脹接工藝和片距對金屬復(fù)合管換熱器接觸熱阻影響的數(shù)值研究

鄧 君，張 華

(1.武漢科技大學(xué) 機械自動化學(xué)院，武漢 430081；2.武漢科技大學(xué) 冶金裝備及其控制教育部重點實驗室，武漢 430081；3.武漢科技大學(xué) 機械傳動與制造工程湖北省重點實驗室，武漢 430081；4.武漢科技大學(xué) 綠色制造工程研究院，武漢430081;5.武漢理工大學(xué) 船舶動力工程技術(shù)交通運輸行業(yè)重點實驗室，武漢 430070)

0 引言

金屬復(fù)合管換熱器是一種采用機械脹接成型、液壓成型、熱軋成型、爆炸成型等基于金屬變形成型的連接工藝制造的換熱設(shè)備[1]。由于金屬復(fù)合管具有工作適應(yīng)性好、制造成本低、便于工業(yè)化大規(guī)模生產(chǎn)的特點，廣泛應(yīng)用于各類換熱場合[2]。

脹接工藝是制造金屬復(fù)合管常用的工藝方法，脹接工藝的不同會影響金屬復(fù)合管換熱器的可靠性。王立輝等[3]對管子管板的脹接工藝進行了改進，發(fā)現(xiàn)改造方案可以提高工藝可靠性。潘秀娟等[4]對蒸汽發(fā)生器管頭的脹接工藝進行了探討，發(fā)現(xiàn)不同工藝對于提高蒸汽發(fā)生器的安全性有很大幫助。武玉潔等[5]對超級雙相鋼換熱器的脹接工藝進行了試驗研究，得到了滿足脹管率下的脹管壓力和脹接時間，并提出以此作為脹接過程的關(guān)鍵質(zhì)量控制點。張泉達等[6]對銅管與翅片氣壓脹接工藝進行了試驗和模擬研究，發(fā)現(xiàn)脹緊度隨著銅管與翅片間過盈配合壓力值的增大而增大。

脹接時，金屬復(fù)合管在脹接力的作用下內(nèi)圈壁和外圈壁同時膨脹，內(nèi)圈壁發(fā)生塑性變形，外圈壁發(fā)生彈性變形。當脹接力消失后，內(nèi)圈壁的塑性變形不會消失，外圈壁的彈性變形會回復(fù)，內(nèi)外圈壁在回復(fù)的彈性變形力下結(jié)合在一起。原本內(nèi)外圈壁間存在間隙，內(nèi)外圈壁僅僅因為回復(fù)的變形力結(jié)合在一起，間隙不會完全消失，傳熱過程中也必然存在接觸熱阻。接觸熱阻是影響金屬復(fù)合管換熱器換熱能力的重要問題，國內(nèi)外學(xué)者[7-10]對該問題的研究均發(fā)現(xiàn)，接觸熱阻對金屬復(fù)合管換熱器的負面影響顯著，并且具有一定的不確定性。現(xiàn)階段，國內(nèi)外學(xué)者們發(fā)現(xiàn)，通過試驗?zāi)軌蛴行У胤治龀鼋佑|熱阻的試驗關(guān)聯(lián)式，用于指導(dǎo)換熱器的設(shè)計和研究工作。如馬其良等[11]對碳鋼-鋁翅片的接觸熱阻進行試驗研究，擬合出對換熱器設(shè)計和運行具有指導(dǎo)意義的試驗關(guān)聯(lián)式；張凡等[12]對4種相同加工工藝、不同材料的金屬復(fù)合管的接觸熱阻進行了研究，擬合出試驗準則式；TALER等[13]提供了一套基于試驗和CFD模擬的修正方法，并用該方法研究了空氣側(cè)換熱的情況等。試驗擬合研究為研究內(nèi)外管壁間接觸熱阻問題提供了參考。

