0 引言
管壳式换热器外导流筒起到减轻流体介质对换热管冲蚀、均匀分布入口介质、强化传热性能和膨胀节作用[1]。张哲等[2-3]研究了板翅式换热器不同导流结构的导流性能。杜明等[4]阐述了管壳式换热器外导流筒结构的设计依据，介绍了相关国际标准及专利内容。张立文[5]以某乙烯装置中环形外导流筒换热器为例，介绍了环形外导流筒结构尺寸的设计。郭雪华[6]详细阐述了换热器外导流筒的结构设计原则，并深入分析了各结构尺寸的计算方法和相互制约关系。古新等[7-8]研究了夹套式变截面导流筒换热器外导流筒的优化设计方法。王庆锋等[9]采用数值模拟方法研究了管壳式换热器传热效率的影响因素。吴金星等[10]研究了纵向流管壳式换热器的强化传热方法，指出进、出口处设置导流筒可使传热效率大大提高。壳程流体分配的不均匀会引起换热器效率下降[11]，李平等[12]基于ANSYS FLOTRAN CFD分析了高压加热器蒸汽冷却段经过导流筒后，壳程流体流量的均匀性对换热效率的影响。然而，外导流筒结构多样，其选型设计目前依然缺乏指导性方法。
笔者以筒体公称直径为2 200 mm、入口接管公称直径为700 mm的竖直管降膜式蒸发器换热段为研究对象，设计了外导流筒，建立了3种结构模型，基于CFD数值模拟，以壳程纵截面和入口截面的平均速度及流场均匀性为衡量指标，选出了较适宜的外导流筒结构。
1 外导流筒几何尺寸的确定竖直管降膜式蒸发器换热段筒体内径为2 200 mm，入口接管ø720 mm×8，负压饱和蒸汽流速75 m/s，换热管规格为ø45 mm×3，管数1 100根，管长6 000 mm，正三角形布管，单管程。开槽式外导流筒结构如图 1所示。根据标准及相关文献[6, 13]设计计算，得出基本尺寸如表 1所示。
|
| 图 1 开槽式外导流筒结构 Fig.1 Structure of the slotted type external flow distributor |
| d/mm | K1 | A0/mm2 | A1/mm2 | H/mm | do/mm | H/do | B/mm | Do/mm | Di/mm | δ1/mm | δ2/mm | L1/mm | L2/mm | L3/mm | L4/mm | b/mm | K2 | A2/mm2 | D/mm | n/个 | θ/(°) |
| 704 | 1.1 | 389 256 | 42 818 | 188 | 720 | 0.26 | 1 139 | 1 112 | 2 600 | 13 | 26 | 1 098 | 150 | 32 | 428 | 462 | 2.0 | 77 851 | 2 200 | 1 | 100 |
表中：d为开孔直径；K1为系数，与A0、A1有关；A0为接管流通面积；A1为导流筒环隙流通面积；H为导流筒高度；do为接管外径；B为外导流筒的宽度；Do为筒体外径；Di为导流筒内径；δ1为导流筒的公称厚度；δ2为环板的厚度；L1为管板到第1块折流板的距离；L2为管板与环板外侧的距离；L3为环板内侧到缺口的距离；L4为折流板到缺口的距离；b为内衬筒导流缺口宽度；K2为系数，与A2、A1有关；A2为壳程入口流通面积；D为筒体内径；n为导流缺口数目；θ为入口倾角。
2 模型建立与网格划分 2.1 模型简化假设(1) 流场内流体物理性质稳定不发生相变；
(2) 流场内流体为各向同性的均匀、连续性介质；
(3) 不考虑换热管和折流板；
(4) 不考虑传热；
(5) 不考虑重力作用；
(6) 流场内流体运动为稳态流动。
2.2 建立几何模型外导流筒结构概括起来有4种[14-15]:无圆弧过渡的导流筒(结构1)、开槽式导流筒(结构2)、有圆弧过渡的导流筒(结构3) 和夹套式变截面导流筒(结构4)。无圆弧过渡的导流筒受力情况不好，故不考虑采用；夹套式变截面导流筒会增大管板直径，增加材料费用，也不考虑采用。于是选择结构2和结构3进行对比，结构3可改为变截面式，将其作为结构5。这3种结构的几何模型分别如图 2、图 3和图 4所示。
|
