厚壁矩形帶肋通道內(nèi)蒸汽流動(dòng)及傳熱特性

席 雷，徐 亮，高建民，趙 振，王明森

(西安交通大學(xué) 機(jī)械制造系統(tǒng)工程國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，西安 710049)

0 引 言

目前，采用以空氣為冷卻介質(zhì)的葉片冷卻技術(shù)已不能滿足高性能重型燃機(jī)的要求。蒸汽因熱容量大、換熱系數(shù)高等優(yōu)點(diǎn)，成為一種非常有前景的可替代空氣的冷卻介質(zhì)[1]。

肋片強(qiáng)化對(duì)流冷卻技術(shù)是重型燃機(jī)葉片主要的內(nèi)部冷卻方式之一?，F(xiàn)有文獻(xiàn)中對(duì)肋片擾流的研究主要集中于不同通道形狀和肋片結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)以空氣為冷卻介質(zhì)的薄壁帶肋通道冷卻效果的影響。Han等[2,3]對(duì)不同結(jié)構(gòu)參數(shù)的帶肋通道內(nèi)空氣的流動(dòng)和傳熱特性進(jìn)行了詳細(xì)的試驗(yàn)研究，給出了不同結(jié)構(gòu)參數(shù)下的摩擦和換熱系數(shù)的試驗(yàn)關(guān)聯(lián)式。Ghorbani-Tari等[4]研究指出高阻塞比使得帶肋通道未充分發(fā)展區(qū)域的換熱性能降低，而在充分發(fā)展區(qū)域，高阻塞比使得傳熱效果明顯提高。王龍飛[5]的研究結(jié)果表明：60°和45°肋片的換熱性能最好，同時(shí)，45°肋片的通道壓力損失最小。然而，現(xiàn)有文獻(xiàn)中對(duì)厚壁帶肋通道的試驗(yàn)研究非常匱乏，數(shù)值模擬方面的研究也很少。Dorfman等[6]指出只計(jì)算流體域方法不能夠反應(yīng)固體三維導(dǎo)熱效應(yīng)對(duì)傳熱的影響。遲重然等[7]的研究指出，帶肋通道具有明顯的耦合傳熱效應(yīng)。Hsieh等[8]指出耦合傳熱方法預(yù)測(cè)的平均努塞爾數(shù)值與試驗(yàn)值更吻合。Coletti等[9]指出，只計(jì)算流體域方法得到的努塞爾數(shù)較耦合傳熱方法的計(jì)算結(jié)果偏低25%。

本課題組開(kāi)展了10種典型結(jié)構(gòu)的厚壁矩形帶肋通道內(nèi)蒸汽流動(dòng)及傳熱特性的測(cè)定試驗(yàn)[10-13]。本文在厚壁帶肋通道蒸汽冷卻試驗(yàn)研究的基礎(chǔ)上，發(fā)展了含有內(nèi)熱源項(xiàng)的耦合傳熱計(jì)算方法，研究了壁厚對(duì)具有三維導(dǎo)熱效應(yīng)的厚壁矩形帶肋通道內(nèi)蒸汽流動(dòng)及傳熱特性的影響，分析了肋高比e/D為0.047～0.188和肋角度α為30°～90°時(shí)厚壁帶肋通道內(nèi)蒸汽的流動(dòng)和換熱性能，在此基礎(chǔ)上建立了反映通道壁厚δ、肋高比和肋角度對(duì)厚壁帶肋通道傳熱特性影響的關(guān)聯(lián)式。

1 試驗(yàn)裝置

1.1 試驗(yàn)系統(tǒng)

試驗(yàn)裝置示意圖如圖1所示，其主要由蒸汽發(fā)生器、試驗(yàn)段、短路加熱器、排氣裝置以及數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)等組成。試驗(yàn)中將短路加熱器的電極直接固定在試驗(yàn)段的兩端，采用低電壓(0～7.5 V)、大電流(0～4500 A)的方式對(duì)通道壁面的加熱量進(jìn)行調(diào)節(jié)，并用硅酸鋁纖維紙包裹試驗(yàn)段和相鄰管道，以減少試驗(yàn)段與周圍環(huán)境的熱交換。

