王學(xué)剛，袁益超（上海理工大學(xué)上海市動力工程多相流動與傳熱重點實驗室，上海 200093）

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翅片螺距對折齒型螺旋翅片管束性能的影響

王學(xué)剛，袁益超
（上海理工大學(xué)上海市動力工程多相流動與傳熱重點實驗室，上海 200093）

摘要：為了提高平齒型翅片管的強化傳熱效果，通過改變其鋸齒的扭轉(zhuǎn)方向和偏折角度得到了折齒型螺旋翅片管。利用數(shù)值模擬和模化試驗相結(jié)合的方法對基管外徑分別為38 mm和51 mm的折齒型螺旋翅片管束進(jìn)行研究，得到了翅片螺距對折齒型螺旋翅片管束的換熱與阻力性能的影響規(guī)律和最優(yōu)翅片螺距。結(jié)果表明：翅片螺距Pf在3.63～8.47 mm范圍內(nèi)，空氣側(cè)Nusselt數(shù)Nu隨Pf增大呈先遞增后遞減的趨勢；當(dāng)Pf大于6.35 mm時，翅片螺距增大對Nu的影響相對已不明顯；空氣側(cè)Euler數(shù)Eu隨Pf增大而減小。對于基管外徑分別為38 mm和51 mm的折齒型螺旋翅片管束，Pf為6.35 mm時其性能指標(biāo)Nu·f-1/3均最大，因此Pf=6.35 mm是最優(yōu)翅片螺距。

關(guān)鍵詞：傳熱；折齒型螺旋翅片管；翅片螺距；換熱性能；阻力性能；數(shù)值模擬；優(yōu)化

2015-07-22 收到初稿，2015-12-03 收到修改稿。

聯(lián)系人：袁益超。第一作者：王學(xué)剛（1991—），男，碩士研究生。

Received date: 2015-07-22.

引　言

翅片管作為強化傳熱的有效元件，廣泛應(yīng)用于化工、冶金和電力等各類煙氣換熱及余熱回收場合[1]。在節(jié)能減排和環(huán)境保護(hù)政策日益嚴(yán)格的背景下，提高翅片管的換熱效率是工業(yè)生產(chǎn)中降低經(jīng)濟(jì)成本和實現(xiàn)節(jié)能減排的重要途徑。

翅片管的結(jié)構(gòu)參數(shù)和布置方式是影響其換熱性能的重要因素，因此也是研究重點和優(yōu)化方向。李嫵等[2]對4種不同的整體型翅片管束不同管排和翅片間距進(jìn)行了試驗，得出了傳熱和阻力特性關(guān)聯(lián)式，并對翅片管束傳熱性能進(jìn)行了綜合對比。李志敏等[3]以試驗為基礎(chǔ)通過建立數(shù)學(xué)模型對螺旋翅片管束結(jié)構(gòu)進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計，得到了一定限制條件下的最佳結(jié)構(gòu)參數(shù)。Weierman[4]對平齒型螺旋翅片管束進(jìn)行了多次試驗，獲得了較為全面的換熱與阻力的計算方法。Kawaguchi等[5-6]對平齒型螺旋翅片管束進(jìn)行了試驗研究，并與連續(xù)型螺旋翅片管進(jìn)行比較，獲得了其錯列布置時相應(yīng)的傳熱和阻力特性的關(guān)聯(lián)式。李瑞陽等[7]通過模化試驗與數(shù)值模擬相結(jié)合的方法對錯列布置的平齒型螺旋翅片管束進(jìn)行了傳熱與阻力性能研究，并與整體型螺旋翅片管束進(jìn)行了對比，結(jié)果表明：在試驗研究的Reynolds數(shù)范圍內(nèi)，錯列布置的平齒型螺旋翅片管束比整體型螺旋翅片管束換熱系數(shù)提高11.6%～11.8%。馬有福等[8-10]通過?；囼炑芯苛顺崞菥唷M向節(jié)距和縱向節(jié)距對平齒型螺旋翅片管束性能的影響，并提出了相關(guān)的換熱與阻力的計算關(guān)聯(lián)式，試驗結(jié)果表明：隨著氣流的Re增大，管束綜合傳熱性能j/f先增大后減小，在Re=1000～7000范圍j/f較大；隨著橫向相對節(jié)距的增大，空氣側(cè)Nu基本不變，空氣側(cè)Eu逐漸減??；存在最佳縱向相對節(jié)距，使得鋸齒形螺旋翅片管束空氣側(cè)Nu與綜合換熱性能j/f最大。

