張鐵鋼

(中國(guó)石化工程建設(shè)有限公司，北京 100101)

能源問題是人類工業(yè)發(fā)展過程中始終面對(duì)的問題。為了有效利用能源，冷換設(shè)備在工業(yè)生產(chǎn)中得到廣泛應(yīng)用。提高冷換設(shè)備的能效比、采用強(qiáng)化傳熱技術(shù)，是當(dāng)前節(jié)能環(huán)保技術(shù)的重要發(fā)展方向。管殼式換熱器是應(yīng)用最廣泛的冷換設(shè)備之一，對(duì)其強(qiáng)化傳熱的研究集中在強(qiáng)化管程傳熱和強(qiáng)化殼程傳熱兩個(gè)方面。在強(qiáng)化殼程傳熱方面，國(guó)內(nèi)外工程技術(shù)人員研發(fā)出折流桿式、螺旋折流板式、曲面折流板式、翅片管式等強(qiáng)化殼程傳熱結(jié)構(gòu)。

1 交錯(cuò)扇缺式折流板組結(jié)構(gòu)創(chuàng)新

由中國(guó)石化工程建設(shè)有限公司、遼寧石油化工大學(xué)、中石化上海高橋分公司、撫順化工機(jī)械設(shè)備制造有限公司合作，成功開發(fā)出一種新型強(qiáng)化殼程傳熱結(jié)構(gòu)的高效換熱器——“錯(cuò)開窗式換熱器”。這種換熱器采用交錯(cuò)扇缺式折流板組結(jié)構(gòu)，即：折流板結(jié)構(gòu)由傳統(tǒng)的單弓式缺口改為在一組折流板的不同象限布管區(qū)交錯(cuò)開設(shè)扇形缺口的形式。如圖1所示的結(jié)構(gòu)中，4塊不同的折流板分別在4個(gè)象限布管區(qū)交錯(cuò)開設(shè)扇形缺口，扇形缺口面積和傳統(tǒng)的單弓缺面積相同。殼程流體通過折流板缺口時(shí)，靠流速提升減薄換熱管邊壁的邊界層。因此，該結(jié)構(gòu)的優(yōu)勢(shì)是扇形缺口開在布管區(qū)，缺口內(nèi)可容納的換熱管根數(shù)更多，殼程流體通過折流板缺口時(shí)，有更多換熱管邊壁的邊界層減薄，從而提升了傳熱效率。如果扇形缺口沿螺旋方向開設(shè)(見圖1)，則相鄰缺口間流體流通路徑變得更短，且流體螺旋流動(dòng)，這有助于減少流體阻力降和動(dòng)能損失、降低管束振動(dòng)。該新型折流板結(jié)構(gòu)在提高殼程綜合傳熱系數(shù)的基礎(chǔ)上，實(shí)現(xiàn)了降低殼程壓降、強(qiáng)化殼程整體傳熱性能的目的。該結(jié)構(gòu)已申請(qǐng)2項(xiàng)實(shí)用新型專利【1-2】。

圖1 交錯(cuò)扇缺式折流板組結(jié)構(gòu)

2 交錯(cuò)扇缺式折流板組結(jié)構(gòu)的傳熱模擬及傳熱指標(biāo)分析

對(duì)交錯(cuò)扇缺式折流板組與GB/T 151標(biāo)準(zhǔn)【3】中的管殼式換熱器單弓式折流板結(jié)構(gòu)的殼程流場(chǎng)進(jìn)行數(shù)值模擬，并分析對(duì)比兩種折流板結(jié)構(gòu)的傳熱指標(biāo)。為保證兩種折流板結(jié)構(gòu)的模擬結(jié)果具有可對(duì)比性，二者采用相同尺寸的換熱器幾何規(guī)格，即：換熱器內(nèi)徑φ250 mm；換熱管共44根，長(zhǎng)度2 500 mm，規(guī)格為φ19×2 mm，正方形排列，管中心距25 mm；4根中心線擋管；折流板間距300 mm。

單弓式折流板和交錯(cuò)扇缺式折流板結(jié)構(gòu)缺口尺寸見圖2(a)～圖2(b)。圖2中，單弓式折流板弓缺面積和交錯(cuò)扇缺式折流板缺口面積基本相同；單弓式折流板缺口內(nèi)換熱管根數(shù)約9根，交錯(cuò)扇缺式折流板缺口內(nèi)換熱管根數(shù)約12根。