圖1 試驗(yàn)裝置示意圖Fig.1 Schematic diagram of experimental apparatus

試驗(yàn)件為?；哪持匦腿紮C(jī)第一級(jí)導(dǎo)葉內(nèi)冷通道的單元帶肋通道，通道厚度δ為3 mm，材質(zhì)為普通304不銹鋼，圖2給出了試驗(yàn)件的結(jié)構(gòu)示意圖。試驗(yàn)研究的厚壁矩形帶肋通道的結(jié)構(gòu)參數(shù)如下：通道長(zhǎng)L、寬W和高H分別為1024 mm、80 mm和40 mm；寬度方向的兩個(gè)壁面內(nèi)部具有擾流肋片；肋高e為2.5 mm；肋片與通道內(nèi)主流方向的夾角α為90°；肋間距P為25 mm。

圖2 試驗(yàn)件的結(jié)構(gòu)示意圖Fig.2 Schematic diagram of structure of test section

試驗(yàn)測(cè)試時(shí)，試驗(yàn)段進(jìn)出口放置了兩個(gè)直徑為3 mm的E型熱電偶(精度為0.5 ℃)，用于測(cè)量蒸汽流進(jìn)、出口溫度；試驗(yàn)段外壁面沿中心線上焊接了80個(gè)0.5 mm直徑的E型軟體熱電偶(精度為0.5 ℃)。通道進(jìn)、出口設(shè)置了靜壓測(cè)孔，用于測(cè)量試驗(yàn)段的壓差。在試驗(yàn)段來(lái)流前穩(wěn)定段處使用流量計(jì)測(cè)量蒸汽流量，使用總壓探針測(cè)量入口蒸汽的總壓。

1.2 數(shù)據(jù)處理

通道進(jìn)口雷諾數(shù)Re可由下式計(jì)算得出：

Re=ρuD/μ

(1)

式中：ρ為冷氣參考溫度下的密度；u為通道進(jìn)口處冷氣的平均速度；D為通道水力直徑，本文中D=53.33 mm；μ為冷氣的動(dòng)力黏度。

試驗(yàn)段內(nèi)壁面的平均熱流密度q可以根據(jù)短路電加熱器的加熱功率以及系統(tǒng)散熱損失計(jì)算出，其計(jì)算公式如下：

q=(UI-Qloss)/Sin

(2)

式中：Sin為試驗(yàn)段內(nèi)壁面總面積；U為短路電加熱器電壓；I為短路電加熱器電流；Qloss為散熱損失，主要包含試驗(yàn)件的輻射熱量和傳導(dǎo)到隔熱材質(zhì)的熱量。根據(jù)通道進(jìn)、出口冷氣參數(shù)的測(cè)量值計(jì)算得到冷氣的吸熱量，結(jié)合試驗(yàn)時(shí)電加熱器的加熱功率，可以計(jì)算出試驗(yàn)系統(tǒng)的散熱損失Qloss[13]。

單元帶肋通道內(nèi)壁面當(dāng)?shù)氐呐悹枖?shù)Nu為：

Nu=qD/(Tw-Tf)λ

(3)

式中：Tw為內(nèi)壁面當(dāng)?shù)販囟?，是根?jù)傳熱學(xué)原理，由測(cè)量的外壁面溫度值計(jì)算得出的近似值；Tf為根據(jù)進(jìn)出口蒸汽溫度線性插值得到的當(dāng)?shù)販囟?；λ為?dāng)?shù)氐恼羝麑?dǎo)熱系數(shù)。

光滑圓管壁面努塞爾數(shù)為[14]：

Nu0=0.023Re0.8Pr0.4

(4)

式中：Pr為蒸汽的普朗特常數(shù)。

通道的摩擦因數(shù)可以定義為：

f=ΔpD/(2ρΔLu2)

(5)

式中：Δp為通道兩測(cè)點(diǎn)之間的壓差；ΔL為通道兩測(cè)點(diǎn)之間長(zhǎng)度。

通過(guò)綜合性能因子F來(lái)評(píng)價(jià)帶肋通道的流動(dòng)及換熱的綜合性能，其表達(dá)式為：

F=(Nu/Nu0)/(f/f0)1/3

(6)

光滑圓管的摩擦因數(shù)f0的計(jì)算公式為[14]：

f0=(1.58lnRe-3.28)-2

(7)

2 數(shù)值方法

2.1 耦合傳熱計(jì)算模型

試驗(yàn)段采用短路電加熱的方式，可將其視為均勻發(fā)熱的大電阻，其單位體積發(fā)熱量Q為：

Q=(UI-Qloss)/V

(8)