對于金屬復(fù)合管換熱器來說，較小的片距意味著同等換熱器體積下，具有更輕的質(zhì)量、更高的翅片換熱面積和更高的換熱密度。然而在工業(yè)生產(chǎn)中，較小片距的翅片因為制造工藝和制造成本方面的限制，只能采用脹接成型工藝對該類型的換熱器進行加工。不同于焊接成型及鑄造成型工藝，脹接成型的金屬復(fù)合管換熱器在傳熱過程中必然存在接觸熱阻削弱換熱器的傳熱效果[14-15]。因此，本文著眼于內(nèi)外壁間的接觸熱阻問題，結(jié)合試驗及數(shù)值模擬方法，介紹一種適用于工程上的金屬復(fù)合管換熱器平均接觸熱阻的近似計算方法，針對船用柴油機空冷器常用的兩種片距(2.0，2.2 mm)的翅片，研究兩種不同脹接工藝對接觸熱阻的影響。該接觸熱阻的研究方法能夠部分解決接觸熱阻在傳熱過程中的不確定性問題，研究過程和研究結(jié)論可為后續(xù)金屬復(fù)合管換熱器接觸熱阻問題的研究提供幫助，為金屬復(fù)合管換熱器的生產(chǎn)工藝改進提供技術(shù)支持，同時可降低換熱器的生產(chǎn)成本。

1 接觸熱阻計算原理及計算方法

1.1 計算原理

根據(jù)GB/T 2497—2008《船用柴油機增壓空氣冷卻器》，當管內(nèi)流體流速不變時，管外流體流速變化在設(shè)定范圍內(nèi)，則試驗過程中金屬復(fù)合管換熱器總傳熱系數(shù)的表達式為：

Kexp=aReexpb

(1)

式中，Kexp為試驗過程的總傳熱系數(shù)，W/(m2·K)；Reexp為試驗設(shè)定的管外流體雷諾數(shù)；a,b為通過試驗結(jié)果獲得的待定系數(shù)。

同樣，根據(jù)文獻[9]，若假定金屬復(fù)合管的平均接觸熱阻為Rtc，則模擬過程中金屬復(fù)合管換熱器總傳熱系數(shù)的表達式為：

Ksim=aResimb

(2)

式中，Ksim為模擬過程的總傳熱系數(shù)，W/(m2·K)；Resim為模擬設(shè)定的管外流體雷諾數(shù);a,b為通過模擬結(jié)果獲得的待定系數(shù)。

若假設(shè)存在一系列平均接觸熱阻Rtc1,Rtc2,……,Rtcn，則可以通過模擬獲得一系列總傳熱系數(shù)表達式。

(3)

結(jié)合式(1)和式(3)，當Kexp=Ksim，且Reexp=Resim時，試驗過程中的平均接觸熱阻Rtc與模擬過程中的接觸熱阻Rtci相等，且平均接觸熱阻的變化規(guī)律符合下式：

Rtc=Rct(Re)

(4)

式中，Rtc為接觸熱阻,(m2·K)/W；Re為K值相等時的管外流體雷諾數(shù)。

1.2 金屬復(fù)合管換熱器傳熱性能試驗

1.2.1 試驗臺架

試驗臺架如圖1所示。

(a)工作原理 (b)試驗臺架

圖1(a)中，深色部分為空氣流道，淺色部分為水流道；被測量金屬復(fù)合管換熱器位置見圖1(b)。方管中含有隔熱層以避免試驗過程中的熱散失。在空氣流道中換熱器前后位置分別布置4個溫度傳感器(方管的上下左右位置)，以避免大空間流道中流動的偏溫效應(yīng)對試驗結(jié)果造成影響。

試驗通過采集空氣質(zhì)量流量Qmair，空氣側(cè)入口、出口溫度T1和T2，水側(cè)入口、出口溫度T3和T4的傳感器數(shù)據(jù)，即可獲得總傳熱系數(shù)K和管外雷諾數(shù)Re。具體計算公式如下：

(5)

(6)

其中：

Qh=Cpair(T1-T2)Qmair

(7)

(8)

式中，K為總傳熱系數(shù)，W/(m2·K)；Qh為換熱總量，W；A為管外側(cè)翅片面積(通過實際換熱器計算得出)，m2；ΔTm為對數(shù)平均溫差，K；ρ為密度，kg/m3；v為流速，m/s；γ為黏度，Pa·s；d為水力直徑，m，d=(4Ad)/Ld=2Ph(其中，Ad為濕周面積，m2；Ld為濕周周長，m)；Qmair為空氣質(zhì)量流量，kg/s；Aflow為流通面積，m2；Ph為片距，m；Cpair為空氣比熱，J/(kg·K)；T1，T2為空氣側(cè)入口、出口溫度，K；T3，T4為水側(cè)入口、出口溫度，K。

