王翠華， 戴玉龍， 龔 斌， 吳劍華

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

螺旋板式換熱器在制冷、化工、醫(yī)藥、冶金等各行業(yè)具有廣泛的應(yīng)用[1]，因此，研究其流體流動及強化傳熱對指導(dǎo)實際工程應(yīng)用具有重要意義.

螺旋板式換熱器兩相鄰平板間形成的流體通道可看成具有大高寬比的矩形水平螺旋通道，而用來恒定兩相鄰板間距離的定距柱亦可作為擾流元件，產(chǎn)生復(fù)合流體的螺旋流動，共同參與強化傳熱.許多學(xué)者對其傳熱性能開展了廣泛的研究[2-5]，結(jié)果表明：定距柱型在低雷諾數(shù)下強化傳熱效果較明顯，但在高雷諾數(shù)下還需采用其它措施進一步強化傳熱.

縱向渦發(fā)生器是由Schubauer和Spangenberg提出的高效強化傳熱元件[6].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，縱向渦不斷向下游流動，促進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)過科研人員的研究，發(fā)現(xiàn)翼型的傳熱效果優(yōu)于柱型.楊澤亮[7-8]等采用模擬和實驗的方式研究了渦發(fā)生器對矩形直通道內(nèi)流動換熱的影響，發(fā)現(xiàn)相同高寬時三角翼綜合效果優(yōu)于矩形翼；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[9-10]認(rèn)為三角對翼渦發(fā)生器的綜合性能最優(yōu)，故本文選用三角對翼渦發(fā)生器和擾流柱，研究其復(fù)合作用下共同強化矩形螺旋通道內(nèi)流體的傳熱性能.

縱向渦發(fā)生器和擾流柱結(jié)合，其布置方式主要有“下降流型”(本文稱為A形翼)和“上升流型”(稱為B形翼) 兩種形式.在對大高寬比矩形曲線通道內(nèi)復(fù)合強化傳熱的研究工作中，張亞龍等[11-12]以單個三角翼和橢圓柱交叉布置組成單元化區(qū)域，分析了該上升流型布置時強化該曲面通道內(nèi)傳熱的效果.王翠華等[13]采用CFD模擬的方法對B形翼與圓柱組合強化矩形螺旋通道傳熱時流體流動和換熱的相關(guān)性能進行了進一步分析，發(fā)現(xiàn)強化效果明顯.

上述學(xué)者分別從不同角度分析了翼形和柱形渦發(fā)生器組合強化流體流動及換熱性能，但未對A形翼與圓柱組合強化大高寬比矩形水平螺旋通道傳熱時流體流動和換熱的相關(guān)性能給出相關(guān)研究.本文分別采用A形翼和B形翼渦發(fā)生器與圓柱組合，通過數(shù)值模擬比較二者強化大高寬比矩形螺旋通道流體傳熱的效果，并分析流體流過以上兩種組合渦發(fā)生器后的流動特性.

1 數(shù)值模擬方法

1.1 物理模型

采用Gambit軟件建立螺旋流道的三維物理模型.螺旋板式換熱器所形成的水平螺旋矩形通道結(jié)構(gòu)復(fù)雜，為減少數(shù)值計算的計算量，保證計算精度，考慮水平螺旋通道的近似性及通道截面的對稱性，選取中心角度θ=180°的一段通道作為研究對象，其柱坐標(biāo)系(r,θ,z)下通道模型的三視圖如圖1所示.圖1中流體介質(zhì)自入口L1端進入，沿通道周向流動，從出口L2端流出.Rc為平面矩形螺旋通道的曲率半徑，其矩形截面高度為a=80 mm，寬度b=10 mm，定矩柱按正三角形布置，其直徑d=10 mm，排列尺寸為80 mm×80 mm.

圖1 簡化的物理模型Fig.1 Simplified physical model

三角對翼和圓柱具體的布置及結(jié)構(gòu)參數(shù)如圖2所示.三角形對翼為直角三角形，其厚度1 mm，固定于內(nèi)壁上的直角邊長度為l，兩對翼間距為δ，對翼高度、攻角分別用hi和α表示.螺旋流道的無量綱曲率為κ=b/Rc，其他無量綱參數(shù)分別定義為′=/b，l′=l/b，hi′=hi/b.由文獻[13]的研究結(jié)果可知:B形翼攻角在α=40°～45°時綜合強化效果最優(yōu).本文取三角對翼攻角α=45°，對兩種布置方式進行比較，共計算7個模型，其參數(shù)值如表1所示.

