季家東, 倪旭旺, 張經(jīng)緯, 李飛揚(yáng), 陳清華

(1.安徽理工大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院,安徽 淮南 232001;2.安徽理工大學(xué) 人工智能學(xué)院,安徽 淮南 232001)

用于提高換熱器換熱效率的強(qiáng)化傳熱技術(shù)細(xì)分為有源強(qiáng)化技術(shù)、無源強(qiáng)化技術(shù)和復(fù)合強(qiáng)化技術(shù)[1-2]。流體誘導(dǎo)振動(dòng)強(qiáng)化傳熱[3-5]不需要消耗額外的能量,是一種典型的無源強(qiáng)化傳熱技術(shù),也是換熱設(shè)備實(shí)現(xiàn)強(qiáng)化傳熱常用的典型手段。螺旋銅管(helical copper tube,HCT)換熱器[6]基于流體誘導(dǎo)振動(dòng)實(shí)現(xiàn)強(qiáng)化傳熱的技術(shù)理念,將內(nèi)部傳熱元件從傳統(tǒng)鋼管置換為HCT,充分利用流體沖擊HCT引發(fā)的振動(dòng)實(shí)現(xiàn)強(qiáng)化傳熱。由于內(nèi)部HCT和殼、管程進(jìn)出口布置的局限性,使流體在殼程流域的流動(dòng)規(guī)律性較差,導(dǎo)致?lián)Q熱器的綜合傳統(tǒng)性能不高。通過在殼程流域內(nèi)安裝螺旋導(dǎo)流板(spiral deflector,SD)可有效改善流體流徑[7],進(jìn)而實(shí)現(xiàn)對(duì)換熱器綜合傳熱性能的提高。因此,探究不同安裝方式的SD對(duì)換熱器內(nèi)HCT振動(dòng)和傳熱性能的影響,實(shí)現(xiàn)SD的最優(yōu)布置規(guī)劃,具有重要的理論和工程意義。

換熱器內(nèi)銅制傳熱元件流體誘導(dǎo)振動(dòng)和振動(dòng)強(qiáng)化傳熱方面。Ji等[8-11]對(duì)傳統(tǒng)平面盤狀銅管傳熱元件在殼程誘導(dǎo)下的振動(dòng)強(qiáng)化傳熱機(jī)理進(jìn)行了系列研究,研究發(fā)現(xiàn):平面盤狀銅管在殼/管程流體的誘導(dǎo)下呈現(xiàn)出小幅低頻振動(dòng)的特性,且陣型主要呈現(xiàn)為面外振動(dòng);殼程流體是引起傳熱元件振動(dòng)的主導(dǎo)因素。姜波等[12]提出了一種新型平面盤狀銅管傳熱元件,并對(duì)其在殼、管程流體耦合誘導(dǎo)下的傳熱特性進(jìn)行了試驗(yàn)和數(shù)值研究,研究表明:平面盤狀銅管的換熱主要集中于內(nèi)側(cè)管束,且小配重塊側(cè)的傳熱性能優(yōu)于大配重塊側(cè)。Duan等[13-14]基于場(chǎng)協(xié)同機(jī)理對(duì)傳統(tǒng)平面盤狀銅管傳熱元件的強(qiáng)化傳熱性能進(jìn)行了分析,分析提出:場(chǎng)協(xié)同效應(yīng)及振蕩相對(duì)速度是產(chǎn)生強(qiáng)化傳熱的關(guān)鍵,且流速的增大會(huì)引起強(qiáng)化傳熱性能的降低。HCT換熱器方面,Wang等[15]分析了結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)HCT熱應(yīng)力和傳熱性能的影響,分析指出:熱應(yīng)力在管束應(yīng)力分布中占主導(dǎo)地位,通過結(jié)構(gòu)優(yōu)化使換熱器的平均綜合性能提高了57.64%。

