(中國核動力研究設(shè)計(jì)院 第一研究所，成都 641005)

0 引言

列管式換熱器作為各工業(yè)領(lǐng)域中應(yīng)用廣泛的換熱設(shè)備之一，主要由殼體、管板、換熱管及弓形折流板四大部分組成，其主要優(yōu)點(diǎn)就是結(jié)構(gòu)簡單、緊湊、制造費(fèi)用低等[1]。本文的研究對象列管式翅片換熱器，是在原有換熱器的基礎(chǔ)上加入空冷器的整體式翅片結(jié)構(gòu)，進(jìn)一步增大了換熱面積并提高了抗震動能力[2]。但傳統(tǒng)弓形折流板結(jié)構(gòu)帶來的殼側(cè)流動死區(qū)、局部換熱效果差、流動阻力較大等問題在列管式翅片換熱器中仍普遍存在，從高效節(jié)能的角度出發(fā)，通過進(jìn)一步優(yōu)化折流板結(jié)構(gòu)來提高列管式翅片換熱器的綜合傳熱性能，對推動換熱器自身性能的優(yōu)化及其在相關(guān)行業(yè)領(lǐng)域的高效應(yīng)用具有重要的意義。

目前，國內(nèi)外學(xué)者為提高弓形折流板列管式換熱器的換熱效率、降低其殼程壓降所做的研究主要有以下方面，對弓形折流板進(jìn)行開孔[3-6]；錢才富等[7]提出一種大小孔新型弓形折流板結(jié)構(gòu)，即在傳統(tǒng)弓形折流板上開出不同直徑的圓孔，小孔起到支撐殼程管束的作用，大孔作為殼側(cè)流體的流動通道，經(jīng)試驗(yàn)研究發(fā)現(xiàn)：采用大小孔折流板的列管式換熱器相比傳統(tǒng)弓形折流板換熱器殼程壓降更小[8-10]，換熱效率更高，且殼程流動死區(qū)明顯減??；Sun等[11-16]對大小孔折流板換熱器進(jìn)行了數(shù)值模擬研究，基于場協(xié)同理論對其傳熱性能作出分析，發(fā)現(xiàn)大小孔折流板換熱器殼側(cè)流體的速度場與溫度場的場協(xié)同角隨殼程Re的增大逐漸減小，傳熱性能逐漸增強(qiáng)。

現(xiàn)有文獻(xiàn)對開孔折流板結(jié)構(gòu)的研究主要集中在普通列管式換熱器中，尚未有開孔折流板結(jié)構(gòu)應(yīng)用于列管式翅片換熱器中的研究報(bào)導(dǎo)，故本文研究的重點(diǎn)是在前人研究的基礎(chǔ)上，將開孔折流板結(jié)構(gòu)引入列管式翅片換熱器中，通過數(shù)值模擬結(jié)合驗(yàn)證試驗(yàn)的方法研究開孔折流板列管式翅片換熱器殼側(cè)流體的流動、傳熱及阻力特性，得到開孔折流板結(jié)構(gòu)對列管式翅片換熱器傳熱及阻力性能的影響規(guī)律，以期為解決相關(guān)行業(yè)中換熱器存在的流動死區(qū)、流動阻力大及換熱效率低等問題提供指引和參考。

1 開孔折流板列管式翅片換熱器模型

1.1 幾何模型的建立

本文所研究的列管式翅片換熱器的主要結(jié)構(gòu)參數(shù)見表1。圖1示出列管式翅片換熱器幾何模型結(jié)構(gòu)。定義x為折流板的開孔率，即一塊弓形折流板上的空隙總面積(折流板上非換熱管孔的開孔總面積)與其未開孔總面積(弓形折流板總面積減去換熱管孔所占面積)之比。

