來(lái)流方向?qū)椥怨苁駝?dòng)及傳熱特性的影響

季家東， 陳衛(wèi)強(qiáng)， 鄧 旭， 周 蓉， 鄧如意， 盧 鈺

(1. 安徽理工大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院，安徽 淮南 232001； 2. 安徽理工大學(xué) 礦山智能裝備與技術(shù)安徽省重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，安徽 淮南 232001)

平面彈性管束換熱器[1-2]是一種新式換熱裝置，殼程/管程流體沖擊其內(nèi)部具有彈性的彎管，使之發(fā)生振動(dòng)，增強(qiáng)換熱性能[3-5]。鑒于平面彈性管束及殼程流體入口管的結(jié)構(gòu)特點(diǎn)，殼程流體的流動(dòng)特性比較雜亂，使得殼程流體并不是正向沖擊平面彈性管束。所以，分析不同流向殼程流體沖擊平面彈性管束時(shí)所致的振動(dòng)，乃至管束的傳熱特性，對(duì)于換熱器結(jié)構(gòu)改進(jìn)有重要的指導(dǎo)意義。

研究發(fā)現(xiàn)，管程流體和殼程流體都能夠引起平面彈性管束的振動(dòng)，但管束的振動(dòng)大多是來(lái)源于殼程流體的沖擊[6-7]。殼程流體沖擊管束的振動(dòng)主要表現(xiàn)為垂直于管束平面的振動(dòng)[8-11]。關(guān)于殼程流體沖擊對(duì)平面彈性管束傳熱特性的影響，段德榮等[12]對(duì)平面彈性管束的強(qiáng)化換熱進(jìn)行了分析。結(jié)果表明：殼程流體誘導(dǎo)的振動(dòng)能夠強(qiáng)化換熱，且當(dāng)流體速度越小時(shí)換熱效果越明顯。閆柯等[13]通過(guò)對(duì)一種新型空間錐螺旋彈性管束的振動(dòng)分析，發(fā)現(xiàn)當(dāng)流體速度處于一定數(shù)值區(qū)間內(nèi)，這種新型管束的振幅持續(xù)增大但增大的趨勢(shì)不太明顯，當(dāng)流體速度大于某一值時(shí)，管束振幅的增大趨勢(shì)變得十分明顯。宿艷彩[14]通過(guò)對(duì)平面彈性管束在殼程流體沖擊下的振動(dòng)進(jìn)行試驗(yàn)測(cè)試，發(fā)現(xiàn)流速較低時(shí)傳感器測(cè)得的加速度信號(hào)具有明顯的諧振現(xiàn)象。綜合來(lái)看，上述的研究與分析都未考慮殼程流體的流向?qū)τ趶椥怨苁恼駝?dòng)與傳熱的影響。

本文基于一種新型平面彈性管束，設(shè)置了六面體狀殼程流體域及3組不同的殼程流體出入口條件，分析了新型平面彈性管束在殼程流體沖擊下的振動(dòng)與傳熱特性，并研究了管束安裝角度對(duì)換熱器內(nèi)新型平面彈性管束振動(dòng)和傳熱特性的影響。

1 數(shù)值計(jì)算方法

1.1 新型平面彈性管束及其殼程流體域

圖1為新型平面彈性管束結(jié)構(gòu)示意圖。與傳統(tǒng)平面彈性管束相比，這種新型平面彈性管束由3個(gè)尺寸相同的不銹鋼質(zhì)量塊(圖示III，IV，V)，這可以有效降低管束的固有特性，進(jìn)而影響新型平面彈性管束在流體誘導(dǎo)下的振動(dòng)頻率、強(qiáng)度及方向，使其更容易在流動(dòng)較緩慢的流體沖擊下產(chǎn)生流體力引起的強(qiáng)迫振動(dòng)。另外，新型平面彈性管束也由4根紫銅彎管組裝而成，I，II為固定端。為了便于分析新型平面彈性管束在不同流向殼程流體沖擊下的振動(dòng)特性，在質(zhì)量塊III的頂部中心處設(shè)置監(jiān)測(cè)點(diǎn)(圖示標(biāo)注為：A)。