圖2 組合渦發(fā)生器的布置及結(jié)構(gòu)參數(shù)Fig.2 Arrangement and structural parameters of combined vortex generator

模型渦發(fā)生器類型κδ'l'hi'1僅圓柱0.022A形翼+柱0.021.51.00.53B形翼+柱0.021.51.00.54B形翼+柱0.021.31.00.55B形翼+柱0.021.71.00.56B形翼+柱0.021.30.60.57B形翼+柱0.021.31.40.5

1.2 模擬方法及數(shù)據(jù)處理

數(shù)值模擬以不可壓縮流體水為工作介質(zhì)，采用Realk-ε湍流模型，壓力和速度的解耦采用SIMPLEC算法，對流項和能量方程的離散格式采用二階迎風(fēng)格式，各邊界條件分別為：速度入口，壓力出口，內(nèi)壁面及渦發(fā)生器壁面設(shè)為恒壁溫Twall=350 K，外壁面絕熱，收斂殘差均小于1.0×10-5.矩形螺旋流道采用非結(jié)構(gòu)六面體網(wǎng)格，A、B形翼渦發(fā)生器區(qū)域采用四面體網(wǎng)格，近壁面處采用增強壁面函數(shù)，其體網(wǎng)格做漸變處理以降低網(wǎng)格扭曲程度.具體的網(wǎng)格劃分、無關(guān)性檢驗和模擬結(jié)果驗證見文獻[13].

定義當(dāng)量直徑dh為：

dh=4F/L

(1)

其中：F=a×b為截面積，L=2(a+b)為濕周.

Reynolds數(shù)、Nusselt數(shù)、摩擦系數(shù)f和換熱評價綜合性能因子G分別定義如下：

Re=ρudh/μ

(2)

Nu=hdh/

(3)

f=-(dp/ds)dh/(2ρu2)

(4)

G=(Nu/Nu0)/(f/f0)1/3

(5)

其中：ρ、μ分別為夾套內(nèi)流體的密度和黏度；h=Q/(AT)為對流傳熱系數(shù)，Q=ρuFcp(Tout-Tin)為冷流體吸收的熱量，A為總傳熱面積，F(xiàn)為流道截面積，T=(Tout-Tin)/ln[(Tw-Tin)/(Tw-Tout)]為流體對數(shù)平均溫差，Tin和Tout分別為冷卻水進、出口平均溫度，Tw為壁面溫度；-dp/ds為流道的軸向壓力梯度；Nu、f為A、B形翼的強化值；下標(biāo)“0”代表只有柱的情況.

2 模擬結(jié)果及分析

主要比較A形翼和B形翼強化大高寬比矩形螺旋通道流體傳熱的效果，并進一步分析B形翼的無量綱結(jié)構(gòu)參數(shù)對強化矩形螺旋通道內(nèi)流體流動及傳熱性能的影響，研究范圍為6 000≤Re≤26 000.

2.1 A形翼和B形翼的比較

圖3給出了模型1、2、3的平均Nu數(shù)和阻力系數(shù)f隨Re的變化情況.由圖3可見：相同Re下，內(nèi)置A形翼組合渦、B形翼組合渦發(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.隨著Re的增加，B形翼組合渦發(fā)生器和A形翼組合渦發(fā)生器相比，其平均Nu值增大更為顯著，但f也明顯更大.

圖3 不同渦發(fā)生器的Nu數(shù)和f比較Fig.3 Comparison of Nu and f for different vortex generators

傳熱效果的好壞離不開流場分析，圖4給出了Re=7 200時模型1、2、3曲面俯視圖上的速度大小及流線分布.

圖4 不同渦發(fā)生器的流體軸向速度及流線分布Fig.4 The contours of the axial velocity and streamlined diagram for different vortex generators

由圖4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；三角對翼的存在有效減小了柱后低速區(qū)的范圍，其中A形翼對柱后橫向渦的產(chǎn)生起到一定抑制作用，但形成的縱向渦強度較弱，低速區(qū)范圍仍較大，只不過由原來的柱后變?yōu)閮梢砗?；而B形翼不僅有效抑制了柱后橫向渦的產(chǎn)生，也使流體在翼后形成較強的縱向渦，同時由于B形對翼形成漸縮通道，流體由此噴出會形成高速射流，并與縱向渦共同作用促進了尾跡區(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.

