內嵌SiC-He 螺旋管熱交換器的三氯化鋁反應爐散熱特性研究

李佳豪， 虞 斌， 田一皓， 江 超

（南京工業(yè)大學機械與動力工程學院， 江蘇南京 211816）

無水三氯化鋁是一種重要的無機化工原料，主要用于合成藥物、染料、橡膠、洗滌劑、塑料、香料等。無水三氯化鋁也是一種十分重要的催化劑，特別是作為費瑞德- 克萊福特反應的催化劑得以廣泛應用［1］。 目前工業(yè)中最常見的無水三氯化鋁生產方法為鋁錠法。 鋁錠法是將氯氣直接通入熔融狀態(tài)的鋁液中，使兩者直接接觸反應［2］，該反應是強放熱反應， 在生產過程中若不及時移除反應余熱，不僅會減慢反應的正常進行，還會產生雜質進而對反應產物造成影響［3］。

為了解決反應爐內余熱積累問題， 王拓等［4］設計了一種新型三氯化鋁反應器結構， 模擬了在強制對流條件下反應器內部溫度場的分布， 得到了冷卻風速和日產量的擬合關系式。 楊漢功等［5］發(fā)明了一種三氯化鋁反應爐恒溫板冷卻裝置，設置恒溫板與反應爐底部接觸， 通過多段彎曲的U型熱管與恒溫板凹槽接觸增大換熱面積， 提高了冷卻效果。 以上方案都為對爐體外壁面進行的散熱降溫設計， 筆者提出了一種新型內嵌式SiC-He 螺旋管結構的強制對流換熱方案。 換熱氣體選擇傳熱效率高且不與氯氣和鋁液反應的稀有氣體He， 在換熱管不慎泄漏后不會有安全隱患。 換熱管材料選擇耐高溫、強度高且換熱系數較高的SiC。

螺旋管熱交換器結構緊湊、傳熱性能好、承壓能力強，在發(fā)電、制冷等領域有廣泛應用［6］。 Yao L等［7］采用實驗與CFD 模擬相結合的方法，設計并搭建了超流體He 氣低溫系統(tǒng)熱交換器性能試驗臺，為低溫下He 氣纏繞式換熱管的結構設計和熱性能分析提供了可靠的方法和實驗數據。Xinyu D等［8］采用控制變量法，以質量流量、入口溫度、管側流量、 殼側流量為實驗參數對螺旋扭管熱交換器的熱性能與普通管式熱交換器的熱特性進行了比較， 實驗表明螺旋扭管熱交換器的強化換熱指數是普通管式熱交換器的1.3～2.2 倍。 王君鵬等［9］針對大型He 氣低溫系統(tǒng)中的螺旋盤管結構熱交換器，通過改變低溫He 氣的質量流量，研究流量變化對螺旋盤管熱交換器換熱系數及出口溫度的影響。

目前國內外學者對于He 氣做冷流體進行換熱及螺旋管結構熱交換器的研究已相當成熟，但對反應爐或熱源內部進行換熱的研究相對匱乏。吳曉澍等［10］研究了流體流速、進口水溫、螺旋管直徑、 螺距這4 個參數對樁基埋管熱交換器周圍土壤溫度動態(tài)分布特征的影響。 楊永紅等［11］發(fā)明了一種液氮/He 氣熱交換器芯體裝置， 在熱交換器芯體中通入He 后可以獲得比現(xiàn)有低溫熱交換器更大的溫降和更低的出口溫度。 文中采用基于Fluent 數值模擬的方法， 研究內嵌式SiC-He 螺旋管熱交換器在不同雷諾數、 不同螺旋管結構下的換熱能力［12］和管內壓降變化，以及對爐內溫度的改善情況。

1 新型三氯化鋁反應爐數值模擬研究

1.1 物理模型

工廠使用的傳統(tǒng)三氯化鋁反應爐見圖1。 此反應爐的缺點是，方形格子磚組成的矩形反應爐在邊緣處存在死區(qū)，會使爐內余熱更容易積累。

圖1 傳統(tǒng)三氯化鋁反應爐實物結構

設計了一種新型三氯化鋁反應爐結構，其散熱裝置總體結構模型見圖2。 建模時，簡化反應爐爐體壁面， 直接以爐內熔融鋁液為研究對象，將2 組4 根SiC 材質換熱管內嵌在爐內。 換熱管左側為進風口，右側為出風口。 反應爐透明化顯示。

圖2 三氯化鋁反應爐散熱裝置總體結構簡化模型

出于保證湍流充分發(fā)展和使換熱管內更接近真實流場的邊界條件考慮，散熱裝置中的SiC-He螺旋管熱交換器設計為兩段直管+ 一圈螺旋管結構，見圖3。 圖3 中，直管長度l=600 mm，螺旋徑D=800 mm，管外徑do=60 mm，壁厚b=5 mm，螺距P=90 mm，橫向管間距a=800 mm。