圖1 新型平面彈性管束Fig.1 New planar elastic tube bundle

圖1中：r1，r2，r3，r4為4根紫銅彎管的彎曲半徑;φ為不銹鋼質(zhì)量塊的安裝角。定義紫銅彎管截面外徑為d，壁厚為δ，定義3個(gè)不銹鋼質(zhì)量塊的長(zhǎng)寬高分別為：l,w,h。新型平面彈性管束的具體結(jié)構(gòu)參數(shù)，如表1所示，其具體物性參數(shù)，如表2所示。

表1 新型平面彈性管束的結(jié)構(gòu)參數(shù)Tab.1 Structure parameters of new planar elastic tube bundle

表2 新型平面彈性管束的物性參數(shù)Tab.2 Physical parameters of new planar elastic tube bundle

如圖2所示，為便于對(duì)新型彈性管束振動(dòng)及傳熱特性進(jìn)行研究與分析，設(shè)置了六面體狀的殼程流體域。其中流體域的長(zhǎng)寬高分別為：L=320 mm，W=320 mm，H=30 mm；將它的6個(gè)面分別標(biāo)記為F1～F6。

圖2 殼程流體域示意圖Fig.2 Schematic of shell-side fluid domain

為了研究不同流向條件下殼程流體對(duì)新型平面彈性管束振動(dòng)和傳熱特性的影響，設(shè)置3組不同流向的殼程流體，具體的殼程流體流向設(shè)置情況,如表3所示。

表3 3組不同流向殼程流體設(shè)置情況Tab.3 Setting of three groups of shell-side fluid with different directions

1.2 網(wǎng)格劃分

圖3為新型平面彈性管束的結(jié)構(gòu)域網(wǎng)格以及殼程流體域網(wǎng)格劃分。4根紫銅彎管劃分為六面體網(wǎng)格，3個(gè)不銹鋼質(zhì)量塊劃分為四面體網(wǎng)格，殼程流體域劃分為四面體網(wǎng)格，且在近壁面處設(shè)置了6層邊界層網(wǎng)格。其中結(jié)構(gòu)域網(wǎng)格單元數(shù)為5 014，節(jié)點(diǎn)數(shù)為23 053；殼程流體域網(wǎng)格單元數(shù)為963 416，節(jié)點(diǎn)數(shù)為176 304。

圖3 新型平面彈性管束結(jié)構(gòu)域及殼程流體域網(wǎng)格Fig.3 Grids of the new planar elastic tube bundle and shell-side fluid domain

經(jīng)試算，進(jìn)一步增加結(jié)構(gòu)域網(wǎng)格數(shù)、殼程流體域網(wǎng)格數(shù)和邊界層數(shù)對(duì)數(shù)值分析結(jié)果基本無(wú)影響。

1.3 數(shù)值方法

本文利用ANSYS和CFX求解器對(duì)不同方向的流體誘導(dǎo)平面彈性管束的振動(dòng)及傳熱進(jìn)行求解，采用雙向流固耦合(fluid-structure interaction,FSI)的順序計(jì)算法，其計(jì)算流程如圖4所示。

圖4 FSI計(jì)算流程Fig.4 Calculation flow of FSI

結(jié)構(gòu)域邊界條件設(shè)置：紫銅彎管以及3個(gè)質(zhì)量塊的外表面設(shè)置為FSI交界面；設(shè)置固定約束于I,II兩端面處；設(shè)置重力加速度方向?yàn)?z。流體域邊界條件設(shè)置：入口采用Inlet類型，給定入口流速(v=0.1 m/s,0.3 m/s,0.5 m/s,0.7 m/s,0.9 m/s,1.1 m/s)，入口溫度Tin=293.15 K；出口采用Outlet類型，并設(shè)定出口壓力為0；壁面采用非滑移表面Wall；流體域的內(nèi)表面設(shè)置為流固耦合交界面，溫度設(shè)置為Twall=333.15 K。采用標(biāo)準(zhǔn)的k-ε模型計(jì)算，計(jì)算時(shí)的環(huán)境壓力設(shè)置為101.325 kPa，其中水作為流體介質(zhì)。計(jì)算時(shí)，結(jié)構(gòu)域和流體域采用相同的計(jì)算時(shí)間(0.96 s)和步長(zhǎng)(0.003 s)。

