板式換熱器板內兩相流動分配特性分析及優化

魏文建 徐國梁 張志鋒 丁二剛 王炎峰

(1 浙江水利水電學院 先進換熱與能源應用研究所 杭州 310018;2 丹佛斯板式換熱器有限公司 海鹽 315012;3 浙江盾安熱工科技有限公司 諸暨 311835)

板式換熱器因結構緊湊和換熱高效廣泛用于制冷空調、石油化工等多個行業。近年隨著壓縮機單體能力的增加,板式換熱器單體能力亦越來越大。板式換熱器的大型化可通過增加板片數和增加單片面積兩種方式實現。板片數的增加使板間分配不均,從而造成性能衰減。因而換熱板單片面積的增加是實現板式換熱器大型化的重要方式之一。但隨著單片面積的增加,流體在通道內沿換熱板表面均勻流動和分配變得困難,特別是氣液兩相流動情況。流體尤其是液體沿換熱板表面分布不均,會影響換熱板單片面積的有效利用,進而影響板式換熱器的傳熱效率。

根據板式換熱器應用和結構不同,現有文獻對流體在板式換熱器內分配特性的研究主要表現在兩個方面:1)針對石化、區域供熱等應用領域的可折式板式換熱器[1]?？烧郯迨綋Q熱器的工作介質通常為單相流體,多個板片通道之間的流體分配問題不嚴重。但由于其單片面積較大,存在板內分配問題[2-4],通常做法是在流體進入有效換熱區之前設計獨立的導流區。2)針對應用于制冷空調等領域以相變流體作為工作介質的釬焊式板式換熱器。主要研究流體在通道間分配不均對性能的影響以及分配器的設計。W. Yoon等[5-8]對板式換熱器制冷劑分配不勻對換熱器和機組性能的影響進行了實驗研究。W. Li 等[9-11]通過實驗及可視化對兩相制冷劑在板式換熱器板孔內的流動型態進行了研究,并建立了相應的數學模型來定量描述兩相流體在各通道間的分配情況。H. Shokouhmand等[12-13]研究了板片數的增加引起板間分配不勻對板式換熱器性能的影響。Zhang Yun等[14]通過分析分配器參數對通道間分配均勻性的影響提出了分配器優化方案。有些學者對板式換熱器換熱和壓降關聯式進行了研究,并開發了板式換熱器性能預測的兩相模型[15-16],但未考慮分配不均的影響。筆者基于計算流體力學數值模擬方法,對板式換熱器板間分配器在單相流動和兩相流動時的分配性能分別進行了研究[17]。與上海交通大學丁國良教授團隊合作對點波板式換熱器和帶有分配器的釬焊板式換熱器內各支路的氣液流量分配特性建立了預測模型,開發了適用于該模型的求解算法,解決了帶分配器的板式換熱器流道間氣液兩相流量分配的定量模擬問題[18-19]。

綜上所述,現有文獻都是對制冷用板式換熱器板間分配不勻特性進行的研究。近年來,隨著釬焊板式換熱器的大型化,特別是兆瓦(MW)級產品的出現,單片面積可達0.5 m2及以上[20-21],制冷劑兩相流體在通道內換熱板表面的分配均勻性成為影響釬焊板式換熱器傳熱效率的重要因素。由于釬焊板式換熱器高承壓和緊湊性要求,不允許如可折式板式換熱器在進入換熱區之前增加獨立的導流區。因此,板片波紋結構的設計不僅要考慮換熱單元的換熱效果,更重要的是與板內分配特性相關聯,從而增加了換熱板設計的復雜性[22-24]。目前行業內板式換熱器存在兩種基本板型,即人字波板和點波板。點波板式換熱器具有高強度和高效換熱的優點[25-27]。由于結構不同,其板內流動分配特點與人字波板有所不同。