為了進(jìn)一步提高平齒型翅片管的強化傳熱效果，通過改變其鋸齒的扭轉(zhuǎn)方向和偏折角度得到了折齒型螺旋翅片管，如圖1所示。相對于平齒型螺旋翅片管，折齒型螺旋翅片管由于其鋸齒的偏折使得氣流沿鋸齒沖刷過程中邊界層的發(fā)展屢屢遭到破壞，邊界層較薄，傳熱熱阻較低，同時翅片對流體的擾動增強，上游翅片產(chǎn)生的尾渦強化了下游翅片的換熱作用[11]。

翅片螺距是影響翅片管強化傳熱的重要結(jié)構(gòu)參數(shù)之一，翅片螺距變小可以增大翅片管換熱面積，但同時流動阻力將會變大，而且存在積灰、堵塞的風(fēng)險。曹雅文等[12-13]通過?；囼灚@取了翅片螺距Pf及翅片高度hf對傳熱和阻力特性的影響規(guī)律，結(jié)果表明：當(dāng)Pf/do為0.096～0.134時，空氣側(cè)Nu隨翅片螺距增大而增大；當(dāng)Pf/do為0.134～0.233時，翅片螺距對Nu的影響很?。籈u隨翅片螺距增大而減??；當(dāng)hf/do為0.365～0.418時，空氣側(cè)Nu隨翅片高度增加而變大；當(dāng)hf/do為0.418～0.471時，空氣側(cè)Nu隨翅片高度增加而減??；Eu隨翅片高度增大而增大。上述文獻(xiàn)將管束的傳熱性能和流動性能進(jìn)行單獨考察分析，而實際工程應(yīng)用中通常需要綜合考慮翅片管束的傳熱強化效果與阻力的變化，對于一定布置方式和翅片結(jié)構(gòu)的翅片管束力求其綜合性能最優(yōu)[14]。而折齒型螺旋翅片管是近年開發(fā)的一種強化傳熱管型，國內(nèi)外對這種管型的相關(guān)研究鮮見報道。因此，本工作在前人研究的基礎(chǔ)上對折齒型螺旋翅片管束進(jìn)一步優(yōu)化，對基管外徑分別為38 mm和51 mm的各5種不同翅片螺距的折齒型翅片管束的換熱與阻力性能進(jìn)行數(shù)值模擬，并與模化試驗結(jié)果進(jìn)行對比，得到了翅片螺距對折齒型螺旋翅片管束換熱與阻力性能影響規(guī)律，通過綜合性能的比較獲得最優(yōu)翅片螺距，為工程實際應(yīng)用提供依據(jù)。

圖1　折齒型螺旋翅片管結(jié)構(gòu)示意圖Fig.1　Schematic diagram of twisted-serrated spiral finned tube

1　數(shù)值模擬

1.1物理模型及結(jié)構(gòu)參數(shù)

為了簡化幾何模型，并在保證不影響數(shù)值模擬的準(zhǔn)確性的前提下，根據(jù)折齒型螺旋翅片管[圖2(a)]結(jié)構(gòu)的對稱性和沿管長方向呈周期性變化的特點截取實際換熱過程中的兩圈螺旋翅片作為單管模型長度，如圖2(b)所示。

圖3　三維計算區(qū)域示意圖Fig.3　Schematic diagram of three dimensional calculation region

當(dāng)翅片管束沿氣流方向管排數(shù)大于4時，管排數(shù)對于換熱和阻力的影響可以忽略[15]，因此數(shù)值模擬的管束模型沿氣流方向的管排數(shù)選取為4。其計算區(qū)域如圖3虛線部分所示，沿x軸方向選取氣流橫向沖刷的4排管排，沿y軸方向選取相鄰兩列翅片管中心線之間的區(qū)域，沿z軸方向選取所截取單管模型長度。同時，考慮到入口效應(yīng)和出口回流效應(yīng)的影響，適當(dāng)延長計算區(qū)域的入口段和出口段：進(jìn)口段選取3倍基管外徑長度，出口段選取7倍基管外徑長度[16]。