2 管束振動(dòng)響應(yīng)分析

2.1 振動(dòng)結(jié)果驗(yàn)證

基于文獻(xiàn)[15]的振動(dòng)測(cè)試結(jié)果，采用第1章數(shù)值方法和網(wǎng)格劃分策略進(jìn)行試算，用以保證數(shù)值計(jì)算得到的數(shù)據(jù)的準(zhǔn)確性。數(shù)值計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果的對(duì)比，如表4所示，數(shù)據(jù)為監(jiān)測(cè)點(diǎn)A在豎直方向的加速度頻率(f)和加速度幅值(a)。計(jì)算時(shí)，入口流速v=0.4 m/s。

表4 數(shù)值計(jì)算結(jié)果和試驗(yàn)結(jié)果的對(duì)比Tab.4 Comparison of numerical and experimental results

由表4可得出，數(shù)值計(jì)算結(jié)果和試驗(yàn)結(jié)果的最大相對(duì)誤差僅為5.30%，因此本文采用的數(shù)值方法是合理有效的。

2.2 管束振動(dòng)分析

圖5所示為不同殼程流體沖擊下監(jiān)測(cè)點(diǎn)A的各方向振幅(P)隨入口速度(v)的變化情況。

圖5 監(jiān)測(cè)點(diǎn)A振幅隨速度的變化情況Fig.5 Amplitude change of monitoring point A with flow rates

從圖5中可以看到：

(1) 當(dāng)殼程流體從D1-2方向沖擊新型平面彈性管束時(shí)，流速在0.1～0.5 m/s內(nèi)監(jiān)測(cè)點(diǎn)A在各方向的振幅波動(dòng)比較小，且在z方向的振幅較大，表現(xiàn)為垂直于管束平面的面外振動(dòng)；流速在0.5～1.1 m/s內(nèi)的振幅變化比較明顯，x，y方向的振幅隨流速增加而增加，z方向的振幅則是隨著流速的增加而減小，振動(dòng)模式逐漸轉(zhuǎn)變?yōu)楣苁矫鎯?nèi)的面內(nèi)振動(dòng)。這是由于流速增加時(shí)，流體誘導(dǎo)管束的耦合振動(dòng)頻率逐漸由接近陣型為面外振動(dòng)的固有頻率向接近陣型為面內(nèi)振動(dòng)的固有頻率靠近所致，這與文獻(xiàn)[16]的結(jié)果基本一致。

(2) 當(dāng)殼程流體從D3-4,D5-6方向沖擊新型平面彈性管束時(shí)，監(jiān)測(cè)點(diǎn)A的各方向振幅隨速度變化的情況基本相同，流速在0.1～0.7 m/s內(nèi)監(jiān)測(cè)點(diǎn)A的各方向振幅波動(dòng)比較小；流速在0.7～1.1 m/s內(nèi)的振幅變化顯著，振幅不斷增加，且z方向振幅始終較大，振動(dòng)主要表現(xiàn)為垂直于管束平面的面外振動(dòng)。

(3) 低流速(v=0.1～0.7 m/s)時(shí)，流體從各方向沖擊新型平面彈性管束的振動(dòng)強(qiáng)度差距不大，監(jiān)測(cè)點(diǎn)各方向的最大振幅均低于0.03 mm；高流速(v=0.7～1.1 m/s)時(shí)，流體從D3-4,D5-6方向沖擊新型平面彈性管束的振動(dòng)強(qiáng)度較大，說(shuō)明流體從側(cè)面沖擊時(shí)引起新型平面彈性管束的振動(dòng)較劇烈。

