基于CFD的壓縮空氣加熱器改進(jìn)設(shè)計(jì)

張思平，謝江輝，張德滿，李建國

(1.武漢第二船舶設(shè)計(jì)研究所，湖北 武漢 430064;2.寧波星箭航天機(jī)械有限公司，浙江 寧波 315153）

基于CFD的壓縮空氣加熱器改進(jìn)設(shè)計(jì)

張思平1，謝江輝1，張德滿1，李建國2

(1.武漢第二船舶設(shè)計(jì)研究所，湖北 武漢 430064;2.寧波星箭航天機(jī)械有限公司，浙江 寧波 315153）

高壓微熱再生吸附式干燥器進(jìn)行吸附劑再生的工作流程中，提高再生用壓縮空氣的溫度可有效提高再生效率;針對(duì)該問題采用傳統(tǒng)理論計(jì)算方法對(duì)錯(cuò)排式加熱器參數(shù)進(jìn)行設(shè)計(jì)，并運(yùn)用CFD技術(shù)對(duì)其進(jìn)行仿真計(jì)算，仿真結(jié)果與計(jì)算結(jié)果一致性程度較高。依據(jù)仿真計(jì)算的加熱器內(nèi)部流場分布情況，分步對(duì)加熱器內(nèi)部結(jié)構(gòu)進(jìn)行了改進(jìn)，仿真結(jié)果表明改進(jìn)效果良好。

壓縮空氣;空氣加熱器;數(shù)值仿真;吸附式空氣干燥器

0 引言

隨著工業(yè)化的不斷發(fā)展，壓縮空氣作為動(dòng)力源在機(jī)械領(lǐng)域得到廣泛使用，一些場合對(duì)壓縮空氣的壓力和干燥度提出了更高的要求。對(duì)高壓空氣進(jìn)行干燥過濾的干燥器，依據(jù)吸附劑的再生原理可分為無熱再生、微熱再生和加熱再生吸附式干燥器。高壓微熱再生吸附式干燥過濾器的工作流程主要分為吸附干燥和再生解析2個(gè)過程。因此，解析用壓縮空氣應(yīng)從干燥后的高壓成品氣中減壓得到，而在減壓過程中，壓縮空氣溫度將驟降，比如當(dāng)壓力從10～40 MPa降至0.5～1.5 MPa時(shí)，溫度可能從40℃降至0℃以下，明顯不利于對(duì)吸附劑的解析，所以需要對(duì)減壓后的壓縮空氣進(jìn)行加熱。

針對(duì)該問題，本文計(jì)算了傳統(tǒng)壓縮空氣加熱器的相關(guān)參數(shù)，結(jié)合仿真分析軟件Fluent對(duì)該加熱器的內(nèi)部溫度場和流場進(jìn)行了分析;根據(jù)仿真分析結(jié)果對(duì)該加熱器的結(jié)構(gòu)進(jìn)行了優(yōu)化，提出了十字折流板結(jié)構(gòu)。

1 壓縮空氣加熱器結(jié)構(gòu)

如圖1所示，壓縮空氣加熱器的結(jié)構(gòu)主要由電加熱管和加熱器箱體組成，不銹鋼電加熱管內(nèi)部有電加熱絲，空隙部分填裝有結(jié)晶氧化鎂粉末。結(jié)晶氧化鎂粉末具有良好的導(dǎo)熱性和電絕緣性，當(dāng)高溫電阻絲中通有電流時(shí)，產(chǎn)生的熱通過結(jié)晶氧化鎂粉末向金屬管傳遞，金屬管通過對(duì)流和輻射換熱對(duì)壓縮空氣進(jìn)行加熱。選用不銹鋼管可降低高溫下空氣的氧化作用。

圖1 優(yōu)化改進(jìn)后的壓縮空氣加熱器內(nèi)部結(jié)構(gòu)Fig.1 Structure of compressed air heater after optimizing

2 理論設(shè)計(jì)與計(jì)算

壓縮空氣在加熱器中的對(duì)流換熱可分為自然對(duì)流和強(qiáng)迫對(duì)流，強(qiáng)迫對(duì)流換熱強(qiáng)度要大于自然對(duì)流，所以，強(qiáng)迫對(duì)流換熱對(duì)加熱器的換熱效率提高有著非常重要的作用。