本工作對基管外徑分別為38 mm和51 mm的錯列布置折齒型螺旋翅片管各5種不同的翅片螺距進(jìn)行數(shù)值模擬，以研究翅片螺距Pf對折齒型螺旋翅片管束換熱與阻力性能影響規(guī)律。其結(jié)構(gòu)參數(shù)見表1。

1.2計算方法及邊界條件

以空氣為介質(zhì)橫向沖刷管束，假定流體為三維穩(wěn)態(tài)不可壓縮且充分發(fā)展的湍流流動。幾何模型的計算區(qū)域內(nèi)均采用非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，利用Fluent軟件通過有限體積法進(jìn)行數(shù)值模擬。數(shù)值模擬控制方程由連續(xù)性方程、Navier-Stokes動量方程和能量方程組成[17]。采用二階迎風(fēng)格式作為控制方程的離散格式，湍流模型選用標(biāo)準(zhǔn)k-e模型，壓力與速度的耦合采用SIMPLE算法[18]。

邊界條件：管束入口設(shè)置為速度入口，入口空氣速度vin根據(jù)最小流通截面速度計算得出，入口空氣溫度Tin=473 K；管束壁面溫度設(shè)為恒定值，Tw=333 K；管束出口為自由出流；空氣物性參數(shù)設(shè)置為與溫度相關(guān)的多段線性函數(shù)；翅片表面為流固耦合邊界[19]。

表1　管束結(jié)構(gòu)參數(shù)Table 1　Structural parameters of tube banks

2　模化試驗驗證

為了驗證數(shù)值模擬方法的準(zhǔn)確性，選取表1中試件1、試件3、試件5進(jìn)行了?；囼?。試驗管束沿氣流方向錯列布置10排，每排布置4根。?；囼炘趫D4所示的試驗系統(tǒng)中進(jìn)行。試驗系統(tǒng)主要由空氣循環(huán)系統(tǒng)和水循環(huán)系統(tǒng)組成，空氣循環(huán)系統(tǒng)主要包括引風(fēng)機(jī)、空氣加熱器、試驗段及風(fēng)量測量段，水循環(huán)系統(tǒng)由穩(wěn)壓水箱、水泵、調(diào)節(jié)閥、渦輪流量計及試驗段組成。風(fēng)機(jī)將空氣送至電加熱器加熱到試驗工況所需溫度，然后進(jìn)入試驗段，橫向沖刷試驗管束并與管束內(nèi)冷卻水進(jìn)行換熱，最后回到風(fēng)機(jī)。冷卻水在穩(wěn)壓水箱中加熱到試驗工況所需溫度，通過水泵輸送到試驗段，完成換熱后排放。

圖4　模化試驗系統(tǒng)Fig.4　Schematic diagram of experimental system1—electrical motor；2—draught fan；3—air heaters；4— thermocouple；5— tube banks；6—flow measurement device；7—nozzle；8—turbine flowmeter；9—regulating valve；10—pump；11—water tank；12—valve

圖5　數(shù)值模擬與模化試驗結(jié)果比較Fig.5　Comparison between experimental and numerical simulation results

試驗過程中，進(jìn)、出口空氣溫度由經(jīng)標(biāo)定的鎳鉻-鎳硅熱電偶測量，流量箱噴嘴處空氣絕對壓力由精度為0.25級的PTX7500型絕對壓力變送器測量，試件空氣側(cè)壓降及噴嘴進(jìn)出口壓降由精度為0.2級的EJA120A型微差壓變送器測量，水流量由精度為0.5級的LWGY-15B型渦輪流量計測量，進(jìn)、出口水溫由精度為A級的Pt100鉑電阻溫度計測量。以上試驗參數(shù)均由計算機(jī)采集匯總處理。

模化試驗結(jié)果與數(shù)值模擬結(jié)果的比較如圖5所示。由圖可知：數(shù)值模擬結(jié)果與模化試驗結(jié)果吻合良好，并具有相同的變化趨勢，兩者相對誤差見表2。由此可見，本工作采用的數(shù)值模擬方法具有較高的準(zhǔn)確性。

