋，摩擦阻力小，所以能量降低比較慢，故兩邊的溫度要比中間溫度稍高。

在圖3中，由x＝375mm處溫度分布可以看出，冷凝段溫度從233K經(jīng)由多個等溫區(qū)域到383 K，并且溫度分布層次明顯，出口前水的溫度為383 K，殼程內(nèi)由水到氣的過程溫度梯度變化比較小，冷凝段殼程上方已形成大面積的蒸汽，蒸汽由出口排出。

2.2.2 蒸發(fā)段不同入口速度時的溫度分布 蒸發(fā)段流量入口改為速度入口，蒸發(fā)段速度入口為V＝0.4m／s、V＝0.3m／s、V＝0.2m／s得到計算結(jié)果如圖5所示，同樣選取蒸發(fā)段x＝150mm，冷凝段x＝375mm處。由計算結(jié)果可知，入口速度逐漸升高，溫度分布逐漸均勻，并且整體溫度較高，平均溫差較小。這是因?yàn)椋嗤臅r間內(nèi)，速度越高，流量越大，通過的高溫油漿就越多，進(jìn)行熱量傳遞的能量就越多，使得平均溫度就越高。由圖5所示，對比3種不同速度的計算結(jié)果，當(dāng)V＝0.4m／s，溫度分布梯度比較小，溫度分布較均勻，換熱效率比較高，冷凝段產(chǎn)生的蒸汽率較多。

3 結(jié)束語

研究結(jié)果表明：熱管蒸汽發(fā)生器蒸發(fā)段殼程內(nèi)溫度分布符合從油漿入口到出口逐漸降低的規(guī)律，這是由于油漿通過熱傳導(dǎo)把熱量傳遞給熱管內(nèi)部介質(zhì)，使得油漿溫度降低，并且在油漿流動過程中，由于流體微團(tuán)相互摩擦，動能不足以克服增長的壓力，使得本身能量降低，表現(xiàn)形式為溫度下降。在蒸發(fā)段殼程內(nèi)部，邊界溫度要稍高于中間溫度，因?yàn)檎羝l(fā)生器邊界處空間比較大，無熱管的阻擋，摩擦阻力小，所以能量降低比較慢，故兩邊的溫度要比中間溫度稍高。冷凝段殼程內(nèi)水通過熱傳導(dǎo)吸收熱管內(nèi)介質(zhì)熱量，使本身溫度升高，當(dāng)達(dá)到沸點(diǎn)時會由水變?yōu)檎羝瑢?shí)現(xiàn)蒸汽發(fā)生器工作的目的。在對比不同入口速度得出，當(dāng)熱源入口速度越大時傳熱量越多，傳熱效率越高。相同的時間內(nèi)，速度越高，流量越大，通過的高溫油漿就越多，進(jìn)行熱量傳遞的能量就越多，使得平均溫度就越高。

Fig.5 Temperature distribution of entrance different speed圖5 不同速度入口的溫度分布

［1］ 喬桂芝.熱管技術(shù)在化工領(lǐng)域中的應(yīng)用綜述［J］.化工機(jī)械，2011，38：137－140.

［2］ 于紅梅，張紅，王中賢，等.高溫鈉熱管內(nèi)滲入氫氣后恢復(fù)性試驗(yàn)研究［J］.化工機(jī)械，2007，6：303－308.

［3］ 李逸峰，仲兆平，唐志永，等.煙氣脫硫系統(tǒng)中熱管式換熱器流動阻力計算［J］.能源研究與利用，2005，6：5－8.

［4］ 孫世梅，張紅.熱管換熱器傳熱性能及溫度場數(shù)值模擬［J］.化工學(xué)報，2004，3：472－475.

［5］ Svedburg R C.Hydrogen permeation of through rhenium and Mo－Re alloy with and without chemically vapor deposited tungaten coatings［J］.Thin solid filma，1980，7（2）：385－392.

［6］ 朱向哲，謝禹鈞，苗一.雙螺桿反應(yīng)器非嚙合并列型螺紋元件流場數(shù)值模擬［J］.石油化工高等學(xué)校學(xué)報，2004，17（4）：50－53.

［7］ 桑芝富.熱管反應(yīng)器等溫性能的研究［J］.化工機(jī)械，1993，20（2）：1－5.

［8］ 徐偉強(qiáng)，崔海亭，袁修干.熱管式吸熱單元熱管傳熱的數(shù)值模擬分析［J］.太陽能學(xué)報，2005，26（3）：338－342.