摘" " " 要： 針對(duì)高黏度流體在弓形折流板管殼式換熱器中綜合傳熱性能低的問題，采用甘油作為殼程高黏度流體模型介質(zhì)，通過(guò)三維數(shù)值模擬計(jì)算方法對(duì)其在弓形折流板和三分螺旋折流板管殼式換熱器的殼程流動(dòng)特性和傳熱綜合性能進(jìn)行研究。結(jié)果表明：甘油在三分螺旋折流板換熱器殼程中呈螺旋狀流動(dòng)狀態(tài)，相比于弓形折流板而言，雖然傳熱性能降低，但有效降低了殼程壓降，熱增強(qiáng)因子TEF提升了4.84%～28.95%。

關(guān)" 鍵" 詞：三分螺旋折流板；弓形折流板；數(shù)值模擬；綜合性能

中圖分類號(hào)：TQ015" " " "文獻(xiàn)標(biāo)識(shí)碼： A" " " "文章編號(hào)：1004-0935（2024）04-0533-04

管殼式換熱器是一種廣泛用于化工、煉油、冶金等工業(yè)生產(chǎn)過(guò)程中熱量交換的單元設(shè)備。折流板作為管殼式換熱器內(nèi)構(gòu)件，既可提高傳熱效果，又可起到支撐換熱器管束的作用[1-3]。作為殼程流動(dòng)介質(zhì)的高黏度流體在傳熱過(guò)程中，流體的速度分布和溫度分布均呈拋物線型分布，因此高黏度流體在管殼式換熱器的傳熱過(guò)程中普遍存在傳熱效率低的問題[4]。采用各種強(qiáng)化措施以便在提高高黏度流體傳熱系數(shù)的同時(shí)降低流動(dòng)阻力，已成為提高高黏度流體在管殼式換熱器中綜合傳熱性能的研究熱點(diǎn)。

近年來(lái)，眾多研究者提出一種與換熱管呈一定安裝角度的連續(xù)螺旋折流板管殼式換熱器[5-7]。相比于傳統(tǒng)弓形折流板而言，殼程流體在連續(xù)螺旋折流板換熱器的殼程流動(dòng)過(guò)程中，可形成連續(xù)螺旋狀流動(dòng)狀態(tài)以減少殼程滯流死區(qū)，有效降低了管殼式換熱器的壓力損失，從而提高換熱器的換熱效率，同時(shí)，螺旋狀的流動(dòng)狀態(tài)可減小殼程流體對(duì)換熱管束的沖刷，可有效避免設(shè)備的劇烈振蕩以延長(zhǎng)管殼式換熱器的使用壽命。然而，連續(xù)螺旋折流板在實(shí)際加工過(guò)程中和管板裝配等方面存在一定困難[7]。

本文以甘油作為高黏度流體模型介質(zhì)，通過(guò)Solidworks建模軟件對(duì)傳統(tǒng)弓形折流板和新型三分螺旋折流板管殼式換熱器建立物理模型，采用ANSYS軟件對(duì)殼程高黏度流體傳熱、壓降以及綜合傳熱性能進(jìn)行分析，為高黏度流體在管殼式換熱器中折流板及其結(jié)構(gòu)優(yōu)化提供理論依據(jù)和科學(xué)指導(dǎo)。

1" 物理模型

弓形折流板和三分螺旋折流板管殼式換熱器結(jié)構(gòu)參數(shù)如表1所示。

采用三維建模軟件Solidworks建立的弓形折流板和三分螺旋折流板管殼式換熱器的物理模型如 圖1所示。

2" 數(shù)值模擬

2.1" 邊界條件及模擬設(shè)置

以甘油作為管殼式換熱器中殼程高黏度流體的流動(dòng)模型介質(zhì)，其物性參數(shù)如表2所示。

管殼式換熱器中殼程流體的流動(dòng)方向?yàn)椋河蓺こ逃覀?cè)下方入口處流入，在換熱管的軸向方向沿不同結(jié)構(gòu)折流板依次繞流，而后從殼程左側(cè)上方出口處流出。

換熱器殼程流體入口處溫度為298.15 K，管壁溫度353.15 K，入口流速為1.0～3.0 kg·s-1。

管殼式換熱器流動(dòng)較為復(fù)雜，因此，為了便于模擬，采用如下假設(shè)[8-10]：殼體筒壁和折流板的流固界面設(shè)置為光滑、無(wú)滑移的絕熱壁面；忽略折流桿等內(nèi)構(gòu)件對(duì)流體流動(dòng)狀態(tài)的影響；忽略折流板與換熱管間、折流板與殼體間的泄漏和傳熱。

在模擬計(jì)算中，求解算法采用分離變量法的隱式求解器，采用二階迎風(fēng)格式求解動(dòng)量、湍流動(dòng)能和湍流耗散率，采用SIMPLE算法計(jì)算壓力和速度，選擇Realizable k-ε湍流模型，近壁面模擬采用標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)法[9-11]。在模擬計(jì)算中，設(shè)置連續(xù)性和動(dòng)量方程殘差為1′10?4，設(shè)置能量方程殘差為1′10?7。

