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基于CFD数值模拟的换热器外导流筒结构选型

来源：爱够旅游网

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石　油　机　械

ＣＨＩＮＡＰＥＴＲＯＬＥＵＭＭＡＣＨＩＮＥＲＹ

２０１７年　第４５卷　第２期

◀炼油与化工机械▶

∗

基于ＣＦＤ数值模拟的换热器外导流筒结构选型

王庆锋　郝　帅　李　凯　李　中

（北京化工大学机电工程学院）

摘要：管壳式换热器壳程流场均匀分布能够改善传热效果，外导流筒的合理选型对流场均匀性有重要影响。然而，外导流筒结构多样，其选型设计多依靠经验，缺乏指导性方法。鉴于此，以筒体直径２２００ｍｍ、入口接管外径７２０ｍｍ的竖直管降膜式蒸发器换热段为研究对象，设计了外导流筒，建立了３种结构的三维实体模型。基于ＣＦＤ数值模拟的方法，以平均速度和流场均匀性为衡量指标，研究了３种导流筒结构壳程纵截面和入口截面的流体分布效果，证明了外导流筒合理选型确实能够改善换热器壳程流场均匀性。定性结合定量分析得出：变截面圆弧过渡式外导流筒平均速度相对合理，流场均匀性最佳，是较适宜的导流筒结构。研究结果对外导流筒的选型设计具有重要意义。

关键词：管壳式换热器；外导流筒；ＣＦＤ；数值模拟；选型

中图分类号：ＴＥ９６５　文献标识码：Ａ　ｄｏｉ：１０􀆰１６０８２／ｊ􀆰ｃｎｋｉ􀆰ｉｓｓｎ􀆰１００１－４５７８􀆰２０１７􀆰０２􀆰０２６

ＣＦＤ⁃ｂａｓｅｄＳｅｌｅｃｔｉｏｎｏｆＥｘｔｅｒｎａｌＦｌｏｗＤｉｓｔｒｉｂｕｔｏｒ

ＳｔｒｕｃｔｕｒｅｆｏｒＨｅａｔＥｘｃｈａｎｇｅｒ

（ＣｏｌｌｅｇｅｏｆＭｅｃｈａｎｉｃａｌａｎｄＥｌｅｃｔｒｉｃａｌＥｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ，ＢｅｉｊｉｎｇＵｎｉｖｅｒｓｉｔｙｏｆＣｈｅｍｉｃａｌＴｅｃｈｎｏｌｏｇｙ）