1.2.2 試驗工況

在試驗過程中，空氣側(cè)入口溫度恒定為373.15 K(100 ℃)，空氣側(cè)雷諾數(shù)Re測量點設(shè)為2 000，3 000，4 000，5 000，6 000。水側(cè)入口溫度恒定為303.15 K(30 ℃)，水側(cè)流速恒定為1 m/s。每個測量點測量2次，采用最小二乘法擬合式(1)，以獲得試驗過程總傳熱系數(shù)特性。

1.2.3 測試金屬復(fù)合管翅片

由于本文主要研究脹接工藝和片距對金屬復(fù)合管換熱器的影響，特設(shè)置兩種片距翅片及兩種不同脹接工藝進行相關(guān)研究工作，具體如圖2所示。

圖2 測試金屬復(fù)合管翅片實物及制作工藝、片距設(shè)定示意

Type-A型(見圖2(c))為其中一種脹接工藝，Type-A型翅片采用非精密沖壓模具制造，并且沒有通過機械加工方法對該非平整管壁進行修飾，沖壓后的翅片特點為非平整的翅片，翅片和管壁的貼合不緊密。Type-B型(見圖2(d))為Type-A型的改進型，采用精密沖壓模具制造，沖壓后的翅片為平整的翅片，與管壁貼合較好。兩種脹接工藝均將原Dtube=15 mm的管外徑擴展成Dfin=15.4 mm的管外徑，以此體現(xiàn)不同脹接工藝對接觸熱阻的影響。

兩種不同片距是指Ph=2.0 mm和Ph=2.2 mm兩種，原始片厚度均為0.12 mm，以此體現(xiàn)不同片距對接觸熱阻的影響。翅片的具體尺寸見圖3。其中，圖3(a)為根據(jù)實物建模的整體模型圖，圖3(b)為模型中具體翅片尺寸，圖3(c)為圖3(a)中局部細節(jié)N部分的尺寸，圖3(d)為圖3(b)中局部細節(jié)M部分的尺寸。

圖3 翅片結(jié)構(gòu)及寸示意

由圖2,3可以看出，翅片的主要區(qū)別在于不同片距和不同脹接工藝。

1.3 金屬復(fù)合管換熱器性能模擬

1.3.1 模型縮減

在進行金屬復(fù)合管換熱器模擬時，計算規(guī)模太大，需要根據(jù)換熱器的流動與尺寸關(guān)系對金屬復(fù)合管換熱器的計算模型進行縮減?？s減過程如圖4所示，縮減后的模型如圖5所示。其中，圖4(a)為圖1中空氣流道和水流道的整體模型，圖4(b)為圖4(a)中被分割區(qū)域1，圖5為圖4(b)中被分割區(qū)域2，即被縮減后的計算模型域。

圖4 模擬計算域分割示意

圖5(a)為簡化后的模型及其邊界，圖5(b)為圖5(a)中Y軸視角，圖5(c)為翅片和管模型，圖5(d)為圖5(c)中Y軸視角?？諝饫@圓管流動，若將管外的流動按照圓管軸線位置空氣來流方向的平面進行分割，管外流動的兩個部分流動狀態(tài)與溫度狀態(tài)呈現(xiàn)出關(guān)于該平面的對稱分布；水在管內(nèi)流動，若將其流域按照空氣側(cè)平面進行分割，其流動狀態(tài)和溫度也呈現(xiàn)出關(guān)于該平面的對稱分布，所以可以采用對稱邊界(Symmetry)模擬圓管內(nèi)外的對稱流動和溫度情況，分割位置如圖5(b)中對稱邊界位置。

圖5 計算模型及邊界條件

在兩個片距距離的翅片上下表面(圖5(b)中周期性邊界位置)，空氣流動和溫度分布呈現(xiàn)出周期性分布，即流出上表面的流體流動狀態(tài)和溫度分布與流入下表面的流體流動狀態(tài)和溫度分布一致，采用周期性邊界模擬其流動狀態(tài)和溫度情況。為了便于劃分網(wǎng)格，選取1/4Ph的位置作為整個模型的周期性邊界分割面，如圖5(d)所示。