| 图 2 结构2几何模型 Fig.2 Geometric model of structure 2 |
|
| 图 3 结构3几何模型 Fig.3 Geometric model of structure 3 |
|
| 图 4 结构5几何模型 Fig.4 Geometric model of structure 5 |
图 2中外导流筒高度H=188 mm，环板外壁距离Bo=1 192 mm，导流筒缺口角度100°，弦长1 695 mm，宽度462 mm，缺口位于进口正后方。
图 3中外导流筒高度H=188 mm，环板外壁距离Bo=1 192 mm，内筒高端间隙取L=118 mm。
图 4中外导流筒高度H=188 mm，环板外壁距离Bo=1 192 mm，内筒高端间隙取L=118 mm，入口倾角θ=24°。
2.3 网格无关性验证导流筒模型结构复杂，模拟中采用非结构网格。关于网格数量，笔者进行了网格无关性验证。具体表述如下：对于相同模型，通过调整参数加密网格进行模拟计算，然后对比模拟结果，直至与上次结果几乎一致，则认为上次的网格数量能够满足计算要求。
选择结构5作为验证模型，控制最小单元尺寸为12 mm，最大单元尺寸分别为38、30和24 mm，网格总数分别为145万、267万和496万，依次增长接近1倍。对比这3种情况下壳程纵截面和入口截面速度云图，结果分别如图 5和图 6所示。
|
| 图 5 壳程纵截面主流区速度云图 Fig.5 Velocity distribution of the main flow area along the longitudinal section of shell pass |
|
| 图 6 壳程入口截面速度云图 Fig.6 Velocity distribution of the inlet section of shell pass |
由图 5和图 6可以看出：网格总数为145万与267万的主流区速度分布差异较大，而网格总数为267万与496万的主流区速度分布差异很小，几乎一致。这说明总网格单元数为267万左右时，计算结果几乎不再变化。
为了进一步体现一致性，笔者在网格总数为267万和496万的模型中任意取出2点进行速度对比，结果如表 2所示。
| 坐标点/m | v1/(m·s-1) | v2/(m·s-1) | f/% |
| Q1(0.5，0.5，0.5) | 27.6 | 27.5 | 0.36 |
| Q2(0.5，1.0，0.3) | 57.7 | 56.8 | 1.56 |
表中：Q1、Q2分别为几何模型上2坐标点；v1、v2分别为267万网格模型和496万网格模型对应速度；f为同一点不同网格模型的速度差值百分率。
由表 2可看出：对于点Q1和Q2，2种网格模型速度差异分别为0.36%和1.56%，此差异在工程允许范围内。此外，笔者还针对267万左右的网格进行了稀疏探索，将网格总数稀疏到225万，发现网格总数225万与网格总数267万的结果差异很小。因此，模拟中网格总数选择267万左右。
3 Fluent设置与计算 3.1 求解类型的选择对于低速流动密度变化不大的流场计算，多选用压力基求解器，对于高速流动问题，常采用密度基求解器[16]。空气动力学中，马赫数大于0.3时，需考虑密度变化的影响，视为可压缩流体；反之，视为不可压缩流体[17]。据此，对模拟中的介质负压饱和蒸汽进行判断[18]。
蒸汽的气体常数：
|
(1) |
当地声速：
|
(2) |
马赫数：
|
(3) |
式中：Rg为蒸汽气体常数，J/(kg·K)；R为摩尔气体常数，J/(mol·K)；M为蒸汽摩尔质量，kg/mol；c为当地声速，m/s；k为比热比；T为温度，K；Ma为马赫数；v为蒸汽流速，m/s。
根据式(1)~式(3) 进行计算，结果如表 3所示。其中Ma=0.174 < 0.3，故该介质视为不可压缩流体，则选用压力基求解器。
| R/(J·mol-1·K-1) | M/(kg·mol-1) | k | v/(m·s-1) | Rg/(J·kg-1·K-1) | T/K | c/(m·s-1) | Ma |