ＷａｎｇＱｉｎｇｆｅｎｇ　ＨａｏＳｈｕａｉ　ＬｉＫａｉ　ＬｉＺｈｏｎｇ

ｉｍｐｒｏｖｅｔｈｅｈｅａｔｔｒａｎｓｆｅｒｅｆｆｅｃｔ．Ｔｈｅｒａｔｉｏｎａｌｓｅｌｅｃｔｉｏｎｏｆｔｈｅｅｘｔｅｒｎａｌｆｌｏｗｄｉｓｔｒｉｂｕｔｏｒｈａｓｉｍｐｏｒｔａｎｔｉｎｆｌｕｅｎｃｅｏｎｔｈｅｕｎｉｆｏｒｍｉｔｙｏｆｔｈｅｆｌｏｗｆｉｅｌｄ．Ｈｏｗｅｖｅｒ，ｔｈｅｅｘｔｅｒｎａｌｆｌｏｗｄｉｓｔｒｉｂｕｔｏｒｈａｓｖａｒｉｏｕｓｓｔｒｕｃｔｕｒｅｓ，ａｎｄｉｔｓｄｅｓｉｇｎｉｓｍｏｒｅｄｅｐｅｎｄｅｎｔｏｎｅｘｐｅｒｉｅｎｃｅａｎｄｌａｃｋｏｆｇｕｉｄａｎｃｅｍｅｔｈｏｄ．Ｉｎｖｉｅｗｏｆｔｈｉｓ，ｔｈｒｅｅ⁃ｄｉｍｅｎｓｉｏｎａｌｓｏｌｉｄｍｏｄｅｌｓｗｉｔｈｔｈｒｅｅｋｉｎｄｓｏｆｓｔｒｕｃｔｕｒｅｓｈａｖｅｂｅｅｎｅｓｔａｂｌｉｓｈｅｄ，ａｎｄｔｈｅｅｘｔｅｒｎａｌｆｌｏｗｄｉｓｔｒｉｂｕｔｏｒｈａｓｂｅｅｎｄｅｓｉｇｎｅｄｆｏｒｔｈｅｈｅａｔｅｘｃｈａｎｇｅｏｆ７２０ｍｍ．ＢａｓｅｄｏｎＣＦＤｎｕｍｅｒｉｃａｌｓｉｍｕｌａｔｉｏｎｍｅｔｈｏｄ，ａｎｄｔａｋｉｎｇｔｈｅａｖｅｒａｇｅｖｅｌｏｃｉｔｙａｎｄｔｈｅｕｎｉｆｏｒｍｉｔｙｏｆｆｌｏｗｏｆｔｈｅｔｈｒｅｅｋｉｎｄｓｏｆｅｘｔｅｒｎａｌｆｌｏｗｄｉｓｔｒｉｂｕｔｏｒｈａｖｅｂｅｅｎｓｔｕｄｉｅｄ．Ｉｔｉｓｐｒｏｖｅｄｔｈａｔｔｈｅｒａｔｉｏｎａｌｓｅｌｅｃｔｉｏｎｏｆｔｈｅｅｘｔｅｒ⁃ｔｒａｎｓｉｔｉｏｎｅｘｔｅｒｎａｌｆｌｏｗｄｉｓｔｒｉｂｕｔｏｒｉｓｒｅｌａｔｉｖｅｌｙｒｅａｓｏｎａｂｌｅａｎｄｔｈｅｕｎｉｆｏｒｍｉｔｙｏｆｔｈｅｆｌｏｗｆｉｅｌｄｉｓｔｈｅｂｅｓｔ，ｔｈｕｓｐｒｅｓ⁃ｅｎｔｉｎｇａｓｕｉｔａｂｌｅｆｌｏｗｄｉｓｔｒｉｂｕｔｏｒｓｔｒｕｃｔｕｒｅ．Ｔｈｅｓｔｕｄｙｒｅｓｕｌｔｓａｒｅｏｆｇｒｅａｔｓｉｇｎｉｆｉｃａｎｃｅｆｏｒｔｈｅｔｙｐｅｓｅｌｅｃｔｉｏｎｏｆｅｘｔｅｒ⁃ｎａｌｆｌｏｗｄｉｓｔｒｉｂｕｔｏｒ􀆰ｌｅｃｔｉｏｎ

Ｋｅｙｗｏｒｄｓ：ｓｈｅｌｌ⁃ａｎｄ⁃ｔｕｂｅｈｅａｔｅｘｃｈａｎｇｅｒ；ｅｘｔｅｒｎａｌｆｌｏｗｄｉｓｔｒｉｂｕｔｏｒ；ＣＦＤ；ｎｕｍｅｒｉｃａｌｓｉｍｕｌａｔｉｏｎ；ｔｙｐｅｓｅ⁃

Ａｂｓｔｒａｃｔ：Ｔｈｅｕｎｉｆｏｒｍｄｉｓｔｒｉｂｕｔｉｏｎｏｆｆｌｏｗｆｉｅｌｄｉｎｔｈｅｓｈｅｌｌ⁃ｓｉｄｅｏｆｔｈｅｓｈｅｌｌ⁃ａｎｄ⁃ｔｕｂｅｈｅａｔｅｘｃｈａｎｇｅｒｃｏｕｌｄ