圖3 SiC-He 螺旋管熱交換器結構示圖

1.2 數學模型

以反應爐內平均溫度及換熱管的換熱性能為研究內容。 流體流動受物理守恒定律的支配，包括質量守恒定律、動量守恒定律以及能量守恒定律。

連續(xù)性方程：

式中：u、v、w 分別為速度矢量u 在x、y、z 方向上的分量，ρ 為流體密度，μ 為流體動力黏度，p 為流體微元體上的壓力,Su、Sv、Sw為動量守恒方程的廣義源項。

能量守恒方程：

式中：T 為溫度，cp為比熱容，K 為流體的傳熱系數，ST為流體的內熱源及由于黏性作用流體在流動過程中機械能轉換為熱能的部分。

入口邊界采用velocity-inlet，設定流體速度為15 m/s， 溫度為300 K。 出口邊界采用pressure-outlet。 換熱管與流體域及換熱管與熔融鋁液的交界面均設為熱流耦合交界面［13］,其余壁面設置為無滑移的絕熱壁面。

以某工廠三氯化鋁反應爐日產量2 t 為標準， 三氯化鋁反應生成焓為584.57 kJ/mol，考慮三氯化鋁產物帶走約1/4 的生成熱及熱損耗，計算可得熱源強度為95.14 kW，設置爐內固定熱源為66 000 W/m3。 由文獻 ［14-15］ 獲得He 和SiC 的物性參數， 通過分段線性的方法導入Fluent 中。

數值模擬計算設置Fluent 壓力基求解器，Viscous Model 選擇SST k-omega 模型， 壓力速度耦合采用SIMPLEC 算法，壓力方程、動量方程、能量方程均采用二階迎風格式進行離散， 各項收斂殘差設置為1×10-6。

1.3 網格無關性驗證

對建立的物理模型進行網格無關性驗證。 使用Fluent Meshing 對模型進行多面體網格劃分，以每根換熱管的表面平均對流傳熱系數為考察對象， 在保證計算精度的前提下選擇適量網格數進行后續(xù)計算。 選取網格數180 310、426 838、1 659 449、2 748 093、5 041 184 進行無關性驗證，結果見圖4（h1～h4分別為自上而下4 根換熱管）。

圖4 網格無關性驗證曲線

對圖4 中4 根換熱管的平均表面?zhèn)鳠嵯禂颠M行比較后發(fā)現(xiàn)，h2～h4這3 根換熱管與h1換熱管的誤差均小于1%， 因此以h1換熱管的換熱特性代表整體換熱結構的性能來簡化后續(xù)計算。 前4 種網格數量與第5 種網格數量的傳熱系數相對偏差分別為8.84%、2.79%、-0.14%、-0.31%。綜合考慮數值模擬的計算精度與成本，選擇相對偏差最小的2 748 093 網格數量作為后續(xù)計算的參考。

1.4 數值模擬結果及分析

1.4.1 溫度分布

經過數值模擬計算， 得到反應爐內中心處z=400 mm 和y=0 mm 截面溫度分布云圖, 見圖5。分析圖5 可知，爐內溫度呈對稱性分布，螺旋管區(qū)域溫度明顯降低，反應爐兩側的換熱能力較中心區(qū)域有明顯減弱。 這是因為螺旋管熱交換器采用對側進風方式，每根螺旋管的橫向管間距相等且固定。

圖5 z=400mm、y=0 mm 截面溫度分布云圖

1.4.2 速度分布

為了進一步分析螺旋管結構對反應爐爐內換熱的影響，模擬了流體域在y=0 mm 截面處2 根換熱管流體域的y 方向速度分布云圖，見圖6。 分析圖6 可知，進口處的速度分布均勻，這是換熱管在剛進入螺旋管段時沒有離心力作用影響所致。 分析圖6 還可知， 整體截面速度分布呈現(xiàn)為靠近管外側的內凹形狀， 這是由于螺旋管彎曲產生的離心力作用使得流體徑向速度向外側移動， 導致管內側的流動速度相對變小， 產生了明顯的二次流現(xiàn)象并逐漸加劇， 二次流擾動最終增強了螺旋管內的換熱能力。

圖6 z=400 mm、y=0 mm 截面速度分布云圖

進一步分析zx 截面上螺旋管入口處二次流速度的分布，見圖7。 二次流速度為zx 截面管徑水平方向和垂直方向速度平方和的算術平方根，以進入螺旋管段的方向為0°角 。 由圖7 可以知道， 換熱管內上下壁面周圍二次流速度較高，二次流速度隨螺旋管段方向角的增加逐漸加強，在螺旋管段結束時對應的360°方向角位置達到最大。

圖7 不同螺旋管段方向角下二次流速度分布云圖

進一步分析圖7 所在工況下管內跡線分布，見圖8。 由圖8 可知，管內二次流呈現(xiàn)出了非對稱雙渦旋結構［16］，流體在離心力的作用下不斷沖刷管內外側邊界層， 進而減薄邊界層厚度，加強管內流體的擾動，使管內流體的換熱能力增強。

