李雅俠，張　騰，張春梅，張　麗，吳劍華

（1沈陽(yáng)化工大學(xué)能源與動(dòng)力工程學(xué)院，遼寧 沈陽(yáng) 110142；2沈陽(yáng)化工大學(xué)化學(xué)工程學(xué)院，遼寧 沈陽(yáng) 110142）

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翼型渦發(fā)生器對(duì)半圓形螺旋通道的換熱強(qiáng)化機(jī)理

李雅俠1，張騰1，張春梅1，張麗2，吳劍華1

（1沈陽(yáng)化工大學(xué)能源與動(dòng)力工程學(xué)院，遼寧 沈陽(yáng) 110142；2沈陽(yáng)化工大學(xué)化學(xué)工程學(xué)院，遼寧 沈陽(yáng) 110142）

為考察不同形狀和布置方式的翼型渦發(fā)生器強(qiáng)化半圓形截面螺旋通道的換熱特性，對(duì)單一以及安裝了jxjs、jxjk、sjjs和sjjk 4種渦發(fā)生器的螺旋通道內(nèi)流動(dòng)與換熱特性進(jìn)行了數(shù)值研究，數(shù)值模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果吻合較好。結(jié)果表明，研究范圍內(nèi)渦發(fā)生器前后180°范圍內(nèi)的換熱壁面平均Nusselt數(shù)與單一通道的相應(yīng)值之比的平均值在1.044～1.074之間，流動(dòng)阻力系數(shù)f/f0在1.105～1.188之間。對(duì)傳熱效果而言，矩形翼優(yōu)于三角形翼，對(duì)翼漸縮布置優(yōu)于漸擴(kuò)布置。渦發(fā)生器產(chǎn)生的縱向脫落渦旋改變了原有的二次流場(chǎng)結(jié)構(gòu)，改善了速度場(chǎng)和溫度場(chǎng)的協(xié)同性，強(qiáng)化了傳熱。安裝jxjs和sjjs型渦發(fā)生器的復(fù)合二次流場(chǎng)分別為4渦和2個(gè)大渦結(jié)構(gòu)，Re=8000時(shí)兩者在通道內(nèi)強(qiáng)化換熱作用范圍分別可達(dá)10.47和12.56倍翼高的距離。

螺旋通道；翼型渦發(fā)生器；傳熱；流動(dòng)；數(shù)值模擬；場(chǎng)協(xié)同

DOI：10.11949/j.issn.0438-1157.20151623

引　言

螺旋通道廣泛應(yīng)用于化工、石油、動(dòng)力等工業(yè)中，應(yīng)用場(chǎng)合不同其橫截面呈現(xiàn)的形狀亦不同，如用于螺旋管式換熱器的圓形、矩形截面螺旋通道，用于同軸螺旋套管換熱器的環(huán)形截面螺旋通道等。一直以來(lái)，螺旋通道內(nèi)流體的流動(dòng)、傳熱傳質(zhì)特性及其強(qiáng)化傳熱研究都是國(guó)內(nèi)外學(xué)者研究的熱點(diǎn)問(wèn)題之一［1-2］。流體在螺旋通道內(nèi)流動(dòng)時(shí)在離心力作用下會(huì)在與流動(dòng)方向垂直的截面內(nèi)產(chǎn)生二次流作用，二次流有利于促進(jìn)流體質(zhì)點(diǎn)的混合，提高傳熱傳質(zhì)性能［3］。半圓形截面的螺旋通道常用在精細(xì)化工等領(lǐng)域，作為反應(yīng)釜的傳熱夾套，用來(lái)傳遞反應(yīng)釜的反應(yīng)熱，以保證產(chǎn)品質(zhì)量，此時(shí)半圓管的直壁面作為換熱壁面。研究結(jié)果［4］表明，Reynolds數(shù)越高，半圓形螺旋管橫截面上的二次渦越偏向絕熱的外壁側(cè)，從而導(dǎo)致二次流對(duì)直換熱壁面的綜合強(qiáng)化傳熱效果變差，特別是對(duì)換熱壁面中心附近處的強(qiáng)化傳熱效果更差。研究發(fā)現(xiàn)，要強(qiáng)化半圓截面螺旋管道的傳熱性能，可從改善直換熱壁面中心附近處的二次流動(dòng)特性入手［5］。

