《武汉工程大学学报》 2015年01期
54-57
出版日期：2015-01-31
ISSN:1674-2869
CN:42-1779/TQ
纵向涡发生器攻角对翅片传热性能的影响
０ 引 言 为了提高翅片式换热器的强化传热性能，将研究一种翅片扰流装置：矩形纵向涡发生器. 由于带纵向涡发生器的几何结构复杂，影响纵向涡发生器翅片传热特性的因素比较多，做实验来研究不仅成本高、耗时长. 采用数值模拟可以简化这一过程，而且现在的数值计算技术已经可以很高效地模拟翅片中流场. 目前对纵向涡发生器的研究已经普遍，但是对于其参数的影响却说法不一. 所以本文采用矩形纵向涡发生器在一种管翅式换热器中进行数值模拟. 得出矩形纵向涡发生器在这种换热器中的最佳攻角参数. １ 数值计算模型 １．１ 物理模型 针对４排管换热器作为研究对象，单个翅片基本结构呈正方形结构，换热管错开排列. 如图１所示翅片宽度为１４０ ｍｍ，间距２．２ ｍｍ，换热管直径为１６．３ ｍｍ，其它参数如表1所示. 因为翅片整体结构为循环对称结构，所以只取其一部分进行研究［１－２］. 主要采取控制变量的方法进行数值研究. 通过改变矩形纵向涡的发生器的攻角来研究矩形纵向涡发生器对翅片式换热器传热特性的影响. 图１ 模型图 Ｆｉｇ．１ ｍｏｄｅｌ ｆｉｇｕｒｅ 表1 翅片换热器参数 Table.1 The parameters of the Finned heat exchanger １．２ 计算域控制方程 模型的假设条件：流体不可压缩、稳态流动，忽略流体粘性耗散、忽略重力和流体升浮力，换热管温度恒定为常数，且不考虑接触热阻和辐射放热. 其控制方程如下： 连续性方程为 ?籽?坠ui?坠xj=0（１） 动量方程为 ?籽■(uiuj)=-■+?滋■■（２） 其中，?滋为流体动力粘度. 能量守恒方程为 ■(uit)=a■■ （３） 式（3）中ａ为流体热扩散率. 固体导热方程为 ?姿1■■=0 （４） 对流方程为 ?籽2■(uit)-?姿2■■=■(uip)（５） 式（５）中，i，j＝（x，y，z），?籽为气体密度，?姿1，?姿2分别为管壁以及气体导热系数；T为温度，K；p为压力，Pa. 设定通过管翅式换热器的流体速度为２~９ ｍ／ｓ，流动大部分为湍流. 所以在ＦＬＵＥＮＴ中选择k-?着模型计算. 标准k-?着模型方程 ?籽■=■［(?滋+■)■］+Gk-?籽?着（６） ?籽■=■［(?滋+■)■］+C1?着■Gk-C2?着?籽■（７） 式（７）中：k是湍动能，?着为湍流耗散率，Gk是由平均速度梯度引起的湍动能k的产生项，Gb升浮力引起的湍动能k的产生项，ui为液相速度分量，?滋t为湍流粘性系数，?滓k和?滓?着分别是与湍动能和耗散率相关的普朗特准数，?滓k＝１．０，?滓?着=1.3；C?滋，C1?着，C2?着为经验常数，在ＦＬＵＥＮＴ中通常取０．０９、１．４４和１．９２［３］. １．３ 边界条件 流体为理想空气，且忽略重力和升浮力. 计算域入口设为速度入口（ｖｅｌｏｃｉｔｙ ｉｎｌｅｔ），翅片换热器中气体流速一般很低，所以取入口为１～２ ｍ／ｓ，且温度设为２９３ Ｋ. 上下表面以及延长段上下表面都设为周期边界（ｐｅｒｉｏｄｉｃ）. 翅片的厚度相当于间距的大约１／１０，不考虑其温度在翅片厚度方向上的变化，设为无滑移绝热壁面（ｗａｌｌ）. 换热管管壁设为无滑移壁面（ｗａｌｌ），且温度设为３００ Ｋ；翅片两侧设为对称边界条件（ｓｙｍｍｅｔｒｙ）［４－６］. １．４ 划分模型网格 采用Sｐａｃｅｃｌａｉｍ建立模型，并使用ＡＮＳＹＳ ＩＣＥＭ划分模型网格. 计算结果的好坏很大程度上取决于网格质量的优劣，而ＩＣＥＭ网格划分工具对模型有更好的结构适应性，能够为非结构体模型划分结构型网格. 这样不仅节约计算资源也很大地减少计算所用的时间. 模型都是采用结构六面体网格，如图２所示. 采用局部加密的措施保证计算的可靠性. 图２ 纵向涡区域 Ｆｉｇ． ２ Aｒｅａ ｏｆ ｌｏｎｇｉｔｕｄｉｎａｌ ｖｏｒｔｅｘ 纵向涡区域为主要研究对象，所以将其所在区域网格加密. 网格从下翅片向上增长率为１．２，且设定边界层网格，因为在流速为１．８ ｍ／ｓ时，流体将从层流转为湍流. 且根据估算第一层网格高度为０．０１ ｍｍ. 总网格数量为１０万左右. 数据整理与结果分析： 总换热量：q=qmCp(T0-Ti) 总换热系数：h=q/(AΔT) 对数平均温度：ΔT=(Tmax-Tmin)/ln(Tmax/Tmin) 雷诺数：Re=umaxd3/v 努塞尔数：Nu=hd3/?姿 摩擦因子：f=ΔPd3/(■?