表2　數(shù)值模擬結(jié)果與?；囼灲Y(jié)果相對誤差Table 2　Relative error between experimental and numerical simulation results

3　數(shù)值模擬結(jié)果與分析

3.1翅片螺距對基管外徑38 mm管束換熱與阻力性能影響

翅片螺距Pf對基管外徑為38 mm的折齒型螺旋翅片管束換熱與阻力性能的影響如圖6所示。

圖6　翅片螺距對基管外徑38 mm管束換熱與阻力性能的影響Fig.6　Effects of fin pitch on heat transfer and flow resistance characteristics of tube banks with diameter of 38 mm

由圖6(a)可知：相對于試件5（Pf=3.63 mm），試件1（Pf=8.47 mm）、試件2（Pf=6.35 mm）、試件3（Pf=5.08 mm）、試件4（Pf=4.23 mm）這4個管束的Nu分別在總體上增加14%、16%、13%、10%。在相同Re下，空氣側(cè)Nu隨Pf增大呈先遞增后遞減的趨勢，這可歸因于，當(dāng)Pf為3.63～6.35 mm時，Pf增大，鋸齒之間的間距變大，氣流更易滲透到鋸齒根部，換熱更加充分；當(dāng)Pf>6.35 mm時，增大螺距對換熱的影響相對已不明顯，這是由于在翅片間存在空氣流動速度較低的空氣停滯區(qū)域，當(dāng)翅片間距增大時空氣停滯區(qū)域面積減小，但是當(dāng)翅片間距增大到一定程度，再增加翅片間距，空氣停滯區(qū)域已經(jīng)無法進(jìn)一步減小[20]。

由圖6(b)可知：在數(shù)值模擬研究的Re范圍內(nèi)，Eu隨Re增大而逐漸減??；在相同Re下，空氣側(cè)Eu隨Pf增大而減小，相對于試件5，試件1、試件2、試件3、試件4這4個管束的Eu分別在總體上降低50%、38%、25%、13%。這可歸因于，隨著Pf增大，翅片對管外氣流的擾動減弱，故Eu隨之減小。

3.2翅片螺距對基管外徑51 mm管束換熱與阻力性能影響

Pf對基管外徑為51 mm的折齒型螺旋翅片管束換熱與阻力性能的影響如圖7所示。

由圖7可知：翅片螺距對基管外徑為51 mm的折齒型螺旋翅片管束與基管外徑為38 mm的折齒型螺旋翅片管束換熱與阻力性能的影響規(guī)律基本一致。在相同Re下，空氣側(cè)Nu隨Pf增大呈先遞增后遞減的趨勢，當(dāng)Pf為3.63～6.35 mm時Pf增大有利于提高換熱性能，當(dāng)Pf>6.35 mm時Pf增大對換熱性能的影響相對已不明顯。在本工作數(shù)值模擬研究的Re范圍內(nèi)，Eu隨Re增大而逐漸減小，在相同Re下空氣側(cè)Eu隨Pf增大而減小。這是由于，翅片螺距變大，翅片管緊湊性下降，氣體沖刷管束的摩擦面積變小，并且氣流的擾動減弱，因此管束的阻力降低。

3.3翅片螺距對折齒型螺旋翅片管束綜合性能影響

為了獲得綜合性能最佳的翅片螺距，本工作采用性能評價指標(biāo)Nu·f-1/3對不同螺距的管束進(jìn)行性能比較。Nu·f-1/3反映流體流經(jīng)傳熱表面時單位耗功的對流換熱強弱，Nu·f-1/3越大，管束的綜合性能越優(yōu)[21]?；芡鈴椒謩e為38 mm和51 mm的折齒型螺旋翅片管束的綜合性能如圖8所示。

由圖8(a)可知：對于基管外徑為38 mm的管束，相對于試件5，試件1、試件2、試件3、試件4這4個管束的性能指標(biāo)Nu·f-1/3在總體上分別增加42%、46%、25%、11%，其中試件2的性能指標(biāo)Nu·f-1/3增幅最大，因此在本工作數(shù)值模擬研究的翅片螺距范圍內(nèi)，對于基管外徑為38 mm的折齒型螺旋翅片管束Pf=6.35 mm時其綜合性能最優(yōu)。

