王小雨，羅自強

（江漢大學 化學與環(huán)境工程學院，湖北 武漢 430056）

換熱器，又稱熱交換器，是化工工程及能源工程等領域不可或缺的過程設備，其主要基于對流傳熱過程?；ど鲜褂米疃嗟膿Q熱器是管殼式換熱器，屬于間壁式換熱器的一種，顧名思義管和殼分開兩相流體，熱量從壁面一側的流體傳遞到壁面另一側的流體。在電站鍋爐中的余熱回收技術是換熱器的使用重點，不僅可以利用余熱煙氣對鍋爐進行預熱，還可以用來加熱水供生活使用［1-2］。但這種換熱器也存在許多缺點，如殼程壓降較大、換熱效率較低、存在流動死區(qū)、易引發(fā)流體誘導振動等，其中流體誘導振動是需要迫切解決的關鍵難題之一。針對因流體流動而導致的管束振動問題，錢才富［3-4］提出了大小孔整圓形折流板和大小孔弓形折流板的結構。這種換熱器的折流板上有大小不同的圓形管孔，相鄰折流板上大小管孔排列相反，殼程流體為軸向流動，從換熱管和大孔之間的間隙穿過，小孔對換熱管起支撐作用。在此基礎上，孫海陽等［5-8］對大小孔整圓形折流板的結構進行了研究，結果表明帶圓弧切線波紋管的大小孔整圓形折流板的復合結構換熱器傳熱性能遠高于傳統(tǒng)弓形折流板。劉久逸［9］對大小孔弓形折流板和波紋管的復合結構進行分析，結果表明大小孔弓形折流板與波紋管的復合結構換熱器的綜合性能最好。

大小孔換熱器雖能降低流體誘導振動的影響，但同時也弱化了流體的湍流程度，造成換熱效率的降低。Yu 等［10］將通過強化空氣側的流體湍動來強化傳熱的縱向渦發(fā)生器帶入縱流式管殼式換熱器中來，提供了強化傳熱的新思路。為了使大小孔換熱器能夠降低流體誘導振動并兼顧換熱效率，本文首次提出把縱向渦發(fā)生器結構應用到大小孔換熱器上。此時的縱向渦發(fā)生器是附在換熱管上，較傳統(tǒng)的縱向渦發(fā)生器要小一些，更接近肋片的結構，因此本文把縱向渦發(fā)生器也稱為小肋片。

基于此，本文提出小肋片耦合大小孔弓形折流板的換熱器結構，通過數(shù)值模擬的方法討論了3 種小肋片結構傳熱流動特性，并與不帶小肋片的大小孔弓形折流板換熱器進行對比，對其傳熱流動性能進行了討論。

1 數(shù)值模擬

1.1 物理模型

大小孔弓形折流板換熱器結構參數(shù)見表1，結構圖如圖1 所示。

表1 大小孔弓形折流板換熱器的結構參數(shù)Tab.1 Structural parameters of the large-and-small-hole baffles segmental heat exchanger

圖1 大小孔弓形折流板換熱器物理模型Fig.1 Physical model of the large-and-small-hole segmental baffles heat exchanger

小肋片的結構參數(shù)：第一種小肋片，下稱SF1，如圖2 所示，由兩個錐臺拼接而成，大圓直徑30 mm，小圓直徑25 mm，厚度4 mm，與大小孔對齊交錯排列。帶SF1 的大小孔弓形折流板換熱器物理模型見圖3。

圖2 SF1 的結構Fig.2 The structure of SF1

圖3 帶SF1 的大小孔弓形折流板換熱器物理模型Fig.3 Physical model of the large-and-small-hole segmental baffles heat exchanger with SF1

第二種小肋片，下稱SF2，如圖4 所示，由長40 mm，寬30 mm，厚度4 mm，偏轉30°的帶孔斜長方體與大小孔對齊陣列排布。帶SF2 的大小孔弓形折流板換熱器物理模型見圖5。