籽u■■L) 其中，Ti、T0分别为进出口流体的平均温度；q为入口流体的质量流量；Tmax=max(Twi-Ti,Two-To)，Tmin=min(Twi-Ti,Two-To)分别为进出口处的最大和最小温度差值；umax为最小截面流速；d3为特征长度d3=d2+2?啄，d2为换热管外径，?啄为翅片厚度；L为翅片长度；ΔP为压降. ２ 模拟分析与结果 图３为Nu不同攻角纵向涡翅片下比较. 带纵向涡发生器的翅片改变纵向涡的攻角，其传热性能也有所不同. 图3中带ｗｕ标签的是光翅片. 可以看出随着雷诺数增加，传热系数不断增强. 其中纵向涡攻角为４５°的换热性能最优. 而光翅片的换热性能最差. 在不同的雷诺数下，攻角为１５°的纵向涡翅片的Nu比光翅片平均提高８％左右，根据上面的原理分析和图的流线布局来分析：这是因为纵向涡发生器的夹角过小，导致垂直纵向涡发生器的速度太小，形成的纵向涡强度不够，并没有很明显的增强传热. 随着攻角的增加，纵向涡翅片的Nu增强的越来越明显，但这种趋势在低雷诺数下体现的并不明显，在雷诺数低于２ ０００的情况下，由于该情况属于层流，湍流度不强，导致这几种不同攻角的Nu都在４～６之间，这与何雅玲和楚攀等［７］人的实验结果一致. 图３ 不同攻角纵向涡翅片Nu比较 Ｆｉｇ． ３ Ｃｏｍｐａｒｉｓｏｎ ｏｆ Nu ｗｉｔｈ ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ａｔｔａｃｋ Ａｎｇｌｅ ｌｏｎｇｉｔｕｄｉｎａｌ ｖｏｒｔｅｘ ｆｉｎ 图４为六种不同翅片阻力因子f的比较图，从图中可以看出，纵向涡迎流攻角为７５°的纵向涡翅片阻力因子f最大. 不带纵向涡的翅片阻力因子f最小. 原因是纵向涡发生器的形状阻力，使得整个翅片的阻力因子f变大. 且随着攻角的增加阻力因子f逐渐增加. 当纵向涡发生器迎流攻角为７５°时，该发生器几乎与来流方向垂直，所以其阻力因子f最大. 而光翅片没有增加纵向涡，所以其阻力因子f最小. 从图中可以看出在攻角从４５°增加到６０°之间，阻力因子差距比其他几组之间的差距要大的多，说明在４５°和６０°之间流体的湍流度有较大的增加. 图４ 不同攻角纵向涡翅片f比较 Ｆｉｇ．４ Ｃｏｍｐａｒｉｓｏｎ ｏｆ f ｗｉｔｈ ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ａｔｔａｃｋ Ａｎｇｌｅ ｌｏｎｇｉｔｕｄｉｎａｌ ｖｏｒｔｅｘ ｆｉｎ 流速增加，雷诺数也同时增大，流体的湍流程度增加，边界层与主流中心的混合更加充分，传热增强，但也导致阻力因子增加. 考虑到综合效能，所以考虑Nu/f1/3与雷诺数之间的关系. 从图５中可以看出，４５°攻角的纵向涡翅片在雷诺数为２ ０００～６ ０００综合性能最好，在６ ０００～８ ０００之间略有下降，其中光翅片的综合性能最差，有纵向涡的翅片综合性能要强于光翅片. 这是由于引入纵向涡使得翅片间流体的湍流度增加，主要热阻区域的热边界层与主流区之间形成扰动，破坏热边界层厚度，增强传热. 从图5中也可以看出，在高雷诺数下（Ｒｅ＞６ ５００以上区域）１５°、３０°和４５°翅片的综合效能随着雷诺数的增加会明显下降. 说明高雷诺数下纵向涡发生器的影响受到限制，甚至会干扰传热. 图５ 不同攻角纵向涡翅片Nu/f1/3与Ｒｅ的关系 Ｆｉｇ．５ Nu/f1/3ａｎｄ Ｒｅ ｉｎ ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ａｔｔａｃｋ Ａｎｇｌｅ ｌｏｎｇｉｔｕｄｉｎａｌ ｖｏｒｔｅｘ ｆｉｎ ３ 结 语 通过对不带纵向涡的翅片和攻角分别是１５°、３０°、４５°、６０°、７５°的纵向涡发生器的传热效果进行数值分析和对比显示： （１）带纵向涡发生器的翅片的传热效果强于不带纵向涡发生器的翅片. （２）通过对不带纵向涡的翅片和攻角分别是１５°、３０°、４５°、６０°、７５°的纵向涡发生器的传热效果进行数值分析和对比，攻角为４５°的纵向涡翅片具有更好的传热效果. （３）随着纵向涡发生器的攻角增加，纵向涡翅片的努塞尔数增强的越来越明显，其中纵向涡发生器攻角为４５°的翅片努塞尔数最大. （４）随着纵向涡攻角的增加，阻力因子逐渐增强，在４５°～６０°翅片之间出现了较大的差距，４５°之后随着角度增加阻力增加程度很大. （４）六种翅片的综合效能Nu/f1/3比较，４５°翅片在雷诺数２ ０００～６ ０００之间具有最好的传热效能. （５）在高雷诺数下（Ｒｅ＞６ ５００以上区域）１５°、３０°和４５°翅片的综合效能随着雷诺数的增加会明显下降. 说明高雷诺数下纵向涡发生器的影响受到限制，甚至会干扰传热. 致 谢 感谢国家自然科学基金委员会和武汉工程大学研究生创新基金的资助！