| 8.314 5 | 0.018 | 1.135 | 75 | 462 | 354.35 | 431 | 0.174 |
3.2 计算模型
模拟中着重于流场分析，入口雷诺数为46 200，流动为湍流，不考虑相变和传热，只需设置湍流模型。选择标准κ-ε湍流模型，该模型具有较高的稳定性、经济性和计算精度[17]。
3.3 边界条件 3.3.1 入口边界条件设置模拟中负压饱和蒸汽流动视为不可压缩流动，所以选择速度入口作为入口边界条件。根据进口流量和管径计算得出速度为75 m/s，压力-50 kPa，湍流强度4.18%，水力直径0.704 m。
3.3.2 出口边界条件设置模拟着重关注壳程入口的流场特性，实际问题中出口充分发展，所以将自由流边界设置为出口边界条件。
3.3.3 壁面边界条件设置无滑移静止壁面，保持默认设置。
3.4 收敛标准模拟中残差标准保持默认设置。收敛判定标准如下：残差曲线下降到设置标准，随步数增加稳定不变，则认为收敛；进出口质量流量差值小于0.001，则认为收敛。
3.5 计算及结果分析控制筒体内径2 200 mm、入口接管外径720 mm、外导流筒内外筒间隙H=188 mm、环板外壁距离B0=1 192 mm不变，对结构2、结构3和结构5几种外导流筒结构进行模拟计算。计算结果如图 7和图 8所示。结果分析采用定性与定量相结合的方法，使问题描述地更加直观清晰。
|
| 图 7 壳程纵截面速度云图 Fig.7 Velocity distribution along the longitudinal section of shell pass |
|
| 图 8 壳程入口截面速度云图 Fig.8 Velocity distribution at the inlet section of the shell pass |
3.5.1 定性分析
3种导流筒结构壳程纵截面的速度分布效果如图 7所示。按照结构2设计，饱和蒸汽进入壳程后，沿竖直方向整体速度梯度大，局部区域速度高，流体分布均匀性差；与结构2相比，结构3整体速度梯度较好，无高速区，但局部区域梯度明显，流体分布均匀性次之；相比前2种结构，结构5的整体速度梯度很小，无高速区，流体分布均匀性更佳。
3种导流筒结构壳程入口截面的速度分布效果如图 8所示。按照结构2设计，饱和蒸汽进入壳程后，在入口截面上整体速度梯度大，进口区域速度较高，流体分布均匀性差；与结构2相比，结构3整体速度梯度较好，无高速区，局部区域梯度明显，流体分布均匀性次之；相比前两种结构，结构5的整体速度梯度均匀，无高速区，流体分布均匀性更佳。
3.5.2 定量分析采用速度平均值p和速度标准差S来定量地描述壳程蒸汽速度和流场均匀性。其中，速度在合理范围内即可；标准差越小，表示流场均匀性越好。对模拟结果进行数理统计，如表 4和表 5所示。
| 分析截面 | 结构2 | 结构3 | 结构5 |
| 壳程入口截面 | 42.57 | 31.19 | 22.22 |
| 壳程纵截面 | 45.55 | 18.08 | 10.02 |
| 分析截面 | 结构2 | 结构3 | 结构5 |
| 壳程入口截面 | 27.94 | 15.47 | 16.92 |
| 壳程纵截面 | 33.02 | 11.99 | 8.38 |
表 4为结构2、3、5壳程纵截面和入口截面的速度平均值。根据工程经验，常压下，壳程一般气体的流速范围为2~15 m/s；-40 kPa时，蒸汽的最大允许流速为45 m/s[19-20]。由表 4可知，按照结构2设计，蒸汽进入壳程后，入口截面和纵截面平均流速都接近最大允许速度，阻力消耗较大，压降较大；相比结构2，结构3纵截面平均流速较为合理，但入口截面流速依然较大；而结构5壳程入口截面和纵截面平均流速均相对合理。
表 5为结构2、3、5壳程纵截面和入口截面的速度标准差。由表可知，对于壳程入口截面，结构2标准差较大，流场均匀性较差，结构3和结构5标准差接近，均远小于结构2，流场均匀性较好；对于壳程纵截面，结构2标准差较大，流场均匀性较差，结构3标准差较小，流场均匀性较好，结构5标准差更小，流场均匀性更好。
