李德濤 虞 斌 田文文 錢啟兵

（南京工業(yè)大學機械與動力工程學院）

管殼式換熱器具有結構簡單、安全可靠及傳熱效率高等優(yōu)點，廣泛應用于石油、化工及冶煉等領域。折流板是管殼式換熱器不可缺少的部件，影響著換熱器的傳熱、殼程壓降及流動等特性，當換熱管較長時，折流板可有效支撐管束，提高其剛度，防止管束振動［1］。

文獻［2］指出，折流板的缺口高度h一般選取殼程圓筒內(nèi)徑的20%～45%，折流板缺口高度的變化必定會改變流體的流動狀態(tài)，進而影響換熱器的傳熱效率。劉敏珊等通過數(shù)值模擬研究了折流板對換熱器性能的影響，發(fā)現(xiàn)殼程壓降和換熱系數(shù)隨著折流板缺口高度的增大而減?。?］。孫立勇研究發(fā)現(xiàn)流速相同時，折流板缺口高度越大，換熱器性能系數(shù)越高［4］。

折流板最小間距應不小于殼體內(nèi)徑的1/5且不小于50mm，管束兩端的折流板應盡可能布置在殼程進出口接管處，其他折流板宜等距布置。張少維等對管殼式換熱器換熱效率的影響因素進行了研究，得出折流板間距越大殼程傳熱系數(shù)越小、壓降越小的結論，并利用Fluent和HTFS計算優(yōu)化出了折流板的最佳間距，提高了對流傳熱系數(shù)［5～7］。Soltan B K等研究了折流板間距對換熱系數(shù)和壓降的影響，提出了折流板間距的最佳選擇方法［8］。

為了減小管殼式換熱器在折流板背風側形成的傳熱死區(qū)，同時降低換熱器的壓降，既能繼承傳統(tǒng)弓形折流板的優(yōu)點，又能有效提升換熱器綜合換熱性能的一種方法就是在折流板上開孔［9］。熊智強等利用CFD對換熱器弓形折流板進行開孔對比數(shù)值模擬，結果表明開孔之后殼程壓降可減小7.3%，傳熱效率可提高5.4%［10］。郭土等采用數(shù)值模擬方法，研究了不同入口速度下折流板開孔前后的殼程流場和溫度場，研究發(fā)現(xiàn)在相同的入口速度下，折流板開孔的換熱器比普通換熱器傳熱效果更好，尤其在低雷諾數(shù)下效果更好［11］。李貴等在單弓形折流板的不同位置進行開孔，數(shù)值模擬結果表明：均勻開孔對減小換熱器殼程壓降效果較好，綜合性能評價因子E更好；在入口流速為0.1m/s時，通過改變開孔位置，殼程壓降可優(yōu)化3%左右［12］。

為提高管殼式換熱器的換熱效率，延長使用壽命［13，14］，筆者對單弓形折流板的缺口高度h、折流板數(shù)量n和折流板開孔孔徑d進行正交試驗研究，以期得到折流板對換熱器性能的影響規(guī)律。

1 模型建立

1.1 幾何模型

管殼式換熱器的尺寸和結構嚴格按照GB/T 151—2014《熱交換器》的要求設計，殼程內(nèi)徑260mm，殼程總長1 500mm，進出口管內(nèi)徑90mm，換熱管外徑24mm，換熱管數(shù)量24根，換熱管間距36mm?；谡哿靼迦笨诟叨萮、折流板數(shù)量n和折流板開孔孔徑d這3個因素，每個因素都考慮3個水平，設計正交試驗因素水平表見表1。

表1 正交試驗因素水平表L9（33）

如果每個因素的每個水平相互搭配進行模擬研究，必須做33=27次模擬，將耗費許多時間和精力。所以在不影響結構優(yōu)選的前提下考慮減少模擬量，把具有代表性的因素-水平組合保留下來，為此筆者選擇其中9組方案進行分析，并分別命名為A、B、C、…、H、I（表2）［15］。

表2 9組方案組合

單弓形折流板換熱器的三維模型相對復雜，為了簡化計算模型，做如下假設：流體的密度、粘度系數(shù)及比熱容等均為常數(shù)；流體不可壓縮、各向同性、連續(xù)；忽略流體重力的影響。得到管殼式換熱器三維簡化模型如圖1所示。

圖1 管殼式換熱器三維簡化模型

1.2 網(wǎng)格劃分及邊界條件設置

網(wǎng)格劃分是數(shù)值模擬過程中關鍵的一步，網(wǎng)格質量的優(yōu)劣直接影響模型的計算收斂速度和結果的精確程度。筆者采用非結構化網(wǎng)格，這種網(wǎng)格的自適應能力好，適合計算較為復雜的模型。對模型進行網(wǎng)格無關性驗證之后，最終確定當網(wǎng)格數(shù)在400萬左右時即可滿足計算要求。圖2是換熱器網(wǎng)格劃分情況。

圖2 換熱器網(wǎng)格劃分

求解計算采用3D單精度求解器，求解算法采用Pressure Bassed隱式（Implicit）求解，保證收斂的穩(wěn)定性；壓力和速度解耦采用SIMPLE算法；動量、能量及其湍流參量的求解均采用second order windup格式；湍流模型采用標準的k-ε模型。進口采用Velocity-inlet，給定流體速度、溫度300K，進口回流條件采用湍流強度和水力直徑（Intensity and Hydraulic Diameter）；出 口 采 用outflow；殼體壁面采用不可滲透、無滑移絕熱邊界，并給定換熱管壁面為恒溫500K；穩(wěn)態(tài)不可壓縮求解。

