扭轉(zhuǎn)圈數(shù)對內(nèi)置齒狀螺旋元件換熱管傳熱性能的影響

摘 """""要：提出一種新型內(nèi)置齒狀螺旋元件換熱管，應(yīng)用Fluent軟件對在低雷諾數(shù)下內(nèi)置齒狀螺旋元件換熱管內(nèi)的單液相中速度場和溫度場進(jìn)行數(shù)值模擬，探究其強(qiáng)化傳熱機(jī)理，并探討了不同扭轉(zhuǎn)圈數(shù)對換熱管傳熱性能的影響。結(jié)果表明：所提出的內(nèi)置齒狀螺旋元件換熱管相比于現(xiàn)有研究的傳統(tǒng)強(qiáng)化傳熱元件的效率有所提高，在低雷諾數(shù)狀態(tài)下隨著扭轉(zhuǎn)圈數(shù)Q的增加，截面內(nèi)速度和溫度均勻性增加，換熱管內(nèi)流體的努塞爾數(shù)Nu和阻力系數(shù)f也隨之提升。綜合傳熱性能方面，PEC值均大于1，在Q=3.0的情況下?lián)Q熱管的傳熱性能最好，PEC值達(dá)到1.416。

關(guān) "鍵 "詞：數(shù)值模擬；扭轉(zhuǎn)圈數(shù)；傳熱性能；PEC值

中圖分類號：TQ021.3 """"""文獻(xiàn)標(biāo)識志碼：A """"文章編號：1004-0935（20202024）0×12-1959-0×5

在工業(yè)領(lǐng)域內(nèi)，換熱器等換熱設(shè)備的成本占據(jù)整個(gè)工業(yè)總資產(chǎn)大半比重。因此，增強(qiáng)換熱器的換熱效果對于節(jié)能方面具有不可忽視的作用。隨著科技的不斷進(jìn)步以及國家對節(jié)能減排的重視，對改進(jìn)換熱器換熱性能的技術(shù)需求也得到人們更大的關(guān)注。擾流元件存于管內(nèi)的強(qiáng)化傳熱方式目前已經(jīng)得到了廣泛的研究和應(yīng)用^[1]，作為一種最便捷的強(qiáng)化傳熱技術(shù)，管內(nèi)安置擾流元件本身加工制造較為經(jīng)濟(jì)，安裝與使用便捷，并且無需安裝多余的換熱器，既節(jié)約了人工安裝成本，又降低了投資費(fèi)用。

孟輝波等^[2]在湍流狀態(tài)Re=2"640～17"600下，采用恒熱流密度傳熱實(shí)驗(yàn)與數(shù)值模擬相結(jié)合的方法，系統(tǒng)研究雷諾數(shù)Re和交錯(cuò)角對Ross LPD型靜態(tài)混合器內(nèi)湍流流動與傳熱性能影響，研究結(jié)果表明當(dāng)葉片夾角為30°時(shí)，綜合傳熱性能系數(shù)具有最大值。張春梅等^[3]借助計(jì)算流體力學(xué)的方法，對某電廠所采用的大型SCR脫硝系統(tǒng)豎直煙道內(nèi)流體流動進(jìn)行數(shù)值模擬，分析SV型靜態(tài)混合元件排列方式對煙道內(nèi)速度場、濃度場以及系統(tǒng)壓降的影響。喻九陽等^[4]采用標(biāo)準(zhǔn)雙方程湍流模型，得到混合器內(nèi)流場變化和壓降情況，并繪制出了不同速度下的壓降變化曲線。KONOPACKI等^[5]研究了一種新型靜態(tài)混合片的換熱效率，并在其流動、溫度與換熱性能等方面進(jìn)行探究，得到了強(qiáng)化傳熱的具體效果。

對前人研究成果探究可知，在換熱管內(nèi)部插入擾流元件可以有效地對管壁處的熱邊界層造成破壞，提升管壁區(qū)域的換熱效率，增大管內(nèi)流體的平均溫度，所以對新型擾流元件的研究和開發(fā)具有非常廣闊的前景^[6-9]。因此，在經(jīng)典的SK型靜態(tài)混合元件的基礎(chǔ)上進(jìn)行深入探究，特此提出了一種新型管內(nèi)強(qiáng)化傳熱元件，通過數(shù)值模擬的方法，改變扭轉(zhuǎn)圈數(shù)，對該換熱管傳熱性能的影響進(jìn)行研究，并提出傳熱性能的評價(jià)方法。

1 "物理模型及研究方法

1.1 "內(nèi)置齒狀螺旋元件換熱管幾何結(jié)構(gòu)