縱向渦發(fā)生器是一種應(yīng)用廣泛的、有效的被動(dòng)式強(qiáng)化傳熱方法，其強(qiáng)化傳熱的機(jī)理是通過(guò)產(chǎn)生的縱向脫落渦旋改善流場(chǎng)特性和增加湍流強(qiáng)度實(shí)現(xiàn)強(qiáng)化傳熱［6］，目前縱向渦發(fā)生器已廣泛用來(lái)強(qiáng)化開放式和封閉式流場(chǎng)的傳熱［7-9］。研究結(jié)果表明，渦發(fā)生器的形狀、尺寸和布置方式對(duì)強(qiáng)化傳熱效果影響顯著［10-12］。張麗等［13-15］采用渦發(fā)生器強(qiáng)化套管換熱器的研究結(jié)果表明，對(duì)于小曲率的螺旋通道，翼型渦發(fā)生器的綜合強(qiáng)化傳熱效果好于柱形渦發(fā)生器。鑒于此，本研究采用翼型渦發(fā)生器強(qiáng)化半圓形截面螺旋通道內(nèi)流體的換熱，渦發(fā)生器布置在其直換熱壁面的中心，考察渦發(fā)生器形狀與布置方式對(duì)強(qiáng)化傳熱效果的影響，并基于場(chǎng)協(xié)同原理揭示翼型渦發(fā)生器強(qiáng)化半圓形截面螺旋通道傳熱的機(jī)理。本研究結(jié)果可為工程實(shí)際中相關(guān)傳熱裝置的設(shè)計(jì)和應(yīng)用提供理論參考。

1　物理模型及數(shù)值模擬方法

1.1物理模型

為研究翼型渦發(fā)生器的形狀和布置方式對(duì)半圓形截面螺旋通道強(qiáng)化傳熱作用的影響，在其直換熱壁面中心線分別安裝矩形翼漸擴(kuò)布置（jxjk）、矩形翼漸縮布置（jxjs）、三角形翼漸擴(kuò)布置（sjjk）和三角形翼漸縮布置（sjjs）4種渦發(fā)生器，采用CFD軟件Fluent前處理軟件Gambit建立安裝翼型渦發(fā)生器的半圓形截面螺旋通道的物理模型。

螺旋通道以及渦發(fā)器的形狀和布置方式如圖1所示。

圖1　螺旋通道及渦發(fā)生器結(jié)構(gòu)與布置方式Fig.1　Layouts and configurations of helical channel and vortex generators

圖1（a）中Rc為螺旋通道曲率半徑，P為螺距，2r0為半圓管直徑，螺旋通道取為4圈，渦發(fā)生器布置在距離入口θ=720°處半圓形直換熱壁面中心。圖1（b）中δ為渦發(fā)生器厚度，β和s分別為對(duì)翼間夾角和最小間距，l和b分別為矩形翼長(zhǎng)和寬以及三角翼邊長(zhǎng)，本研究取b=l。

本研究中，為了對(duì)比分析矩形翼渦發(fā)生器和三角形翼渦發(fā)生器的強(qiáng)化傳熱效果，將兩種渦發(fā)生器的直角邊垂直放置作為上游迎流端，如圖1（b）所示，以考察渦發(fā)生器迎流端條件相同時(shí)脫流邊界分別為垂直和斜邊兩種條件對(duì)流動(dòng)阻力與傳熱特性的影響。數(shù)值模擬中各變量的取值見(jiàn)表1。

表1　R螺旋通道及渦發(fā)生器參數(shù)Table 1　Parameters of helical channel and vortex generators