換熱器模擬工況如下：管程進(jìn)、出溫度均為45 ℃，流量10 m3/h；殼程入口溫度30 ℃， 模擬6種不同的流量(6、8、10、12、14和16 m3/h)， 逐步遞增； 管、殼程流體介質(zhì)均為水，操作壓力均為0.4 MPa， 密度998 kg/m3， 比熱容 4 200 J/(kg·K)，熱傳導(dǎo)率0.6 W/(m·K)。模擬理想狀態(tài)，做如下假定：流體是不可壓縮的牛頓流體，流體流動(dòng)和傳熱過程均一、物性穩(wěn)定；滿足宏觀物理守恒；為簡(jiǎn)化模型，忽略所有壁厚及折流板與殼體間隙。控制方程要求換熱器殼程流體的流動(dòng)和傳熱必須滿足連續(xù)性方程、動(dòng)量方程和能量方程。邊界條件定義如下：殼體內(nèi)壁和折流板定義為不可滲透、無滑移絕熱壁邊界；換熱管管壁恒溫，設(shè)定相應(yīng)的端面為液體的進(jìn)、出口，定義入口處為流量入口邊界，給定入口質(zhì)量流量及相應(yīng)的溫度條件，出口為壓力出口(給定背壓)。模擬計(jì)算采用標(biāo)準(zhǔn)k-ω湍流模型，壁面函數(shù)為standard wall functions，速度壓力耦合設(shè)定simple算法，其他保持默認(rèn)設(shè)置【4-5】。

利用INVENTOR軟件生成幾何模型，導(dǎo)入WORKBENCH MESH 14.0軟件劃分非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格。交錯(cuò)扇缺式折流板和單弓式折流板結(jié)構(gòu)流場(chǎng)網(wǎng)格劃分分別見圖3和圖4。將網(wǎng)格導(dǎo)入CFX14.0軟件， 設(shè)定邊界條件和求解控制， 運(yùn)用CFX14.0軟件耦合求解連續(xù)性方程、 動(dòng)量方程及能量方程， 獲得速度、 壓力等變量。為保證流體在殼體內(nèi)的充分流動(dòng)， 不考慮殼程進(jìn)、 出管口對(duì)模擬數(shù)據(jù)的影響。本文研究換熱器這兩種折流板結(jié)構(gòu)時(shí)， 選取換熱器殼程兩個(gè)豎直截面作為流體進(jìn)、 出口進(jìn)行流體壓降及傳熱系數(shù)的對(duì)比。通過CFD-Post軟件后處理將計(jì)算結(jié)果轉(zhuǎn)為可視化的云圖及矢量圖等(見圖5～圖14)， 對(duì)模擬結(jié)果進(jìn)行可視化分析， 以期較直觀地觀察傳熱介質(zhì)的狀態(tài)。

從圖5和圖6交錯(cuò)扇缺式折流板結(jié)構(gòu)和單弓式折流板結(jié)構(gòu)殼程流場(chǎng)壓力云圖可以看出：由入口截面到出口截面，流體壓力呈壓力梯度逐步降低的趨勢(shì)；兩種折流板結(jié)構(gòu)的流體壓力降變化均在折流板缺口處及折流板缺口后部流動(dòng)區(qū)域較明顯，每段折流板間流體滯留區(qū)壓力變化不大；比較兩種結(jié)構(gòu)入口截面到出口截面殼程流場(chǎng)總體壓力降可見，單弓式折流板結(jié)構(gòu)大于交錯(cuò)扇缺式折流板結(jié)構(gòu)。

