王斯民, 孫利娟, 宋 晨, 肖 娟, 簡冠平, 張早校, 文 鍵

(1.西安交通大學 化學工程與技術學院, 陜西 西安 710049;2.西安交通大學 能源與動力學院, 陜西 西安 710049)

1 前 言

折流桿換熱器(rod-baffle heat exchangers，RBHEs)由美國菲利普石油公司于1970年首次提出并制造，用折流柵代替折流板，有防止管束振動，降低殼程壓降，減少流動死區(qū)和漏流損失等優(yōu)點[1-4]。很多學者對傳統(tǒng)RBHEs(換熱管為圓管且四邊形布置，折流桿為圓桿)進行了研究。Philiips公司GENTRY等[5-8]和中國鄭州大學熱能研究中心、董其伍等[9]和馬小明等[10]做了大量實驗，得到了傳統(tǒng)RBHEs殼程努塞爾數(shù)Nu和摩擦系數(shù)f的經(jīng)驗關聯(lián)式。在此基礎上，研究集中在改變折流桿結構，換熱管結構及其布管方式。實驗方面：陳文昕[11]得出了三角形布管RBHEs經(jīng)驗關聯(lián)式，與現(xiàn)有的正方形布管經(jīng)驗關聯(lián)式比較，結果表明三角形布管方式更優(yōu)。嚴良文等[12-13]研究了波形折流桿、三角形布管的 RBHEs，其總傳熱系數(shù)高于折流板換熱器?？姿蓾萚14]證明了層流時45°菱形折流桿的RBHEs綜合傳熱系數(shù)比傳統(tǒng)RBHEs高20%。WANG等[15]發(fā)現(xiàn)雷諾數(shù)Re在2 000 ～ 4 800時，螺紋管RBHEs的傳熱系數(shù)比光管大38%，壓降相當。模擬方面：整體模型為主，多孔介質模型、周期性單元流道模型、周期性全截面模型、和“分段模擬，整體綜合”為輔。YANG等[16]對比了模擬與實驗結果發(fā)現(xiàn)了多孔介質模型和整體模型能夠同時準確計算傳熱和壓降。劉佳駒等[17-18]對比發(fā)現(xiàn)了深槽螺旋波紋管RBHEs綜合性能優(yōu)于光管RBHEs。WANG等[19]證明波形折流桿，三角形布管的RBHEs殼程的綜合換熱性能比傳統(tǒng)RBHEs大10%。YU等[20]提出了六角形夾持和圓弧夾持式 RBHEs，結果表明六角形夾持結構的剛度大，適用于大、重管束，傳熱效果好，但整體性能指標低于圓弧夾持結構。YOU等[21]使用周期單元流道模型，對比發(fā)現(xiàn)帶凹槽折流桿的RBHEs的交錯排列形式的傳熱系數(shù)h比非交錯排列形式提高了41.9%，壓降增大一倍，傳熱系數(shù)與壓降比(h?ΔP-1)更大。YUAN等[22]證明了RBHEs與折流板換熱器的傳熱相當，但壓降大幅度降低。WANG等[23]證明雙殼程的h?ΔP-1比單殼程RBHEs提高了約8.9%。無論實驗還是模擬，對RBHEs進行換熱管結構改進的文獻很少，借鑒現(xiàn)有的縱向流管殼式換熱器傳熱管形式，基于流動傳熱強化機理，本文提出用螺旋扁管代替圓管安裝在RBHEs中。對比了螺旋扁管RBHEs和圓管RBHEs殼程的流動、傳熱和綜合性能。

2 折流桿換熱器的整體模擬

2.1 幾何模型及網(wǎng)格劃分

按照GB151-2014標準，設計并建立了螺旋扁管RBHEs和圓管RBHEs殼程的幾何模型，如圖1所示，坐標原點在入口正中心。2種模型換熱管尺寸不一樣，其余結構參數(shù)都相同。圓管的直徑是16 mm。螺旋扁管的橫截面是橢圓，長軸為16 mm，短軸為8 mm，螺距為266.7 mm。管間距為22 mm；殼體內徑是147 mm；殼體和換熱管長度均為1 000 mm。折流柵間距為200 mm，雙排管間布管，沿著流動方向被定義為第1、2、3和4個折流柵，由折流環(huán)和折流桿組成。折流環(huán)的橫截面為圓形，直徑為7.3 mm；折流桿的直徑為6 mm。螺旋扁管的長軸等于圓管直徑，便于將圓管抽出后，螺旋扁管直接插入安裝。