1.2數(shù)值模擬方法及網(wǎng)格劃分

數(shù)值模擬以不可壓縮流體水為工作介質(zhì)，采用Realizable k-ε湍流模型［16］，近壁面處采用增強(qiáng)壁面函數(shù)。壓力和速度的解耦采用SIMPLE算法，采用二階迎風(fēng)格式離散動(dòng)量和能量方程。入口邊界條件取為速度和溫度入口，出口設(shè)定為壓力出口。換熱邊界條件取為半圓形直壁面及渦發(fā)生器為恒定壁溫、彎曲半圓形壁面為絕熱的邊界條件。為了保證計(jì)算精度，采用分塊劃分網(wǎng)格，即對(duì)不含渦發(fā)生器的光滑螺旋通道采用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，而對(duì)渦發(fā)生器所在的一小段空間區(qū)域采用非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，并對(duì)渦發(fā)生器附近進(jìn)行網(wǎng)格局部加密，如圖2所示。網(wǎng)格獨(dú)立性實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明2559316個(gè)體網(wǎng)格可以滿足計(jì)算精度的要求。

圖2　渦發(fā)生器附近區(qū)域網(wǎng)格示意圖Fig.2　Schematic diagram of grid for calculation near vortex generator

2　實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證

2.1實(shí)驗(yàn)流程及數(shù)據(jù)處理

為了驗(yàn)證數(shù)值模擬的正確性，對(duì)單一半圓形截面螺旋通道的傳熱特性進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)研究。實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)如圖3所示，主要由水箱1、水泵2、轉(zhuǎn)子流量計(jì)4、傳熱筒體5、實(shí)驗(yàn)段6、減壓閥7、調(diào)節(jié)閥8、蒸汽發(fā)生器9以及熱電偶、壓力傳感器、顯示儀表及相關(guān)管線組成。其中實(shí)驗(yàn)段的半圓形截面螺旋通道，制作時(shí)先將圓管割成兩半，而后將半管螺旋纏繞在傳熱筒體5上，螺旋半圓與筒體外壁組成半圓形截面的螺旋通道。實(shí)驗(yàn)中所用筒體和半圓形截面螺旋通道材質(zhì)為紫銅，其結(jié)構(gòu)參數(shù)與數(shù)值模擬中參數(shù)相同。為了盡可能減少熱量損失，在螺旋通道外壁敷設(shè)保溫材料。

圖3　實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)圖Fig.3　Schematic diagram of experiment system 1—water tank；2—pump；3—valve；4—flow meter；5—heat transfer shell；6—helical channel with semicircular cross section；7—pressure-reducing valve；8—safety valve；9—steam generator

實(shí)驗(yàn)中冷流體水由水箱1經(jīng)過(guò)轉(zhuǎn)子流量計(jì)4測(cè)量流量以及熱電偶測(cè)量溫度后由泵打入半圓形截面螺旋通道內(nèi)，由下至上與筒體內(nèi)水蒸氣進(jìn)行熱量交換，在出口處經(jīng)過(guò)熱電偶測(cè)量溫度。通過(guò)壓差傳感器測(cè)量冷卻水入口和出口處的壓力降。為了確保數(shù)值模擬中恒定壁溫的邊界條件，由蒸汽發(fā)生器9產(chǎn)生的水蒸氣，經(jīng)過(guò)減壓閥7后在筒體內(nèi)由上至下恒壓冷凝，通過(guò)筒體外壁上布置的3對(duì)銅-康銅熱電偶多次測(cè)溫并取平均值作為筒體外壁溫度。

實(shí)驗(yàn)中測(cè)量的溫度和壓力值由數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)獲得，其中壓力差Δp的測(cè)量誤差為0.01 Pa，流量的測(cè)量誤差為0.01 m3·h-1，溫度的測(cè)量誤差為0.1 K。

定義當(dāng)量直徑dh為

量綱1變量Reynolds數(shù)Re、換熱壁面平均Nusselt數(shù)Nu、流動(dòng)阻力系數(shù)f定義如下

式中，um為截面平均速度；Δp為進(jìn)出口壓降；Δl為螺旋通道長(zhǎng)度；hm為對(duì)流傳熱系數(shù)，hm=q/（SΔT），其中S為總傳熱面積，換熱量q=ρqvcp（Tout-Tin），ΔT =Tw-Tm，Tin和Tout分別為冷卻水進(jìn)、出口平均溫度，qv為體積流量，Tw為壁面溫度，Tm為進(jìn)、出口溫度的算術(shù)平均值。