開孔折流板的結(jié)構(gòu)如圖2所示，開孔折流板上有3種不同直徑的圓孔，直徑為10.2 mm的圓孔為換熱管孔，另外兩種直徑略小的圓孔為額外所開的圓孔，殼程流體可經(jīng)小圓孔流過，不同開孔率下開孔折流板的結(jié)構(gòu)參數(shù)見表2。

利用Gambit建立5種不同開孔率的開孔折流板列管式翅片換熱器模型，鑒于對油冷卻器整體建模的網(wǎng)格數(shù)及計(jì)算量較大，故僅考慮殼程主流部分對油冷卻器建立1/2模型進(jìn)行數(shù)值計(jì)算，并適當(dāng)延長殼程進(jìn)出口接管的長度，不考慮折流板與筒體、換熱管與折流板間的空隙，換熱管與鋁翅片間的接觸熱阻忽略不計(jì)。經(jīng)簡化后的開孔折流板列管式翅片換熱器幾何模型如圖3所示。

表1 列管式翅片換熱器幾何模型的基本結(jié)構(gòu)參數(shù)

圖1 列管式翅片換熱器幾何模型結(jié)構(gòu)示意

圖2 開孔折流板結(jié)構(gòu)簡示意

表2不同開孔率下開孔折流板的尺寸參數(shù)

開孔率x大孔直徑/mm小孔直徑/mm0.182640.199550.217740.229650.26475

(a)模型轉(zhuǎn)角45°視圖

(b)模型左視圖圖3 開孔折流板列管式翅片換熱器幾何模型

1.2 模型網(wǎng)格劃分

利用輔助平面對模型進(jìn)行分塊，采用Cooper法劃分Hex/Wedge網(wǎng)格，以實(shí)現(xiàn)殼程主流段的多塊結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分，在開孔折流板列管式翅片換熱器進(jìn)出口段及開孔折流板附近,采用TGrid法劃分Tet/Hybrid網(wǎng)格，劃分后的三維網(wǎng)格如圖4所示。

(a)模型網(wǎng)格劃分轉(zhuǎn)角45°視圖

(b)開孔折流板結(jié)構(gòu)網(wǎng)格圖

(c)殼程主流換熱段網(wǎng)格劃分圖圖4 開孔折流板列管式翅片換熱器三維網(wǎng)格圖

1.3 邊界條件及求解計(jì)算設(shè)置

對翅片換熱器模型分為殼程入口段、出口段及換熱段三部分進(jìn)行邊界條件設(shè)置。液壓油入口段采用速度邊界條件，入口溫度設(shè)置為330 K，入口段湍流的水力直徑設(shè)為0.03 m，湍流強(qiáng)度根據(jù)公式[17]計(jì)算得到。液壓油的出口段采用壓力出口邊界條件。在換熱段將翅片與液壓油的接觸面定義為流固耦合壁面，換熱管壁面定義為不可滲透無滑移的恒溫邊界，壁溫為302.7 K。模型的縱向中剖面設(shè)置為對稱邊界，殼體壁面、折流板壁面等均定義為不可滲透無滑移絕熱邊界。

列管式翅片換熱器中管程介質(zhì)為冷卻水，殼程介質(zhì)為R68液壓油，由于液壓油的黏度在換熱過程中會隨溫度的變化而發(fā)生改變，通過擬合得到液壓油黏度隨溫度變化的關(guān)系式如下：

μ=14.896 3-0.141 7T+2.754 2×10-4T2-3.913 7×10-7T3

(1)

表3給出了R68液壓油及冷卻水在定性溫度下的物性參數(shù)，具體設(shè)置方法可參見文獻(xiàn)[18]。

表3 列管式油冷卻器管殼程流體物性參數(shù)

在計(jì)算模型的選取上，針對開孔折流板列管式翅片換熱器內(nèi)部的流體流動特點(diǎn)，選擇不考慮旋流效應(yīng)的標(biāo)準(zhǔn)k-ε模型，模型的湍動能k與耗散率ε的方程分別為：

