板翅式換熱器的兩相流混合性能模擬分析

韋小雄　李劍鋒　林彬彬　繆立棟　周寒秋

換熱技術(shù)

板翅式換熱器的兩相流混合性能模擬分析

韋小雄*1李劍鋒1林彬彬1繆立棟2周寒秋1

（1.杭州杭氧股份有限公司2.福斯流體設(shè)備有限公司）

針對(duì)板翅式換熱器的氣液兩相流換熱問(wèn)題，利用工藝模擬軟件Aspen Hysys，建立了5種不同冷流組分的板翅式換熱器模型。通過(guò)比較分析，得出了不同冷流組分氣液混合性能對(duì)板翅式換熱器的換熱面積、對(duì)數(shù)溫差和最小溫差的影響，為板翅式換熱器優(yōu)化設(shè)計(jì)提供了新的依據(jù)。

板翅式換熱器氣液兩相流混合性能工藝模擬熱負(fù)荷流量

在石油、化工、氣體分離、制冷空調(diào)以及航天航空、電子等諸多工業(yè)領(lǐng)域中，板翅式換熱器得到越來(lái)越廣泛的應(yīng)用。在對(duì)影響板翅式換熱器換熱性能的研究中，國(guó)內(nèi)外學(xué)者們做了大量工作，這些工作主要包括下述內(nèi)容：物流分配對(duì)板翅式換熱器換熱效果的影響，包括物流分配不均勻引起換熱器效能下降等方面的理論計(jì)算［1-3］；導(dǎo)流角度對(duì)導(dǎo)流片導(dǎo)流性能影響很大，通過(guò)改變導(dǎo)流片的內(nèi)部結(jié)構(gòu)可有效地改善其導(dǎo)流性能［4］；利用計(jì)算機(jī)模擬技術(shù)對(duì)導(dǎo)流片內(nèi)部流場(chǎng)進(jìn)行了數(shù)值求解，取得了不同結(jié)構(gòu)情況下導(dǎo)流片導(dǎo)流性能的變化規(guī)律［5］等。

在板翅式換熱器設(shè)計(jì)中，其氣液兩相流的混合性能是需要考慮的重要因素之一。根據(jù)不同的混合性能設(shè)計(jì)不同的混合結(jié)構(gòu)，這是板翅式換熱器設(shè)計(jì)成功與否的關(guān)鍵。本文針對(duì)氣液兩相流在板翅式換熱器中的混合性能展開(kāi)，采用工藝模擬軟件Aspen Hysys對(duì)多個(gè)不同混合性能的氣液兩相流板翅式換熱器進(jìn)行了工藝模擬計(jì)算，分析比較了不同氣液兩相混合性能對(duì)板翅式換熱器換熱性能的影響。

1　工藝模擬

氣液兩相流物料在多個(gè)深冷技術(shù)項(xiàng)目中都作為冷源在板翅式換熱器中進(jìn)行換熱，因此，本文選取作為冷流的氣液兩相流為研究對(duì)象，并進(jìn)行工藝模擬的建模。

假定條件：（1）氣液兩相流在板翅式換熱器中完全混合，混合性能達(dá)到100%；（2）熱流組分工藝參數(shù)相同（即熱負(fù)荷相同）。

狀態(tài)方程：Peng-Robinson方程。

物性包：Hysys Databanks（Hysys物性包）。1.1兩股流換熱器

兩股流換熱器模型如圖1所示。其中，一元組分冷流模型、二元組分冷流模型和三元組分冷流模型的參數(shù)分別如表1、表2和表3所示。

圖1　兩股流換熱器模型

表1　兩股流換熱器一元組分冷流模型參數(shù)

表2　兩股流換熱器二元組分冷流模型參數(shù)

表3　兩股流換熱器三元組分冷流模型參數(shù)

1.2三股流換熱器

三股流換熱器模型如圖2所示。四元組分冷流模型和五元組分冷流模型參數(shù)如表4、表5所示。

圖2　三股流換熱器模型

表4　三股流換熱器四元組分冷流模型參數(shù)