對比圖5，Re=7 200時，由模型1、2、3柱后θ=10°的橫截面上的二次流矢量圖可知：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)典型的二渦結(jié)構(gòu)，截面兩側(cè)的二次流很弱；內(nèi)置A形翼組合渦發(fā)生器時，橫截面兩端出現(xiàn)了2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；內(nèi)置B形翼組合渦發(fā)生器的流道的橫截面上二次流出現(xiàn)了6渦結(jié)構(gòu)，說明B形翼渦發(fā)生器對橫截面上二次流的影響更為明顯，較強的二次流加快了橫截面上流體間的混合，減薄了換熱壁面處的邊界層，從而強化了傳熱.

圖5 柱后同一橫截面上的二次流矢量圖(下側(cè)為外壁)Fig.5 Secondary flow vector on the same cross section behind the same pin (the bottom wall is right)

為比較B形翼組合渦發(fā)生器和A形翼組合渦發(fā)生器改變流道換熱和阻力的綜合性能，表2給出了在計算范圍內(nèi)，內(nèi)置A形翼、B形翼組合渦發(fā)生器流道的平均Nu數(shù)和阻力系數(shù)f的相對值及G值.由表2可見：B形翼組合強化螺旋流道內(nèi)流體傳熱的綜合能力要優(yōu)于A形翼組合，因而，在三角翼組合渦發(fā)生器強化螺旋流道換熱的選型中應(yīng)優(yōu)先考慮B形翼組合.

表2 不同渦發(fā)生器時Nu、f相對值和G值

2.2 內(nèi)置B形翼組合渦發(fā)生器時δ′的影響

圖6比較了模型3、4、5，當(dāng)B形翼δ′不同時螺旋流道平均Nu數(shù)、阻力系數(shù)f隨Re的變化情況.由圖6可見：當(dāng)B形翼的δ′增加時，Nu數(shù)和f均有所減小.這是由于δ′的增加使?jié)u縮通道形成的高速射流減弱，致使柱后尾跡低速區(qū)范圍增大造成的.表3為B形翼不同δ′時螺旋流道平均Nu數(shù)和阻力系數(shù)f的相對值及G值，由表3可看出δ′=1.3時綜合性能最優(yōu).

圖6 不同δ′下Nu數(shù)和f 比較Fig.6 Comparison of Nu and f for different δ′

δ'Nu相對值/%(Nu-Nu0)/Nu0f相對值/%(f-f0)/f0G1.358.3～70.889.8～95.41.27～ 1.381.544.9～58.264.2～68.21.23～ 1.331.730.9～45.732.5～45.61.18～ 1.27

2.3 內(nèi)置B形翼組合渦發(fā)生器時l′的影響

圖7比較了模型1、5、6、7，當(dāng)B形翼l′不同時螺旋流道平均Nu數(shù)、阻力系數(shù)f隨Re的變化情況.

圖7 不同 l′下Nu 數(shù)和 f 比較Fig.7 Comparison of Nu and f for different l′

由圖7可見：當(dāng)B形翼的l′增大時，Nu數(shù)和f均增大，但l′增大到一定值時流道的Nu數(shù)和f的增速逐漸變緩，尤其Nu變緩更為明顯.從圖7上可以看出：l′=1.0和l′=1.4的兩條線幾乎重合，這說明當(dāng)l′增大到1.0之后再靠增大B形翼的l′強化流道換熱的意義不大.表4 為B形翼不同l′時螺旋流道平均Nu數(shù)和阻力系數(shù)f的相對值及G值，由表4可以看出：l′=1.0時該螺旋流道的綜合性能最優(yōu)，建議B形翼的l′取為1.0.

表4 不同底端長度l′下Nu、f相對值和G值

3 結(jié) 論

(1) A形翼、B形翼分別和定距柱復(fù)合，均可在定距柱后形成縱向渦，加速尾跡區(qū)與主流流體的混合，同時復(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)(A形翼致使截面上二次流出現(xiàn)4渦結(jié)構(gòu)，B形翼使截面上二次流出現(xiàn)6渦結(jié)構(gòu))，強化了傳熱.

(2) B形翼組合渦發(fā)生器和A形翼組合渦發(fā)生器相比，強化矩形截面螺旋流道內(nèi)流體換熱的綜合能力較好，建議在強化大高寬比矩形截面螺旋流道換熱的選型中優(yōu)先考慮B形翼組合渦發(fā)生器.

(3) 隨B形翼δ′的增大，B形翼渦發(fā)生器的強化換熱能力逐漸減小，其流動損失也隨之降低，綜合性能變差.

(4) 隨B形翼l′的增大，螺旋流道的Nu數(shù)和f均增大，但l′增大到一定值時流道的Nu數(shù)和f的增速逐漸變緩，在所研究的范圍內(nèi)l′=1.0時該螺旋流道的綜合性能最優(yōu)，建議B形翼的l′取為1.0.