2 數(shù)值模擬與結果分析

2.1 壓降

在換熱器中由于折流板的阻礙，使得殼程換熱介質阻力增大，最為直觀的體現(xiàn)就是殼程的壓降增大。圖3是不同方案下?lián)Q熱器的殼程壓降。由圖3可以看出，在同一方案下，流速增加時，換熱器殼程壓降增加。當換熱介質在相同的入口流速6m/s下，折流板缺口高度為95mm時，隨著折流板數(shù)量的增加（即折流板間距減?。?，換熱器的殼程壓降增加了46.76%；缺口高度為75mm時，殼程壓降增加了49.47%；缺口高度為55mm時，殼程壓降增加了115.40%。這是因為隨著折流板間距的減小，換熱介質流動阻力增加，相應的換熱器殼程壓降增大。當折流板數(shù)量為4塊時，隨著折流板缺口高度的增加，折流板殼程壓降降低了63.00%；當折流板數(shù)量為6塊時，殼程壓降降低了77.57%；當折流板數(shù)量為8塊時，殼程壓降降低了75.92%。這是因為缺口高度越大，流速越低，擾動越小；折流板開孔之后原本縱向沖刷換熱管的部分換熱介質直接橫向流過折流板，因此降低了流動阻力，導致壓降降低。

圖3 不同方案下?lián)Q熱器的殼程壓降

2.2 表面換熱系數(shù)

圖4是不同方案下?lián)Q熱器的表面換熱系數(shù)。由圖4可以看出，隨著流速的增加，同一方案下表面換熱系數(shù)增加。當換熱介質在相同的入口流速6m/s下，折流板缺口高度為95mm時，換熱管的表面換熱系數(shù)隨著折流板數(shù)量的增加而增加（增加了9.96%）；缺口高度為75mm時，表面換熱系數(shù)增加了11.00%；缺口高度為55mm時，表面換熱系數(shù)增加了12.10%；這是因為隨著折流板數(shù)目的增多，殼程的Z形流動更加接近理想橫流，并且相鄰兩塊折流板之間的通道面積減小，使換熱介質橫掠管束的速度增大，換熱系數(shù)增大。當折流板數(shù)量為4塊時，表面換熱系數(shù)隨著折流板缺口高度的減小而增加（增加了4.76%）；當折流板數(shù)量為6塊時，表面換熱系數(shù)增加了8.30%；折流板數(shù)量為8塊時，表面換熱系數(shù)增加了6.79%；這是因為折流板缺口高度減小時，殼側換熱介質流動趨向理想橫流流動的程度增大，導致表面換熱系數(shù)增加。

圖4 不同方案下?lián)Q熱器的表面換熱系數(shù)

2.3 換熱性能綜合評價

一般情況下，壓降減小時，換熱器的換熱性能也會隨之降低。因此，如果要對換熱器的換熱性能進行綜合評價，需要綜合考慮換熱器的換熱系數(shù)和壓降。筆者采用表面換熱系數(shù)與壓降之比（即綜合性能評價因子E）對換熱器的換熱性能進行評價。

圖5是不同方案下的綜合性能評價因子。由圖5可以看出，在相同流速下，隨著折流板數(shù)量的增加，綜合性能評價因子E逐漸減?。辉谙嗤哿靼鍞?shù)量下，綜合性能評價因子E隨缺口高度的減小而減小，且趨勢逐漸平緩。當換熱介質入口流速為6m/s時，方案A的綜合性能評價因子E是10.15%，方案I的綜合性能評價因子E是1.89%，方案I的E相較方案A降低了81.38%，說明在9組方案中，方案A的折流板性能參數(shù)組合搭配相對而言是最好的。

圖5 不同方案下的綜合性能評價因子

2.4 正交試驗分析

選取換熱介質入口流速6m/s時的綜合性能評價因子E為正交試驗分析的指標，與原始數(shù)據(jù)一起進行分析，多因素試驗方案與結果見表3。從表3中可以看出，折流板缺口高度h、折流板數(shù)量n與折流板開孔孔徑d的極差分別為6.18、2.56、0.62，說明折流板缺口高度對換熱器的換熱效果影響最大，是主要的影響因素；正交試驗得到的換熱器換熱效果最優(yōu)參數(shù)組合為：折流板缺口高度h=95mm、折流板數(shù)量n=4塊、折流板開孔孔徑d=8mm。

表3 多因素試驗方案與結果

3 結論

3.1 換熱器殼程壓降和換熱管的表面換熱系數(shù)隨著折流板缺口高度的減小而增加，隨著折流板數(shù)量的增加而增加。

3.2 綜合性能評價因子隨著折流板缺口高度的減小而減小，隨著折流板數(shù)量的增加而減小。

3.3 通過正交試驗分析得到，折流板缺口高度對換熱器的換熱效果影響最大，是主要的考慮因素；而折流板開孔孔徑對換熱效果的影響是三因素中最小的；正交試驗分析得到，當折流板缺口高度h=95mm、折流板數(shù)量n=4塊和折流板開孔孔徑d=8mm時，換熱器的換熱效果最好。