式中：V為試驗(yàn)段總體積。

依據(jù)試驗(yàn)段加熱方式及試驗(yàn)工況，建立含有內(nèi)熱源項(xiàng)的耦合傳熱計(jì)算模型，計(jì)算域含有流體域和固體域，如圖3所示。固體域視為各向同性的均質(zhì)內(nèi)熱源固體，只求解含有內(nèi)熱源項(xiàng)的能量方程，如下所示：

(9)

式中：ρs、cp和λs分別為304不銹鋼的密度、定壓比熱和導(dǎo)熱系數(shù)。依據(jù)ASTM標(biāo)準(zhǔn)，304不銹鋼的密度為7930 kg·m-3，定壓比熱為0.502 Jkg-1K-1；T為通道入口蒸汽溫度；T為溫度梯度。

為了獲取更加準(zhǔn)確的試驗(yàn)段內(nèi)壁面的溫度，考慮了溫度對(duì)304不銹鋼導(dǎo)熱系數(shù)的影響。其導(dǎo)熱系數(shù)計(jì)算公式如下：

λs=0.009471T+14.0614

(10)

圖3 耦合傳熱計(jì)算模型Fig.3 Conjugate calculation model

對(duì)于流體域，采用基于有限元的有限差分法離散控制方程，通過(guò)全隱式耦合多重網(wǎng)格，應(yīng)用ANSYS CFX求解三維可壓縮的雷諾時(shí)均N-S方程，采用標(biāo)準(zhǔn)k-ε、SSG和SSTk-ω湍流模型計(jì)算流體的溫度。方程中擴(kuò)散項(xiàng)、源項(xiàng)和對(duì)流項(xiàng)的離散使用高精度離散格式，整體殘差收斂水平為10-6。流體域?yàn)檎羝?，蒸汽熱物性參?shù)采用CFX內(nèi)置的標(biāo)準(zhǔn)IAPWS-IF97材料庫(kù)中的steam2，并根據(jù)通道內(nèi)蒸汽工況范圍選定壓力和溫度的上、下限。

2.2 網(wǎng)格及邊界條件

計(jì)算模型采用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，近壁面附近區(qū)域采用網(wǎng)格加密技術(shù)，第一層網(wǎng)格至壁面的距離為0.001 mm，網(wǎng)格增長(zhǎng)率為1.2，這樣近壁面網(wǎng)格無(wú)量綱距離小于1。為保證數(shù)值方法的可靠性和精確性，經(jīng)過(guò)網(wǎng)格無(wú)關(guān)性驗(yàn)證，流體域和固體域的總網(wǎng)格數(shù)為230萬(wàn)及以上時(shí)計(jì)算得到的帶肋壁面努塞爾數(shù)的變化在2%以內(nèi)，因此本文采用的總網(wǎng)格數(shù)為230萬(wàn)。圖4為90°厚壁帶肋通道耦合傳熱計(jì)算模型的網(wǎng)格示意圖。

圖4 網(wǎng)格模型示意圖Fig.4 Schematic diagram of grid model

基于試驗(yàn)數(shù)據(jù)設(shè)置邊界條件：將固體域和流體域?qū)?yīng)的壁面設(shè)置為耦合面；通道固體外壁面為絕熱壁面。計(jì)算時(shí)，固體域和流體域通過(guò)該耦合面?zhèn)鬟f等量的熱流量和溫度。流體域進(jìn)口設(shè)置總壓和溫度，出口給定流量。

值得注意的是，在計(jì)算Nu時(shí)，q取為厚壁帶肋通道內(nèi)壁面當(dāng)?shù)責(zé)崃髅芏?，其他?shù)值結(jié)果與試驗(yàn)數(shù)據(jù)處理方式相同。

3 試驗(yàn)及數(shù)值驗(yàn)證

3.1 試驗(yàn)工況及結(jié)果分析

本文開(kāi)展了5組工況的厚壁帶肋通道蒸汽冷卻基礎(chǔ)試驗(yàn)，試驗(yàn)的具體工況如表1所示，表中，p0為通道入口蒸汽總壓；Ph為加熱功率。

表1 測(cè)試工況Table 1 Test conditions

圖5 厚壁通道帶肋壁面溫度分布Fig.5 Temperature distributions on ribbed walls of thick-wall channel

圖6 通道帶肋壁面當(dāng)?shù)嘏麪枖?shù)沿流向分布Fig.6 Local Nu distributions on ribbed walls of channel along flow direction