(2)

(3)

上式中湍流粘滯系數(shù)μt為：

(4)

模型常數(shù)C1ε=1.44,C2ε=1.92,Cμ=0.09,σk=1,σε=1.3。設(shè)置Pressure Based隱式求解，以保證收斂的穩(wěn)定性；壓力與速度的耦合計(jì)算求解選擇SIMPLEC算法；動量、能量以及湍流參量的求解默認(rèn)采用一階迎風(fēng)格式，迭代計(jì)算松弛因子在默認(rèn)值基礎(chǔ)上適當(dāng)調(diào)小，避免殘差曲線的波動。

2 模型結(jié)果驗(yàn)證

為驗(yàn)證上述數(shù)值模擬計(jì)算的可靠性及準(zhǔn)確性，對文獻(xiàn)[19]中的大小孔弓形折流板直管換熱器按上述數(shù)值模擬方法進(jìn)行計(jì)算，并將模擬結(jié)果與文獻(xiàn)試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對比，對比結(jié)果如圖5,6所示?？梢钥闯?，試驗(yàn)與模擬計(jì)算得到的殼程壓降及總傳熱系數(shù)隨殼程進(jìn)口流體流量的變化趨勢相同，經(jīng)計(jì)算殼程壓降及傳熱系數(shù)的試驗(yàn)值與模擬值之間的相對誤差分別在5.33%及4.79%以內(nèi)，誤差在實(shí)際應(yīng)用的可接受范圍內(nèi)，驗(yàn)證了本文數(shù)值模擬計(jì)算的可行性。

圖5 傳熱系數(shù)試驗(yàn)值與模擬值對比曲線

圖6 殼程壓降試驗(yàn)值與模擬值對比曲線

3 數(shù)據(jù)處理與結(jié)果分析

3.1 數(shù)據(jù)處理

數(shù)據(jù)處理部分主要對殼程傳熱系數(shù)α、殼程阻力系數(shù)f、場協(xié)同數(shù)Fc和PEC綜合傳熱因子進(jìn)行計(jì)算。

殼程傳熱系數(shù)α：

(5)

式中η——翅片表面效率；

K——總傳熱系數(shù)，W/(m2·℃)；

di，do——換熱管內(nèi)外直徑，m；

αl——油冷卻器管程傳熱系數(shù)，W/(m2·℃)。

殼程阻力系數(shù)f：

(6)

式中Δp——?dú)こ桃簤河瓦M(jìn)出口壓差，Pa；

l——?dú)こ掏ǖ赖拈L度，m；

ρy——液壓油的密度，kg/m3；

umax——油側(cè)通道內(nèi)最小截面處流速，m/s。

場協(xié)同數(shù)Fc[20]：

(7)

PEC綜合傳熱因子[21]：

(8)

式中Nuo,Nu——換熱器采取強(qiáng)化換熱措施前后的努塞爾數(shù)；

fo，f——換熱器采取強(qiáng)化換熱措施前后的阻力系數(shù)。

當(dāng)PEC>1時(shí)，表明在相同輸送功率下，采用強(qiáng)化方法后起到強(qiáng)化換熱的目的;反之,則削弱了換熱器的傳熱性能[22]。

3.2 流場對比分析

以折流板未開孔及開孔率x=0.182的列管式翅片換熱器在殼程進(jìn)口流速為1 m/s時(shí)的殼側(cè)流場為例，分別從速度場、溫度場、壓力場3個(gè)方面進(jìn)行折流板開孔前后的對比分析。

圖7示出殼程縱向?qū)ΨQ面上的速度分布對比云圖。對照速度云圖中的顏色標(biāo)尺可知，折流板未開孔時(shí)，其背風(fēng)側(cè)流體流速較低，每塊折流板的背根處均有流動滯留區(qū)存在。折流板開孔后，殼程流體通過折流板上的圓孔時(shí)產(chǎn)生射流，增大了折流板背風(fēng)側(cè)的流速，有效抑制住了流動死區(qū)的產(chǎn)生。并且由于射流的卷吸[23]作用，加劇了殼程流體的湍動，有利于提高殼程流體的換熱效率。

