三角形小翼縱向渦發(fā)生器的流動(dòng)換熱

曾卓雄，劉曉婧，王漳軍

(1.上海電力學(xué)院 能源與機(jī)械工程學(xué)院，上海 200090;2.南昌航空大學(xué) 飛行器工程學(xué)院，江西 南昌 330063)

縱向渦發(fā)生器通過改變二次流的分布來強(qiáng)化換熱，能夠以較小的阻力代價(jià)獲取較大的強(qiáng)化換熱效果，已成為強(qiáng)化換熱方面研究的熱點(diǎn).[1-2]何雅玲等人[3]利用三維數(shù)值模擬的方法，詳細(xì)分析和研究了三角形翼和矩形翼縱向渦發(fā)生器對(duì)管翅式換熱器傳熱流動(dòng)的影響，并對(duì)縱向渦發(fā)生器的關(guān)鍵參數(shù)(攻角，數(shù)目，擺放位置)進(jìn)行了優(yōu)化.WANG C C等人[4]研究了三角翼型縱向渦發(fā)生器和環(huán)狀渦流發(fā)生器的翅片管換熱器的流動(dòng)和壓降特性，結(jié)果表明:在相同的雷諾數(shù)和渦流發(fā)生器高度下，三角翼型縱向渦發(fā)生器產(chǎn)生的渦旋運(yùn)動(dòng)和流體震蕩更為強(qiáng)烈，且引起的壓降損失相對(duì)較小.KANNAN K T等人[5]采用數(shù)值模擬的方法研究了三角小翼對(duì)翅片管換熱器的影響，發(fā)現(xiàn)三角小翼產(chǎn)生的縱向渦可以有效改善換熱管尾跡區(qū)的換熱情況.TIAN L T等人[6]通過數(shù)值模擬研究了帶三角小翼波紋翅片管換熱器空氣側(cè)流動(dòng)與傳熱特性，結(jié)果表明:在雷諾數(shù)Re=3 000時(shí)，與不加縱向渦發(fā)生器相比，帶三角小翼波紋翅片管換熱器的傳熱性能更好.王強(qiáng)等人[7]對(duì)縱向渦發(fā)生器的油浸式變壓器散熱片進(jìn)行了數(shù)值模擬，研究了三角錐型縱向渦發(fā)生器的攻角、高度及排列方式對(duì)變壓器散熱片散熱能力的影響，并分析了影響機(jī)理.陽祥等人[8]研究了安裝三角小翼縱向渦發(fā)生器的層流平行通道內(nèi)渦干涉與流動(dòng)換熱特性，發(fā)現(xiàn)縱向渦發(fā)展過程中的相互干涉會(huì)造成渦強(qiáng)度的下降，單個(gè)縱向渦發(fā)生器的有效作用距離有隨Re數(shù)的增加而增加的趨勢(shì).唐凌虹等人[9]對(duì)漸縮式縱向渦發(fā)生器與橢圓支柱共同作用下矩形通道內(nèi)的流動(dòng)換熱性能進(jìn)行了研究，與漸縮式縱向渦發(fā)生器、漸擴(kuò)式縱向渦發(fā)生器和光通道的流動(dòng)換熱性能進(jìn)行了對(duì)比.

本文采用Fluent軟件進(jìn)一步系統(tǒng)地對(duì)三角形小翼縱向渦發(fā)生器不同攻角(15°，30°，45°，60°，75°)和不同進(jìn)口速度(3～12 m/s)下，單H形翅片流場(chǎng)、溫度場(chǎng)、換熱性能以及綜合性能進(jìn)行了數(shù)值模擬，并加以對(duì)比.

1 計(jì)算幾何對(duì)象及數(shù)值方法

1.1 幾何結(jié)構(gòu)

在單H形翅片上加裝三角形小翼縱向渦發(fā)生器結(jié)構(gòu)示意如圖1所示.

圖1 加裝三角形小翼結(jié)構(gòu)示意

三角形小翼縱向渦發(fā)生器安裝在單H形翅片后半部分的中心位置.

縱向渦發(fā)生器的結(jié)構(gòu)尺寸詳見表1，單 H形翅片管的結(jié)構(gòu)尺寸詳見表2.[10]沿流動(dòng)方向的換熱管排數(shù)為兩排.