圖4 SF2 的結構Fig.4 The structure of SF2

圖5 帶SF2 的大小孔弓形折流板換熱器物理模型Fig.5 Physical model of the large-and-small-hole segmental baffle heat exchanger with SF2

圖6 SF3 的結構Fig.6 The structure of SF3

圖7 帶SF3 的大小孔弓形折流板換熱器物理模型Fig.7 Physical model of the large-and-small-hole segmental baffle heat exchanger with SF3

1.2 控制方程與假設

換熱器殼程要滿足以下3 個基本方程：質量守恒方程即連續(xù)性方程、能量守恒方程和動量守恒方程。

連續(xù)性方程：

式中，u、v、w分別表示x、y、z方向上的速度分量，m/s。

能量守恒方程：

式中，ρ表示流體密度，kg/m3；Cp表示定壓比熱容，J/（kg?K）；T表示溫度，K；λ表示導熱系數(shù)，W/（m·K）；Q表示源項，W/m3。

動量守恒方程：

式中，gx、gy、gz分別表示x、y、z方向上的重力加速度，m/s2；μ表示流體的動力粘度，Pa?s；P表示壓力，Pa。

為了便于模型的建立和計算，作出以下簡化：流體為不可壓縮的牛頓流體且各向同性，忽略折流板與殼體以及換熱管的縫隙，且認為殼體外壁和折流板以及接管壁面均絕熱。換熱器內(nèi)的其他部件如拉桿、旁路擋板、管板等在建模時不予考慮。

These pictures are drawn by an old blind man. (作定語)

1.3 邊界條件與計算方法

采用ANSYS- Fluent 進行計算時，選擇3D、穩(wěn)態(tài)和基于壓力的隱式求解器。入口邊界條件設置為velocity- inlet，流體為液態(tài)水，溫度353 K，出口邊界條件為pressure- outlet，換熱管邊界條件為恒定壁溫，溫度為293 K，其他壁面均為絕熱邊界條件。湍流模型選擇標準的κ- ε模型，計算時采用SIMPLE 算法，選擇基于最小二乘單元的梯度，壓力選擇二階格式，動量和能量采用二階迎風格式，湍流動能和湍流耗散選擇一階迎風格式。

1.4 網(wǎng)格及其獨立性檢驗

使用Gambit 進行網(wǎng)格劃分時，由于換熱器殼程區(qū)域較為復雜，使用非結構網(wǎng)格進行劃分，網(wǎng)格形狀以四面體為主，為了簡化模型和減少網(wǎng)格數(shù)量，在模型為對稱結構的基礎上采用了對稱邊界條件，如圖8 所示。為了確保網(wǎng)格的獨立性，對大小孔弓形折流板換熱器分別建立了11 萬、20 萬、70 萬、150 萬和330 萬的5 套網(wǎng)格，在流體流速為1 m/s 時，監(jiān)測并比較了殼程管壁的表面換熱系數(shù)，由圖9 可知，150 萬網(wǎng)格數(shù)量與330 萬網(wǎng)格數(shù)量的計算結果相差小于2% ，出于電腦計算效率與能力問題，最終選擇網(wǎng)格數(shù)量在150 萬至330 萬之間。

圖8 網(wǎng)格示意圖Fig.8 Grid diagram

圖9 表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)隨網(wǎng)格數(shù)量的變化Fig.9 Surface heat transfer coefficient versus the number of grids

1.5 模型驗證

為了驗證數(shù)值計算結果的可靠性，對文獻［11］中的傳統(tǒng)弓形折流板換熱器進行建模并進行數(shù)值模擬，在入口質量流量為2.1 kg/s 的條件下最終得到的殼程壓降為25 224 Pa，殼程傳熱系數(shù)為7 474 W/（m2?K）。對照其模擬結果與之理論計算結果相比較，完全符合其模擬結果。