本文針對制冷用釬焊板式換熱器板內分配均勻性問題及研究不足,通過計算流體力學建模分析方法采用兩相狀態R410A制冷劑作為介質,對兩相流體在人字波板和點波板兩種板片內的流動分配特性進行研究,為釬焊板式換熱器設計開發人員提供理論依據。

1 物理數學模型建立

1.1 板片及流動單元物理模型

針對常規人字波板和點波板兩種不同結構的板式換熱器板片進行模擬,其中最大尺寸為600 mm ×100 mm,計算域大小為300 mm×100 mm,其中流體流動方向即長度方向為300 mm,流動法向方向為100 mm。由于僅考慮流動而忽略換熱,故采用單流道流動計算模型。圖1所示為人字波板和點波板的流動計算物理模型。圖2所示為人字波板和點波板流動計算基本單元物理模型。人字波和點波板片結構參數如圖3所示,波點大小為1.6 mm,波點排列為90°夾角,波點間距為5.6 mm。板片為材料厚度0.2 mm的不銹鋼316L。人字波紋角度為120°,波槽深度為1.2 mm,波槽間距為7.2 mm,板片為材料厚度0.35 mm的不銹鋼316L。

圖1 板片物理模型

圖2 板片流動基本單元物理模型

圖3 板片結構參數

1.2 相關假設及數學模型

為研究流動分配情況,采用無換熱條件下的氣液兩相狀態R410A做為介質,且進行如下假設:

1)流體各物理量不隨時間變化,為兩相流體,定常流動;

2)工作流體為牛頓流體;

3)忽略由于密度差異引起的浮升力;

4)忽略流體流動時的黏性耗散作用所產生的熱效應;

5)流動過程中無換熱,忽略流體干度變化。

對于兩相流體,因混合模型考慮了滑移速度且允許相間貫穿,對氣液兩相流體選用混合模型對其在板式換熱器通道內的流動進行模擬計算,其控制方程如下。

連續性方程:

(1)

(2)

(3)

動量方程:

混合模型的動量方程通過對所有相各自的動量方程求和獲得:

(4)

(5)

(6)

為了提高湍流計算的精度采用RNGk-ε模型,僅考慮流動且無傳熱面,各流體接觸面視為絕熱面,外部邊界條件設為無滑移速度邊界條件,單相流動流道進口采用速度入口條件,兩相流動為質量流量入口條件,板片流道出口為流體壓力出口條件。

1.3 建模分析流程及驗證

圖4所示為建模分析流程圖。完成幾何模型構建及網絡獨立性審查后,再通過對制冷劑氣液兩相邊界條件的設定進行聯立方程求解,直至求解器符合收斂判據。否則,需要調整設定條件重新計算。仿真模型壓降計算結果與丹佛斯實驗室測得的相同條件下水和R410A制冷劑在相近局部干度下的實驗數據進行了對比,實驗測試系統原理及不確定性分析參見文獻[23,28]。對比結果如表1所示。其中水的仿真計算和測試工況為:進、出口水溫分別為12 ℃和7 ℃,通道流速為0.5 m/s,對于單相水的計算結果偏差小于5%。R410A的測試工況為:閥前溫度35 ℃,過冷度5 ℃,蒸發溫度為4 ℃,換熱器進口干度為0.4,出口干度為0.6,沿程干度變化控制在0.2,進出口平均干度為0.5,通道內氣液兩相平均流速為0.65 m/s,兩種板型R410A兩相壓降的計算偏差均在12%以內。R410A兩相計算結果與實測結果偏差略大主要是由于實際測試過程中存在流動換熱,進出口平均干度和平均流速雖與仿真條件相同,但沿程干度變化約為0.2,而仿真計算中未考慮換熱,即假定流動過程中干度不變。由表1可知,對于兩種板型單相和兩相仿真結果與實測數據一致性較好,其偏差在可接受范圍內,說明壓降仿真計算模型可靠。