計(jì)算中流體的定性溫度取為

2.2數(shù)值模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果的對(duì)比

圖4給出了單一半圓形截面螺旋通道內(nèi)換熱壁面平均Nusselt數(shù)Nu0與流動(dòng)阻力系數(shù)f0的數(shù)值模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果的對(duì)比。數(shù)值模擬時(shí)采用的螺旋通道結(jié)構(gòu)參數(shù)和換熱參數(shù)與實(shí)驗(yàn)參數(shù)相同。從圖中可以看出兩者吻合較好。分析結(jié)果表明，以實(shí)驗(yàn)結(jié)果為基礎(chǔ)，f0和Nu0的相對(duì)偏差的絕對(duì)值分別在5.08%～7.38%和6.78%～9.69%之間，平均相對(duì)偏差的絕對(duì)值為6.58%和8.22%。這說(shuō)明本研究數(shù)值模擬采用的模型和模擬方法對(duì)此類換熱設(shè)備換熱特性的研究是可靠的。

圖4　數(shù)值模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果的對(duì)比Fig.4　Comparison of simulation values and experiment values

3　計(jì)算結(jié)果分析

3.1換熱性能及流動(dòng)阻力

為了考察翼型渦發(fā)生器對(duì)螺旋通道的強(qiáng)化傳熱效果和流動(dòng)阻力的影響，圖5和圖6分別給出了渦發(fā)生器前后θ=±180°范圍的螺旋通道換熱壁面平均Nusselt數(shù)Num與單一螺旋通道對(duì)應(yīng)值Nu0的比值以及流動(dòng)阻力系數(shù)f的變化曲線。從圖5可以看出，研究范圍內(nèi)Num/Nu0比值均大于1，說(shuō)明翼型渦發(fā)生器能夠強(qiáng)化半圓形截面螺旋通道的傳熱。分析結(jié)果表明，研究范圍內(nèi)安裝jxjs、jxjk、sjjs和sjjk型渦發(fā)生器的Num/Nu0的平均值分別為1.074、1.069、1.047和1.044?？梢钥闯?，單就強(qiáng)化傳熱效果而言，當(dāng)對(duì)翼形狀相同時(shí)，沿流動(dòng)方向漸縮布置優(yōu)于漸擴(kuò)布置。從圖5還可以看出，渦發(fā)生器的形狀對(duì)強(qiáng)化傳熱的影響程度大于其布置方式的影響。當(dāng)布置方式相同時(shí)，矩形翼對(duì)換熱的提高效果優(yōu)于三角形翼，特別是低Reynolds數(shù)條件下差異更為顯著。

圖5　Num/Nu0的變化曲線Fig.5　Change of Num/Nu0

圖6　流動(dòng)阻力系數(shù)f的變化曲線Fig.6　Change of flow resistance coefficient f

導(dǎo)致上述強(qiáng)化傳熱效果存在差異的原因有：渦發(fā)生器布置方式相同時(shí)，矩形對(duì)翼的傳熱面積稍大于三角形對(duì)翼，有利于提高換熱；渦發(fā)生器結(jié)構(gòu)相同，對(duì)翼漸縮布置時(shí)，流體在橫截面積不斷減小的通道內(nèi)流動(dòng)，速度逐漸增大，在離開對(duì)翼時(shí)會(huì)產(chǎn)生類似射流作用，有利于促進(jìn)流體的混合，增強(qiáng)換熱；此外更重要的原因是流體繞過(guò)不同結(jié)構(gòu)、不同布置方式的渦發(fā)生器后會(huì)產(chǎn)生不同結(jié)構(gòu)的縱向脫落渦旋，因而會(huì)導(dǎo)致不同的強(qiáng)化傳熱效果。