2　分析方法與模擬結(jié)果

2.1分析方法

在上述5種模型中，相同點(diǎn)之一是冷流入口均為氣液兩相流。該氣液兩相流作為板翅式換熱器冷流的情況下，其混合性能的好壞直接影響了板翅式換熱器換熱性能的優(yōu)劣。針對(duì)此特點(diǎn)，首先對(duì)每種模型不同的混合性能進(jìn)行工藝模擬。其建模方法如圖3、圖4所示。建模后，即可分別就氣液兩相冷流混合性能為75%、80%、85%、90%、95%和100%時(shí)換熱器的UA值和LMTD值進(jìn)行分析比較。其中，氣液兩相冷流混合性能為75%的定義是：氣液兩相冷流中75%的氣體和液體在換熱器中充分混合，另外25%的氣體和液體完全不混合。

表5　三股流換熱器五元組分冷流模型參數(shù)

圖3　兩股流換熱器混合性能75%模型

圖4　三股流換熱器混合性能75%模型

2.2模擬結(jié)果

2.2.1兩股流換熱器

在熱負(fù)荷和冷流質(zhì)量流量相同的前提下，3個(gè)模型的兩股流換熱器UA值比較如圖5所示：一元冷流模型所需要的換熱面積最小，其次為二元冷流，最大為三元冷流。隨著冷流氣液混合性能的下降，一元冷流模型所需換熱面積基本不變，而二元冷流和三元冷流模型所需換熱面積逐漸增大。此外，從曲線中還可以看出：隨著混合性能的下降，二元冷流的曲線比三元冷流的曲線斜率更為平緩，可知三元冷流模型比二元冷流模型在冷流混合性能下降時(shí)所需增加的換熱面積變化值要大。

3個(gè)模型的兩股流換熱器對(duì)數(shù)溫差LMTD和最小溫差的比較如圖6、圖7所示：一元冷流模型LMTD值和最小溫差值都最大，其次分別為二元冷流和三元冷流模型。隨著冷流混合性能的下降，一元冷流模型的LMTD和最小溫差變化不大，二元冷流和三元冷流模型的LMTD和最小溫差逐漸變小，LMTD值兩者變小的趨勢(shì)基本一致，曲線變化趨勢(shì)都基本相同，而在最小溫差的變化上二元冷流模型比三元冷流模型變小趨勢(shì)更為緩慢些。當(dāng)三元冷流模型冷流的氣液混合性能低于80%后，換熱計(jì)算模擬出現(xiàn)負(fù)溫差，無(wú)法計(jì)算出換熱器的換熱面積。

圖5　兩股流換熱器混合性能和UA值

圖6　兩股流換熱器混合性能和LMTD值

圖7　兩股流換熱器混合性能和最小溫差值

2.2.2三股流換熱器

在熱負(fù)荷相同的前提下，2個(gè)模型的三股流換熱器UA值、LMTD值和最小溫差值的比較如圖8、圖9、圖10所示：四元冷流模型所需換熱面積比五元冷流的要大，四元冷流模型在LMTD值上比五元冷流模型要小，四元冷流模型最小溫差值比五元冷流的要大。因此可以看出，LMTD值的大小在兩種模型的比較中對(duì)換熱器的換熱面積的大小影響較大。另外，隨著冷流氣液混合性能的降低，2個(gè)模型的UA值、LMTD值和最小溫差值都相應(yīng)變化，UA值變大，LMTD值和最小溫差值都變小。可以看出：在冷流氣液混合性能下降趨勢(shì)相同的情況下，四元冷流和五元冷流模型的UA值、LMTD值和最小溫差值的變化相當(dāng)。

圖8　三股流換熱器混合性能和UA值

圖9　三股流換熱器混合性能和LMTD值

圖10　三股流換熱器混合性能和最小溫差值

3　結(jié)論

針對(duì)氣液兩相流的混合性能在板翅式換熱器中的不同，本文采用工藝模擬軟件Aspen Hysys進(jìn)行了工藝模擬計(jì)算，分析比較得出以下結(jié)論：