ｓｅｃｔｉｏｎｏｆｔｈｅｖｅｒｔｉｃａｌｔｕｂｅｆａｌｌｉｎｇ⁃ｆｉｌｍｅｖａｐｏｒａｔｏｒｗｉｔｈａｃｙｌｉｎｄｅｒｄｉａｍｅｔｅｒｏｆ２２００ｍｍａｎｄｔｈｅｉｎｌｅｔｐｉｐｅｄｉａｍｅｔｅｒｆｉｅｌｄａｓｔｈｅｉｎｄｅｘｅｓ，ｔｈｅｆｌｕｉｄｄｉｓｔｒｉｂｕｔｉｏｎｓａｌｏｎｇｔｈｅｌｏｎｇｉｔｕｄｉｎａｌｓｅｃｔｉｏｎａｎｄｔｈｅｉｎｌｅｔｃｒｏｓｓｓｅｃｔｉｏｎｏｆｔｈｅｓｈｅｌｌｐａｓｓｎａｌｆｌｏｗｄｉｓｔｒｉｂｕｔｏｒｃｏｕｌｄｉｍｐｒｏｖｅｔｈｅｆｌｏｗｆｉｅｌｄｕｎｉｆｏｒｍｉｔｙｏｆｔｈｅｓｈｅｌｌｐａｓｓｏｆｈｅａｔｅｘｃｈａｎｇｅｒ．Ｔｈｅｃｏｍｂｉｎａｔｉｏｎｏｆｔｈｅｑｕａｎｔｉｔａｔｉｖｅａｎｄｑｕａｌｉｔａｔｉｖｅａｎａｌｙｓｉｓｓｈｏｗｅｄｔｈａｔｔｈｅａｖｅｒａｇｅｖｅｌｏｃｉｔｙｏｆｔｈｅｖａｒｉａｂｌｅ⁃ｃｒｏｓｓ⁃ｓｅｃｔｉｏｎｃｉｒｃｕｌａｒ⁃ａｒｃ

国石油科技创新基金项目“油气长输管道系统泄漏风险评估方法及应急救援策略”（２０１５Ｄ－５００６－０６０６）；北京市重点学科建设项目“城市管网安全监测预警及事故防治”（２１５１００２８００８）。

∗基金项目：国家高技术研究发展计划项目“基于物联网的石化工业风险识别与安全应急系统研发与示范应用”（２０１４ＡＡ０４１８０６）；中

０　引　言

管壳式换热器外导流筒起到减轻流体介质对换热管冲蚀、均匀分布入口介质、强化传热性能和膨导流结构的导流性能。杜明等［４］阐述了管壳式换热器外导流筒结构的设计依据，介绍了相关国际标准及专利内容。张立文［５］以某乙烯装置中环形外导流筒换热器为例，介绍了环形外导流筒结构尺寸的设计。郭雪华［６］详细阐述了换热器外导流筒的结构设计原则，并深入分析了各结构尺寸的计算方法和相互制约关系。古新等［７－８］研究了夹套式变截面导流筒换热器外导流筒的优化设计方法。王庆锋等［９］采用数值模拟方法研究了管壳式换热器传热效率的影响因素。吴金星等［１０］研究了纵向流管壳式换热器的强化传热方法，指出进、出口处设置导流筒可使传热效率大大提高。壳程流体分配的不均匀会引起换热器效率下降［１１］，李平等［１２］基于ＡＮ⁃ＳＹＳＦＬＯＴＲＡＮＣＦＤ分析了高压加热器蒸汽冷却段经过导流筒后，壳程流体流量的均匀性对换热效率的影响。然而，外导流筒结构多样，其选型设计目前依然缺乏指导性方法。

笔者以筒体公称直径为２２００ｍｍ、入口接管公称直径为７００ｍｍ的竖直管降膜式蒸发器换热段为研究对象，设计了外导流筒，建立了３种结构模型，基于ＣＦＤ数值模拟，以壳程纵截面和入口截面的平均速度及流场均匀性为衡量指标，选出了较胀节作用［１］。张哲等［２－３］研究了板翅式换热器不同

适宜的外导流筒结构。

１　外导流筒几何尺寸的确定

竖直管降膜式蒸发器换热段筒体内径为２２００ｍｍ，入口接管ø７２０ｍｍ×８，负压饱和蒸汽流速７５导流筒结构如图１所示。根据标准及相关文献［６，１３］设计计算，得出基本尺寸如表１所示。