從圖6可以看出，安裝翼型渦發(fā)生器后，半圓形截面螺旋通道內(nèi)流體的流動(dòng)阻力系數(shù)明顯增加。渦發(fā)生器形狀相同時(shí)，布置方式對(duì)流動(dòng)阻力的影響較小，而安裝矩形翼后導(dǎo)致流動(dòng)阻力增加的幅度明顯高于三角形翼。分析結(jié)果表明，研究范圍內(nèi)安裝了jxjk、jxjs、sjjk和sjjs型渦發(fā)生器的f/f0的平均值分別為1.188、1.169、1.117和1.105。可見(jiàn)，以水為工作介質(zhì)，采用翼型渦發(fā)生器強(qiáng)化半圓形截面螺旋通道換熱時(shí)，流動(dòng)阻力的增加幅度高于換熱的提高程度。因此，在工程實(shí)際中應(yīng)綜合考慮換熱和阻力兩方面因素選擇合適的翼型渦發(fā)生器結(jié)構(gòu)和布置方式。

由流體力學(xué)知識(shí)可知，流體繞流物體時(shí)產(chǎn)生的阻力主要包括兩部分，即由于流體黏性產(chǎn)生的摩擦阻力損失以及由于流體脫離物體時(shí)發(fā)生邊界層分離產(chǎn)生脫落渦旋造成的壓差阻力損失。本研究中的渦發(fā)生器尺寸與整個(gè)螺旋通道相比很小，而且流體與對(duì)翼的接觸面積相差不大，因而流體繞過(guò)4種類型渦發(fā)生器時(shí)產(chǎn)生的摩擦阻力損失的差值較小，可見(jiàn)壓差阻力是導(dǎo)致安裝渦發(fā)生器后流動(dòng)阻力增加并存在差異的主要因素。研究結(jié)果表明［17］，壓差阻力的大小與繞流物體的形狀密切相關(guān)，特別是流體脫離側(cè)物體的形狀，這是由于流體脫離側(cè)物體形狀不同，產(chǎn)生的脫落渦旋結(jié)構(gòu)會(huì)存在顯著差異。由此可見(jiàn)，在半圓形截面螺旋通道內(nèi)安裝渦發(fā)生器時(shí)，其后產(chǎn)生的脫落渦旋結(jié)構(gòu)對(duì)流動(dòng)阻力及強(qiáng)化傳熱性能有重要影響。

3.2強(qiáng)化傳熱機(jī)理分析

研究結(jié)果表明，螺旋通道強(qiáng)化傳熱的機(jī)理主要是依靠離心力作用產(chǎn)生的二次流作用［18］。將翼型渦發(fā)生器安裝于半圓形截面螺旋通道后，脫落的縱向渦旋會(huì)改變螺旋通道原有的二次流場(chǎng)結(jié)構(gòu)，從而對(duì)傳熱和流動(dòng)阻力產(chǎn)生影響，因而研究加入翼型渦發(fā)生器后螺旋通道復(fù)合的二次流場(chǎng)分布將有助于其強(qiáng)化傳熱機(jī)理的探究。