設(shè)計(jì)的內(nèi)置齒狀螺旋元件換熱管組成元件為1根主管、1根副管及4個(gè)混合元件，如圖1所示。

在換熱管內(nèi)布置元件從兩相入口方向開始按順序排列為第1、2、3、4元件，4個(gè)扭轉(zhuǎn)片經(jīng)過扭轉(zhuǎn)后并開齒，最終組成混合元件，如圖2所示。每個(gè)扭轉(zhuǎn)元件長度為L，寬徑比為2L/D，內(nèi)置齒狀螺旋元件換熱管的幾何尺寸如表1所示。

1.2 "模擬方案

研究中設(shè)計(jì)的物理模型采用Solidworks建立，數(shù)值模擬主要通過Fluent軟件進(jìn)行。換熱管內(nèi)流質(zhì)為液態(tài)水，水的物性參數(shù)如表2所示。

流體流動狀態(tài)的封閉控制方程包括有連續(xù)性方程、動量方程與能量方程。雷諾數(shù)指入口處流體平均流速下雷諾數(shù)，表達(dá)式如下：

式中：v—流體的進(jìn)口平均速度；

D—換熱管內(nèi)徑；

""""""μ—流體的動力黏度。

1.3 "綜合性能指數(shù)PEC

管內(nèi)插入擾流元件可以有效提高管道的換熱性能，但同時(shí)也增加了流體流經(jīng)管道時(shí)的阻力，若只追求換熱效果的提升而忽視阻力的增加，那么系統(tǒng)功耗會大大增加，所以在實(shí)際應(yīng)用中應(yīng)綜合分析二者的相對大小。綜合傳熱性能評價(jià)因子同時(shí)考慮了Nu和阻力系數(shù)的影響，可以有效地評價(jià)管道的換熱性能，其具體表達(dá)式為：

（2）

式中：Nu、"f—帶有插入元件管道的努塞爾數(shù)和阻力系數(shù)；

Nu₀、f₀—空管的努塞爾數(shù)與阻力系數(shù)^[10]。

換熱努塞爾數(shù)Nu計(jì)算式如下：

（3）

式中：λ—換熱管內(nèi)流體的導(dǎo)熱系數(shù)，W·m^-1·K^-1；

h—管壁面對流換熱系數(shù)，W·m^-2·K^-1；

D—換熱管內(nèi)徑。

換熱管內(nèi)對流傳熱系數(shù)計(jì)算式如下：

（4）

式中：Q—總換熱量；

S—總換熱面積；

?t—恒壁溫工況下，管內(nèi)對流傳熱溫度差，在恒壁溫條件下采用

對數(shù)平均溫差。

?t表達(dá)式如下：

（5）

式中：T_out—換熱管出口處流體平均溫度；

T_in—換熱管入口處流體平均溫度；

T_w—換熱管的壁面溫度。

將λ、h代入到公式（3）中，得到努塞爾數(shù)Nu。

摩擦阻力系數(shù)f的計(jì)算式如下：

（6）

式中：?p—換熱管內(nèi)進(jìn)出口流體的壓力差；

ρ—管內(nèi)流體的密度；

—管內(nèi)流體的平均速度；

L—換熱管長度。

從PEC的表達(dá)式中可以看出，換熱管努塞爾數(shù)Nu增長的幅度大于管內(nèi)摩擦阻力增長的幅度，換熱管就被認(rèn)為達(dá)到了強(qiáng)化換熱的效果。需要注意的是，當(dāng)綜合性能評價(jià)因子PEC在1以上時(shí)，所采取的強(qiáng)化傳熱手段才具有實(shí)施意義，并且PEC值越大表明強(qiáng)化傳熱的效果越好，越具有在工程上的實(shí)用價(jià)值。如果PEC值等于1時(shí)，則表明采用強(qiáng)化傳熱技術(shù)的換熱管與普通的換熱管的換熱效果等同；而當(dāng)PEC值小于1時(shí)，則表明研究中所采用的強(qiáng)化傳熱技術(shù)換熱管的強(qiáng)化換熱效果要低于普通換熱管，此時(shí)建議使用普通換熱管。

1.4 "網(wǎng)格無關(guān)性檢驗(yàn)

模擬結(jié)果的準(zhǔn)確性與網(wǎng)格的數(shù)量與質(zhì)量有著密切的關(guān)系，因此正式的模擬運(yùn)算前，網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證必不可少。通過調(diào)整網(wǎng)格的數(shù)量與大小，在雷諾數(shù)Re=800下對內(nèi)置齒狀螺旋元件換熱管進(jìn)行模擬，計(jì)算其努塞爾數(shù)，結(jié)果如圖3所示。由圖3可知，當(dāng)網(wǎng)格數(shù)量在低雷諾數(shù)（Re=800）達(dá)到240萬左右時(shí)，努賽爾數(shù)Nu的變化上下差值在0.01以內(nèi)，所以為保障數(shù)值模擬計(jì)算結(jié)果的準(zhǔn)確性，綜合考慮計(jì)算耗時(shí)與節(jié)約運(yùn)算資源，將選用網(wǎng)格數(shù)量在240萬的模型進(jìn)行模擬。