圖7和圖8分別為交錯(cuò)扇缺式折流板和單弓式折流板結(jié)構(gòu)殼程流場(chǎng)溫度云圖。由圖7和圖8可知：沿?zé)崃黧w流動(dòng)方向，流場(chǎng)溫度逐級(jí)降低；流體在通過缺口以及缺口前、后部流動(dòng)區(qū)域時(shí)，換熱明顯；流場(chǎng)在兩種折流板后部區(qū)域均存在明顯的流體滯留區(qū)，滯留區(qū)內(nèi)流體溫度較高、變化小，換熱效果差，但交錯(cuò)扇缺式折流板結(jié)構(gòu)流體存在明顯的螺旋流動(dòng)，而單弓式折流板結(jié)構(gòu)流體呈弓形流動(dòng)。流體在交錯(cuò)扇缺式折流板結(jié)構(gòu)中的流通路徑(簡(jiǎn)稱流徑)長(zhǎng)度明顯小于單弓式折流板結(jié)構(gòu)，但兩種結(jié)構(gòu)的總體換熱溫差相當(dāng)。

圖3 交錯(cuò)扇缺式折流板結(jié)構(gòu)流場(chǎng)網(wǎng)格劃分

圖4 單弓式折流板結(jié)構(gòu)流場(chǎng)網(wǎng)格劃分

圖5 交錯(cuò)扇缺式折流板結(jié)構(gòu)流場(chǎng)壓力云圖

圖6 單弓式折流板結(jié)構(gòu)流場(chǎng)壓力云圖

圖7 交錯(cuò)扇缺式折流板結(jié)構(gòu)流場(chǎng)溫度云圖

圖8 單弓式折流板結(jié)構(gòu)流場(chǎng)溫度云圖

圖9和圖10為交錯(cuò)扇缺式折流板結(jié)構(gòu)流場(chǎng)速度矢量及其剖面。圖11和圖12為單弓式折流板結(jié)構(gòu)流場(chǎng)速度矢量及其剖面。從圖9和圖10中可見，交錯(cuò)扇缺式折流板結(jié)構(gòu)中流體的螺旋式流動(dòng)趨勢(shì)非常明顯。而圖11和圖12顯示，單弓式折流板結(jié)構(gòu)內(nèi)流體呈弓形折返流動(dòng)。由圖9～圖12可見，兩種結(jié)構(gòu)中流體在折流板缺口及缺口后部區(qū)域速度均顯著提升，有利于傳熱。但螺旋式流動(dòng)的流體可減緩對(duì)換熱管沖擊，流體動(dòng)能損失較小。

圖9 交錯(cuò)扇缺式折流板結(jié)構(gòu)流場(chǎng)速度矢量

圖10 交錯(cuò)扇缺式折流板結(jié)構(gòu)流場(chǎng)速度矢量剖面

圖11 單弓式折流板結(jié)構(gòu)流場(chǎng)速度矢量

圖13和圖14分別為流體在兩種折流板結(jié)構(gòu)中折流板背側(cè)流場(chǎng)截面速度矢量。由圖13和圖14可知：兩種折流板結(jié)構(gòu)中，流體流經(jīng)缺口及周邊區(qū)域時(shí)速度均顯著提升，速度較高處溫度相對(duì)較低，這部分區(qū)域傳熱較好；但折流板背側(cè)遠(yuǎn)離缺口的非漏流區(qū)域速度較低，傳熱效果差，為流體滯留區(qū)。交錯(cuò)扇缺式折流板結(jié)構(gòu)中位于高流速區(qū)的換熱管數(shù)量明顯多于單弓式折流板結(jié)構(gòu)，有利于傳熱。

圖12 單弓式折流板結(jié)構(gòu)流場(chǎng)速度矢量剖面

圖13 交錯(cuò)扇缺式折流板背側(cè)截面速度矢量

圖14 單弓式折流板背側(cè)截面速度矢量

由牛頓冷卻定律可知：

Q=K·A·ΔT

(1)

式中：Q——傳熱量，W；

K——總傳熱系數(shù)，W/(m2·K)；

A——計(jì)算換熱面積(以管外表面積為基準(zhǔn))，m2；

ΔT——對(duì)數(shù)平均溫差，℃。

對(duì)數(shù)平均溫差由式(2)得出：

ΔT=(Δth-Δtc)/ln(Δth/Δtc)

(2)

其中

Δth=T1-t2

(3)

Δtc=T2-t1

(4)

式中：T1,T2——熱流進(jìn)、出口溫度，℃；

t1,t2——冷流進(jìn)、出口溫度，℃。

由于管壁為恒溫，故熱流進(jìn)、出口溫度相等，即T1=T2。

總傳熱系數(shù)K由式(5)得出：

(5)