表1 三角形小翼縱向渦發(fā)生器的結(jié)構(gòu)尺寸

表2 單H形翅片管的結(jié)構(gòu)尺寸 mm

1.2 計(jì)算區(qū)域

由于H形翅片管結(jié)構(gòu)的幾何對(duì)稱性，空氣流過H形翅片區(qū)域的流動(dòng)與換熱沿管長方向周期性充分發(fā)展，因此數(shù)值計(jì)算選取其中對(duì)稱部分的一個(gè)單元.坐標(biāo)原點(diǎn)在計(jì)算區(qū)域進(jìn)口中心，規(guī)定沿著流動(dòng)的方向?yàn)閤方向，翅片的橫向?yàn)閥方向，沿著管子的方向?yàn)?z方向.翅片管模型沿著y和 z方向是對(duì)稱的，因此計(jì)算區(qū)域在y方向上為一個(gè)翅片的流通區(qū)域，在z方向?yàn)閮蓚€(gè)上下相鄰翅片的中心線之間的區(qū)域.[1]

在數(shù)值模擬計(jì)算中，為避免空氣進(jìn)入時(shí)速度分布不均勻而導(dǎo)致的入口效應(yīng)，滿足均勻入口流速分布的條件，在實(shí)際計(jì)算中將計(jì)算區(qū)域在x方向上向前延長2倍的圓管外徑長度;為了避免出口效應(yīng)對(duì)計(jì)算結(jié)果的影響，將計(jì)算區(qū)域在x方向向后延長8倍的圓管外徑長度.

1.3 控制方程及邊界條件

進(jìn)口流速和溫度(T0=623 K)均勻恒定;出口為壓力出口邊界;管子為恒定壁溫(Tt=529 K)且為無滑移邊界條件;翅片表面為無滑移邊界條件;計(jì)算器區(qū)域的前后邊界(即側(cè)面)為對(duì)稱性邊界條件;計(jì)算區(qū)域的上、下邊界為周期性邊界條件.

在計(jì)算中考慮到翅片厚度的影響以及翅片的固體表面與流體之間的耦合換熱問題，對(duì)所有的壁面附近的網(wǎng)格進(jìn)行了加密處理，網(wǎng)格的劃分保證了數(shù)值解與網(wǎng)格數(shù)無關(guān).

控制方程包括三維穩(wěn)態(tài)不可壓常物性的連續(xù)方程、動(dòng)量方程和能量方程.[11]采用 SIMPLE算法耦合速度與壓力.采用可實(shí)現(xiàn)k-ε模型進(jìn)行模擬計(jì)算.對(duì)流項(xiàng)采用二階迎風(fēng)差分，擴(kuò)散項(xiàng)采用二階中心差分.

1.4 數(shù)據(jù)處理

數(shù)據(jù)處理采用的參數(shù)定義如下:

式中:Re——雷諾數(shù);

Eu——?dú)W拉數(shù);

Nu——努謝爾數(shù);

ρ——煙氣密度，kg/m3;

u——入口速度;

um——流體流動(dòng)最小截面處的平均流速，m/s;

De——管徑，m;

η——煙氣動(dòng)力粘度，Pa·s;

h——煙氣與H形翅片管的對(duì)流傳熱系數(shù)，W/(m2·K);

Pr——普朗特?cái)?shù);

Cp——定壓比熱比，J/(kg·K);

A——入口面積;

AH——H形翅片管總的傳熱面積，m2;

Amin——最小入口面積，m2;

λ——煙氣的導(dǎo)熱系數(shù)，W/(m· K);

φ——單位時(shí)間內(nèi)吸收的熱量，J/s;

Δp——流動(dòng)阻力;

pin，pout——入口和出口的壓力，Pa;

z——管排數(shù);

j——換熱因子;

f——摩擦因子;

JF——翅片傳熱和阻力綜合性能;

Tin——入口溫度，K;

Tout——出口平均溫度;

ΔT1——進(jìn)出口溫差;

Tw——翅片的平均溫度;

Tmax=max(Tin－Tw，Tout－Tw);

Tmin=min(Tin－Tw，Tout－Tw).

2 加裝三角形小翼縱向渦發(fā)生器的單H形翅片的計(jì)算結(jié)果及分析

2.1 對(duì)單H形翅片流場(chǎng)和溫度分布的影響

單H形翅片上三角形小翼縱向渦發(fā)生器的迎流攻角從15°～75°變化.進(jìn)口速度U=8 m/s，圖2為不同攻角下三角形小翼縱向渦發(fā)生器和無三角形小翼縱向渦發(fā)生器在z為零時(shí)截面的流線分布對(duì)比.

由圖2可以看出，無縱向渦發(fā)生器時(shí)，每排圓管后面形成各一對(duì)均勻且對(duì)稱的回流渦.加裝縱向渦發(fā)生器之后，攻角為15°時(shí)，第一排圓管之后形成的回流渦變化很小，但第二排圓管之后的回流渦被向后拉長壓縮，同時(shí)也在每個(gè)縱向渦發(fā)生器后部形成一對(duì)不明顯的回流渦;此后，隨著攻角從15°增大到75°，每個(gè)縱向渦發(fā)生器之后的區(qū)域1，3，4形成的一對(duì)回流渦逐漸明顯，回流區(qū)面積逐漸增大，且對(duì)區(qū)域2和區(qū)域5中形成的回流渦有擠壓作用;區(qū)域2的回流面積在攻角從15°增大到75°時(shí)幾乎沒有變化，但在區(qū)域5中形成的回流渦在攻角為30°時(shí)面積急劇減小，并呈現(xiàn)為三角形，原因是加速通道里的氣流速度隨著攻角越來越大，不斷將換熱管后面形成的回流區(qū)擠壓破壞，使得回流渦只能在管壁附近形成，并且使回流渦面積逐漸減小.區(qū)域5中形成的回流渦在攻角從45°增大到75°時(shí)變化很小.

