戴玉龍，王翠華

(1.遼寧軌道交通職業(yè)學(xué)院，遼寧 沈陽 110023； 2.沈陽化工大學(xué) 能源與動力工程學(xué)院，遼寧 沈陽 110142)

縱向渦發(fā)生器是一種理想的強化傳熱元件[1]，它通過對流體產(chǎn)生擾流作用，致使流體流過縱向渦發(fā)生器后產(chǎn)生一系列大小不一的縱向渦，縱向渦向下游的流動，加速了主流流體與近壁面邊界層之間的物質(zhì)和能量交換，同時減薄邊界層厚度，達(dá)到強化傳熱效果。縱向渦發(fā)生器類型很多，常分為柱型和翼型，經(jīng)過前人的研究，發(fā)現(xiàn)翼型的傳熱效果優(yōu)于柱型。而在分析以上翼型渦發(fā)生器強化矩形螺旋通道的傳熱效果時，張麗等[2]認(rèn)為三角對翼渦發(fā)生器的綜合性能最優(yōu)。本文在螺旋板式換熱器定距柱的兩側(cè)安裝三角對翼，可實現(xiàn)翼形和柱形渦發(fā)生器復(fù)合共同強化矩形螺旋通道的傳熱。

在對諸如螺旋板式換熱器此類螺旋通道復(fù)合強化傳熱的研究工作中，張亞龍等[3-4]以單個三角翼和橢圓柱交叉布置組成單元化區(qū)域，分析了該組合渦發(fā)生器強化矩形曲面通道傳熱的效果。王翠華等[5]采用CFD模擬的方法分析了三角對翼和柱形翼組合強化矩形螺旋通道傳熱時流體流動和換熱的相關(guān)性能，發(fā)現(xiàn)強化效果明顯。本文在文獻(xiàn)[5]的基礎(chǔ)上，改變?nèi)菍σ砼c圓柱的組合方式，分析研究該組合方式下強化矩形螺旋通道流體傳熱的效果。

1 數(shù)值模擬方法

本文采用Gambit軟件建立螺旋流道的三維物理模型。為減少數(shù)值計算的計算量，保證計算精度，本文考慮流體通道的近似性及通道截面的對稱性，將流體通道模型簡化為圖1用于計算。模型中螺旋通道曲率半徑用Rc表示，矩形截面高度為a=80 mm，寬度b=10 mm，定矩柱直徑d=10 mm，按正三角形布置，排列尺寸為80×80 mm；三角翼為直角三角形，其厚度1 mm，固定于內(nèi)壁上的直角邊長度為l=10 mm，三角翼后端間距δ=3 mm，攻角和高度分別用α和hi表示。螺旋流道的無量綱曲率為κ=b/Rc，其它無量綱高度hi′ =hi/b。流體介質(zhì)以速度u自入口(左)進(jìn)入，從出口(右)流出。共計算了7個模型，其參數(shù)值如表1所示。

圖1 簡化的物理模型

Fig.1 Simplified physical model

應(yīng)用Fluent軟件進(jìn)行數(shù)值模擬，具體的網(wǎng)格劃分、無關(guān)性檢驗、模擬方法、數(shù)據(jù)處理和模擬結(jié)果驗證見文獻(xiàn)[5]。

表1 結(jié)構(gòu)參數(shù)值Table.1 The values of the structural parameters

2 模擬結(jié)果及分析

本文主要從攻角α、高度hi＇兩個方面研究三角翼和柱形組合渦發(fā)生器的結(jié)構(gòu)參數(shù)對矩形螺旋流道強化換熱效果的影響，其研究范圍為3000≤Re≤24000。

2.1 攻角α對流動換熱的影響

圖2給出了模型1至5的平均Nu數(shù)和阻力系數(shù)f隨Re的變化情況。由圖可見，相同Re下，內(nèi)置組合渦發(fā)生器的螺旋流道的平均Nu數(shù)和阻力系數(shù)f均高于只有柱的情形，說明組合渦發(fā)生器能明顯強化螺旋通道傳熱，但流道阻力也明顯增大。隨α增大，其Nu值和f也逐漸增大。

圖2 不同攻角α 時Nu數(shù)和f比較Fig.2 Comparison of Nu and f for different vortex generators