圖7給出了Re=8000時(shí)單一螺旋通道充分發(fā)展段以及安裝不同類型渦發(fā)生器后5°橫截面內(nèi)二次流矢量圖?？梢钥闯?，對(duì)于單一半圓形截面螺旋通道，在與螺旋線垂直的橫截面內(nèi)二次流場(chǎng)為旋轉(zhuǎn)方向相反的兩渦結(jié)構(gòu)。由于二次渦心位置靠近彎曲的絕熱外壁側(cè)，不利于較大范圍的強(qiáng)化直換熱壁面的傳熱，導(dǎo)致二次流的強(qiáng)化傳熱效果相對(duì)減弱［19］。從圖中還可以看出，安裝sjjs型渦發(fā)生器后的二次流場(chǎng)雖然仍為兩渦結(jié)構(gòu)，但二次渦的渦心位置明顯移向直換熱壁面，而且二次渦的影響范圍明顯擴(kuò)大，因而將會(huì)有利于提高換熱。而安裝jxjs型渦發(fā)生器后的二次流場(chǎng)則演變?yōu)樗臏u結(jié)構(gòu)，即橫截面內(nèi)除了原有的一對(duì)大的離心二次渦外還出現(xiàn)了一對(duì)渦發(fā)生器誘導(dǎo)產(chǎn)生的向心縱向小渦旋，更有利于破壞或減薄熱邊界層，因而漸縮布置的矩形對(duì)翼的強(qiáng)化傳熱效果優(yōu)于漸縮布置的三角形對(duì)翼。可見(jiàn)翼型渦發(fā)生器的存在改變了半圓形截面螺旋通道內(nèi)原有的二次流場(chǎng)結(jié)構(gòu)，并使直換熱壁面附近受二次流的影響范圍明顯增加，因而會(huì)進(jìn)一步起到強(qiáng)化傳熱作用。然而，盡管附加的縱向渦旋有利于強(qiáng)化傳熱，但同時(shí)它的存在也增大了壁面附近流體的速度梯度，使流動(dòng)阻力也相應(yīng)增大，因而矩形對(duì)翼的流動(dòng)阻力大于三角形對(duì)翼。

圖7　單一螺旋通道及渦發(fā)生器后5°截面內(nèi)的二次流場(chǎng)Fig.7　Secondary flow quiver in cross section of smooth helical channel and 5° behind VG

從圖7還可以看出，當(dāng)渦發(fā)生器形狀相同時(shí)，漸縮布置方式使產(chǎn)生的縱向渦旋更為集中在半圓形截面的直換熱壁面中心附近，即更有利于改善通道內(nèi)換熱部位最差處的流場(chǎng)分布，因而漸縮布置方式的強(qiáng)化傳熱效果與漸擴(kuò)方式相比略微顯著。同時(shí)還可以看出，漸擴(kuò)布置方式使靠近絕熱的彎曲壁面處產(chǎn)生附加渦旋，此渦旋對(duì)強(qiáng)化傳熱貢獻(xiàn)微小，但卻增加了通道內(nèi)流體的流動(dòng)阻力，因而導(dǎo)致渦發(fā)生器結(jié)構(gòu)相同時(shí)漸擴(kuò)布置方式的流動(dòng)阻力大于漸縮布置方式。

為了分析二次流場(chǎng)分布特性對(duì)螺旋通道傳熱的強(qiáng)化效果，圖8給出了Re=8000時(shí)單一螺旋通道以及jxjs型渦發(fā)生器后5°截面內(nèi)換熱壁面上局部Nusselt數(shù)Nulocal的分布曲線。從圖中可以看出，安裝jxjs型渦發(fā)生器后的螺旋通道直換熱壁面上各點(diǎn)Nulocal值均較空螺旋通道有顯著增加，特別是壁面中心點(diǎn)附近處的Nulocal值大幅度提高。對(duì)比圖7中的二次流場(chǎng)可以看出，Nulocal值的分布受二次渦的數(shù)量和渦心位置影響。對(duì)于單一螺旋通道Nulocal有2個(gè)峰值，而安裝jxjs型渦發(fā)生器的螺旋通道Nulocal存在4個(gè)峰值。分析結(jié)果表明，安裝jxjs型渦發(fā)生器后換熱壁面上的Nulocal最大值為未安裝時(shí)最大值的2.79倍，壁面上Nulocal的最大提高幅度約為原值的4.21倍。

圖8　換熱壁面上Nulocal分布曲線 （Re=8000）Fig.8　Distribution of Nulocalon heated wall at Re=8000

為了進(jìn)一步揭示翼型渦發(fā)生器強(qiáng)化半圓形截面螺旋通道的傳熱機(jī)理，應(yīng)用場(chǎng)協(xié)同原理對(duì)其進(jìn)行分析。場(chǎng)協(xié)同原理［20］指出，相同條件下，對(duì)流換熱過(guò)程中，速度場(chǎng)與溫度場(chǎng)之間的協(xié)同性越好，對(duì)流換熱強(qiáng)度就越強(qiáng)。圖9給出了Re=8000時(shí)單一螺旋通道充分發(fā)展段以及sjjs型和jxjs型渦發(fā)生器后5°橫截面內(nèi)二次流速度場(chǎng)與溫度場(chǎng)之間的協(xié)同角α的分布云圖。α的計(jì)算式為