模擬過程中，由于不用考慮熱散失效應(yīng)，空氣域入口段(從空氣入口到翅片的長度)及出口段(從翅片到空氣出口)的長度足夠，測量結(jié)果與進出口位置無關(guān)；水流域，可以通過圓管內(nèi)流動經(jīng)驗公式獲得湍流狀態(tài)數(shù)據(jù)，消除模擬過程與試驗過程的誤差。

整個翅片長度233 mm，由2個116 mm的翅片和1 mm的中間間隙組成，翅片寬度17 mm，水側(cè)管內(nèi)徑14.2 mm，具體如圖5(c)(d)所示。

1.3.2 邊界條件和物性參數(shù)設(shè)置

試驗過程中，假定空氣和水的物性參數(shù)保持不變，金屬復(fù)合管和翅片材料為T2銅，模擬過程中的物性參數(shù)如表1所示。

表1 模擬過程中的物性參數(shù)

試驗過程中，水入口溫度303.15 K(30 ℃)，入口流速為1 m/s。所以模擬過程中，水入口采用速度入口邊界，水出口采用壓力出口邊界，水入口和出口湍流強度為4.71%，入口和出口水力直徑為14.2 mm，出口背壓為0 Pa，入口溫度為303.15 K(30 ℃)，具體加載位置如圖5(a)所示。

試驗過程中，空氣側(cè)雷諾數(shù)Re范圍為2 000～6 000，入口溫度373.15 K(100 ℃)。所以在模擬過程中，空氣入口采用速度入口邊界，空氣出口采用壓力出口邊界，加載位置如圖5(a)所示，具體數(shù)值設(shè)置見表2(表中Set 1～Set 6為設(shè)定的覆蓋空氣側(cè)雷諾數(shù)范圍的6個不同工況)。

表2 空氣側(cè)入口與出口邊界條件設(shè)定

1.3.3 模擬過程接觸熱阻的設(shè)置

由于接觸熱阻存在于管壁和翅片之間，所以接觸熱阻的加載位置如圖6所示。

圖6 接觸熱阻的加載位置

接觸熱阻在模擬時用金屬錫的等效厚度表示，即:

(9)

式中，δe為錫的等效厚度,m;kSn為錫的導(dǎo)熱系數(shù),W/(m·K)。

1.3.4 網(wǎng)格劃分及湍流模型

如圖7所示，在劃分網(wǎng)格時，固體材質(zhì)網(wǎng)格均具有3層厚度，流體壁面附近均具有5層邊界層網(wǎng)格，空氣側(cè)第1層網(wǎng)格厚度為0.01 mm，水側(cè)第1層網(wǎng)格厚度為0.5 mm，計算過程采用k-e模型并結(jié)合Enhanced wall邊界函數(shù)計算，計算過程均在流體計算軟件FLUENT中完成。

圖7 模擬模型的局部網(wǎng)格模型

2 試驗與模擬結(jié)果

2.1 金屬復(fù)合管換熱性能試驗結(jié)果

經(jīng)過試驗，計算出4種復(fù)合管式換熱器總傳熱系數(shù)如圖8所示。圖8中，Re代表空氣側(cè)變化的雷諾數(shù)，“2.0 mm Type-A”代表2.0 mm片距、Type-A型脹接工藝所制造的翅片。

圖8 4種復(fù)合管式換熱器總傳熱系數(shù)

從圖8可看出，隨著Re數(shù)值的變化(2 000～6 000)，2.0 mm Type-A型的K值變化范圍為63～115 W/(m2·K)；2.0 mm Type-B型的K值變化范圍為67～119 W/(m2·K)；2.2 mm Type-A型的K值變化范圍57～96 W/(m2·K)；2.2 mm Type-B型的K值變化范圍為61～103 W/(m2·K)。

從圖8中還可以看出，脹接工藝對總傳熱系數(shù)K值具有一定影響。比較2.0 mm Type-A的數(shù)據(jù)和2.0 mm Type-B的數(shù)據(jù)可以看出，2.0 mm Type-B整體的傳熱系數(shù)K較大，并且隨著Re的增加，2.0 mm Type-B的K值增加幅度也也比2.0 mm Type-A型的增加幅度大。該現(xiàn)象在2.2 mm Type-A和2.2 mm Type-B中也同樣存在。