表1 壓降仿真計算結果與測試結果對比偏差

圖4 建模分析流程圖

1.4 網格劃分

由于板式換熱器模型結構較復雜,模型采用非結構四面體網絡劃分,整個流道由基本流動換熱單元組成。圖5所示為不同網格劃分數目,發現當基本流動換熱單元網格數目達28 936時,壓降變化小于1.5%。綜合計算精度和速度,本文采用28 936數目的基本單元網格劃分密度。

圖5 基本流動單元網格數目

2 模擬結果分析

2.1 評價參數

目前公開發表的文獻中還鮮有提及板內氣液兩相分配不均性的描述及評價方法。為了定量評價板內分配均勻性,本文采用流動法線方向同一相對位置處的兩相和液相質量分數與單一通道內兩相和液相總質量分數的比值作為分布均勻性評價指標。當量段面質量流量分布如圖6所示。量化兩相和液相流動分配均勻性評價參數定義如下:mi,tp為流動法向當量段面處第i個截面的實際兩相質量流量,kg/s;mi,liq為流動法向當量段面處第i個截面的液相質量流量,kg/s;N為當量段面處的劃分截面數,N隨板片寬度的增加而增大。當量段面的位置為流動方向上距離入口孔徑中心的垂直高度與流體進出口孔徑中心間距的比值,即h/H。

圖6 當量段面截面質量流量分布

1) 平均兩相流量:兩相流動完全均勻分配時當量段面處單個截面的平均兩相質量流量。

(7)

式中:mtot為板式換熱器總質量流量,kg/s。

2) 平均液相流量:兩相流動完全均勻分配時當量段面處單個截面的液相質量流量。

(8)

式中:xinlet為板式換熱器進口干度。

3) 兩相流量偏差:兩相流動時當量段面處第i個截面實際兩相流量與平均兩相流量之間的相對偏差。

(9)

4) 液相流量偏差:兩相流動中當量段面處第i個截面實際液相流量與平均液相流量之間的相對偏差。

(10)

5) 平均兩相流量偏差:兩相流動中板片當量段面處所有截面兩相流量偏差的平均值,用于評價兩相流體在板內當量段面處整體的均勻分配情況。

(11)

6) 平均液相流量偏差:兩相流動中板片當量段面處所有截面液相流量偏差的平均值,用于評價液相流體在板內當量段面處整體的均勻分配情況。

(12)

2.2 人字波板板內流動分配

圖7所示為人字波板式換熱器板內流動分配模擬結果。由圖7(a)可知,人字波板沿流體流動的法線方向,壓力分布相對均勻,在人字波頂點處的壓力略高而兩側略低。由圖7(b)可知,氣液兩相先從溝槽向兩側流動,然后側翻入下一溝槽。但氣相要早于液相發生側翻,可見在人字波頂點附近流速相對較大。圖7(c)所示氣相干度的的變化,對于給定的人字波板結構,板內氣液相分配整體均勻性較好,反映液體側向流動性較好。圖8和圖9所示為當量段面處液相體積分數、液相和兩相流量偏差沿板片寬度方向的分布?？拷逯行奈恢靡合囿w積分布略高于板片兩側。計算得到的平均液相流量偏差和平均兩相流量偏差分別為15.6%和14.2%。

圖7 人字波板模擬結果

圖8 人字波板當量斷面液相體積分布

圖9 人字波板平均液相和平均兩相流量偏差分布

2.3 點波板板內流動分配

圖10所示為氣液兩相在點波板板內流動速度分布。由圖10可知,氣體較易沿靠近入口的最短路徑流動,制冷劑入口側氣體流速略高。表明近入口端氣體質量流量高于遠入口側。點波板在當量斷面的氣相速度分布和液相體積分數分布如圖11所示。由圖11(a)可知,流體進出口近側的氣相流速明顯高于遠端,與圖11(b)所示液相體積分數的分布一致。圖12所示為不考慮換熱,僅考慮氣液兩相制冷劑不同時刻的氣液兩相流動時熱圖,左下側為制冷劑入口,左上側為制冷劑出口,在制冷劑流動的法線方向上,制冷劑液體的分布不均顯著,靠近制冷劑進口側氣體多于液體。由此可知,仿真結果與流動熱圖趨勢性一致。液態制冷劑不能均勻分布于換熱板片表面,從而降低換熱板有效傳熱面積,造成性能下降。根據當量斷面處流速和體積分數,計算得到的平均液相偏差和平均兩相偏差分別為41.3%和39.6%。