研究結(jié)果表明，α值越小，說(shuō)明場(chǎng)協(xié)同程度越好［21］。從圖9可以明顯看出安裝翼型渦發(fā)生器后換熱壁面附近的α值明顯減小，說(shuō)明速度場(chǎng)和溫度場(chǎng)的協(xié)同性得到明顯改善，有利于強(qiáng)化傳熱。

圖9　單一螺旋通道及渦發(fā)生器后5°橫截面內(nèi)場(chǎng)協(xié)同角α分布云圖（Re=8000）Fig.9 Distribution of α in cross section of smooth helical channel and 5° behind VG at Re=8000

3.3渦發(fā)生器作用的距離

在工程實(shí)際中往往會(huì)采用多個(gè)渦發(fā)生器進(jìn)行強(qiáng)化傳熱，因而研究單個(gè)渦發(fā)生器在通道內(nèi)能夠起到強(qiáng)化傳熱作用的范圍對(duì)于如何布置渦發(fā)生器具有重要意義，眾多學(xué)者［22-23］對(duì)此方面問(wèn)題進(jìn)行了研究。

圖10　壁面平均Nusselt數(shù)Nuθm沿流動(dòng)方向的變化（Re=8000）Fig.10　Change of Nuθmalong flow direction at Re=8000

為了分析翼型渦發(fā)生器在半圓形截面螺旋通道強(qiáng)化傳熱的作用范圍，圖10給出了Re=8000時(shí)jxjs型和sjjs型渦發(fā)生器后換熱壁面平均Nusselt數(shù)Nuθm沿流體流動(dòng)方向的變化曲線，其中橫坐標(biāo)L/l表示沿螺旋線的流動(dòng)長(zhǎng)度L與渦發(fā)生器高度l的比值?？梢钥闯?，沿流動(dòng)方向Nuθm逐漸衰減，直至達(dá)到單一螺旋通道的換熱水平。這是由于經(jīng)過(guò)渦發(fā)生器產(chǎn)生的縱向渦旋在主流流體的帶動(dòng)下向前流動(dòng)，其強(qiáng)度會(huì)逐漸衰減，導(dǎo)致強(qiáng)化傳熱的效果逐漸減弱直至消失。圖10的分析結(jié)果表明Re=8000時(shí)jxjs型和sjjs型渦發(fā)生器在半圓形截面螺旋通道強(qiáng)化傳熱的長(zhǎng)度分別可達(dá)到10.47倍和12.56倍翼高。

4　結(jié)　論

在半圓形截面螺旋通道直換熱壁面的中心線位置分別安裝了4種類型的翼型渦發(fā)生器，以實(shí)現(xiàn)進(jìn)一步強(qiáng)化其內(nèi)流體的傳熱?？疾炝藴u發(fā)生器結(jié)構(gòu)和布置方式對(duì)強(qiáng)化傳熱特性的影響，探究了翼型渦發(fā)生器強(qiáng)化半圓形截面螺旋通道傳熱的機(jī)理，得到如下結(jié)論。

（1）翼型渦發(fā)生器前后±180°范圍的螺旋通道Num與對(duì)應(yīng)的單一螺旋通道Nu0比值Num/Nu0的平均值在1.044～1.074之間，阻力系數(shù)比f(wàn)/f0在1.105～1.188之間。

（2）對(duì)提高傳熱效果而言，矩形翼優(yōu)于三角形翼，沿流動(dòng)方向?qū)σ頋u縮布置優(yōu)于漸擴(kuò)布置。

（3）在半圓形截面螺旋通道內(nèi)安裝jxjs型和sjjs型渦發(fā)生器后，二次流場(chǎng)分別為四渦和兩大渦結(jié)構(gòu)。

（4）Re=8000時(shí)，jxjs型和sjjs型渦發(fā)生器在螺旋通道內(nèi)起強(qiáng)化傳熱作用的范圍分別可達(dá)10.47倍和12.56倍翼高的長(zhǎng)度。