圖1 折流桿換熱器的幾何模型Fig.1 Geometry model of RBHEs

先使用ANSYS Meshing對幾何模型進行了非結構化網(wǎng)格劃分，導入Fluent中轉化為多面體網(wǎng)格，大大降低網(wǎng)格數(shù)量并提高網(wǎng)格質量。對圓管RBHEs和螺旋扁管RBHEs分別進行了網(wǎng)格獨立性驗證，結果如圖2所示。圓管RBHEs模型在網(wǎng)格數(shù)量達到1 213 899后，換熱系數(shù)h變化低于2.56%，螺旋扁管RBHEs模型在網(wǎng)格數(shù)量高于4 928 456時，換熱系數(shù)h和變化小于1.84%。圓管和螺旋扁管RBHEs最終取定的網(wǎng)格數(shù)量分別為1 737 729和5 383 816。

圖2 網(wǎng)格獨立性驗證Fig.2 Validation of mesh independence

2.2 數(shù)值方法及模型驗證

殼程工作流體為水，假設為不可壓縮流體湍流流動，忽略重力和水物性的變化。入口速度邊界條件，為0.1、0.2、0.3、0.4、0.5和0.6 m?s-1，水的進口溫度為300 K。壓力出口邊界條件。管內為低溫沸點工質冷凝，設定管壁溫度為350 K。其余壁面均為無滑移絕熱壁面。采用標準k-ε湍流模型和標準的壁面函數(shù)模型。壓力和速度耦合采用SIMPLE算法，動量和能量方程均采用二階迎風格式，湍動能和湍流耗散率方程均采用一階迎風格式。殘差值除能量方程需小于1×10-6，其余項小于1×10-3認為收斂。標準kε模型的控制方程如下：

連續(xù)性方程：

動量方程：

能量方程：

湍動能k方程：

湍動能耗散ε方程：

將折流桿換熱器殼程和管程同時模擬，與文獻[24]殼程為冷水，管程為熱水，折流柵間距為120 mm的工況所得實驗數(shù)據(jù)進行對比。管程和殼程入口邊界條件為質量流量和溫度，其余設置與上述相同。模擬和實驗所得到換熱器總換熱系數(shù)Kh的偏差如圖3所示。Kh的最大偏差為5.63%，平均偏差為 4.06%。偏差的主要原因有模型的簡化；除換熱管的其余壁面絕熱、水物性不變的假設；忽略重力的影響等。

圖3 實驗與模擬結果對比Fig.3 Comparison of experimental and simulation results

3 結果和討論

3.1 速度分布

圖4和圖5分別為入口速度0.1和0.6 m?s-1時，折流桿換熱器X=0，YZ平面速度云圖。取速度范圍的最小值和最大值速度云圖分析，可以分析低速入口條件和高速入口條件對流場的影響。

圖4 入口速度vinlet為0.1 m?s-1的速度云圖Fig.4 Velocity contour at inlet velocity vinlet of 0.1 m?s-1

從圖4和5中可以看出，圓管RBHEs中的高速區(qū)和低速區(qū)相對較多，速度大小差別更大，速度分布更加不均勻。在高速入口條件下，2種模型殼程流速不均勻度的差別縮小。從流經(jīng)每個折流柵后的流場可以看出，圓管RBHEs中折流柵對流體的作用更大。圖中流經(jīng)第1、3和4折流柵時，由于流通截面積的減小，流速會增大，在圓管RBHEs中流速增大更明顯。在流經(jīng)第2個折流柵時，因為所截平面剛好穿過第2個折流柵中間折流桿的中心線，受到折流桿的阻攔，速度降低并波動，在圓管RBHEs中這種波動更明顯。

圖5 入口速度vinlet為0.6 m?s-1的速度云圖Fig.5 Velocity contour at inlet velocity vinlet of 0.6 m?s-1

圖6和7是入口速度為0.1、0.6 m?s-1時，2種折流桿換熱器Z= -500、-550和 -600 mm，XY平面速度云圖。從Z= -500和-550 mm云圖中可以看出，螺旋扁管RBHEs的管間流速更大，速度分布更加均勻。由Z= -600 mm的云圖可以看出，圓管RBHEs流經(jīng)折流柵時的速度更大。從圖6和7中比較可以看出，高入口速度條件下，2種RBHEs速度不均勻度的差距在減小。