3 管束傳熱性能分析

3.1 傳熱計(jì)算驗(yàn)證

Salimpour的試驗(yàn)測(cè)試得到螺旋銅管的努塞爾數(shù)Nu的關(guān)聯(lián)式如下

Nu=19.64Re0.513Pr0.129γ0.938

(1)

式中：Re為雷諾數(shù);Pr為普朗特?cái)?shù);γ為無(wú)量綱螺距。

為了驗(yàn)證傳熱結(jié)果的準(zhǔn)確性，建立與Salimpour的研究一致的模型，采用本文的計(jì)算方法對(duì)努塞爾數(shù)Nu進(jìn)行了計(jì)算與對(duì)比，如表5所示。

表5 不同方法計(jì)算的努塞爾數(shù)對(duì)比Tab.5 Comparison of Nusselt numbers calculated by different methods

從表5可以看到，兩者計(jì)算結(jié)果基本一致，最大相對(duì)誤差僅為2.63%，這說(shuō)明本文的傳熱計(jì)算方法合理。

3.2 傳熱性能分析

表6為各流速下不同殼程流向沖擊管束的傳熱系數(shù)(h)。在模擬計(jì)算時(shí)，入口流體溫度設(shè)置為Tin=293.15 K，管束壁面溫度設(shè)置為Twall=333.15 K。

表6 不同殼程流體沖擊管束的傳熱系數(shù)Tab.6 Heat transfer coefficient of tube bundle impacted by different shell-side fluid

從表6可以得到：

(1) 從不同方向沖擊新型平面彈性管束時(shí)，殼程流體流速增加，管束的傳熱系數(shù)也隨之增加，這與文獻(xiàn)[4，6，8，9]的結(jié)論一致。

(2) 殼程流體從D1-2方向沖擊新型平面彈性管束時(shí)的傳熱系數(shù)大于其他兩個(gè)方向的傳熱系數(shù)，說(shuō)明在此方向的殼程流體沖擊下的傳熱效果最好。這是因?yàn)闅こ塘黧w從D1-2方向沖擊新型平面彈性管束時(shí)高溫流場(chǎng)位于彈性管束的上側(cè)，使得管束壁面與周圍流場(chǎng)的平均溫差較高。

結(jié)合前面的管束振動(dòng)分析，可以看到振動(dòng)強(qiáng)度并不是引起管束傳熱增強(qiáng)的唯一因素，對(duì)于新型平面彈性管束而言，殼程流體沖擊方向是影響其傳熱特性的重要因素。因此，在設(shè)計(jì)彈性管束換熱器時(shí)，并不是要一味追求高強(qiáng)度振動(dòng)。

4 換熱器傳熱性能分析

4.1 彈性管束換熱器及流體域

第3章對(duì)單排新型平面彈性管束的分析表明：流體正向沖擊管束平面時(shí)，能夠引起最小的管束振動(dòng)和最大的換熱系數(shù)。然而，由于殼程流體入口管的結(jié)構(gòu)特點(diǎn)及新型平面彈性管束、管程出入立管在換熱器內(nèi)部的布置方式，使得殼程流體并不是正向沖擊平面彈性管束。為此，基于6排新型平面彈性管束的換熱器及其殼程流體計(jì)算域，采用雙向流固耦合計(jì)算法，研究了不同安裝角度條件下?lián)Q熱器內(nèi)6排新型平面彈性管束在殼程流體誘導(dǎo)下的振動(dòng)響應(yīng)和傳熱性能。

圖6所示為新型平面彈性管束換熱器及其殼程流體計(jì)算域。與傳統(tǒng)平面彈性管束一致，殼程流體從換熱器底部殼程流體導(dǎo)入管流入換熱器。傳統(tǒng)平面彈性管束換熱器在設(shè)計(jì)時(shí)，殼程流體導(dǎo)入管開(kāi)口向下沖擊換熱器下封頭的內(nèi)壁，以期實(shí)現(xiàn)殼程流體的螺旋向上流動(dòng)。圖6中，θ為管束平面與水平面間的夾角(安裝角)。