片距對總傳熱系數(shù)K值也具有一定的影響(見圖8)。比較2.0 mm Type-A和2.2 mm Type-A可發(fā)現(xiàn)，2.0 mm Type-A型翅片整體K值均比2.2 mm Type-A型的大，隨著Re從2 000增加到6 000，2.0 mm Type-A型翅片整體K值增幅也比2.2 mm Type-A型的增幅大。該現(xiàn)象在2.0 mm Type-B型和2.2 mm Type-B型中也同樣存在。

從換熱性能試驗結(jié)果可以看出，脹接工藝和片距對金屬復(fù)合管換熱器的換熱能力具有影響，Type-B型脹接工藝的換熱能力大于Type-A型脹接工藝，片距2.0 mm的換熱能力大于片距2.2 mm的換熱能力。

2.2 金屬復(fù)合管換熱性能定接觸熱阻模擬結(jié)果

片距2.0 mm和片距2.2 mm定接觸熱阻模擬結(jié)果如圖9,10所示。圖中Re代表空氣側(cè)變化的雷諾數(shù)；K為模擬總傳熱系數(shù)；“RTC0.00055”代表接觸熱阻Rtc=0.000 55 (m2·K)/W時，對應(yīng)的定接觸熱阻翅片的總傳熱系數(shù)曲線。

圖9 片距2.0 mm翅片定接觸熱阻模擬結(jié)果

圖10 片距2.2 mm翅片定接觸熱阻模擬結(jié)果

從圖9中可以看出，當Re的變化范圍為2 000～6 000時，RTC0.00023總傳熱系數(shù)從92 W/(m2·K)增加到114 W/(m2·K)，變化量為22 W/(m2·K)；RTC0.00055總傳熱系數(shù)從63 W/(m2·K)增加到66 W/(m2·K)，變化量為3 W/(m2·K)。圖10中，片距2.2 mm翅片也具有類似的現(xiàn)象。

從定接觸熱阻模擬結(jié)果可以看出，接觸熱阻越大，當雷諾數(shù)Re相同時，總傳熱系數(shù)K值越??；接觸熱阻越大，總傳熱系數(shù)K值隨著Re變動的增幅越小。

3 討論

3.1 接觸熱阻的變化情況分析

將圖8和圖9進行疊加獲得片距2.0 mm翅片模擬和試驗結(jié)果比較圖(見圖11)，將圖8和圖10 進行疊加獲得片距2.2 mm翅片模擬和試驗結(jié)果比較圖(見圖12)。圖11，12中，Re代表空氣側(cè)變化的雷諾數(shù)；K為總傳熱系數(shù)；“RTC 0.00055”代表接觸熱阻Rtc=0.000 55 (m2·K)/W時，對應(yīng)的定接觸熱阻翅片的總傳熱系數(shù)模擬曲線；“2.0 mm TYPE-A”代表2.0 mm Type-A型翅片的總傳熱系數(shù)試驗曲線。

圖11 片距2.0 mm翅片模擬和試驗結(jié)果比較

圖12 片距2.2 mm翅片模擬和試驗結(jié)果比較

從圖11看出，Re=2 000時，2.0 mm Type-A型翅片的接觸熱阻約0.000 55 (m2·K)/W，2.0 mm Type-B型翅片的接觸熱阻約為0.000 50 (m2·K)/W；Re=6 000時，2.0 mm Type-A型翅片的接觸熱阻約為0.000 25 (m2·K)/W，2.0 mm Type-B型翅片的接觸熱阻約為0.000 23(m2·K)/W。

從圖12看出，Re=2 000時，2.2 mm Type-A型翅片的接觸熱阻約0.000 77 (m2·K)/W，2.2 mm Type-B型翅片的接觸熱阻約0.000 67 (m2·K)/W；Re=6 000時，2.2 mm Type-A型翅片的接觸熱阻約0.000 35(m2·K)/W，2.2 mm Type-B型翅片的接觸熱阻約為0.000 31 (m2·K)/W。

從圖11，12中可以看出，隨著雷諾數(shù)Re的增加，翅片的接觸熱阻開始減?。籘ype-B型翅片的接觸熱阻整體上小于Type-A型翅片。由此可見，金屬復(fù)合管換熱器的接觸熱阻會隨著換熱工況的變化而變化；并且，片距、脹接工藝的不同會造成變化規(guī)律的不同。