由圖8(b)可知：基管外徑為51 mm的管束的綜合性能與基管外徑為38 mm的管束的綜合性能變化規(guī)律相似，其中試件7（Pf=6.35 mm）的性能指標(biāo)Nu·f-1/3最大，即單位耗功的對流換熱最強，因此在本工作數(shù)值模擬研究的翅片螺距范圍內(nèi)，對于基管外徑為51 mm的折齒型螺旋翅片管束Pf=6.35mm為最優(yōu)翅片螺距。

圖7　翅片螺距對基管外徑51 mm管束換熱與阻力性能的影響Fig.7　Effects of fin pitch on heat transfer and flow resistance characteristics of tube banks with diameter of 51 mm

圖8　折齒型螺旋翅片管束綜合性能Fig.8　Comprehensive performance of twisted-serrated spiral finned tube banks

4　結(jié)　論

對于一定布置方式的折齒型螺旋翅片管束，采用數(shù)值模擬和?；囼炏嘟Y(jié)合的方法研究了翅片螺距對基管外徑分別為38 mm和51 mm的折齒型螺旋翅片管束的換熱與阻力的影響規(guī)律，基于不同管束的綜合性能比較得到了最優(yōu)翅片螺距，得到以下結(jié)論。

（1）在翅片螺距Pf為3.63～8.47 mm范圍內(nèi)，空氣側(cè)Nu隨翅片螺距增大呈先遞增后遞減的趨勢；當(dāng)Pf>6.35 mm時，翅片螺距增大對Nu的影響相對已不明顯；空氣側(cè)Eu隨Pf增大而減小。

（2）對于基管外徑為38 mm和51 mm的折齒型螺旋翅片管束，Pf=6.35 mm時其性能指標(biāo)Nu·f-1/3均最大，因此Pf=6.35 mm為最優(yōu)翅片螺距。

符號說明

do,hf,hs,Pf,ws——分別為翅片管基管外徑、翅片高度、折齒高度、翅片螺距、折齒寬度，mm

Eu——Euler數(shù)

f——范寧摩擦因子

j——Colburn傳熱因子

Nu——Nusselt數(shù)

Re——Reynolds數(shù)

S1,S2——分別為折齒型螺旋翅片管束的橫向間距、

縱向間距，mm

Tin,Tw——分別為管束入口空氣溫度、壁面溫度，℃

vin——管束入口空氣速度，m·s-1

α,β——分別為翅片管折齒的偏折角度、扭轉(zhuǎn)角度，(°)

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Effects of fin pitch on heat transfer and flow resistance of twisted-serrated spiral finned tube banks

WANG Xuegang，YUAN Yichao
(Shanghai Key Laboratory of Multiphase Flow and Heat Transfer in Power Engineering，University of Shanghai for Science and Technology，Shanghai 200093，China)

Abstract：In order to improve the heat transfer enhancement of serrated spiral-finned-tube，twisted-serrated spiral finned tube was fabricated by changing the deflection angle and the twisted direction of serration. Twisted-serrated spiral finned tube banks with the diameters of 38 mm and 51 mm were researched by numerical simulation combined with modeling experiments. The influence of fin pitch on heat transfer and resistance characteristics of twisted-serrated spiral finned tube was obtained. The results showed that Nu at air-side increased firstly and then decreased with the increase of fin pitch from 3.63—8.47 mm. The effects of fin pitch on Nu at air-side was weaker when the fin pitch was larger than 6.35 mm. Eu at air-side decreased with increasing fin pitch. For twisted-serrated spiral finned tube banks with the diameters of 38 mm and 51 mm，comprehensive performance index Nu·f-1/3was the maximum when the fin pitch is 6.35 mm. Thus，Pf=6.35 mm was the optimum fin pitch within the range of 3.63—8.47 mm.

Key words：heat transfer; twisted-serrated spiral finned tube banks; fin pitch; heat transfer characteristic; resistance characteristic; numerical simulation; optimization

DOI：10.11949/j.issn.0438-1157.20151179

中圖分類號：TK 223

文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A

文章編號：0438—1157（2016）04—1200—07

Corresponding author:Prof. YUAN Yichao，ychyuan@163.com