圖3和圖4給出了Re=7200時模型1、2曲面俯視圖上的速度大小、流線分布及柱后同一橫截面上的二次流矢量圖。由圖可見，定距柱對來流有一定的擾動，但來流沿柱分離會形成橫向渦，使得流體在柱后尾跡區(qū)獨自旋轉(zhuǎn)，幾乎不與主流區(qū)域進(jìn)行質(zhì)量交換，造成柱后尾跡區(qū)面積大，流速小，混合換熱效果差；三角對翼對柱后流體繼續(xù)產(chǎn)生擾動，形成縱向渦，有效減小柱后低速區(qū)的范圍，促進(jìn)了尾跡區(qū)與主流流體間的熱質(zhì)交換，同時也增大了流體流動的阻力損失。觀察柱后同一橫截面(θ=10°)上的二次流分布情況，發(fā)現(xiàn)僅布置擾流柱時，柱擾動對該截面上二次流的影響范圍和強度均較小，螺旋通道橫截面中心呈現(xiàn)典型的兩渦結(jié)構(gòu)，截面兩側(cè)的二次流很弱。內(nèi)置組合渦發(fā)生器時，橫截面兩端出現(xiàn)了兩個新的二次渦，并將經(jīng)典二次渦向中心擠壓，整個橫截面上二次流程度得到加強。綜合以上分析可知，組合渦改變了流體軸向流和二次流的流動結(jié)構(gòu)，減薄了換熱壁面處的邊界層，強化了傳熱。

圖3 不同渦發(fā)生器時流體軸向速度及流線圖Fig.3 The contours of the axial velocity and streamlined diagram for different vortex generators

圖5 不同攻角下綜合性能因子G比較Fig.5 The comparative values of G for different attack angles

為綜合分析三角對翼攻角對螺旋通道換熱和阻力綜合性能的影響，圖5給出了不同攻角下綜合性能因子G隨Re的變化情況。可以看出，隨著Re的增加，螺旋流道綜合性能G先減小后趨于不變，說明組合渦發(fā)生器的強化換熱能力在Re數(shù)較低時好。當(dāng)Re大于10000后，在研究的攻角范圍內(nèi)，α=30°時綜合因子G最大，建議三角翼和柱組合按本文布置時，三角對翼攻角選擇30°左右。

2.2 l＇的對流動換熱的影響

圖6、圖7 分別給出了不同高度hi＇下螺旋流道平均Nu數(shù)、阻力系數(shù)f和綜合性能因子G隨Re的變化情況。由圖6可見，在同一Re下，螺旋通道的平均Nu和阻力系數(shù)f均隨三角翼高度hi＇的增加而增大，而圖7中的綜合性能因子G卻隨高度hi＇的增加而減小。這說明三角翼高度hi＇增大雖然能增強柱后流體的擾動，起到強化傳熱的作用，但也同時產(chǎn)生了更大的流動阻力損失，使得綜合性能變差，所以在選擇三角翼高度時應(yīng)綜合考慮強化傳熱和增大流阻所產(chǎn)生的綜合效益。

圖6 不同hi＇下Nu數(shù)和f比較

Fig.6 Comparison ofNuandffor differenthi＇

圖7 不同底端長度hi＇下Nu、f相對值和G值

Fig.7 The comparative values ofGfor differenthi＇

3 結(jié)論

(1)三角對翼和定距柱復(fù)合按“下降流型”布置，可在定距柱后形成縱向渦，并復(fù)合離心力的作用，改變矩形螺旋通道橫截面上二次流的結(jié)構(gòu)，形成四渦結(jié)構(gòu)，強化了傳熱，故內(nèi)置組合渦發(fā)生器的螺旋流道的平均Nu數(shù)明顯高于只有柱時的值。

(2)三角對翼的攻角α增大，內(nèi)置組合渦發(fā)生器流道的平均Nu值和f也逐漸增大，而綜合因子G的值先減小后趨于不變；在本文研究范圍內(nèi)，α=30°時綜合因子最大，建議三角翼和柱組合按本文布置時，對翼攻角取30°左右。

(3)在本文的研究范圍內(nèi)，相同Re時，螺旋通道的Nu隨三角翼高度hi＇的增加而增大，綜合因子G隨hi＇的增加而減小。因此，在采用三角對翼和圓柱組合強化矩形螺旋通道換熱時，應(yīng)考慮hi＇增加給企業(yè)帶來的換熱效率提高及阻力損失增大兩方面的綜合效益。