2 計算結果及分析

2.1 殼程流場分析

圖10 為入口速度為1 m/s 時大小孔弓形折流板的流線圖，由圖10 可以清楚地看到流體流動時受到折流板的擾流作用形成“Z”字流動，是傳統(tǒng)弓形折流板的鮮明特征（見圖11）。此外，圖12為大小孔弓形折流板換熱器大孔處流線圖，在一些大孔處可以看見縱向流線，是流體沖刷折流板時在大孔處形成的縱向貼壁射流的現(xiàn)象。相對于單純的“Z”型主流道，大小孔弓形折流板換熱器的殼程流體分布更加均勻。

圖10 大小孔弓形折流板換熱器殼程流線圖Fig.10 Flow line of the shell of the segmental baffle heat exchanger with large-and-small-hole

圖11 弓形折流板換熱器殼程流線圖Fig.11 Flow line of the shell of the segmental baffle heat exchanger

圖12 大小孔弓形折流板換熱器大孔處流線圖Fig.12 Local flow line of the shell of the segmental baffle heat exchanger with large-and-small-hole

圖13 為帶3 種肋片結構的大小孔弓形折流板換熱器的流線圖。從圖13 可以看出流體在小肋片處的流動狀況，可以看出SF1 對于流動狀態(tài)無明顯影響；而在SF2 處主流道受小肋片影響，主流道明顯變寬；SF3 由于在主流道方向上進行了布置使得死區(qū)新增。比較帶SF1、SF2 和SF3 以及不帶SF 時的流動狀態(tài)，SF2 明顯地增強了貼壁射流沖刷的湍動強度，而SF1 和SF3 效果較差。

圖13 3 種肋片結構大小孔弓形折流板的殼程流線圖Fig.13 Flow line of the shell of the large-and-small-hole segmental baffle heat exchanger with three kinds of small fins

圖14 分別是弓形折流板和大小孔弓形折流板取入口距離大約125 mm 處的殼程橫截面的速度矢量圖，可以清楚地看到傳統(tǒng)弓形折流板下的主流區(qū)域和死區(qū)，而大小孔弓形折流板換熱器的大孔處有高速區(qū)域，死區(qū)區(qū)域相較弓形折流板減小。圖15 和圖16 表示流體經(jīng)過SF1、SF2 和SF3 前后的速度矢量圖，避開主流道的影響，進行對比可發(fā)現(xiàn)，小肋片能改善大小孔弓形折流板換熱器殼程的死區(qū)流體流動狀況。其中SF2 將主流道擴寬，進一步減小了死區(qū)。而SF3 效果不明顯，與單純大小孔弓形折流板相比，并未得到有效改善。比較SF1、SF2 和SF3，SF2 效果最明顯，而SF1 在靠近SF 的地方湍動較為明顯。

圖14 換熱器殼程截面矢量分布圖Fig.14 Vector distribution of shell section of the heat exchanger

圖15 經(jīng)過SF 之前的殼程截面矢量分布圖Fig.15 Vector distribution of shell section of the heat exchanger before SF

圖16 經(jīng)過SF 之后的殼程截面矢量分布圖Fig.16 Vector distribution of shell section of the heat exchanger after SF

圖17 是弓形折流板換熱器、大小孔弓形折流板換熱器及帶SF1、SF2、SF3 的大小孔弓形折流板換熱器在流速1 m/s 時的縱向截面速度分布云圖，可以明顯地看到弓形折流板換熱器的主流道和死區(qū)，大小孔弓形折流板換熱器中的大孔處可以看到高速的縱向流動，帶SF1 的則與不帶SF 的差別不大。帶SF2 的可以看到主流道相對變寬，死區(qū)減少，流體分布相對均勻。帶SF3 的與不帶SF 的差別也不大。