式中：Ao——管外表面積，m2；

Ai——管內(nèi)表面積，m2；

hi——管內(nèi)流體膜傳熱系數(shù)(以管內(nèi)表面積為基準(zhǔn))，W/(m2·K)；

ho——管外流體膜傳熱系數(shù)(以管外表面積為基準(zhǔn))，W/(m2·K)；

ri——管內(nèi)流體的結(jié)垢熱阻(以管內(nèi)表面積為基準(zhǔn))，m2·K/W；

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ro——管外流體的結(jié)垢熱阻(以管外表面積為基準(zhǔn))，m2·K/W；

rp——管壁金屬熱阻，m2·K/W。

建模時(shí)假設(shè)管壁恒溫，忽略污垢熱阻(ri=ro=0)，忽略金屬熱阻(rp=0)，忽略壁厚影響(Ao=Ai)，由于hi遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于ho，故式(5)可簡(jiǎn)化為式(6)。

(6)

雷諾數(shù)可由式(7)得出：

(7)

式中：ρ——流體密度，kg/m3；

de——當(dāng)量直徑，m；

u——流體流速，m/s；

μ——?jiǎng)恿φ扯?，kg/(m·s)。

當(dāng)量直徑de可由式(8)得出：

(8)

式中：t——相鄰兩管中心距，m；

d——管外徑，m。

通過6種不同殼程流量得到6個(gè)殼程流體雷諾數(shù)，由CFD報(bào)告可以得到兩種折流板結(jié)構(gòu)流場(chǎng)出口溫度、壓力降、換熱量等重要參數(shù)。對(duì)得出的數(shù)據(jù)進(jìn)行以上處理后，可得到不同雷諾數(shù)Re下的傳熱系數(shù)、壓降、殼程單位壓降傳熱系數(shù)等傳熱指標(biāo)。通過以上兩個(gè)模型的模擬結(jié)果，得出其在不同雷諾數(shù)下傳熱系數(shù)性能曲線，對(duì)殼程流場(chǎng)傳熱性能的評(píng)價(jià)可由ho/ΔP確定(其中ho是殼程膜傳熱系數(shù)——即管外流體膜傳熱系數(shù)，ΔP是殼程壓降)。

對(duì)交錯(cuò)扇缺式折流板結(jié)構(gòu)及單弓式折流板結(jié)構(gòu)的傳熱指標(biāo)進(jìn)行對(duì)比分析，如圖15所示。

圖15 兩種結(jié)構(gòu)殼程膜傳熱系數(shù)對(duì)比

由圖15可以看出，交錯(cuò)扇缺式折流板結(jié)構(gòu)與單弓式折流板結(jié)構(gòu)的殼程膜傳熱系數(shù)ho隨雷諾數(shù)Re的增加而增加，但兩種結(jié)構(gòu)流場(chǎng)的殼程膜傳熱系數(shù)ho值相差不大。

圖16為交錯(cuò)扇缺式折流板結(jié)構(gòu)與單弓式折流板結(jié)構(gòu)的殼程壓降對(duì)比。由圖16可知，兩種折流板結(jié)構(gòu)殼程流場(chǎng)壓降ΔP均隨雷諾數(shù)Re的增加而增大，但交錯(cuò)扇缺式折流板結(jié)構(gòu)殼程壓降較小。對(duì)圖7、圖9和圖13的分析表明，流體在交錯(cuò)扇缺式折流板結(jié)構(gòu)中流徑長(zhǎng)度短且呈螺旋式流動(dòng)是造成上述結(jié)果的主因。

圖17是兩種折流板結(jié)構(gòu)殼程單位壓降傳熱系數(shù)的對(duì)比。由圖17可知，交錯(cuò)扇缺式折流板結(jié)構(gòu)的綜合傳熱指標(biāo)優(yōu)于單弓式折流板結(jié)構(gòu)，其ho/ΔP值比單弓式折流板結(jié)構(gòu)高出50%左右。

本模擬結(jié)果和本課題組成員遼寧石油化工大學(xué)高磊、王峰通過實(shí)驗(yàn)室實(shí)驗(yàn)研究的結(jié)論【6】基本一致，并與工業(yè)化測(cè)試結(jié)果基本吻合，證明本模擬結(jié)果可靠。