通過在換熱器內(nèi)安裝折流板或?qū)Я靼?可明顯提高換熱器的綜合傳熱性能。Bayram等[16-17]研究了折流板間距對(duì)一種小型管殼式換熱器傳熱性能的影響,研究發(fā)現(xiàn):不同折流板間距方案下殼程流場(chǎng)的溫度分布和傳熱速率具有明顯的差別?；诰哂胁煌瑑A角的SD,Chen等[18]對(duì)一種油-水換熱器的傳熱性能進(jìn)行了數(shù)值分析,分析表明:當(dāng)SD傾角為12°時(shí),傳熱系數(shù)和綜合指數(shù)分別比具有相同壓降的分段折流板高出47%和51%。Arani等[19]研究了組合類型折流板對(duì)換熱器傳熱性能和壓降的影響,研究表明:具有組合型折流板的換熱器的壓降較傳統(tǒng)單一折流板換熱器的壓降有所增加,但傳熱性能有很大的提高。

為獲得具有更高綜合傳熱性能的HCT換熱設(shè)備,基于兩種導(dǎo)流方案的換熱器:SD、HCT同旋向換熱器(記為:SSD-HCT換熱器)和SD、HCT反旋向換熱器(記為:OSD-HCT換熱器),采用雙向-流固耦合(fluid solid interaction,FSI)計(jì)算法,研究了SD旋向?qū)CT振動(dòng)強(qiáng)化傳熱性能和換熱器綜合傳熱性能的影響。

1 模型和方法

1.1 HCT換熱器

SSD-HCT換熱器和OSD-HCT換熱器的示意圖,如圖1所示。為便于標(biāo)注,將換熱器從中間截?cái)唷?/p>

圖1 SSD-HCT換熱器和OSD-HCT換熱器示意圖

對(duì)于SSD-HCT換熱器,4個(gè)SD和4根HCT等螺距同向螺旋。對(duì)于OSD-HCT換熱器,4個(gè)SD和4根HCT等螺距反向螺旋,為了不影響HCT的振動(dòng)性能,在SD上設(shè)置多組開孔,使HCT與SD間隙配合。HCT均布安裝在左、右管板上,SD與換熱器殼體和中空管無縫連接。殼程流體由右側(cè)殼程入口流入,通過殼程入口管直接流入換熱器殼體,經(jīng)SD的導(dǎo)流作用螺旋前進(jìn),沖刷HCT后從左側(cè)殼程出口流出。管程流體從底部管程入口流入左側(cè)封頭,通過管板上設(shè)置的開孔流入HCT,經(jīng)右側(cè)管板上設(shè)置的開孔流入右側(cè)封頭,最后從頂部管程出口流出。

1.2 計(jì)算域及網(wǎng)格

流體域方面,殼程流體是引起傳熱元件振動(dòng)的主導(dǎo)因素,本文流體域僅保留殼程,如圖2(a)所示。結(jié)構(gòu)域方面,除HCT材料為紫銅外,其余部分材料均為不銹鋼,因鋼制材料在流體誘導(dǎo)下的振動(dòng)十分微弱,結(jié)構(gòu)域僅保留4根HCT,如圖2(b)所示。

(a) 流體域

圖2(a)中:Ls為殼程流體域長(zhǎng)度;Ds為流體域直徑;Din、Dout分別為流體域入口和出口直徑。4根HCT沿逆時(shí)針方向依次編號(hào)為I、II、III、IV。流體域內(nèi)與HCT接觸的壁面為FSI交界面。

圖2(b)中:LT、LH分別為HCT總長(zhǎng)度和螺旋部分長(zhǎng)度;DH為HCT螺旋直徑;DT、δ分別為HCT的外徑和壁厚。為分析HCT的振動(dòng)響應(yīng),設(shè)置監(jiān)測(cè)點(diǎn)PI、PII、PIII和PIV,其與HCT端面距離為L(zhǎng)M。HCT的物性參數(shù)標(biāo)識(shí)為:密度ρ、彈性模量E、泊松比ν。結(jié)構(gòu)參數(shù)和物性參數(shù)取值如表1所示。

表1 結(jié)構(gòu)參數(shù)和物性參數(shù)的取值

結(jié)構(gòu)域和流體域網(wǎng)格,如圖3所示。網(wǎng)格劃分采用ANSYS Workbench平臺(tái)的Meshing網(wǎng)格劃分模塊完成。