3.2 接觸熱阻變化規(guī)律的數(shù)值分析

通過圖11，12中試驗K值曲線和定接觸熱阻模擬K值曲線，可以找出一系列的(Re,Rtc)點，這些點可以通過多項式展開的方法獲得單一翅片接觸熱阻隨著空氣側(cè)雷諾數(shù)變化的情況。

從圖11，12中獲得的4種翅片試驗和模擬結(jié)果曲線交點(Re，Rtc)見表3,4。根據(jù)表3，4，片距2.0 mm翅片和片距2.2 mm翅片的接觸熱阻變化規(guī)律如圖13所示。圖13中，Re為空氣側(cè)雷諾數(shù);Rtc為實際平均接觸熱阻。

表3 片距2.0 mm翅片在圖11中的交點

表4 片距2.2 mm翅片在圖12中的交點

圖13 4種翅片接觸熱阻Rtc變化曲線

從圖13可以看出，Re的變化范圍為2 000～4 000時，2.0 mm Type-A型翅片接觸熱阻的變化范圍為0.000 545～0.000 324 (m2·K)/W，幅值為-0.000 221(m2·K)/W；2.0 mm Type-B型翅片接觸熱阻變化范圍0.000 493～0.000 301(m2·K)/W，幅值為-0.000 192 (m2·K)/W；2.2 mm Type-A型翅片接觸熱阻的變化范圍為0.000 776～0.000 466 (m2·K)/W，幅值為-0.000 310 (m2·K)/W；2.2 mm Type-B型翅片接觸熱阻的變化范圍為0.000 680～0.000 423 (m2·K)/W，幅值為-0.000 257 (m2·K)/W。當Re的變化范圍為4 000～6 000時，2.0 mm Type-A型翅片接觸熱阻變化范圍0.000 324～0.000 270 (m2·K)/W，幅值-0.000 054 (m2·K)/W；2.0 mm Type-B型翅片接觸熱阻的變化范圍為0.000 301～0.000 241 (m2·K)/W，幅值為-0.000 060 (m2·K)/W；2.2 mm Type-A型翅片接觸熱阻的變化范圍為0.000 466～0.000 348 (m2·K)/W，幅值為-0.000 118 (m2·K)/W；2.2 mm Type-B型翅片接觸熱阻的變化范圍為0.000 423～0.000 321 (m2·K)/W，幅值為-0.000 102 (m2·K)/W。

綜上所述，片距2.0mm翅片的接觸熱阻小于片距2.2 mm翅片；Type-B型脹接工藝翅片接觸熱阻小于Type-A型脹接工藝翅片；隨著雷諾數(shù)Re的增加，4種翅片接觸熱阻均下降，當Re范圍為2 000～4 000時，接觸熱阻的數(shù)值及下降幅值均較大，當Re范圍為4 000～6 000時，相對于Re范圍為2 000～4 000，接觸熱阻的數(shù)值及下降幅值均較小。

根據(jù)表3，4，接觸熱阻特性的擬合表達式見公式(10)～(13)。

2.0 mm Type-A型：

Rtc=-6.5251×10-15Re3+9.3753×10-11Re2

-5.0585×10-7Re+1.1759×10-3

(10)

2.0 mm Type-B型：

Rtc=-7.4274×10-15Re3+1.0958×10-11Re2-5.6171×10-7Re+1.2905×10-3

(11)

2.2 mm Type-A型：

Rtc=-6.2419×10-15Re3+9.7884×10-11Re2-5.5642×10-7Re+1.4763×10-3

(12)

2.2 mm Type-B型：

Rtc=-5.4955×10-15Re3+8.9918×10-11Re2-5.3971×10-7Re+1.5429×10-3

(13)

3.3 管和翅片溫度變化規(guī)律解析

本文通過研究管1位置基管和翅片管溫度變化規(guī)律，驗證接觸熱阻變化規(guī)律的正確性。管1位置如圖14所示，平均溫度結(jié)果如表5所示。

圖14 管1位置示意

圖14為圖4(a)的Z軸視角圖。由此可見，管1位置為最熱空氣和水熱交換的位置，溫度變化結(jié)果具有代表性。表5中的溫度結(jié)果為基管及靠近基管附近翅片管的平均溫度。