2 "結(jié)論分析與討論

在Re=800的條件下，對不同扭轉(zhuǎn)圈數(shù)（Q）的傳熱元件性能進(jìn)行數(shù)值模擬，模擬分析從速度場與溫度場、換熱努塞爾數(shù)Nu、阻力系數(shù)f以及綜合性能評價(jià)指數(shù)PEC"4方面進(jìn)行。

2.1 "速度場與溫度場

由流體力學(xué)可知，在流體換熱過程中，管內(nèi)流速、邊界層厚度對流體溫度影響頗大，換熱管換熱性能很大程度上受換熱管內(nèi)部流速和壓降所決定。在Re=800～1"600時(shí)，管內(nèi)的速度分布圖與溫度分布規(guī)律基本相同。探討了SK型換熱管和扭轉(zhuǎn)圈數(shù)Q為1、2、3、4的內(nèi)置齒狀螺旋元件換熱管。在雷諾數(shù)Re=800時(shí)，分析了SK型換熱管、不同扭轉(zhuǎn)圈數(shù)內(nèi)置齒狀螺旋元件換熱管在第4個(gè)元件出口截面處的軸向截面速度分布，結(jié)果如圖4所示。在Re=800時(shí)，分析了SK型換熱管和不同扭轉(zhuǎn)圈數(shù)內(nèi)置齒狀螺旋元件換熱管在元件末端截面處速度分布和溫度分布，結(jié)果如圖5、圖6所示。

由圖4可知，管內(nèi)流體由螺旋方向的引導(dǎo)，沿著外螺旋的旋轉(zhuǎn)方向和內(nèi)部齒狀扭轉(zhuǎn)元件的分割作用，形成整體多股流螺旋運(yùn)動，內(nèi)置齒狀扭轉(zhuǎn)元件換熱管截面內(nèi)速度比SK型換熱管更為均勻。引入新型強(qiáng)化傳熱元件后，管壁處高速區(qū)范圍均比SK型換熱管更大，邊界層更薄。其隨著傳熱元件扭轉(zhuǎn)圈數(shù)的增多，截面內(nèi)速度更加均勻，管壁處高速區(qū)范圍更大，邊界層更薄。

由圖5可以看出，換熱管與SK型換熱管相比，高流速區(qū)更靠近管壁，在近壁處，速度邊界層相對薄。隨內(nèi)置齒狀螺旋元件換熱管扭轉(zhuǎn)圈數(shù)Q的增大，元件結(jié)構(gòu)對流體的干擾強(qiáng)度增加，中心流體與管壁流體相互流動，中心區(qū)域流體速度也在提高。

由圖6可以看出，內(nèi)置齒狀螺旋元件換熱管的溫度分布較SK型換熱管更加均勻，管內(nèi)流體與管壁的溫度梯度更小。元件結(jié)構(gòu)使流體打破了影響熱量傳遞的溫度分層，讓換熱管壁的熱量更加高效地被流體吸收。隨著扭轉(zhuǎn)圈數(shù)Q的增大，換熱管內(nèi)溫度梯度更小，溫度更加均勻。

2.2 "換熱努塞爾數(shù)Nu

為了探究新型內(nèi)置齒狀螺旋元件換熱管不同扭轉(zhuǎn)圈數(shù)條件下的強(qiáng)化換熱效果，對其努賽爾數(shù)進(jìn)行數(shù)值計(jì)算，努賽爾數(shù)表達(dá)式見式（3），并與SK型換熱管的努塞爾數(shù)進(jìn)行對比。不同扭轉(zhuǎn)圈數(shù)Q下的換熱管努賽爾數(shù)Nu如圖7所示，Q=0時(shí)為SK型換熱管的努塞爾數(shù)。

由圖7可以看出，內(nèi)置齒狀螺旋元件換熱管比SK型換熱管Nu要高，內(nèi)置齒狀螺旋元件換熱管努塞爾數(shù)Nu隨著扭轉(zhuǎn)圈數(shù)的增大而升高。SK型換熱管努塞爾數(shù)為25.601"7，圈數(shù)為2時(shí)努塞爾數(shù)為30.797"7，圈數(shù)為5時(shí)努塞爾數(shù)為39.973"8，內(nèi)置齒狀螺旋元件換熱管Nu數(shù)為SK型換熱管的1.20～1.56倍，說明內(nèi)置齒狀螺旋元件換熱管比SK型換熱管換熱效果更好。隨著圈數(shù)Q的變大，努塞爾數(shù)也隨之增大，換熱管強(qiáng)化傳熱能力也在增大。