2.2" 網(wǎng)格劃分無(wú)關(guān)性分析

根據(jù)表1所示的弓形折流板換熱器幾何尺寸，采用HyperMesh進(jìn)行四面體非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格劃分，并利用網(wǎng)格自適應(yīng)性對(duì)體網(wǎng)格進(jìn)行平滑處理，以提高體網(wǎng)格的整體質(zhì)量。

為了確保數(shù)值模擬結(jié)果不會(huì)隨網(wǎng)格單元大小發(fā)生明顯的變化，常常通過(guò)驗(yàn)證網(wǎng)格無(wú)關(guān)性確定網(wǎng)格單元大小。本研究中以弓形折流板管殼式換熱器為例，在甘油流速為2.0 kg·s-1時(shí)對(duì)5種不同網(wǎng)格劃分方案下殼程傳熱系數(shù)α進(jìn)行數(shù)值模擬，模擬結(jié)果如圖2所示。

由圖2可知，傳統(tǒng)弓形折流板換熱器中傳熱系數(shù)α隨網(wǎng)格數(shù)目的增加而增加，且增幅逐漸減小。NO.4和NO.5網(wǎng)格劃分方案獲得的傳熱系數(shù)α相對(duì)誤差僅為1.37%，小于2%。因此，基于數(shù)值模擬計(jì)算精度和計(jì)算機(jī)資源，本研究中采用NO.4網(wǎng)格數(shù)劃分方案，即網(wǎng)格數(shù)目為2.96′106。

按照NO.4網(wǎng)格劃分方案，通過(guò)TGrid網(wǎng)格生成方法可生成如圖3所示的網(wǎng)格截面圖。

3" 結(jié)果與討論

3.1" 殼程流動(dòng)狀態(tài)分析

眾所周知，傳統(tǒng)弓形折流板可為管殼式換熱器中殼程流體提供“Z”字形分布流動(dòng)狀態(tài)，同時(shí)，在折流板處殼程流體的流動(dòng)方向會(huì)發(fā)生突變，且折流板后存在明顯的流動(dòng)死區(qū)[10-12]。殼程介質(zhì)高黏度流體在三分螺旋折流板管殼式換熱器中流動(dòng)狀態(tài)如圖4所示。由圖4可以看到，殼程流體的流動(dòng)呈螺旋狀分布的流動(dòng)狀態(tài)，且流體流線與換熱管間形成40°～60°的角度，同時(shí)，還可看到流體在殼層中無(wú)流動(dòng)死區(qū)。

3.2" 殼程傳熱性能分析

采用甘油作為換熱器中殼程流動(dòng)介質(zhì)，當(dāng)殼程流體的入口流速?gòu)?.0 kg·s-1增加到 3.0 kg·s-1時(shí)，弓形折流板和三分螺旋折流板管殼式換熱器中殼程傳熱系數(shù)α模擬結(jié)果如圖5所示。

由圖5可知，弓形折流板換熱器的傳熱系數(shù)α比三分螺旋折流板換熱器的傳熱系數(shù)α高" 21.50%～ 32.61%，說(shuō)明傳統(tǒng)弓形折流板管殼式換熱器的傳熱性能優(yōu)于三分螺旋折流板管殼式換熱器。從殼程流體在2種結(jié)構(gòu)折流板管殼式換熱器中的流動(dòng)狀態(tài)進(jìn)行分析可知，殼程流體在弓形折流板換熱器中呈“Z”字形流動(dòng)形態(tài)，雖然存在明顯的流動(dòng)死區(qū)，但可形成較強(qiáng)的湍動(dòng)[10-13]，而殼程流體在三分螺旋折流板換熱器中雖然形成了螺旋狀流動(dòng)形態(tài)，且無(wú)流動(dòng)死區(qū)，但流體流動(dòng)的湍流程度并不強(qiáng)，從而導(dǎo)致了高黏度殼程流體在2種不同折流板管殼式換熱器中傳熱系數(shù)α的差異。

3.3" 殼程壓降分析

當(dāng)采用甘油作為管殼式換熱器的殼程流動(dòng)介質(zhì)時(shí)，圖6為弓形折流板管殼式換熱器和三分螺旋折流板管殼式換熱器中殼程壓降Δp隨殼程流體流量從1.0 kg·s-1增加到 3.0 kg·s-1的變化關(guān)系。

由圖6可知，三分螺旋折流板管殼式換熱器的殼程壓降Δp比弓形折流板管殼式換熱器的殼程壓降Δp降低幅度高達(dá)73.44%～77.43%。究其原因，主要是由于高黏度流體在管殼式換熱器的殼程流動(dòng)中摩擦阻力較大，因此，相比于弓形折流板對(duì)殼程流體的阻流作用而言，高黏度殼程流體在三分螺旋折流板的導(dǎo)流作用下，呈現(xiàn)出流動(dòng)更順暢的螺旋狀流動(dòng)狀態(tài)且無(wú)流動(dòng)死區(qū)，因此，造成高黏度流體在三分螺旋折流板換熱器中殼程壓降Δp有較大幅度的下降。