圖8 螺旋管段跡線圖

進一步分析換熱管在0°到360°角截面處的流體溫度分布，見圖9。 由圖9 可知，在0°角時由于二次流強度較弱，管內流體溫度均勻分布，隨著角度和二次流強度逐漸加強以及離心力的影響，管內擾動增加的同時， 加強了流體與換熱管壁的對流傳熱，流體平均溫度也隨之升高，使SiC-He螺旋管熱交換器在螺旋管段完成強化傳熱過程。

圖9 不同方向角螺旋管段內流體的溫度分布云圖

2 螺旋管結構對熱交換器換熱能力影響正交試驗研究

2.1 試驗方案設計

基于無關性驗證得到的熱交換器每根換熱管的換熱性能相差不大這一結論， 以第1 根換熱管為代表，采用正交試驗方法，進行螺距、管徑、螺旋管橫向間距等螺旋管結構尺寸對熱交換器換熱能力影響試驗研究。 設置3 個因素，每個因素取3個水平，編制正交試驗因素- 水平表，見表1。

表1 正交試驗因素-水平表

如果每個因素的每個水平相互搭配進行模擬研究，必須進行33=27 次模擬，將需要消耗更多的計算時間。 考慮在不影響結構優(yōu)選的前提下減少模擬計算量，選擇9 組方案進行模擬計算，并命名為A、B、C、...H、I，得到設的計方案見表2。

表2 正交試驗設計方案

2.2 試驗方案優(yōu)選

通過考察換熱管壓降在不同方案下隨入口風速的變化對設計方案進行優(yōu)選， 得到換熱管壓降曲線，見圖10。 分析圖10 數據可知，隨換熱管管徑的增大，壓降明顯減小，在同一風速15 m/s 下平均壓降減小程度分別為54.29%、40.65%， 管徑對壓降的影響逐漸減弱。同一換熱管管徑水平下，壓降的變化均小于1%，可認為其它2 種水平對換熱管壓降無明顯影響。

圖10 不同風速下不同方案換熱管壓降曲線

通過考察三氯化鋁反應爐爐內平均溫度在不同方案下隨入口風速的變化對設計方案進行優(yōu)選，得到爐內平均溫度曲線，見圖11。 分析圖11數據可知，同一方案下，爐內平均溫度隨風速變化比較明顯，隨風速的提高而減小。已知三氯化鋁反應爐產物的最佳反應溫度為800 ℃， 即1 073 K左右。 由圖11 可知，在15 m/s 的風速下，方案G、H、I 接近最佳反應溫度。

圖11 不同風速下三氯化鋁反應爐爐內不同方案爐內平均溫度曲線

2.3 正交試驗結果及分析

采用15 m/s 風速下的努塞爾數Nu 作為正交試驗的分析指標。 15 m/s 風速下正交試驗的Nu見表3。 對表3 正交試驗數據進行極差分析，結果見表4。

表3 15 m/s 風速下正交試驗的Nu

表4 正交試驗極差分析結果

由表3 和表4 可知，各個設計參數對換熱管Nu 的影響由大到小排序為管徑、橫向管間距、螺距。 正交試驗得到換熱效果最優(yōu)的參數組合為do=70 mm、P=100 mm、a=1 600 mm。

基于最佳參數組合， 在15 m/s 的入口風速下模擬三氯化鋁反應爐的溫度場， 得到分布云圖，見圖12。

圖12 最佳參數組合和15 m/s 入口風速條件下z=400 mm、y=0 mm 截面溫度分布云圖

分析圖12 可以知道， 反應爐溫度仍然呈對稱分布， 由于換熱管橫向管間距的增加， 使得SiC-He 螺旋管熱交換器對爐內的影響范圍增加。 相同工況下反應爐爐內溫差為34 K，相較于選型前70 K 的溫差，不僅降低了反應爐的溫差，使爐內溫度分布相對均勻，還有效降低了反應爐的平均溫度，在通入氯氣的反應爐中心區(qū)域保持最佳反應溫度。

3 結論

(1)通過Fluent 軟件計算和正交試驗對影響SiC-He 螺旋管熱交換器單管流動傳熱特性的主要因素進行了極差分析。 研究結果表明，在文中試驗條件下，各因素對努塞爾數影響由大到小排序為管徑、橫向管間距、螺距。 最優(yōu)參數組合為管徑do=70 mm、 螺距P=100 mm、 橫向管間距a=1 600 mm。

(2)換熱管管徑增加對壓降減小程度影響逐漸減弱， 進出口壓差減小程度分別為54.29%、40.65%。 在最優(yōu)參數組合條件下，當入口風速為15 m/s 時，三氯化鋁反應爐爐內溫度分布均勻且滿足產物最佳反應溫度。

(3)熱交換器螺旋管段受到的離心力作用，使得速度分布成內凹的圓弧形狀， 流體擾動加劇產生明顯的二次流， 增強了接熱管管內流體的換熱能力。