圖5和圖6分別給出了不同工況下厚壁通道帶肋外壁面溫度和努塞爾數(shù)的試驗(yàn)值沿主流流向的分布。從圖5可以看出：通道壁面溫度沿主流方向逐漸升高，這是因?yàn)槔鋮s蒸汽在流過(guò)通道的過(guò)程中不斷地被加熱，其溫度被提升、冷卻性能變差而引起的；由于試驗(yàn)只能測(cè)量通道外壁面的溫度值，加之304不銹鋼的導(dǎo)熱系數(shù)很大，通道壁面較厚，帶肋內(nèi)壁面溫度在傳遞到外壁面時(shí)已經(jīng)被均勻化，以至于通道帶肋壁面的肋片處沒(méi)有出現(xiàn)溫度的極低值，溫度沿主流流向的分布也較平緩，沒(méi)有出現(xiàn)周期性的波動(dòng)。從圖6可以看出：由于入口效應(yīng)，努塞爾數(shù)在通道入口段較高，隨著流動(dòng)的發(fā)展其值緩慢降低，直至基本保持不變，也沒(méi)有出現(xiàn)周期性波動(dòng)。

3.2 試驗(yàn)與數(shù)值模擬結(jié)果對(duì)比

圖7 工況3時(shí)帶肋內(nèi)壁面當(dāng)?shù)嘏麪枖?shù)沿流向的分布Fig.7 Local Nu distributions on ribbed walls along flow direction at case 3

圖7為工況3時(shí)不同湍流模型下通道帶肋內(nèi)壁面中心線上當(dāng)?shù)嘏麪枖?shù)沿流向的分布曲線。由圖7可知：由于帶肋通道的入口效應(yīng)和氣流在肋片間的分離和再附著，計(jì)算的厚壁通道內(nèi)壁面當(dāng)?shù)嘏麪枖?shù)曲線呈現(xiàn)周期性的拱形分布，而試驗(yàn)值沿主流流向的變化趨勢(shì)比較平緩，沒(méi)有體現(xiàn)出拱形分布。這是因?yàn)闊犭娕疾贾貌蛔?，以及試?yàn)數(shù)據(jù)處理時(shí)通道內(nèi)壁面當(dāng)?shù)販囟群彤?dāng)?shù)責(zé)嵬繜o(wú)法準(zhǔn)確獲得而造成的。從圖7中還可以看出：在入口效應(yīng)影響的0

在所使用的湍流模型中，SSG和k-ε湍流模型的預(yù)測(cè)值比試驗(yàn)值高出了很多；SSTk-ω湍流模型的計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果最接近，誤差在5%以內(nèi)，即SSTk-ω湍流模型可以較準(zhǔn)確地模擬帶肋通道中的流動(dòng)和換熱情況。因此，本文后續(xù)內(nèi)容皆采用SSTk-ω湍流模型進(jìn)行計(jì)算。

4 數(shù)值模擬結(jié)果分析

數(shù)值模擬了通道壁厚為0.1～4 mm，肋高比e/D為0.047～0.188和肋角度α為30°～90°時(shí)，厚壁帶肋通道內(nèi)蒸汽的流動(dòng)及換熱性能。計(jì)算時(shí)邊界條件與工況3相同，即蒸汽進(jìn)口壓力為299.43 kPa；進(jìn)口溫度為448.17 K；出口質(zhì)量流量為0.0269 kg/s；加熱器的加熱功率為1207.49 W。

4.1 通道壁厚對(duì)模擬結(jié)果的影響

圖8分別給出了通道壁厚為3 mm時(shí)，通道橫截面(x/D=3.286處)以及3.2≤x/D≤3.9區(qū)域與帶肋壁面垂直的中截面上固體域的溫度和熱流密度矢量分布。從圖8中可以看出：固體截面上的溫度和熱流密度分布都很不均勻，由于固體三維導(dǎo)熱效應(yīng)，固體中的熱量并不是沿著壁面的法向傳入流體的；在橫截面上，熱量從通道相鄰壁面夾角處的高溫區(qū)域流向帶肋面中部的低溫區(qū)；在中截面上，在肋片及其附近區(qū)域，肋片的左上角由于直接受到冷卻流體的沖刷而溫度最低，熱流密度最大，而且肋片上大部分的熱量傳入了其上游的冷卻流體，只有少部分傳入下游流體；在肋片之間區(qū)域也出現(xiàn)了溫度極小值，肋片之間區(qū)域上游和下游的熱流密度矢量方向都指向中部溫度較低的區(qū)域。

圖8 通道截面上溫度及熱流密度分布Fig.8 Temperature and heat flux distributions on channel sections