圖6 入口速度vinlet為0.1 m?s-1的速度云圖Fig.6 Velocity contour at inlet velocity vinlet of 0.1 m?s-1

圖7 入口速度vinlet為0.6 m?s-1的速度云圖Fig.7 Velocity contour at inlet velocity vinlet of 0.6 m?s-1

綜上，螺旋扁管RBHEs的管間速度更大，分布更加均勻，因為螺旋扁管的扭轉曲面，周期性擾動流體，改變流體的流速和流向，加強了流體的縱向混合。流經(jīng)折流柵部分，圓管RBHEs的流速更大，速度波動也更大，有3方面的原因：1是折流柵結構相同，圓管入口流通面積小于螺旋扁管RBHEs，折流柵的存在使得流通面積減小相同，但圓管RBHEs的減小率更大。2是圓管RBHEs換熱管與折流桿的垂直相切處的流通縫隙更小。3是圓管RBHEs的圓管對流體的擾動沒有螺旋扁管強，流體流經(jīng)折流柵引起的速度波動更明顯。

圖8和圖9是入口速度為0.1、0.6 m?s-1時，2種折流桿換熱器Z= -500 mm，XY平面湍動能云圖。由圖可見，螺旋扁管RBHEs換熱管橢圓截面兩端湍動能很高；圓管RBHEs的湍動能均勻度更好。螺旋扁管RBHEs湍動能大的區(qū)域(綠色和紅色部分)更加多而且分散，在換熱管貼壁處和管間均有分布。因為螺旋扁管擾動流體，形成了復雜的周期性流動和混合，湍動能增大。而圓管RBHEs在入口速度為0.1 m?s-1時，湍動能大的區(qū)域僅分布在換熱管周圍，在入口速度為0.6 m?s-1時，在殼體貼壁處也存在，而且貼壁處的湍動能增強。隨著入口速度的增大，兩種換熱器湍動能均勻度的差別在縮小。

圖8 入口速度vinlet為0.1 m?s-1的湍動能Fig.8 Turbulence kinetic energy contour at inlet velocity vinlet of 0.1 m?s-1

圖9 入口速度vinlet為0.6 m?s-1的湍動能Fig.9 Turbulence kinetic energy contour at inlet velocity vinlet of 0.6 m?s-1

3.2 溫度分布

圖10～13是換熱器軸線平面(X=0，YZ平面)和徑向平面(Z= -500 mm，XY平面)的溫度云圖。從圖10和11中可以看出，流體在螺旋扁管RBHEs中的溫度低于圓管RBHEs，因為在螺旋扁管RBHEs中的流體速度整體高于圓管，另外在圓管折流桿換熱器中的RBHEs更大，分布更不均勻，這與流場的不均勻度大有關。

圖10 入口速度vinlet為0.1 m?s-1的溫度云圖Fig.10 Temperature contour at inlet velocity vinlet of 0.1 m?s-1

圖11 入口速度vinlet為0.6 m?s-1的溫度云圖Fig.11 Temperature contour at inlet velocity vinlet of 0.6 m?s-1

從圖12和13可以看出，圓管RBHEs中管間的溫度高于螺旋扁管RBHEs，同樣是管間流體速度低所致。圓管換熱器管間溫度高的現(xiàn)象在0.6 m?s-1中的現(xiàn)象被減弱，因為在高速入口條件下，圓管RBHEs的管間速度得到增強，螺旋扁管增強管間速度的作用被減弱。螺旋扁管RBHEs的貼近換熱管處的溫度明顯高于相同入口速度條件下圓管RBHEs，因為螺旋扁管附近的湍動能大于圓管附近，能夠增強換熱，該處流體溫度得到提高。

圖12 入口速度vinlet為0.1 m?s-1的溫度云圖Fig.12 Temperature contour at inlet velocity vinlet of 0.1 m?s-1

圖13 入口速度vinlet為0.6 m?s-1的溫度云圖Fig.13 Temperature contour at inlet velocity vinlet of 0.6 m?s-1