圖10 點波板流速分布

圖11 點波板當量斷面氣相速度和液相體積分數分布

圖12 點波板兩相制冷劑流動熱成像

3 點波板板內流動分配優化

由點波板流動分布的結果可知圓型點波板在流體流動方向上存在直通斷面,從而形成氣體短路通道,過早發生氣液兩相分離現象,致使出現近出入口端氣體過多,而遠端液體偏多的板片表面流體分布不均問題。如何減小直通斷面大小以及如何驅動流體側向流動成為解決問題的關鍵,為此筆者提出了一種新型仿生“魚鱗”點波板片結構并針對表2所示的結構參數對其進行數值模擬,模擬結果如圖13所示。由圖13(a)可知,壓力分布沿板寬方向較為一致。由圖13(b)可知,雖然仍有部分氣體均勻通過直通斷面,流體側向斷面流動增大,流速沿板寬分布相對較為一致。表明“魚鱗”點波可以有效減小流體方向上的直通斷面大小,其下凹弧形結構可以增強流動方向的湍流,并產生二次渦流,延遲氣液兩相分離。另一方面,在減小直通斷面的同時增加側向流通截面,降低側向阻力驅動液體側向流動。圖14所示為“魚鱗”點波結構的流線型態,二次渦的形成和側向流動清晰可見。圖15所示為“魚鱗”板片反映液相分布的紅外圖像,可見該新型點波結構可以有效驅動液相側向流動,氣體在中心部位稍多,從分布看與“魚鱗”點波排列角度基本一致。采用相同方法計算得到當量斷面處的平均液相流量偏差和平均兩相流量偏差分別為8.9%和7.6%。板片表面流體流動和分配的不均勻性改善顯著。

表2 魚鱗式點波結構參數

圖13 “魚鱗”點波板模擬結果

圖14 “魚鱗”點波板的流線型態

圖15 “魚鱗”點波板兩相制冷劑流動熱成像

4 結論

本文采用人字波板和點波板兩種換熱板片進行計算流體力學數學建模研究板內流動分配特性,提出了一種板內分配均勻性評價方法,通過實驗數據對仿真模型進行了驗證,得到如下結論:

1)采用的仿真模型和計算方法可靠,對于相同結構參數和工況條件,單相和兩相壓降計算結果與實驗數據偏差分別在5%和12%以內。

2)人字波板相對同寬度點波板,氣液兩相側向流動分配相對較好,但仍呈現一定程度側向分布的不均勻性,平均液相流量偏差和平均兩相流量偏差分別為15.6%和14.2%。

3)點波板氣液兩相側向流動受限,因直通截面存在使氣體易出現“短路”現象。平均液相流量偏差和平均兩相流量偏差分別為41.3%和39.6%。影響板內分配均勻性的主要因素是直通斷面大小、相分離和側向流動驅動力大小。

4)降低直通斷面并產生二次渦的“魚鱗”點波結構可有效改善板內分配,平均液相流量偏差和平均兩相流量偏差分別為8.9%和7.6%。表明點波板通過優化設計,可以實現與人字波板相同或略優的側向流動效果,以滿足板內均勻分配和性能提升要求。

本文受浙江省“尖兵”“領雁”重大研發攻關計劃項目(2022C01159)資助。(The project was supported by the "Pioneer" and "Leading Goose" R&D Program of Zhejiang (No. 2022C01159).)