圖6 新型平面彈性管束換熱器及其殼程流體計(jì)算域Fig.6 New planar elastic tube bundle heat exchanger and its shell side fluid calculation domain

計(jì)算過(guò)程中，各排管束的間距為60 mm，流體域直徑為300 mm，殼程出、入口直徑分別為65 mm和54 mm。

所用的計(jì)算方法和網(wǎng)格劃分策略與前面單排管束六面體狀流體域一致。采用不同網(wǎng)格進(jìn)行了多次試算，以確保網(wǎng)格滿足其獨(dú)立性要求，最終確定，節(jié)點(diǎn)數(shù)為1 203 050，單元數(shù)為1 467 214。另外，關(guān)于彈性管束換熱器數(shù)值計(jì)算方法的有效性已被進(jìn)行了廣泛驗(yàn)證，具體驗(yàn)證過(guò)程可以參見(jiàn)文獻(xiàn)[3，4，6，8，9，11，12]。

本文計(jì)算采用粗算+精算的計(jì)算方法，粗算計(jì)算時(shí)長(zhǎng)為300 s，精算計(jì)算時(shí)長(zhǎng)為1.2 s，本文所取計(jì)算數(shù)據(jù)為精算結(jié)束后的結(jié)果。

4.2 殼程流體域流線分布

圖7所示為殼程流體域流線分布情況，計(jì)算過(guò)程中，v=0.5 m/s。

從圖7可以看到：殼程流體沖擊換熱器下封頭后近似螺旋向上流動(dòng)，流體主要流經(jīng)不銹鋼質(zhì)量塊V所處區(qū)域，然后經(jīng)換熱器上封頭折流后近似螺旋向下流動(dòng)，后在換熱器中部區(qū)域從各個(gè)方向沖擊新型平面彈性管束，最后從殼程流體出口流出。這也進(jìn)一步說(shuō)明了殼程流體流動(dòng)的雜亂性。

圖7 殼程流體域流線分布情況Fig.7 Streamline distribution in the shell-side fluid domain

綜上，傳統(tǒng)彈性管束換熱器內(nèi)部彈性管束的水平布置方式是否合理有待進(jìn)一步確定。為此，基于不同的殼程入口流速，分析了不同安裝角(θ=-30°，-20°，-10°，0°，10°，20°)條件下?lián)Q熱器內(nèi)新型平面彈性管束的振動(dòng)響應(yīng)及傳熱性能。

4.3 安裝角對(duì)換熱器振動(dòng)響應(yīng)的影響

圖8所示為在不同管束安裝角度(θ=-30°，-20°，-10°，0°，10°，20°)和不同流速條件(v=0.1 m/s，0.5 m/s)下監(jiān)測(cè)點(diǎn)A振幅情況。計(jì)算表明，監(jiān)測(cè)點(diǎn)A在z方向的振動(dòng)最劇烈，結(jié)合前面的分析結(jié)果(見(jiàn)圖5(a))，圖8僅列出監(jiān)測(cè)點(diǎn)A在z方向的振幅。為便于分析，將新型平面彈性管束由下至上依次編號(hào)為：1～6。

從圖8中可以看到：流速對(duì)監(jiān)測(cè)點(diǎn)的振動(dòng)響應(yīng)的影響較大，流速越高，監(jiān)測(cè)點(diǎn)A在z方向的振幅越大。管束安裝角度對(duì)振動(dòng)響應(yīng)的影響較大，不同流速下的計(jì)算結(jié)果表明，最大振幅出現(xiàn)在安裝角度為0°或10°時(shí)。此外，不同速度下殼程流體在換熱器內(nèi)的流動(dòng)路徑不同，且各排管束間的相互影響也不同[16]，這就造成了各排管束的振幅隨高度變化不一致，且安裝角θ=20°時(shí)管束2的振幅發(fā)生了明顯變化。