圖2 z為零時(shí)截面流線分布對(duì)比

2.2 對(duì)單 H形翅片換熱、阻力和綜合性能的影響

圖3 至圖8分別為無三角形小翼縱向渦發(fā)生器以及不同攻角的三角形小翼縱向渦發(fā)生器的進(jìn)出口溫差、壓力損失、努謝爾數(shù)Nu，歐拉數(shù)Eu，換熱因子j和綜合性能JF對(duì)比圖，阻力因子f對(duì)比圖和Eu對(duì)比圖走勢(shì)完全一樣，只是相對(duì)的數(shù)值大小不一樣.

圖3 進(jìn)出口溫差對(duì)比

圖4 進(jìn)出口壓力損失對(duì)比

圖5 Nu對(duì)比

圖6 Eu對(duì)比

圖7 換熱因子j對(duì)比

圖8 綜合性能JF對(duì)比

對(duì)比圖3至圖8的各個(gè)特征量的變化可知:

(1)雷諾數(shù)相同時(shí)，隨著攻角的增大，進(jìn)出口溫差 ΔT1，進(jìn)出口壓力損失 ΔP，努謝爾數(shù)Nu，歐拉數(shù)Eu，換熱因子j和阻力因子f都逐漸增大，綜合性能JF先增大后減小，并且在攻角為45°時(shí)取得最大值;

(2)隨著雷諾數(shù)的增加，進(jìn)出口壓力損失ΔP和努謝爾數(shù)Nu增大，而進(jìn)出口溫差ΔT1，歐拉數(shù)Eu，換熱因子j，阻力因子f和綜合性能JF減小，減小幅度逐漸變緩，這主要是因?yàn)殡S著進(jìn)口速度的增大，在單位時(shí)間內(nèi)流過單H形翅片周圍的高溫氣流增加，使得進(jìn)口壓力增大、出口溫度升高、換熱能力增強(qiáng).

2.3 速度對(duì)45°三角形小翼縱向渦發(fā)生器的流場(chǎng)和溫度場(chǎng)的影響

圖9和圖10分別為不同速度下45°三角形小翼縱向渦發(fā)生器的單H形翅片的z=0 m和z=－0.003 m時(shí)截面的流場(chǎng)分布對(duì)比.

圖9 z=0 m時(shí)截面流線分布對(duì)比

由圖9和圖10可以看出:在z=0 m時(shí)截面的第一排三角形小翼后面形成的兩對(duì)回流渦比在z=－0.003 m時(shí)截面的明顯，第二排管子后面形成的回流區(qū)面積明顯減小.這是由于z=－0.003 m時(shí)截面更靠近翅片邊界層，使得翅片表面邊界層對(duì)氣流有更大的粘性作用，從而導(dǎo)致其回流面積更小.隨著速度的增加，兩截面在第二排后形成的回流區(qū)面積逐漸減小，這是因?yàn)榧铀偻ǖ赖臍饬魉俣仍絹碓酱?，?duì)回流區(qū)的沖刷能力增大導(dǎo)致的.此外，來流速度的增大對(duì)z=0 m和z=－0.003 m時(shí)截面的其他區(qū)域的流場(chǎng)分布影響不大.

圖10 z=－0.003 m時(shí)截面流線分布對(duì)比

3 結(jié)論

(1)加裝三角形小翼縱向渦發(fā)生器時(shí)，會(huì)在換熱管壁、縱向渦發(fā)生器、單H形翅片3者之間形成一個(gè)加速通道，這個(gè)加速通道里面的氣流會(huì)對(duì)換熱管后面所形成的回流區(qū)進(jìn)行擠壓破壞，造成回流區(qū)面積減小.

(2)隨著雷諾數(shù)的增加，不同攻角的三角形小翼縱向渦發(fā)生器的壓力損失ΔP和努謝爾數(shù)Nu增大，進(jìn)口溫差ΔT1，歐拉數(shù)Eu，換熱因子j，綜合性能JF都減小.

(3)隨著攻角的增大，加裝三角形小翼縱向渦發(fā)生器的單H形翅片的進(jìn)口溫差ΔT1，壓力損失ΔP，努謝爾數(shù)Nu，歐拉數(shù)Eu和換熱因子j都增大，而綜合性能JF先增大后減小，45°時(shí)的三角小翼縱向渦發(fā)生器的綜合性能最好.

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