綜上所述，可初步認為SF1 與SF3 對大小孔弓形折流板換熱器的換熱性能提升不大，甚至可能會差于不帶SF 的大小孔弓形折流板換熱器。

圖17 5 種換熱器殼程速度分布云圖Fig.17 Velocity distribution of shell of five heat exchangers

2.2 壓力分布與溫度分布

圖18 為5 種換熱器殼程壓力分布云圖。由圖18 可以看到弓形折流板換熱器的壓降最大，分布最不均勻，符合傳統(tǒng)弓形折流板換熱器的殼程特性；大小孔弓形折流板換熱器的壓降相較低一些，是因為大孔處的縱向流使得壓降變低，帶SF1、SF2 和SF3 的大小孔弓形折流板換熱器殼程壓降分布與不帶SF 的大小孔弓形折流板換熱器差別不大，但壓力分布都相對均勻，且壓降較低。

圖18 5 種換熱器殼程壓力分布云圖Fig.18 Pressure drop distribution of shell of five heat exchangers

圖19 為5 種換熱器殼程溫度分布云圖，其中深色的縱向條紋是管壁邊界層影響的結果。傳統(tǒng)弓形折流板換熱器的殼程溫度分布不均勻，在死區(qū)尤為明顯，呈“Z”型，與速度場相對應；大小孔弓形折流板換熱器及其帶SF1、SF2 和SF3 的換熱器分布相對均勻，主要是由于大孔處有流體經(jīng)過，減少死區(qū)而形成的，基本呈“S”型。帶SF2 換熱器殼程溫度場高溫區(qū)域較短，說明換熱效果優(yōu)于其他兩種帶SF 的換熱器和不帶SF 的換熱器。而弓形折流板換熱器殼程溫度場的高溫區(qū)域最短，說明其他4 種換熱器的換熱效果均不如弓形折流板換熱器，帶SF1 和SF3 的與不帶SF的換熱器殼程溫度分布相似，并無太大差別。

圖19 5 種換熱器殼程溫度分布云圖Fig.19 Temperature distribution of shell of five heat exchangers

2.3 壓力性能與傳熱性能分析比較

通過給定不同的殼程入口速度（1.0 ～1.8 m/s）并檢測最終的管壁表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)（h）和進出口壓降（ΔP）對5 種換熱器進行分析，采用單位壓降下的表面換熱器系數(shù)h/ΔP對換熱器的綜合性能進行分析［12］。

圖20 是5 種換熱器的殼程壓降隨殼程流速變化情況，其中SB 指弓形折流板（segmental baffle），LASH 指大小孔（large and small holes），SF 指小肋片（small fin）。由圖20 可知，隨著流速增加，各個換熱器的壓降也隨之增加。弓形折流板換熱器壓降最高，不帶SF 的大小孔弓形折流板換熱器壓降最低，這是因為弓形折流板在主流道上的“Z”型流動湍動強烈，造成非常大的壓降損失，而在大小孔折流板的大孔處，流體以貼壁射流的形式穿過大孔，在折流板的壁面迅速泄壓，此時壓降損失會減小。弓形折流板換熱器相對于不帶SF 的大小孔弓形折流板換熱器壓降增加了67% ～72% 。帶SF1、SF2 和SF3 的大小孔弓形折流板換熱器由于流體在縱向渦處形成渦流，粘性耗散增強，導致壓降略微上升。比較3 種帶SF 的換熱器，帶SF1 和SF3 的壓降十分接近，帶SF2 的壓降最大。其中SF1 相對于不帶SF 的壓降增加了2.6% ～3.9% ，SF2 相對增加了9.8% ～11.3% ，SF3 相對增加了0.7% ～4.7% 。