圖8 不同管束安裝角度下監(jiān)測(cè)點(diǎn)A的振幅Fig.8 Amplitude of monitoring point A under different installation angles

4.4 安裝角對(duì)換熱器傳熱性能的影響

圖9所示為不同管束安裝角條件下彈性管束的平均傳熱系數(shù)(ha)。其中，平均傳熱系數(shù)表述為：所有新型平面彈性管束傳熱系數(shù)的平均值。計(jì)算過(guò)程中，入口流速v=0.1 m/s,0.5 m/s，入口流體溫度設(shè)置為Tin=293.15 K，管束壁面溫度設(shè)置為Twall=333.15 K。

圖9 不同管束安裝角度下管束的平均傳熱系數(shù)Fig.9 Average heat transfer coefficient of tube bundle under different installation angles

從圖9可以看到：不同流速條件下管束安裝角度對(duì)換熱器平均傳熱系數(shù)均有影響，當(dāng)安裝角度為-10°時(shí)，新型彈性管束的平均傳熱系數(shù)最大。說(shuō)明在本文計(jì)算的參數(shù)范圍內(nèi)，-10°為最佳安裝角度。

結(jié)合第3章對(duì)換熱器振動(dòng)響應(yīng)的分析，最大平均傳熱系數(shù)所對(duì)應(yīng)的安裝角度與最大振幅所對(duì)應(yīng)的安裝角度并不相符，這與前面對(duì)單排新型平面彈性管束的分析結(jié)論一致。這也進(jìn)一步說(shuō)明，振動(dòng)強(qiáng)度并不是引起管束傳熱增強(qiáng)的唯一因素。另外，基于對(duì)單排管束在不同方向來(lái)流沖擊下的傳熱性能的研究，流體正向沖擊管束平面時(shí)，管束平均傳熱系數(shù)最高。結(jié)合對(duì)不同安裝角度分析表明，管束安裝角度為-10°時(shí)，殼程流體沖擊新型平面彈性管束更加趨向于正面沖擊。

5 結(jié) 論

基于雙向流固耦合的順序計(jì)算法，設(shè)定3組不同流向的殼程流體，分析了新型平面彈性管束在3組不同流向殼程流體沖擊下的振動(dòng)與傳熱特性。基于分析結(jié)論，研究了管束安裝角度對(duì)換熱器內(nèi)新型平面彈性管束振動(dòng)和傳熱特性的影響。主要結(jié)論如下：

(1)當(dāng)殼程流體從正面沖擊新型平面彈性管束時(shí)，管束在低流速范圍內(nèi)(v=0.1～0.7 m/s)表現(xiàn)為垂直于管束平面的面外振動(dòng)，管束在高流速范圍內(nèi)(v=0.7～1.1 m/s)振動(dòng)模式逐漸轉(zhuǎn)變?yōu)楣苁矫鎯?nèi)的面內(nèi)振動(dòng)。當(dāng)殼程流體從側(cè)面沖擊新型平面彈性管束時(shí)，振動(dòng)主要表現(xiàn)為垂直于管束平面的面外振動(dòng)。

(2)當(dāng)為低流速(v=0.1～0.7 m/s)時(shí)，流體從各方向沖擊新型平面彈性管束的振動(dòng)強(qiáng)度差距不大。當(dāng)為高流速(v=0.7～1.1 m/s)時(shí)，流體側(cè)面沖擊新型平面彈性管束的振動(dòng)強(qiáng)度較大，振動(dòng)較劇烈。殼程流體從正面沖擊新型平面彈性管束時(shí)的傳熱效果最好。

(3)殼程流體的流動(dòng)路徑較雜亂，在本文的計(jì)算參數(shù)范圍內(nèi)，最大振幅出現(xiàn)在安裝角度為0°或10°時(shí)，最大平均傳熱系數(shù)出現(xiàn)在安裝角度為-10°時(shí)，最大平均傳熱系數(shù)所對(duì)應(yīng)的安裝角度與最大振幅所對(duì)應(yīng)的安裝角度不相符。