(a)折流板未開孔列管式翅片換熱器速度云圖

(b)x=0.182的列管式翅片換熱器速度云圖圖7 速度分布對比云圖

3.2.1 速度場對比分析

圖8示出折流板處開孔前后的速度矢量對比圖。

3.2.2 溫度場對比分析

圖9示出殼程縱向?qū)ΨQ面上的溫度分布對比云圖?？梢钥闯觯撮_孔折流背風(fēng)側(cè)流體溫度較迎風(fēng)側(cè)更高，且相鄰折流板兩側(cè)的流體溫度梯度較大，殼程流體整體溫度呈現(xiàn)塊狀分布，均勻性較差。折流板開孔后，部分流體的流動狀態(tài)變?yōu)樯淞?，一部分橫向流變?yōu)榭v向流，殼側(cè)溫度場的均勻性得到提高。

3.2.3 壓力場對比分析

圖10示出殼程縱向?qū)ΨQ面上的壓力分布對比云圖?？梢钥闯觯撮_孔的列管式翅片換熱器殼側(cè)壓力隨折流板的位置呈塊狀集中分布。折流板開孔后的列管式翅片換熱器殼程壓降值較未開孔時(shí)有明顯降低，殼側(cè)整體壓降分布更均勻，折流板背根部的壓降明顯減小，說明折流板開孔結(jié)構(gòu)對列管式翅片換熱器起到了較好的節(jié)能降耗效果。

(a)折流板處開孔前速度矢量圖

(b)折流板處開孔后速度矢量圖圖8 折流板處開孔前后的速度矢量對比圖

(a)折流板未開孔列管式翅片換熱器溫度云圖

(b)x=0.182的列管式翅片換熱器溫度云圖圖9 溫度分布對比云圖

(a)折流板未開孔列管式翅片換熱器壓力云圖

(b)x=0.182的列管式翅片換熱器壓力云圖圖10 壓力分布對比云圖

3.3 折流板開孔率對列管式翅片換熱器傳熱及阻力性能的影響

3.3.1 開孔率對傳熱性能的影響

圖11反映了折流板未開孔與5種不同開孔率的列管式翅片換熱器殼程傳熱系數(shù)隨殼程Re的變化情況。

圖11 不同開孔率下列管式翅片換熱器殼程傳熱系數(shù)隨 殼程Re的變化曲線

可以看出，無論開孔與否，殼程傳熱系數(shù)均隨殼程Re的增加而逐漸增大，相同工況下，殼程傳熱系數(shù)的大小順序依次為：未開孔>x=0.182>x=0.199>x=0.229>x=0.217>x=0.264。折流板開孔后殼程傳熱系數(shù)變小的原因是：開孔折流板結(jié)構(gòu)在減小殼程流動死區(qū)面積的同時(shí)，也使一部分液壓油不再參與換熱，減弱了殼程液壓油的湍動程度及其對翅片和換熱管的沖刷能力。

3.3.2 開孔率對阻力性能的影響

圖12示出折流板未開孔與5種不同開孔率的列管式翅片換熱器殼程壓降隨殼程Re的變化曲線。可以看出，殼程壓降隨殼程Re的增加而增大，隨開孔率的增大而減小。相同工況下，開孔率x=0.182,0.199,0.217,0.229,0.264的殼程壓降分別比折流板未開孔的降低了43%～48%，46%～51%，48%～53%，49%～54%，53%～58%。