圖21 是5 種換熱器的殼側管壁表面換熱系數(shù)隨殼程流速的變化曲線圖，可見傳熱系數(shù)也隨殼程流速的增加而增加，其中弓形折流板換熱器傳熱系數(shù)最高，是因為“Z”型流動使得流體運動方向變化劇烈，湍流效果十分強烈，換熱強度也很高。對于其他大小孔弓形折流板換熱器，流體由于在大孔處發(fā)生“短路”，整體傳熱系數(shù)會低。弓形折流板換熱器的傳熱系數(shù)相對不帶SF 的大小孔弓形折流板換熱器增加了19% ～20% 。比較帶SF 與不帶SF 的換熱器，發(fā)現(xiàn)帶SF1 的傳熱系數(shù)與不帶SF 的相接近，而帶SF3 的則低于不帶SF 的換熱器，帶SF2 的要高一些。SF2 相對于不帶SF 的增加了2.7% ～3.9% 。

圖20 5 種換熱器殼程壓降隨流速的變化Fig.20 The pressure drop of shell versus the flow rate for five heat exchangers

圖21 5 種換熱器殼程傳熱系數(shù)隨流速的變化Fig.21 The heat transfer coefficient of shell versus the flow rate for five heat exchangers

圖22 是綜合性能曲線圖，可見綜合性能h/ΔP隨著殼程流速的增加而減小，是因為這5 種換熱器隨著流速的增加而帶來的壓降增加量遠大于傳熱系數(shù)增加量，可見大小孔弓形折流板換熱器的綜合性能最高，弓形折流板換熱器綜合性能最低，二者性能相差39% ～43% 。比較3 種帶SF 和不帶SF 的大小孔弓形折流板換熱器，帶SF 的綜合性能普遍低于不帶SF 的換熱器，這說明對于大小孔弓形折流板，這3 種SF 所帶來的強化傳熱能力不足以補償帶來的壓降損失，其中，SF1 和SF3 使得大小孔弓形折流板換熱器的壓降大于不帶SF 的換熱器，同時使得傳熱系數(shù)降低，說明這兩種形式的SF 沒有改善流體的流動性能，反而增加了湍流的粘性耗散，使得壓降增大。而SF2 雖然性能較低，但在一定程度上對大小孔弓形折流板換熱器起到了強化傳熱的效果，且壓降增加量在實際工程中可以忽略不記。

圖22 5 種換熱器綜合性能隨流速的變化Fig.22 The comprehensive performance versus the flow rate for five heat exchangers

3 結論與展望

本文通過有限元軟件ANSYS- Fluent 對5 種換熱器進行了數(shù)值計算，比較分析了殼程的流體流動情況和傳熱性質，并比較了這些換熱器的綜合性能，主要得到以下幾個結論：

1）帶SF2 換熱器流場分布相對較均勻，且換熱效果僅次于傳統(tǒng)弓形折流板換熱器。在優(yōu)先考慮換熱效果，且對壓降有一定要求時，可以選擇使用帶SF2 換熱器。

2）弓形折流板換熱器的傳熱性能高于其他換熱器，高于大小孔弓形折流板換熱器19% ～20% ，但同時壓降最大，比大小孔弓形折流板換熱器大67% ～72% 。綜合性能最低，比大小孔弓形折流板換熱器低39% ～43% 。

3）在4 種大小孔弓形折流板換熱器中，帶SF2 的換熱性能最高，比不帶SF 的高2.7% ～3.9% ，但壓降也最大，比不帶SF 的高9.8% ～11.3% ，但壓降差都在幾百帕的數(shù)量級內(nèi)，工程上可忽略不計。

4）SF1 和SF3 并沒有起到良好的作用，反而增加了能耗。綜合這5 種換熱器，大小孔弓形折流板的綜合性能最高。

本文所探討的小肋片結構在綜合性能方面遠高于傳統(tǒng)弓形折流板換熱器，接近于大小孔弓形折流板換熱器，甚至帶SF2 的換熱器的換熱效果優(yōu)于大小孔弓形折流板，說明構建合適的小肋片結構確實能提高換熱效果。后續(xù)工作可構建更多的小肋片結構，從中尋找綜合性能較優(yōu)的結構。