圖16 兩種結(jié)構(gòu)殼程壓降對(duì)比

圖17 兩種結(jié)構(gòu)殼程單位壓降傳熱系數(shù)對(duì)比

3 結(jié)論

通過數(shù)值模擬軟件CFX14.0分別對(duì)交錯(cuò)扇缺式折流板結(jié)構(gòu)和單弓式折流板結(jié)構(gòu)進(jìn)行模擬，處理、分析模擬得到的兩種折流板結(jié)構(gòu)流場(chǎng)的壓力云圖、溫度云圖和速度矢量圖，并對(duì)其流場(chǎng)的傳熱性能參數(shù)進(jìn)行對(duì)比，可得出如下結(jié)論：

1) 流動(dòng)方式和殼程壓降方面： 交錯(cuò)扇缺式折流板結(jié)構(gòu)流場(chǎng)內(nèi)流體呈螺旋式流動(dòng)， 減小了流動(dòng)阻力， 同時(shí)流體流通路徑長(zhǎng)度短， 是該結(jié)構(gòu)流場(chǎng)壓降較低的主要原因； 單弓式折流板結(jié)構(gòu)中流體基本呈“弓”字形折返沖刷管束， 可誘導(dǎo)管束振動(dòng)， 流體動(dòng)能損失大， 且流徑長(zhǎng)， 因而流場(chǎng)壓降較大。

2) 殼程膜傳熱系數(shù)方面：交錯(cuò)扇缺式折流板缺口開在集中布管區(qū)，可比單弓式折流板缺口內(nèi)容納更多的換熱管，且缺口及周圍區(qū)域流體流速高，利于傳熱；但交錯(cuò)扇缺式折流板結(jié)構(gòu)內(nèi)流徑長(zhǎng)度相對(duì)較短，經(jīng)綜合考量，兩種折流板結(jié)構(gòu)流場(chǎng)在殼程膜傳熱系數(shù)方面差別不大。

3) 殼程單位壓降傳熱系數(shù)方面：交錯(cuò)扇缺式折流板結(jié)構(gòu)流場(chǎng)壓降相對(duì)較小，同時(shí)殼程膜傳熱系數(shù)與單弓式折流板結(jié)構(gòu)相當(dāng)，從而使其綜合換熱性能得到強(qiáng)化，在折流板間距和雷諾數(shù)均相同的情況下，交錯(cuò)扇缺式折流板結(jié)構(gòu)的單位壓降傳熱系數(shù)比單弓式折流板結(jié)構(gòu)有大幅度提高。

4) 交錯(cuò)扇缺式折流板相比單弓式折流板，僅將單弓式缺口改為在集中布管區(qū)的扇形缺口，制造加工難度并未增加，設(shè)備外形也未改變，就提高了換熱器的殼程綜合傳熱性能，減緩了管束振動(dòng)，起到了節(jié)能減排的作用，值得應(yīng)用推廣。

目前交錯(cuò)扇缺式折流板結(jié)構(gòu)換熱器已完成結(jié)構(gòu)開發(fā)、設(shè)計(jì)、設(shè)備制造、工業(yè)化測(cè)試及應(yīng)用，從2014年交錯(cuò)扇缺式折流板結(jié)構(gòu)換熱器工業(yè)化應(yīng)用至今，一直運(yùn)轉(zhuǎn)平穩(wěn)，節(jié)能效果顯著。交錯(cuò)扇缺式折流板結(jié)構(gòu)和傳統(tǒng)的弓形折流板結(jié)構(gòu)相比，在不增加壓力降的前提下，可使殼程膜傳熱效率至少增加30%，減少了熱損耗，節(jié)省了動(dòng)力和能源成本，可實(shí)現(xiàn)低碳、環(huán)保、節(jié)能的目標(biāo)。

【致謝】：本研究開發(fā)項(xiàng)目屬于中國(guó)石油化工集團(tuán)公司技術(shù)開發(fā)項(xiàng)目(合同編號(hào)：312096)，在此感謝項(xiàng)目合作開發(fā)單位和本單位同事在建模和實(shí)驗(yàn)等方面提供的幫助。