ｍ／ｓ，换热管规格为ø４５ｍｍ×３，管数１１００根，管长６０００ｍｍ，正三角形布管，单管程。开槽式外

图１　开槽式外导流筒结构

Ｆｉｇ􀆰１　Ｓｔｒｕｃｔｕｒｅｏｆｔｈｅｓｌｏｔｔｅｄｔｙｐｅｅｘｔｅｒｎａｌｆｌｏｗｄｉｓｔｒｉｂｕｔｏｒ

表１　外导流筒基本尺寸

ｄ／ｍｍ７０４２６Ｋ１Ｌ１／ｍｍ１０９８１􀆰１Ａ０／ｍｍ２Ｌ２／ｍｍ１５０Ａ１／ｍｍ２Ｌ３／ｍｍ３２４２８１８Ｈ／ｍｍ１８８４２８ｄｏ／ｍｍｂ／ｍｍ４６２７２０Ｈ／ｄｏＫ２Ｔａｂｌｅ１　ＧｅｎｅｒａｌｄｉｍｅｎｓｉｏｎｓｏｆｔｈｅｅｘｔｅｒｎａｌｆｌｏｗｄｉｓｔｒｉｂｕｔｏｒＢ／ｍｍ１１３９０􀆰２６２􀆰０Ｄｏ／ｍｍ１１１２Ｄ／ｍｍ２２００Ｄｉ／ｍｍ２６００ｎ／个１δ１／ｍｍ１３θ／（°）１００δ２／ｍｍ３８９２５６Ｌ４／ｍｍＡ２／ｍｍ２７７８５１　　表中：ｄ为开孔直径；Ｋ１为系数，与Ａ０、Ａ１

倾角。

有关；Ａ０为接管流通面积；Ａ１为导流筒环隙流通面积；Ｈ为导流筒高度；ｄｏ为接管外径；Ｂ为外导δ１为导流筒的公称厚度；δ２为环板的厚度；Ｌ１为管板到第１块折流板的距离；Ｌ２为管板与环板外侧的距离；Ｌ３为环板内侧到缺口的距离；Ｌ４为折流板到缺口的距离；ｂ为内衬筒导流缺口宽度；Ｋ２为系数，与Ａ２、Ａ１有关；Ａ２为壳程入口流通面流筒的宽度；Ｄｏ为筒体外径；Ｄｉ为导流筒内径；

２　模型建立与网格划分

２􀆰１　模型简化假设

（１）流场内流体物理性质稳定不发生相变；（３）不考虑换热管和折流板；（４）不考虑传热；

（２）流场内流体为各向同性的均匀、连续性

介质；

积；Ｄ为筒体内径；ｎ为导流缺口数目；θ为入口

（５）不考虑重力作用；２􀆰２　建立几何模型

（６）流场内流体运动为稳态流动。

外导流筒结构概括起来有４种［１４－１５］：无圆弧

１６９５ｍｍ，宽度４６２ｍｍ，缺口位于进口正后方。

离Ｂｏ＝１１９２ｍｍ，导流筒缺口角度１００°，弦长

２）、有圆弧过渡的导流筒（结构３）和夹套式变截面导流筒（结构４）。无圆弧过渡的导流筒受力情况不好，故不考虑采用；夹套式变截面导流筒会增大管板直径，增加材料费用，也不考虑采用。于是选择结构２和结构３进行对比，结构３可改为变截面式，将其作为结构５。这３种结构的几何模型分别如图２、图３和图４所示。