圖12 不同開孔率下列管式翅片換熱器殼程壓降隨 殼程Re的變化曲線

3.3.3 場協(xié)同分析

圖13反映了折流板開孔率的變化對列管式翅片換熱器場協(xié)同數(shù)Fc的影響。

圖13 不同開孔率下列管式翅片換熱器場協(xié)同數(shù)Fc隨 殼程Re的變化曲線

從圖13可以看出，場協(xié)同數(shù)Fc隨殼程Re的增大而減小，且變化曲線接近拋物線狀。相同殼程Re下，折流板未開孔的場協(xié)同數(shù)Fc最大，說明其殼側(cè)流體速度場及溫度場的協(xié)同性最好、換熱能力最強(qiáng)；x=0.182，0.199，0.229的殼側(cè)流體速度場及溫度場的協(xié)同性次之；x=0.217，0.264的殼側(cè)流體速度場及溫度場的協(xié)同性最差，這與前面折流板開孔率大小對列管式翅片換熱器殼程傳熱系數(shù)的影響分析結(jié)果一致，再次從場協(xié)同角度解釋了出現(xiàn)這一結(jié)果的原因。

3.3.4 開孔率對綜合傳熱性能的影響

本文以未開孔的列管式翅片換熱器作為參照，采用PEC綜合傳熱因子對不同開孔率的列管式翅片換熱器的綜合換熱性能進(jìn)行評價(jià)，當(dāng)PEC>1時(shí)，表明在相同輸送功率下，采用折流板開孔方法后起到強(qiáng)化換熱的目的;反之則削弱了列管式翅片換熱器的傳熱性能。

圖14示出不同開孔率的列管式翅片換熱器PEC數(shù)隨殼程Re的變化曲線?？梢钥闯觯S著殼程Re的增大，PEC數(shù)逐漸減小，變化曲線近似為一次曲線形狀。5種開孔率中，x=0.229的PEC數(shù)最大，所起到的強(qiáng)化換熱效果最為顯著，例如在殼程Re=526時(shí)，x=0.229的PEC數(shù)為1.181，分別比x=0.182,0.199,0.217，0.264的PEC數(shù)高了3%，1.8%，16%，14%。為進(jìn)一步強(qiáng)化列管式翅片換熱器的傳熱性能，下一節(jié)選擇H=85，65，50 mm三種折流板間距，對x=0.229的列管式翅片換熱器作深一步的優(yōu)化研究，以尋找使其綜合換熱性能最優(yōu)的參數(shù)組合。

圖14 不同開孔率下列管式翅片換熱器PEC數(shù)隨 殼程Re的變化曲線

3.4 開孔折流板間距對列管式翅片換熱器傳熱及阻力性能的影響

3.4.1 板間距對傳熱性能的影響

圖15反映了不同折流板間距下x=0.229的列管式翅片換熱器殼程努塞爾數(shù)Nu隨殼程Re的變化情況?？梢钥闯觯煌哿靼彘g距下殼程努塞爾數(shù)Nu均隨殼程Re的增加逐漸增大，隨折流板間距的減小逐漸減小，H=85 mm的殼程努塞爾數(shù)Nu最大，同比H=65 mm及H=50 mm提高了5%～6%及13%～15%。這是因?yàn)殚_孔折流板間距減小的同時(shí)，折流板數(shù)增多，不再參與換熱過程的流體量增大，導(dǎo)致?lián)Q熱效率降低。從某種意義上來講，過小的開孔折流板間距將導(dǎo)致列管式翅片換熱器失去換熱能力。

圖15 不同折流板間距下殼程努塞爾數(shù)Nu隨殼程Re的變化曲線

3.4.2 板間距對阻力性能的影響

圖16 不同折流板間距下殼程阻力系數(shù)f隨殼程Re的變化曲線

圖16示出不同折流板間距下x=0.229的列管式翅片換熱器殼程阻力系數(shù)f隨殼程Re的變化曲線?？梢钥闯?，不同折流板間距下殼程阻力系數(shù)f隨Re的增大先快速下降后逐漸減小，隨折流板間距的減小逐漸增大。相同工況下，折流板間距H=50 mm的殼程阻力系數(shù)f分別比H=65 mm及H=85 mm增加了4%～15%及7%～26%。