2.3 "阻力系數(shù)f

關(guān)于不同條件下?lián)Q熱管內(nèi)流體的流動阻力特性，可依據(jù)模擬運(yùn)算中管內(nèi)進(jìn)出口壓力降進(jìn)一步計(jì)算得到，結(jié)果如圖8所示，Q=0時(shí)為SK型換熱管的阻力系數(shù)f。

由圖8可以看出，SK型換熱管的阻力系數(shù)f比內(nèi)置齒狀螺旋元件換熱管要小，換熱管阻力系數(shù)f隨圈數(shù)Q增大而增大。SK型換熱管阻力系數(shù)f為0.552"5，圈數(shù)為2時(shí)阻力系數(shù)f為0.687"2，圈數(shù)為5時(shí)阻力系數(shù)f為2.090"8，內(nèi)置齒狀螺旋元件換熱管阻力系數(shù)f為SK型換熱管的1.24～3.78倍，究其原因可能因?yàn)辇X狀螺旋元件的外棱使靠近管壁的流體的流動速度增加，進(jìn)而加大了流體的動力損失。

2.4 "綜合性能評價(jià)因子PEC值

基于模擬數(shù)據(jù)，計(jì)算了SK型換熱管和內(nèi)置齒狀螺旋元件換熱管的綜合性能評價(jià)因子PEC，結(jié)果如圖9所示。由圖9可以看出，PEC值隨圈數(shù)Q的增大呈近似拋物線關(guān)系，SK型換熱管和內(nèi)置齒狀螺旋元件換熱管PEC值始終大于1，而且內(nèi)置齒狀螺旋元件換熱管PEC值要大于SK型換熱管。SK型換熱管PEC值為1.255，圈數(shù)為5圈時(shí)PEC值最低為1.257，圈數(shù)為3圈時(shí)PEC值最高為1.416，內(nèi)置齒狀螺旋元件換熱管的PEC值是SK型的1.00～1.13倍。因此，內(nèi)置齒狀螺旋元件換熱管綜合性能優(yōu)于SK型換熱管，在圈數(shù)為3時(shí)內(nèi)置齒狀螺旋元件換熱管綜合性能最佳。

3 "結(jié) 論

1）新型內(nèi)置齒狀螺旋元件換熱管在結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)上相對于前人研究的基礎(chǔ)上具有一定創(chuàng)新性，傳熱效果進(jìn)一步獲得提升。

2）隨著扭轉(zhuǎn)圈數(shù)的增加，截面內(nèi)速度和溫度均勻性增加，換熱管內(nèi)流體的努塞爾數(shù)Nu和阻力系數(shù)f也隨之提升。當(dāng)Q=3.0的情況下?lián)Q熱管的綜合性能最好，PEC值達(dá)到1.416，綜合性能優(yōu)于其他 ""3種扭轉(zhuǎn)圈數(shù)的換熱管。

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Effect of the Number of Torsion Turns"on the"Heat Transfer Performance"of"Heat Exchanger Tubes with Built-In Toothed Spiral Elements

TIAN He¹， YE"Han-yu²， ZHANG"Qing-guan， SUN"Ming

（1."Shenyang University of Chemical Technology， Shenyang"Liaoning 110142，，"China；2. Shenyang University of Chemical Technology， Liaoning Shenyang"110142，China）

Abstract：""A new type of heat exchanger tube with built-in toothed helical element was"proposed， and numerical simulations of velocity and temperature fields in the single liquid phase inside the heat exchanger tube with built-in toothed helical element were"carried out by applying Fluent software at low Reynolds number to investigate the mechanism of its enhanced heat transfer， and the effects of different numbers of torsion turns on the heat transfer performance of the tube were"also explored. The results showed"that the efficiency of the heat exchanger tube with built-in toothed helical elements proposed in this paper was"improved compared with the conventional enhanced heat transfer elements in the existing studies， and the Nussell number Nu"and drag coefficient f"of the fluid inside the heat exchanger tube were"also enhanced in the low Reynolds number state with the increase of the number of twisted turns Q， which increased"the uniformity of the velocity and temperature in the cross-section. For the integrated heat transfer performance， the PEC values were all greater than 1. The heat transfer performance of the heat exchanger tube was best when Q=3.0 with the"PEC"value of 1.416.

Key words："Numerical simulation; Number of torsion turns; Heat transfer performance; PEC"value