表5 基管和翅片管平均溫度結(jié)果

結(jié)合表5和圖13可以看出，接觸熱阻的變化規(guī)律與基管和翅片管的溫度變化規(guī)律密切相關(guān)。隨著雷諾數(shù)Re的增大，翅片管溫度略微增加，基管溫度顯著增加，基管與翅片管間的溫差減小，接觸熱阻下降；對于同片距翅片，Type-B型翅片管的接觸熱阻低于Type-A型，Type-B型基管溫度略高于Type-A型。

造成接觸熱阻變化規(guī)律和翅片管溫度變化規(guī)律密切相關(guān)的主要原因是傳熱過程中翅片管的溫度變化。在整個試驗過程中，管內(nèi)流體流速和溫度不變，所以管內(nèi)換熱系數(shù)不變，參考溫度不變。當空氣側(cè)雷諾數(shù)上升時，換熱密度增大，體現(xiàn)的后果就是基管溫度上升。Type-B型初始接觸熱阻比Type-A型小，隨著空氣側(cè)雷諾數(shù)增大，Type-B型基管溫度及其上升幅度也均高于Type-A型。整個金屬復(fù)合管的受力狀態(tài)可以被視為同心環(huán)狀受力狀態(tài)，內(nèi)管溫度上升幅度高于外管，由于熱膨脹作用，內(nèi)管向外膨脹，基管和翅片管間的接觸壓力增加，接觸熱阻也會進一步減小。減小的接觸熱阻會進一步增加換熱密度，造成翅片溫度降低。

由此可見，2.0 mm Type-A型、2.0 mm Type-B型、2.2 mm Type-A型和2.2 mm Type-B型翅片接觸熱阻變化的主要原因是基管溫度上升。相同換熱工況下，具有更低接觸熱阻金屬復(fù)合管的特征是具有更高的基管溫度。

4 結(jié)語

結(jié)合試驗與模擬方法，介紹了一種適用于工程使用的金屬復(fù)合管接觸熱阻計算方法，并用該方法對兩種不同脹接工藝下片距2.0 mm和片距2.2 mm翅片的接觸熱阻展開研究，得到4種翅片的傳熱特性；分析了接觸熱阻對翅片換熱的影響情況、片距和脹接工藝對接觸熱阻的影響情況；得到這4種翅片接觸熱阻變化的數(shù)值規(guī)律。

通過上述研究工作，可以得出如下結(jié)論。

(1)片距2.0 mm翅片的換熱能力優(yōu)于片距2.2 mm翅片，脹接工藝Type-B型翅片的換熱能力優(yōu)于Type-A型翅片；

(2)片距2.0 mm翅片的接觸熱阻小于片距2.2 mm翅片，Type-B型脹接工藝翅片接觸熱阻小于Type-A型脹接工藝翅片；

(3)隨著雷諾數(shù)Re的增加，4種翅片接觸熱阻均減小，當Re范圍為2 000～4 000時，接觸熱阻的下降幅度較大且接觸熱阻較大；當Re范圍為4 000～6 000時，接觸熱阻的下降幅度較小、接觸熱阻也較小。

(4)金屬復(fù)合管接觸熱阻變化的具體表現(xiàn)為變化的基管和翅片管溫度，較高的基管溫度具有較低的接觸熱阻。

由此可見，Type-B型脹接工藝、2.0 mm片距以及高雷諾數(shù)(Re>4 000)均能直接減小接觸熱阻，從而提高金屬復(fù)合管換熱器的換熱能力。在換熱器強化傳熱設(shè)計過程中，應(yīng)盡量使用平整后的翅片作為脹接工藝的基礎(chǔ)，采用較小的片距和較大的換熱負荷以盡量降低因為接觸熱阻而帶來的換熱能力損失，提高金屬復(fù)合管換熱器的傳熱能力。然而，較小的片距及高雷諾數(shù)均會增大金屬復(fù)合管換熱器的壓降，降低換熱過程的經(jīng)濟性，如何合理地權(quán)衡脹接工藝、片距和雷諾數(shù)這三者的關(guān)系，合理優(yōu)化換熱過程經(jīng)濟性是需要進行的后續(xù)工作。本文的研究方法能夠部分解決接觸熱阻在傳熱過程中的不確定性問題，計算方法和研究結(jié)論可為研究后續(xù)金屬復(fù)合管換熱器接觸熱阻問題提供幫助。