符號(hào)說(shuō)明

cp——比定壓熱容，J·kg-1·℃-1

dh——半圓管當(dāng)量直徑，m

f ——流動(dòng)阻力系數(shù)

hm——對(duì)流傳熱系數(shù)，W·m-2·℃-1

L ——渦發(fā)生器后沿螺旋線方向長(zhǎng)度，m

l ——翼高度，m

Nu ——Nusselt數(shù)

P ——螺旋通道螺距，m

p ——壓力，Pa

Rc——螺旋通道曲率半徑，m

Re ——Reynolds數(shù)

r0——半圓管半徑，m

s ——對(duì)翼最小間距，m

T ——溫度，℃

U ——正交螺旋坐標(biāo)系下的速度矢量，m·s-1

um——截面平均速度，m·s-1

α——場(chǎng)協(xié)同角，（°）

β——對(duì)翼間夾角，（°）

δ ——渦發(fā)生器厚度，m

ρ ——密度，kg·m-3

υ——流體運(yùn)動(dòng)黏度，m2·s-1

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Enhanced heat transfer mechanism of winglet vortex generator in helical channel with semicircular cross section

LI Yaxia1， ZHANG Teng1， ZHANG Chunmei1， ZHANG Li2， WU Jianhua1
（1College of Energy and Power Engineering， Shenyang University of Chemical Technology， Shenyang 110142， Liaoning， China；2College of Chemical Engineering， Shenyang University of Chemical Technology， Shenyang 110142， Liaoning， China）

The purpose of this paper is to obtain the enhanced heat transfer characteristic of the winglet vortex generator （VG） in the helical channel with semicircular cross section. The shape and layout of the VG are concerned. CFD software is adopted to simulate the fluid flow and heat transfer characteristic in the smooth helical channel and that installed with four kinds of winglet vortex generator. The four styles of vortex generator are characterized as jxjs， jxjk， sjjs and sjjk VG， respectively. The simulated data coincide well with the experimental data. The results based on the current research show that after installing the vortex generator， the average ratio of Numto Nu0is in the range of 1.044—1.074 where Numis the surface average Nusselt number of helical channel within the scope of ±180o away from the vortex generator and Nu0is the corresponding value of smooth helical channel. However， the specific value between the flow resistance coefficient of helical channel with VG and the corresponding value of smooth channel， i.e. f/f0is in the range of 1.105—1.188. The rectangular winglet VG is superior to the triangular winglet VG only in terms of heat transfer enhanced. Along with the flow direction， the convergent layout of VG is superior to the divergent layout for heat transferring. Based on the field

date： 2015-10-30.

Prof. WU Jianhua， syhgdx_wjh@163.com

supported by the National Natural Science Foundation of China （51506133）， the Foundation of Liaoning Educational Committee（L2014165） and the Doctoral Science Research Foundation of Liaoning Province （20141085）.

synergy principle， the secondary flow field structure would be changed by the vortices shedding from the VG. Thus， the cooperativity of flow and temperature fields would be better and the heat transfer would be improved. For the helical channel with rectangular and triangular winglet VG， the compound secondary flow fields are four vortices and two large vortices， respectively， and the length of heat transfer effect is 10.47 and 12.56 times of winglet height， respectively.

helical channel；winglet vortex generator；heat transfer；flow；numerical simulation；field synergy

TK 124

A

0438—1157（2016）05—1814—08

2015-10-30收到初稿，2015-12-16收到修改稿。

聯(lián)系人：吳劍華。第一作者：李雅俠（1977—），女，博士，副教授。

國(guó)家自然科學(xué)基金項(xiàng)目（51506133）；遼寧省教育廳一般項(xiàng)目（L2014165）；遼寧省博士科研啟動(dòng)基金項(xiàng)目（20141085）。