图４　结构５几何模型Ｆｉｇ􀆰４　Ｇｅｏｍｅｔｒｉｃｍｏｄｅｌｏｆｓｔｒｕｃｔｕｒｅ５

过渡的导流筒（结构１）、开槽式导流筒（结构

图３中外导流筒高度Ｈ＝１８８ｍｍ，环板外壁距离Ｂｏ＝１１９２ｍｍ，内筒高端间隙取Ｌ＝１１８ｍｍ。

图４中外导流筒高度Ｈ＝１８８ｍｍ，环板外壁距离Ｂｏ＝１１９２ｍｍ，内筒高端间隙取Ｌ＝１１８ｍｍ，入２􀆰３　网格无关性验证口倾角θ＝２４°。

导流筒模型结构复杂，模拟中采用非结构网

格。关于网格数量，笔者进行了网格无关性验证。

图２　结构２几何模型Ｆｉｇ􀆰２　Ｇｅｏｍｅｔｒｉｃｍｏｄｅｌｏｆｓｔｒｕｃｔｕｒｅ２

具体表述如下：对于相同模型，通过调整参数加密网格进行模拟计算，然后对比模拟结果，直至与上次结果几乎一致，则认为上次的网格数量能够满足计算要求。

选择结构５作为验证模型，控制最小单元尺寸为１２ｍｍ，最大单元尺寸分别为３８、３０和２４ｍｍ，网格总数分别为１４５万、２６７万和４９６万，依次增长接近１倍。对比这３种情况下壳程纵截面和入口截面速度云图，结果分别如图５和图６所示。２６７万的主流区速度分布差异较大，而网格总数为２６７万与４９６万的主流区速度分布差异很小，几乎一致。这说明总网格单元数为２６７万左右时，计算结果几乎不再变化。

由图５和图６可以看出：网格总数为１４５万与

图３　结构３几何模型

图２中外导流筒高度Ｈ＝１８８ｍｍ，环板外壁距

Ｆｉｇ􀆰３　Ｇｅｏｍｅｔｒｉｃｍｏｄｅｌｏｆｓｔｒｕｃｔｕｒｅ３

图５　壳程纵截面主流区速度云图

Ｆｉｇ􀆰５　Ｖｅｌｏｃｉｔｙｄｉｓｔｒｉｂｕｔｉｏｎｏｆｔｈｅｍａｉｎｆｌｏｗａｒｅａａｌｏｎｇｔｈｅｌｏｎｇｉｔｕｄｉｎａｌｓｅｃｔｉｏｎｏｆｓｈｅｌｌｐａｓｓ

图６　壳程入口截面速度云图

２６７万和４９６万的模型中任意取出２点进行速度对比，结果如表２所示。

表２　２种网格模型任意２点速度对比Ｔａｂｌｅ２　２⁃ｐｏｉｎｔｓｖｅｌｏｃｉｔｙｃｏｎｔｒａｓｔｏｆｔｈｅ

ｔｗｏｋｉｎｄｓｏｆｇｒｉｄｍｏｄｅｌｖ１／（ｍ·ｓ－１）２７􀆰６５７􀆰７坐标点／ｍＱ１（０􀆰５，０􀆰５，０􀆰５）Ｑ２（０􀆰５，１􀆰０，０􀆰３）ｖ２／（ｍ·ｓ－１）２７􀆰５５６􀆰８ｆ／％　　为了进一步体现一致性，笔者在网格总数为

Ｆｉｇ􀆰６　Ｖｅｌｏｃｉｔｙｄｉｓｔｒｉｂｕｔｉｏｎｏｆｔｈｅｉｎｌｅｔｓｅｃｔｉｏｎｏｆｓｈｅｌｌｐａｓｓ

用压力基求解器，对于高速流动问题，常采用密度

基求解器［１６］。空气动力学中，马赫数大于０􀆰３时，需考虑密度变化的影响，视为可压缩流体；反之，视为不可压缩流体［１７］。据此，对模拟中的介质负压饱和蒸汽进行判断［１８］。

蒸汽的气体常数：

Ｒｇ＝Ｒ／Ｍｃ＝

ｋＲｇＴ

（１）（２）（３）

０􀆰３６１􀆰５６　　当地声速：　　马赫数：

ｖ２分别为２６７万网格模型和４９６万网格模型对应速度；ｆ为同一点不同网格模型的速度差值百分率。

由表２可看出：对于点Ｑ１和Ｑ２，２种网格模

表中：Ｑ１、Ｑ２分别为几何模型上２坐标点；ｖ１、Ｍａ＝ｖ／ｃ

式中：Ｒｇ为蒸汽气体常数，Ｊ／（ｋｇ·Ｋ）；Ｒ为摩ｋｇ／ｍｏｌ；ｃ为当地声速，ｍ／ｓ；ｋ为比热比；Ｔ为温度，Ｋ；Ｍａ为马赫数；ｖ为蒸汽流速，ｍ／ｓ。根据式（１）～式（３）进行计算，结果如表３所示。其中Ｍａ＝０􀆰１７４＜０􀆰３，故该介质视为不可压３􀆰２　计算模型