3.4.3 場協(xié)同分析

圖17示出不同折流板間距下列管式翅片換熱器的場協(xié)同數(shù)Fc隨殼程Re的變化曲線?？梢钥闯?，場協(xié)同數(shù)Fc與殼程Re呈負(fù)相關(guān)、與折流板間距呈正相關(guān)，H=85 mm的場協(xié)同數(shù)Fc最大。相同工況下，H=85 mm的場協(xié)同數(shù)Fc同比H=65 mm及H=50 mm分別提高了4%～6%及12%～14%，說明其殼程流體速度場與溫度場的協(xié)同性最好，換熱能力最強(qiáng)。在設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)范圍內(nèi)，盡量選擇大的開孔折流板的板間距，對強(qiáng)化列管式翅片換熱器的傳熱性能更為有效。

圖17 不同折流板間距下列管式翅片換熱器Fc隨Re的變化曲線

3.4.4 板間距對綜合傳熱性能的影響

圖18 不同折流板間距下綜合因子Nu/f 1/3隨殼程Re的變化曲線

采用Nu/f1/3為綜合因子對不同折流板間距的列管式翅片換熱器綜合換熱性能進(jìn)行評價(jià)。圖18反映了不同折流板間距對綜合因子Nu/f1/3的影響，可以看出，綜合因子Nu/f1/3與殼程Re及折流板間距均呈正相關(guān)。相同工況下，H=85 mm的綜合因子Nu/f1/3分別比H=65 mm及H=50 mm高了6%～10%及14%～23%。

4 結(jié)論

本文提出將開孔折流板結(jié)構(gòu)運(yùn)用于列管式翅片換熱器中，利用數(shù)值模擬的方法對比研究了開孔折流板與未開孔折流板列管式翅片換熱器的傳熱及流阻特性，并對開孔折流板的結(jié)構(gòu)參數(shù)(開孔率、間距)進(jìn)行了優(yōu)化分析，得到以下主要結(jié)論。

(1)對比列管式翅片換熱器折流板開孔前后的殼側(cè)流場發(fā)現(xiàn)：折流板開孔后有射流產(chǎn)生，可有效減小流動死區(qū)面積、提高殼側(cè)流場均勻性及流體傳動能力。

(2)折流板開孔后的殼程傳熱系數(shù)α及殼程壓降Δp同比開孔前分別降低了2.5%～28%及43%～58%。殼程壓降Δp與開孔率x呈負(fù)相關(guān)，不同開孔率x的殼程傳熱系數(shù)α的大小順序依次為：未開孔>x=0.182>x=0.199>x=0.229>x=0.217>x=0.264。

(3)隨著開孔折流板間距H的增大,殼程阻力系數(shù)f逐漸減小、努塞爾數(shù)Nu逐漸增大。從綜合換熱性能及場協(xié)同的角度分析發(fā)現(xiàn)：x=0.229,H=85 mm的列管式翅片換熱器綜合傳熱性能最佳。

(4)開孔折流板結(jié)構(gòu)的引入，對強(qiáng)化列管式翅片換熱器的換熱性能、節(jié)能減阻有顯著的成效，且該結(jié)構(gòu)加工簡單，具有較好的可行性。

目前，某單位正在運(yùn)行的相關(guān)放射性廢物處理系統(tǒng)中，仍存在因換熱器中出現(xiàn)流動死區(qū)導(dǎo)致的換熱不均、換熱效率低、換熱能耗大等問題，為解決上述問題，可嘗試對折流板開孔結(jié)構(gòu)作進(jìn)一步的理論計(jì)算及試驗(yàn)測試研究，并在此基礎(chǔ)上開展工程驗(yàn)證，以期有效提高相關(guān)系統(tǒng)工作效率。