2.1 計(jì)算的已知條件

通過對(duì)某微熱再生吸附式干燥器的分析，高壓空氣通過減壓閥后的溫度約等于0℃，干燥塔解析壓縮空氣的需求為:壓力約為0.5 MPa，溫度約為100℃，其在標(biāo)準(zhǔn)狀況下的流量約為10 m3/h。

2.2 加熱器各參數(shù)的設(shè)計(jì)計(jì)算

通過確定加熱空氣所需的總熱量、加熱的平均溫度和傳熱系數(shù)，計(jì)算出傳統(tǒng)錯(cuò)排結(jié)構(gòu)的加熱器中加熱管的數(shù)量。

2.2.1 加熱所需的總熱量

經(jīng)過減壓后的壓縮空氣溫度較低，加熱后，壓縮空氣的溫度升高，壓力也會(huì)隨之升高，依據(jù)能量守恒，工程設(shè)計(jì)計(jì)算中忽略溫度引起的壓力變化。

整個(gè)傳熱過程是變溫傳熱，加熱管壁面與壓縮空氣進(jìn)口的溫差和出口的溫差相差較大，加熱管壁表面溫度設(shè)定為120℃，壓縮空氣進(jìn)口溫度t1為0℃，出口溫度t2為100℃，則其對(duì)數(shù)平均溫差為

式中:Δt1為加熱管入口處加熱管與壓縮空氣溫差，120℃;Δt2為加熱管出口處加熱管與壓縮空氣溫差，20℃。

式中:P0為大氣壓力，0.1013 MPa;q0為標(biāo)準(zhǔn)大氣壓下的空氣流量，10 m3/h;P1為加熱管中的壓縮空氣壓力，0.5 MPa;T1為加熱管中的壓縮空氣平均溫度，333 K;Mol為空氣摩爾重量，28.97 kg/mol;R為氣體常數(shù)，8314 J/(mol·K）。

所以，0.5 MPa壓縮空氣在加熱管中的流量q1=2 m3/h，密度 ρ=5.23 kg/m3。

加熱壓縮空氣所需的總傳熱量為

式中:Cp為空氣比熱，1.003 kJ/(kg·K）;T1為入口溫度，273 K;T2為出口溫度，373 K。

所以，總的傳熱量Q=0.292 kW。

空氣的動(dòng)力粘度基本不隨壓力的變化而變化，所以其運(yùn)動(dòng)粘度為

2.2.2 加熱器的相關(guān)參數(shù)

假定選用的加熱管直徑為20 mm，其中的加熱管采用錯(cuò)排結(jié)構(gòu)，管間距x1=x2=30 mm，錯(cuò)排數(shù)目在16排以上，加熱器最窄處的流通面積A為100 mm×30 mm，則其最窄處的壓縮空氣流速為

所以，壓縮空氣流速c=0.185 m/s。

壓縮空氣在加熱器中流動(dòng)時(shí)，其掠過管束的雷諾系數(shù)為

式中:A為加熱管面積，m2;l為加熱管長度，0.1 m。

所以，由式(10）和式(11）可得，n=31。

3 加熱器內(nèi)流場數(shù)值仿真

使用Fluent軟件對(duì)傳統(tǒng)的錯(cuò)排結(jié)構(gòu)加熱器的內(nèi)部流場和溫度場進(jìn)行了數(shù)值仿真計(jì)算，并與理論計(jì)算結(jié)果相對(duì)比，二者的結(jié)果表現(xiàn)出非常高的一致性。由此，根據(jù)仿真結(jié)果得出的內(nèi)部流場的流動(dòng)特點(diǎn)，對(duì)加熱器結(jié)構(gòu)進(jìn)行了改進(jìn)，改變了加熱器中的流道，不僅使加熱器的結(jié)構(gòu)更加緊湊，而且也提高了加熱效率。

3.1 計(jì)算模型及其邊界條件

加熱器采用了加熱管錯(cuò)開排列的結(jié)構(gòu)，加熱器一端為壓縮空氣的進(jìn)口，另一端為熱壓縮空氣的出口;模型采用了壓力求解器的穩(wěn)態(tài)模型，選擇了隱式求解格式;選用能量計(jì)算方程，湍流模型采用了標(biāo)準(zhǔn)的k－ε模型;仿真模型的入口使用了速度入口邊界條件;流場的區(qū)域設(shè)置為壓縮空氣，密度修改為0.5 MPa下的實(shí)際密度值，其他各項(xiàng)保持原始數(shù)值;加熱管的壁面溫度設(shè)置為393 K，壁面與外界不發(fā)生熱量交換。上述加熱器仿真計(jì)算模型忽略了由于壓縮空氣溫度升高而引起的壓強(qiáng)和密度的變化，同理也忽略了密度和溫度的變化引起的導(dǎo)熱系數(shù)的變化。