4 结论(1) 结构2进口区域速度高，壳程速度梯度大，流场均匀性差；与结构2相比，结构3整体速度梯度较好，但局部区域梯度明显，流场均匀性较好；相比前2种结构，结构5的整体速度梯度更均匀，流体分布均匀性更佳。
(2) 结构2入口截面和纵截面平均流速较大；相比结构2，结构3纵截面平均流速较小，但入口截面平均流速依然较大；相比前2种结构，结构5壳程入口截面和纵截面平均流速均较小且更合理。
(3) 相比结构3和结构5，结构2标准差较大，流场均匀性较差；结构3和结构5入口截面标准差接近，纵截面标准差结构5小于结构3，故结构5流场均匀性更好。
(4) 综合来看，结构5流速合理，流场均匀性更好，为笔者研究问题更适宜的导流筒结构。
| [1] | 兰州石油机械研究所. 换热器[M].2版. 北京: 中国石化出版社, 2013. |
| [2] | 张哲, 厉彦忠, 田津津. 板翅式换热器导流片结构的数值模拟[J]. 化工学报, 2002, 53(12): 1311–1314. |
| [3] | 焦安军, 厉彦忠, 张瑞, 等. 板翅式换热器不同结构导流片导流性能的研究[J]. 西安交通大学学报, 2001, 35(11): 1113–1117. |
| [4] | 杜明, 陈建文, 惠宁, 等. 管壳式换热器壳侧外导流筒结构设计与工程应用[J]. 石油和化工设备, 2014(10): 23–26. |
| [5] | 张立文. 换热器环形外导流筒的设计及制造要点[J]. 石油化工设备技术, 2005, 26(6): 15–16. |
| [6] | 郭雪华, 段瑞. 换热器外导流筒的结构设计分析与改进[J]. 石油化工设备技术, 2007, 28(4): 1–3. |
| [7] | 古新, 朱培纳, 刘敏珊, 等. 变截面导流筒换热器入口流场均化性能数值仿真[J]. 化工学报, 2012, 63(12): 3839–3846. |
| [8] | 夏立荣, 岳希明, 刘敏珊.换热器夹套式变截面导流筒数值模拟与结构优化[C]//全国换热器学术会议, 2007:46-50. |
| [9] | 王庆锋, 庞鑫, 赵双. 管壳式换热器传热效率影响因素及数值模拟分析[J]. 石油机械, 2015(10): 102–107. |
| [10] | 吴金星, 魏新利, 董其伍, 等. 纵向流管壳式换热器强化传热研究与发展[J]. 石油机械, 2002, 30(4): 49–52. |
| [11] | 刘敏珊, 孙爱芳, 董其伍. 紧凑型板壳式换热器导流结构优化设计[J]. 压力容器, 2006, 23(8): 32–35. |
| [12] | 李平, 蒋丹, 何克强. 高压加热器蒸汽冷却段导流筒内流动的数值模拟[J]. 动力工程, 2007, 27(5): 762–765. |
| [13] | 中华人民共和国国家质量监督检验检疫总局, 中国国家标准化管理委员会.压力容器:GB 150-2011[S].北京:中国标准出版社, 2011. |
| [14] | 毛希澜. 化工设备设计全书之换热器设计[M]. 上海: 上海科学技术出版社, 1988: 185-186. |
| [15] | 史美中, 王中铮. 热交换器原理与设计[M].4版. 南京: 东南大学出版社, 2009: 52-53. |
| [16] | 胡坤, 李振北. ANSYS ICEM CFD工程实例详解[M]. 北京: 人民邮电出版社, 2014: 385. |
| [17] | 于勇. FLUENT入门与进阶教程[M]. 北京: 北京理工大学出版社, 2008: 40-44. |
| [18] | 沈维道, 童均耕. 工程热力学[M].4版. 北京: 高等教育出版社, 2012: 76. |
| [19] | 朱聘冠. 换热器原理及计算[M]. 北京: 清华大学出版社, 1987: 253-254. |
| [20] | 孙兰义, 马占华, 王志刚, 等. 换热器工艺设计[M]. 北京: 中国石化出版社, 2015: 118. |