（1）兩股流換熱器的3個(gè)模型，在熱負(fù)荷和冷流質(zhì)量流量相同的前提下，一元冷流的換熱器模型所需要的換熱面積最小，其次為二元冷流模型，最大為三元冷流模型。另外，隨著冷流氣液混合性能的下降，一元冷流模型所需換熱面積基本不變，而二元冷流和三元冷流模型所需換熱面積逐漸增大；其中三元冷流模型比二元冷流模型隨冷流氣液混合性能的下降所要增加的換熱面積變化值要大。

（2）三股流換熱器的2個(gè)模型，在熱負(fù)荷相同的前提下，四元冷流模型比五元冷流模型所需換熱面積要大，四元冷流模型在LMTD值上比五元冷流的要小，四元冷流三股流換熱器最小溫差值比五元冷流的要大。因此，LMTD值的大小在這2種模型中對(duì)換熱器的換熱面積影響較大。另外，氣液混合性能的下降在2種模型中也會(huì)導(dǎo)致?lián)Q熱性能降低、換熱面積增加。

由上述結(jié)論可知，類(lèi)似上述板翅式換熱器模型冷流組分中，氣液兩相混合性能的好壞直接影響板翅式換熱器的換熱性能。因此，在設(shè)計(jì)板翅式換熱器時(shí)要充分考慮該混合性能對(duì)換熱面積的影響，混合性能越低的換熱器所需換熱面積越多，反之若混合性能比較差，在實(shí)際應(yīng)用中板翅式換熱器的換熱面積將需要增加，否則就不能達(dá)到最終設(shè)計(jì)的要求。目前，大部分存在氣液兩相流的板翅式換熱器基本上是依據(jù)設(shè)計(jì)者以往的經(jīng)驗(yàn)設(shè)計(jì)的。本文利用工藝模擬軟件Aspen Hysys對(duì)5種氣液兩相冷流模型進(jìn)行了分析比較，為板翅式換熱器在該領(lǐng)域的應(yīng)用提供了新的設(shè)計(jì)依據(jù)，對(duì)板翅式換熱器優(yōu)化設(shè)計(jì)具有非常現(xiàn)實(shí)的指導(dǎo)意義。

［1］Shah R K，London A L.Effects of nonuniform passage in compact heat exchanger performance［J］.J Eng Power，1980，102A：653-659.

［2］Eueller A C，Chiou J P.Review of various types of flow maldistribution in heat exchangers［J］.Heat Transfer Engineering，1988，9（2）：36-50.

［3］Ranganayakulu C，Seetharamu K N.The combined effects of longitudinal heat conduction flow nonuniformity and temperature nonuniformity in crossflow plate-fin heat exchanger［J］.Int Comm Heat Mass Transfer，1999，26：669-678.

［4］焦安軍，厲彥忠，張瑞，等.導(dǎo)流片的導(dǎo)流角對(duì)其性能的影響［J］.化工學(xué)報(bào)，2001，52（9）：761-765.

［5］張哲，厲彥忠，田津津.板翅式換熱器導(dǎo)流片結(jié)構(gòu)的數(shù)值模擬［J］.化工學(xué)報(bào)，2002，53（12）：1311-1314.

Simulation Analysis of Two Phase Mixing Performance in Plate-fin Heat Exchanger

Wei Xiaoxiong Li Jianfeng Lin Binbin Miao Lidong Zhou Hanqiu

In order to analysize the heat transfer of the gas-liquid interphase in the plate-fin heat exchanger，5 models with different cold flow components are built by applying the process simulation software Aspen Hysys. Through the comparative analysis，the effects of the gas-liquid mixing performance of different cold flows on the heat exchange area，the logarithm temperature difference and the minimum temperature difference are obtained，which is of great importance in the optimal design of the plate-fin heat exchanger.

Plate-fin heat exchanger；Gas-liquid interphase；Mixing performance；Process simulation；Thermal loading；Flux

TQ 051.5

10.16759/j.cnki.issn.1007-7251.2016.10.011

2016-03-04）

*韋小雄，男，1982年生，工程師，碩士。杭州市，310004。