3.2 仿真結(jié)果及分析

第一種加熱器仿真模型結(jié)構(gòu)為傳統(tǒng)的加熱管錯(cuò)排結(jié)構(gòu);第二種模型是為了減少加熱器長度，設(shè)計(jì)了折流板，增加了加熱器的高度，縮短了長度，通過數(shù)值仿真計(jì)算，得到了其內(nèi)部溫度場和流場的分布情況，比對(duì)傳統(tǒng)結(jié)構(gòu)的加熱器，加熱管數(shù)量減少，表明其加熱效率得到了提高;第三種結(jié)構(gòu)是在分析了第二種加熱器內(nèi)部流場的基礎(chǔ)上，對(duì)加熱器的折流板進(jìn)行改進(jìn)，變換為十字折流板，數(shù)值計(jì)算發(fā)現(xiàn)換熱效率進(jìn)一步得到提高，驗(yàn)證了改進(jìn)前的設(shè)計(jì)依據(jù)。

3.2.1 傳統(tǒng)錯(cuò)排加熱結(jié)構(gòu)的仿真結(jié)果及分析

在圖2中，加熱器高度為50 mm，加熱管直徑為20 mm，加熱管按照設(shè)計(jì)進(jìn)行錯(cuò)排共計(jì)30個(gè)加熱管，入口處的壓縮空氣溫度約為273 K，經(jīng)過加熱后出口的壓縮空氣溫度達(dá)到373 K，理論設(shè)計(jì)結(jié)果和仿真結(jié)果一致性程度較高，一定程度上表明了仿真模型建立的正確性。從圖3可看到，加熱器中間氣體流速較高，壓縮空氣在加熱器中的主要流動(dòng)分布在加熱管內(nèi)側(cè)，而加熱管外側(cè)與加熱器箱體壁面接觸的壓縮空氣流速較低。

圖2 加熱器中的壓縮空氣溫度分布圖Fig.2 Contour of temperature of compressed air

圖3 加熱器中的流場矢量圖Fig.3 Vector of velocity of compressed air

3.2.2 折流板結(jié)構(gòu)的仿真結(jié)果及分析

在圖4中，該加熱器模型結(jié)構(gòu)的特點(diǎn)是將長管道通過折流板將其縮短，增加了其高度，通過數(shù)值仿真，可以看到壓縮空氣出口的溫度約為365 K，但是加熱器中的加熱管數(shù)量為20根，較之傳統(tǒng)的錯(cuò)排結(jié)構(gòu)，加熱管數(shù)量減少了1/3。所以，該加熱器結(jié)構(gòu)使加熱的效率得到提高。圖5中，在加熱器內(nèi)部流場矢量圖中黑色箭頭所指的地方，皆形成壓縮空氣滯留區(qū)域，該區(qū)域壓縮空氣流速較低，壓縮空氣的導(dǎo)熱系數(shù)極低，所以該區(qū)域在加熱管旁邊的形成不利于壓縮空氣的加熱。通過分析可知，改變壓縮空氣滯留區(qū)域的位置使之遠(yuǎn)離加熱管或者加強(qiáng)該區(qū)域的空氣流動(dòng)，在一定程度上可以提高加熱器的加熱效率。

圖4 加熱器中的壓縮空氣溫度分布圖Fig.4 Contour of temperature of compressed air

圖5 加熱器中的流場矢量圖Fig.5 Vector of velocity of compressed air

3.2.3 十字折流板結(jié)構(gòu)的仿真結(jié)果及分析

圖6是改進(jìn)后的十字折流板加熱器結(jié)構(gòu)模型，其加熱管數(shù)目為20根，壓縮空氣入口等各項(xiàng)邊界條件保持不變，其壓縮空氣出口溫度達(dá)到375 K，比折流板結(jié)構(gòu)的出口溫度高出約10℃;從圖7加熱管內(nèi)部流場分布圖中看出，加熱管兩旁的流速較高，在一定程度上加強(qiáng)了壓縮空氣的強(qiáng)迫對(duì)流換熱效果;壓縮空氣在十字板附近形成渦流，距離加熱管較遠(yuǎn)，所以通過結(jié)構(gòu)的調(diào)整使換熱器中的流場結(jié)構(gòu)發(fā)生變化，提高加熱器的換熱效率是可行的。