3.4" 綜合傳熱性能分析

基于“最小壓降下獲得最大換熱量”原則，高曉東[14]等提出熱增強(qiáng)因子TEF可準(zhǔn)確評(píng)價(jià)管殼式換熱器中殼程的強(qiáng)化傳熱性能，如式（1）所示。

TEF=α/Dp1/3。" " " " " "（1）

式中：TEF—熱增強(qiáng)因子，W·（m2·K·Pa1/3）-1；

Δp—?dú)こ虊航担琍a；

α—傳熱系數(shù)，W·（m2·K）-1。

當(dāng)高黏度殼程流體流速?gòu)?.0 kg·s-1增加到" 3.0 kg·s-1時(shí)，弓形折流板和三分螺旋折流板管殼式換熱器的熱增強(qiáng)因子TEF變化情況如圖7所示。

由圖7可知，由于2種折流板管殼式換熱器中傳熱性能和阻力性能存在較大差異，因此，相比于傳統(tǒng)弓形折流板換熱器而言，隨著高黏度流體流速?gòu)?.0 kg·s-1增加到3.0 kg·s-1，三分螺旋折流板管殼式換熱器的熱增強(qiáng)因子TEF分別提高了4.84%、15.79%、21.42%、25.58%和28.95%。根據(jù)弓形折流板和三分螺旋折流板換熱器的傳熱性能和阻力性能分析結(jié)果可知，盡管三分螺旋折流板管殼式換熱器的傳熱性能較差，但可為高黏度流體提供更低的流動(dòng)阻力，即相比于傳統(tǒng)弓形折流板而言，三分螺旋折流板管殼式換熱器的殼程壓降Δp降低幅度遠(yuǎn)大于傳熱系數(shù)α的降低幅度，因此，三分螺旋折流板換熱器的熱增強(qiáng)因子TEF明顯高于傳統(tǒng)弓形折流板換熱器。

另外，當(dāng)殼程流速為2.5 kg·s-1或3.0 kg·s-1時(shí)，三分螺旋折流板換熱器的熱增強(qiáng)因子TEF較高，這說(shuō)明在較高的高黏度殼程流體流速下，三分螺旋折流板管殼式換熱器的綜合傳熱性能明顯優(yōu)于弓形折流板管殼式換熱器，也意味著三分螺旋折流板管殼式換熱器對(duì)于高黏度殼程流體介質(zhì)在較高流速下有較好適用性。

4" 結(jié) 論

本文采用甘油作為管殼式換熱器中殼程高黏度流體模型介質(zhì)，通過(guò)Solidworks對(duì)傳統(tǒng)弓形折流板和三分螺旋折流板管殼式換熱器建模，并采用ANSYS軟件對(duì)2種折流板換熱器的傳熱性能和阻力性能進(jìn)行數(shù)值模擬，得到如下結(jié)論：

1）三分螺旋折流板可為殼程流體提供螺旋狀流動(dòng)分布形態(tài)，且無(wú)明顯流動(dòng)死區(qū)。

2）相比于弓形折流板而言，三分螺旋折流板換熱器中殼程傳熱系數(shù)下降21.50%～32.61%，而殼程壓降則降低了73.44%～77.43%。

3）當(dāng)采用熱增強(qiáng)因子TEF作為管殼式換熱器的換熱綜合性能評(píng)價(jià)指標(biāo)時(shí)，高黏度殼程流體在三分螺旋折流板換熱器的換熱綜合性能高于弓形折流板4.84%～28.95%，且隨著殼程流速增大TEF增幅增大。

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Effect of Baffle Structure on Comprehensive Heat Transfer

Performance of Shell-and-tube Heat Exchanger for High Viscosity Fluid

HU Bao1，2， ZOU Linling1， LIU Hongjiao1， JIN Mei1

（1. Jianghan University， Wuhan Hubei 430056， China;

2. Yangtze Memory Technologies Co.， Ltd.， Wuhan Hubei 430056， China）

Abstract：" Aiming at the problem of low comprehensive heat transfer of shell-and-tube heat exchanger with segmental baffles for high viscosity fluid， taking the high viscosity glycerol as the shell-side model medium fluid， the shell side heat transfer performance of shell-and-tube heat exchanger with segmental baffles and trisection helical baffles were studied by three-dimensional numerical simulation. The results showed that the glycerol high viscosity fluid in the shell-side of heat exchanger with trisection helical baffles exhibited a spiral flow state， which could decrease the heat transfer coefficient and effectively reduce the pressure drop in the shell-side compared with shell-and-tube heat exchanger with segmental baffle， as a result， thermal enhancement TEF factor of the comprehensive performance of heat exchanger with trisection helical baffles could be improved by 4.84%～28.95%。

Key words：" Trisection helical baffle; Segmental baffle; Numerical simulation; Comprehensive heat transfer