圖9 壁厚對(duì)通道內(nèi)蒸汽流動(dòng)及換熱性能的影響Fig.9 Influence of wall thickness on flow and heat transfer performance of steam in channel

圖9給出了通道壁厚為0.1～4 mm時(shí)，帶肋壁面上平均努塞爾數(shù)比、摩擦因數(shù)比和綜合性能因子的分布曲線。從圖9中可以看出：帶肋壁面平均努塞爾數(shù)比和綜合性能因子隨著通道壁厚的增大先較快后緩慢地降低，而通道的摩擦因數(shù)隨著壁厚的增大基本保持不變。這是因?yàn)殡S著帶肋通道壁厚的增大，通道的傳熱熱阻也相應(yīng)地增大，從而使得通道的換熱系數(shù)降低。經(jīng)計(jì)算，壁厚從0.1 mm增大到4 mm時(shí)，通道的換熱系數(shù)和綜合性能因子分別降低了10.6%和10.8%。綜合來(lái)講，壁面厚度對(duì)帶肋通道流動(dòng)及換熱性能的影響較小。

4.2 肋高對(duì)模擬結(jié)果的影響

圖10為肋高比為0.047～0.188時(shí)，通道帶肋壁面當(dāng)?shù)嘏麪枖?shù)的分布曲線。從圖10中可以看出：在肋片的下游區(qū)域，通道帶肋壁面換熱系數(shù)隨著肋高比的增大而依次減??；在肋片的上游區(qū)域以及肋片區(qū)域，通道帶肋壁面換熱系數(shù)隨著肋高比的增大而依次增大。

圖10 不同肋高比時(shí)帶肋壁面當(dāng)?shù)嘏麪枖?shù)分布Fig.10 Local Nu distribution at different e/D on ribbed wall

圖11 肋高比對(duì)通道內(nèi)蒸汽流動(dòng)和換熱性能的影響Fig.11 Influence of e/D on flow and heat transfer performance of steam in channel

圖11為不同肋高比時(shí)，通道帶肋壁面上平均努塞爾數(shù)比、摩擦因數(shù)比和綜合性能因子的分布曲線。從圖11中可以看出：通道壁面平均努賽爾數(shù)比隨著肋高比的增大而增大，這是因?yàn)殡S著肋高比的增大，主流流體分離后產(chǎn)生的漩渦擾動(dòng)不斷增大，使得流體流動(dòng)的邊界層厚度減小，提高了通道壁面換熱能力；同時(shí)也可以看出，隨著肋高比的增大，通道壁面平均努塞爾數(shù)比的增幅有所減小。通道的摩擦因數(shù)比隨著肋高比的增大而增大，且增幅也增大，這是因?yàn)殡S著肋高比的增大，肋片處主流的流通面積不斷減小，通道內(nèi)流動(dòng)阻力不斷增大，從而平均摩擦因數(shù)也相應(yīng)增大。從圖11中還可知：e/D為0.141時(shí)，通道的綜合性能因子最高；e/D為0.047時(shí)，通道的綜合性能因子最低；而e/D為0.094和0.188時(shí)，通道的綜合性能因子相差很小。

4.3 肋角度對(duì)模擬結(jié)果的影響

圖12為不同肋角度時(shí)，通道帶肋壁面當(dāng)?shù)嘏麪枖?shù)沿流向的分布曲線。從圖12可以看出：在肋片之間區(qū)域，壁面努塞爾數(shù)由大到小分別是肋角度為60°、45°、90°和30°的通道，而在肋片區(qū)域，壁面努塞爾數(shù)由大到小分別是肋角度為45°、60°、30°和90°的通道。因此，在評(píng)價(jià)肋角度對(duì)帶肋通道壁面換熱性能的影響時(shí)，只取肋片之間區(qū)域的平均努塞爾數(shù)比與取整個(gè)帶肋壁面的平均努塞爾數(shù)比所得到的結(jié)果是有差異的。

圖12 不同肋角度時(shí)通道帶肋壁面當(dāng)?shù)嘏麪枖?shù)分布Fig.12 Local Nu distribution at different rib angles on ribbed wall

圖13 肋角度對(duì)通道內(nèi)蒸汽流動(dòng)及換熱性能的影響Fig.13 Influence of rib angles on flow and heat transfer performance of steam in channel