圖6 加熱器中的壓縮空氣溫度分布圖Fig.6 Contour of temperature of compressed air

圖7 加熱器中的流場矢量圖Fig.7 Vector of velocity of compressed air

4 結(jié)語

本文給出了一種壓縮空氣加熱器的設(shè)計(jì)方法，并通過CFD技術(shù)對(duì)加熱器的內(nèi)部結(jié)構(gòu)進(jìn)行了優(yōu)化，得到如下結(jié)論:

1）通過對(duì)傳統(tǒng)的錯(cuò)排式加熱器的計(jì)算分析和仿真分析，二者的結(jié)果一致性程度較高，表明可以通過仿真計(jì)算方法指導(dǎo)加熱器的內(nèi)部結(jié)構(gòu)改進(jìn)設(shè)計(jì)。

2）通過對(duì)加熱器內(nèi)部流場的仿真分析，發(fā)現(xiàn)傳統(tǒng)的錯(cuò)排式加熱器中間氣體流速較高，而兩側(cè)流速較低，內(nèi)部流場單一，強(qiáng)迫對(duì)流換熱效果較差，從而導(dǎo)致加熱效率較低;折流板結(jié)構(gòu)加熱器內(nèi)部存在空氣滯留區(qū)域，這些區(qū)域的存在也不利于加熱效率的提高;十字折流板式加熱器的加熱管四周氣體流動(dòng)較為復(fù)雜，其強(qiáng)迫對(duì)流效果得到提高，仿真計(jì)算結(jié)果也表明該型加熱器加熱效率進(jìn)一步得到提高。

［1］史美中，王中錚.換熱器原理與設(shè)計(jì)［M］.南京:東南大學(xué)出版社，2003.

SHI Mei-zhong，WANG Zhong-zheng.Heat exchanger design and theory［M］.Nanjing:Southeast University Press，2003.

［2］李申.壓縮空氣凈化原理及設(shè)備［M］.浙江:浙江大學(xué)出版社，2005.

LI Shen.The theory of compressed air purification and machinery［M］.Zhejiang:Zhejiang University Press，2005.

［3］PEKSEN M，PETERSR，BLUM L，et al.3D coupled CFD/FEM modeling and experimental validation of a planar type air pre-heater used in SOFG technology［J］.International Journal of Heat and Mass Transfer，2011，36:6851 － 6861.

［4］高緒棟.管殼式換熱器的數(shù)值模擬及優(yōu)化設(shè)計(jì)［D］.濟(jì)南:山東大學(xué)，2009.

GAO Xu-dong.Numerical simulation and optimization of shell and tube heat exchanger［D］.Jinan:Shandong University，2009.

［5］ERYENER D.Thermoeconmic optimization of baffle spacing for shell and tube heat exchangers［J］.Energy Conversion and Management，2006，47:1478 －1489.

［6］TANDIROGLU A.Effect of flow geometry parameters on transient heat transfer for turbulent flow in a circular tube with baffle inserts［J］.International Journal of Heat and Mass Transfer，2006，49:1559 －1567.

Im provement of structure design on com pressed air heater based on CFD

ZHANG Si-ping1，XIE Jiang-hui1，ZHANG De-man1，LIJian-guo2
(1.Wuhan Second Ship Design and Research Institute，Wuhan 430064，China;2.Ningbo Xingjian Space Machinery Co.Ltd，Ningbo 315153，China）

Under the high pressure air tepid regenerative dryerwork condition，the regenerative low pressure air need to reach a high temperature to improve the performance of regeneration.A traditional compressed air heater was designed for heating the air，and calculated the model of the heater by CFD，the results of simulation are in accordance with the results of theory.By building differentheatermodel，the internal flow field and temperature field are investigated，based on the results promoted the heater，and the results proved the effects.

compressed air;air heater;numerical simulation;air regenerative dryer

TK172

A

1672－7649(2013）03－0078－04

10.3404/j.issn.1672－7649.2013.03.017

2012－10－11;

2012－11－06

張思平(1988－），男，碩士研究生，研究方向?yàn)楦邏嚎諝馄焚|(zhì)控制技術(shù)。