缩流体，则选用压力基求解器。

模拟中着重于流场分析，入口雷诺数为

尔气体常数，Ｊ／（ｍｏｌ·Ｋ）；Ｍ为蒸汽摩尔质量，

型速度差异分别为０􀆰３６％和１􀆰５６％，此差异在工程允许范围内。此外，笔者还针对２６７万左右的网格进行了稀疏探索，将网格总数稀疏到２２５万，发现网格总数２２５万与网格总数２６７万的结果差异很小。因此，模拟中网格总数选择２６７万左右。

３　Ｆｌｕｅｎｔ设置与计算

３􀆰１　求解类型的选择

对于低速流动密度变化不大的流场计算，多选

４６２００，流动为湍流，不考虑相变和传热，只需设置湍流模型。选择标准κ⁃ε湍流模型，该模型具有较高的稳定性、经济性和计算精度［１７］。

表３　马赫数计算结果

Ｒ／（Ｊ·ｍｏｌ－１·Ｋ－１）Ｍ／（ｋｇ·ｍｏｌ－１）０􀆰０１８ｋｖ／（ｍ·ｓ－１）７５Ｔａｂｌｅ３　Ｍａｃｈｎｕｍｂｅｒｃａｌｃｕｌａｔｉｏｎｔａｂｌｅ１􀆰１３５４６２３􀆰３　边界条件８􀆰３１４５Ｒｇ／（Ｊ·ｋｇ－１·Ｋ－１）３５４􀆰３５Ｔ／Ｋｃ／（ｍ·ｓ－１）４３１０􀆰１７４Ｍａ３􀆰３􀆰１　入口边界条件设置

模拟着重关注壳程入口的流场特性，实际问题中出口充分发展，所以将自由流边界设置为出口边３􀆰３􀆰３　壁面边界条件设置３􀆰４　收敛标准界条件。

模拟中负压饱和蒸汽流动视为不可压缩流动，

所以选择速度入口作为入口边界条件。根据进口流量和管径计算得出速度为７５ｍ／ｓ，压力－５０ｋＰａ，３􀆰３􀆰２　出口边界条件设置

湍流强度４􀆰１８％，水力直径０􀆰７０４ｍ。

无滑移静止壁面，保持默认设置。

模拟中残差标准保持默认设置。收敛判定标准

如下：残差曲线下降到设置标准，随步数增加稳定０􀆰００１，则认为收敛。

不变，则认为收敛；进出口质量流量差值小于

３􀆰５　计算及结果分析

５几种外导流筒结构进行模拟计算。计算结果如图方法，使问题描述地更加直观清晰。

ｍｍ、外导流筒内外筒间隙Ｈ＝１８８ｍｍ、环板外壁距离Ｂ０＝１１９２ｍｍ不变，对结构２、结构３和结构

控制筒体内径２２００ｍｍ、入口接管外径７２０

７和图８所示。结果分析采用定性与定量相结合的

图７　壳程纵截面速度云图

Ｆｉｇ􀆰７　Ｖｅｌｏｃｉｔｙｄｉｓｔｒｉｂｕｔｉｏｎａｌｏｎｇｔｈｅｌｏｎｇｉｔｕｄｉｎａｌｓｅｃｔｉｏｎｏｆｓｈｅｌｌｐａｓｓ

３􀆰５􀆰１　定性分析

图８　壳程入口截面速度云图

Ｆｉｇ􀆰８　Ｖｅｌｏｃｉｔｙｄｉｓｔｒｉｂｕｔｉｏｎａｔｔｈｅｉｎｌｅｔｓｅｃｔｉｏｎｏｆｔｈｅｓｈｅｌｌｐａｓｓ

图７所示。按照结构２设计，饱和蒸汽进入壳程后，沿竖直方向整体速度梯度大，局部区域速度高，流体分布均匀性差；与结构２相比，结构３整体速度梯度较好，无高速区，但局部区域梯度明５的整体速度梯度很小，无高速区，流体分布均匀性更佳。