圖13為不同肋角度時(shí)，通道帶肋壁面平均努塞爾數(shù)比、摩擦因數(shù)比及綜合性能因子分布曲線。從圖13可以看出：通道摩擦因數(shù)比隨著肋角度的增大而增大；只取肋片之間區(qū)域的平均努塞爾數(shù)比時(shí)，肋角度為60°的肋通道壁面的換熱性能和綜合性能因子最好，其次為肋角度為45°、90°的肋通道，肋角度為30°的肋通道最差。而取帶肋壁面整體平均努塞爾數(shù)比時(shí)，肋角度為45°和60°的肋通道壁面換熱性能最好，肋角度為30°的肋通道的換熱性能要好于90°肋通道；肋角度為45°的肋通道的綜合性能因子最高，肋角度為30°與60°肋通道綜合性能因子相差很小，肋角度為90°的肋通道綜合性能因子最低。

4.4 傳熱關(guān)聯(lián)式

厚壁帶肋通道蒸汽冷卻的傳熱關(guān)聯(lián)式對(duì)于指導(dǎo)未來(lái)重型燃機(jī)渦輪葉片蒸汽冷卻結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)具有重要意義。根據(jù)前文分析，Nu隨著壁厚的增大而單調(diào)下降，隨著肋高比的增大而單調(diào)上升，可以采用冪函數(shù)對(duì)Nu與壁厚和肋高比進(jìn)行擬合；而Nu隨著肋角度的增大先增大后減小，因此，對(duì)于肋角度，需要在使用冪函數(shù)擬合前找到其極值點(diǎn)，經(jīng)過(guò)測(cè)試，可以采用有理分式對(duì)Nu和肋角度α進(jìn)行擬合(為與其他結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)應(yīng)的Nu統(tǒng)一，取整個(gè)帶肋壁面的平均努塞爾數(shù)進(jìn)行擬合)，其公式如下：

(11)

式中：a1～a4為有理多項(xiàng)式的待求系數(shù)。

圖14 Nu與肋角度擬合曲線Fig.14 Fitted curve of Nu and rib angles

經(jīng)過(guò)有理分式的非線性擬合，得到式(12)，擬合曲線如圖14所示，擬合的殘差在1×10-14量級(jí)。經(jīng)過(guò)計(jì)算，肋角度α為53°時(shí)，通道壁面的Nu達(dá)到了峰值。

(12)

因此，本文假設(shè)Nu關(guān)于通道壁厚、肋高比和肋角度的公式如下：

Nu=b1Re0.8δb2(e/D)b3(|α-53|)b4

(13)

式中：b1～b4為Nu關(guān)聯(lián)式的待求系數(shù)。

基于研究的數(shù)據(jù)點(diǎn)，采用多元線性回歸方法擬合反映通道壁厚、肋高比和肋角度對(duì)厚壁帶肋通道影響的傳熱特性關(guān)聯(lián)式，得到的傳熱關(guān)聯(lián)式為：

Nu=

0.5938Re0.8δ-0.0275(e/D)0.7176(|α-53|)-0.2173

(14)

其適用范圍為：0.1 mm≤δ≤4 mm；0.047≤e/D≤0.188；30°≤α≤90°。

圖15為Nu關(guān)聯(lián)式擬合誤差的分布圖。由圖可知：傳熱關(guān)聯(lián)式的擬合誤差在5%以內(nèi)，最大誤差為-3.88%，說(shuō)明擬合的傳熱關(guān)聯(lián)式可以準(zhǔn)確地預(yù)測(cè)厚壁帶肋通道的換熱系數(shù)。

圖15 擬合誤差分布Fig.15 Fitting error distribution

5 結(jié) 論

(1)含有內(nèi)熱源項(xiàng)的耦合傳熱計(jì)算模型可以準(zhǔn)確地模擬厚壁帶肋通道內(nèi)蒸汽的流動(dòng)和傳熱特性。

(2)壁面厚度對(duì)帶肋通道流動(dòng)及換熱性能的影響較小，壁厚越大，通道的換熱系數(shù)和綜合性能因子越小。

(3)隨著肋高的增大，通道的換熱性能幾乎線性升高，摩擦因子先緩慢增大隨后急劇增大，因此通道的綜合性能因子先增大后減小。當(dāng)肋高比為0.141時(shí)，通道的綜合性能因子最高。

(4)隨著肋角度的增大，通道的摩擦因子增大，通道的換熱性能和綜合性能因子先增大后減小。取肋片之間區(qū)域平均努塞爾數(shù)比時(shí)，肋角度為60°的肋通道的綜合性能因子最高，而取整個(gè)帶肋壁面的平均努塞爾數(shù)比時(shí)，肋角度為45°的肋通道的綜合性能因子最高。

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