3.3 流動、傳熱和綜合性能分析

圖14為圓管和螺旋扁管RBHEs殼程換熱系數(shù)h隨入口速度變化曲線圖。由圖可以看出，在低速入口條件下，螺旋扁管RBHEs的殼程傳熱系數(shù)h高于圓管RBHEs，在高速入口條件下，螺旋扁管RBHEs的h低于圓管。在入口速度0.1 m?s-1的條件下，螺旋扁管RBHEs的傳熱系數(shù)h比圓管折流桿換熱器大42.29%，在入口速度為0.6 m?s-1的條件下，比圓管RBHEs小6.63%。因為螺旋扁管RBHEs的換熱管對流體形成擾動強于圓管RBHEs，而折流柵部分對流體的擾動弱于圓管RBHEs，低入口速度條件下，加強換熱方面更強，高入口速度條件下，削弱換熱方面更強。可見螺旋扁管增強流體擾動來增強換熱的機理更適合用于流體速度較低時，在流體速度較高時，流體主流區(qū)流量增大，螺旋結構影響變小。這與文獻[25]研究的單管螺旋扁管代替圓管增強換熱的方法更適用于低Re下流動的結論一致。

圖14 傳熱系數(shù)h隨入口速度vinlet的變化Fig.14 Profiles of heat transfer coefficient h as a function of inlet velocity vinlet

圖15 壓降ΔP隨入口速度vinlet的變化Fig.15 Profiles of pressure drop ΔP as a function of inlet velocity vinlet

不同入口速度條件下RBHEs殼程壓降ΔP的變化圖如圖15所示，由圖可知，在相同入口速度條件下，螺旋扁管RBHEs的壓降低于圓管RBHEs，減少了約33.60 %。因為折流桿換熱器的壓降主要由無折流柵時的壓降和單獨由折流柵引起的壓降兩部分組成，在螺旋扁管RBHEs中，由折流柵部分引起的壓降遠低于圓管RBHEs。因為圓管RBHEs中，流經(jīng)折流柵，流速變化大，后續(xù)波動更明顯，所造成的流動損失更大。

圖16為螺旋扁管RBHEs和圓管RBHEs綜合性能評價指標(performance evaluation criteria，PEC)和兩者的比值隨不同入口速度的變化。PEC為Nu?f-1/3，Nu、f分別為換熱器殼程的努塞爾數(shù)、摩擦系數(shù)，是換熱器綜合性能的評價指標。從圖中可以看出，螺旋扁管 RBHEs的綜合性能優(yōu)于圓管RBHEs。隨著速度的增大，螺旋扁管與圓管RBHEs的PEC比值從2.52降低到1.65。在0.1 m?s-1的入口速度時，螺旋扁管RBHEs的綜合性能比圓管RBHEs提高152%，在入口速度為0.6 m?s-1時，提高了65%。因為螺旋扁管RBHEs在不同入口速度條件下，雖然不一定能夠增大換熱系數(shù)，但其壓降總是低于圓管RBHEs，綜合性能更優(yōu)。

圖16 綜合性能評價指標PEC及其比值隨入口速度vinlet的變化Fig.16 Profiles of comprehensive performance efficiency criteria PEC and PEC ratio as a function of inlet velocity vinlet

4 結 論

本文提出將傳統(tǒng)圓管折流桿換熱器(rod-baffle heat exchangers，RBHEs)中的換熱管改成螺旋扁管以達到強化傳熱的目的，建立了圓管RBHEs和螺旋扁管RBHEs的幾何模型，用數(shù)值模擬的方法，比較了兩者流動、傳熱和綜合性能。得出以下結論：

(1) 螺旋扁管 RBHEs的螺旋結構能夠改變流體的流速和流向，增強縱向混合，增大管間流體速度，使速度大小分布更加均勻，在高速入口條件下，增強效果被減弱。換熱管的附近，螺旋扁管RBHEs流體湍動能更大，溫度更高。

(2) 在相同低速入口條件下，螺旋扁管RBHEs的傳熱系數(shù)h高于圓管折流桿換熱器，在相同的高速入口條件下，螺旋扁管RBHEs的h小于圓管折流桿換熱器，兩者存在交叉點。

(3) 在相同的入口速度條件下，螺旋扁管折流桿換熱器的壓降ΔP比圓管折流桿換熱器的降低了約33.60%。

(4) 在入口速度為0.1～0.6 m?s-1，螺旋扁管RBHEs的綜合性能評價指標PEC(performance evaluation criteria)比圓管RBHEs高65%～152%。低入口速度條件下，螺旋扁管RBHEs的綜合性能優(yōu)勢更明顯。

符號說明：