３种导流筒结构壳程入口截面的速度分布效果显，流体分布均匀性次之；相比前２种结构，结构

３种导流筒结构壳程纵截面的速度分布效果如

范围内即可；标准差越小，表示流场均匀性越好。对模拟结果进行数理统计，如表４和表５所示。

表４为结构２、３、５壳程纵截面和入口截面的速度平均值。根据工程经验，常压下，壳程一般气体的流速范围为２～１５ｍ／ｓ；－４０ｋＰａ时，蒸汽的最大允许流速为４５ｍ／ｓ［１９－２０］。由表４可知，按照结构２设计，蒸汽进入壳程后，入口截面和纵截面平均流速都接近最大允许速度，阻力消耗较大，压降较大；相比结构２，结构３纵截面平均流速较为合理，但入口截面流速依然较大；而结构５壳程入口截面和纵截面平均流速均相对合理。

表４　速度平均值

　分析截面壳程入口截面壳程纵截面如图８所示。按照结构２设计，饱和蒸汽进入壳程后，在入口截面上整体速度梯度大，进口区域速度较高，流体分布均匀性差；与结构２相比，结构３整体速度梯度较好，无高速区，局部区域梯度明５的整体速度梯度均匀，无高速区，流体分布３􀆰５􀆰２　定量分析

均匀性更佳。

显，流体分布均匀性次之；相比前两种结构，结构

ｍ·ｓ－１

结构５２２􀆰２２１０􀆰０２Ｔａｂｌｅ４　Ｔｈｅａｖｅｒａｇｅｖｅｌｏｃｉｔｙ结构２４２􀆰５７４５􀆰５５结构３３１􀆰１９１８􀆰０８ｍ·ｓ－１

表５为结构２、３、５壳程纵截面和入口截面的２标准差较大，流场均匀性较差，结构３和结构５速度标准差。由表可知，对于壳程入口截面，结构标准差接近，均远小于结构２，流场均匀性较好；

采用速度平均值ｐ和速度标准差Ｓ来定量地描

述壳程蒸汽速度和流场均匀性。其中，速度在合理

对于壳程纵截面，结构２标准差较大，流场均匀性５标准差更小，流场均匀性更好。

较差，结构３标准差较小，流场均匀性较好，结构

表５　速度标准差

结构２２７􀆰９４３３􀆰０２结构３１５􀆰４７１１􀆰９９结构５１６􀆰９２８􀆰３８［７］　古新，朱培纳，刘敏珊，等．变截面导流筒换热器［８］　夏立荣，岳希明，刘敏珊．换热器夹套式变截面导

流筒数值模拟与结构优化［Ｃ］∥全国换热器学术会议．２００７：４６－５０．

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４　结　论

大，流场均匀性差；与结构２相比，结构３整体速度梯度较好，但局部区域梯度明显，流场均匀性较好；相比前２种结构，结构５的整体速度梯度更均匀，流体分布均匀性更佳。

（２）结构２入口截面和纵截面平均流速较大；（１）结构２进口区域速度高，壳程速度梯度

器强化传热研究与发展［Ｊ］．石油机械，２００２，３０

流结构优化设计［Ｊ］．压力容器，２００６，２３（８）：

筒内流动的数值模拟［Ｊ］．动力工程，２００７，２７

相比结构２，结构３纵截面平均流速较小，但入口截面平均流速依然较大；相比前２种结构，结构５壳程入口截面和纵截面平均流速均较小且更合理。

（３）相比结构３和结构５，结构２标准差较

大，流场均匀性较差；结构３和结构５入口截面标准差接近，纵截面标准差结构５小于结构３，故结构５流场均匀性更好。

（４）综合来看，结构５流速合理，流场均匀

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的数值模拟［Ｊ］．化工学报，２００２，５３（１２）：１３１１

构导流片导流性能的研究［Ｊ］．西安交通大学学报，

　　第一作者简介：王庆锋，副教授，生于１９７２年，２０１１年毕业于北京化工大学化工机械专业，获博士学位，研究方向为设备设计与风险评估管理。地址：（１０００２９）北京市朝阳区。

通信作者：郝　帅，Ｅ⁃ｍａｉｌ：１０１０４８９１３１＠ｑｑ．ｃｏｍ。

收稿日期：２０１６－０８－２１

（本文编辑　刘　峰）

流筒结构设计与工程应用［Ｊ］．石油和化工设备，

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