圖3 結(jié)構(gòu)域和流體域網(wǎng)格

結(jié)構(gòu)域采用六面體網(wǎng)格,單元數(shù)為12 800,節(jié)點(diǎn)數(shù)為89 760。流體域采用四面體網(wǎng)格,并在靠近FSI交界面處設(shè)置了6層邊界層網(wǎng)格,SSD-HCT換熱器流體域的單元數(shù)和節(jié)點(diǎn)數(shù)分別為7 982 008和1 490 193;OSD-HCT換熱器流體域的單元數(shù)和節(jié)點(diǎn)數(shù)分別為8 079 896和1 509 596。經(jīng)驗(yàn)證,這種網(wǎng)格劃分策略滿足網(wǎng)格無關(guān)性的要求,具體驗(yàn)證過程參見“1.6網(wǎng)格獨(dú)立性及計(jì)算方法論證”。

1.3 計(jì)算方法

計(jì)算采用粗算&精算策略,計(jì)算模塊選擇Workbench平臺(tái)的CFX模塊(執(zhí)行流體域計(jì)算)和Transient Structural模塊(執(zhí)行結(jié)構(gòu)域計(jì)算)。具體計(jì)算流程如圖4所示。粗算:基于初始邊界條件,采用CFX模塊執(zhí)行流體域計(jì)算;精算:基于流體域的粗算結(jié)果數(shù)據(jù)和結(jié)構(gòu)域的初始邊界條件,執(zhí)行雙向-FSI計(jì)算。精算時(shí),CFX模塊和Transient Structural模塊交替運(yùn)行,通過FSI交界面?zhèn)鬟f壓力和位移數(shù)據(jù)。

圖4 粗算&精算計(jì)算流程

基于流體域的邊界條件設(shè)置(參見“1.4 邊界條件”),計(jì)算選擇標(biāo)準(zhǔn)k-ε湍流模型,迭代殘差設(shè)為10-5,具體控制方程參見文獻(xiàn)[9]。計(jì)算過程中,設(shè)置粗算時(shí)間為300 s,時(shí)間步長(zhǎng)為0.2 s;精算時(shí)間為1.2 s,時(shí)間步長(zhǎng)為0.001 s,結(jié)構(gòu)域和流體域的計(jì)算時(shí)間和時(shí)間步長(zhǎng)一致。

1.4 邊界條件

結(jié)構(gòu)域:HCT端面均設(shè)為固定約束;HCT外表面設(shè)為FSI交界面;重力方向設(shè)為“-y”,設(shè)置重力加速度值為9.81 m/s2。

流體域:流體介質(zhì)設(shè)為水;入口設(shè)為速度入口“Inlet”,設(shè)置入口流體速度(uin=0.05 m/s,0.20 m/s,…,0.65 m/s)和恒溫度(Tin=293.15 K);出口設(shè)為壓力出口“Outlet”,設(shè)置出口壓力(Pout=0)。與HCT接觸的壁面設(shè)為FSI交界面,參見圖2(a),設(shè)置壁面溫度(TF=333.15 K);其余壁面均設(shè)為非滑移絕熱壁面。

1.5 數(shù)據(jù)處理

HCT的傳熱性能通過努塞爾數(shù)Nu表征,表達(dá)式如下

Nu=hDT/k

(1)

式中:k為導(dǎo)熱系數(shù);h為面均傳熱系數(shù),其表達(dá)式如下

h=q/ΔT

(2)

式中:q為熱流量;ΔT為對(duì)數(shù)平均溫差,其表達(dá)式如下

(3)

式中,Tin、Tout、TF分別為入口流體溫度、出口流體溫度和FSI交界面溫度。

4根HCT的平均傳熱性能通過平均努塞爾數(shù)Num表征,其表達(dá)式如下

(4)

式中,下標(biāo)i為HCT編號(hào),i=I、II、III、IV。

換熱器單位壓降的傳熱性能通過單位壓降下的平均努塞爾數(shù)Nus表征,其表達(dá)式如下

Nus=Num/ΔP

(5)

式中,ΔP為流體壓降,其表達(dá)式如下

ΔP=Pin-Pout

(6)

式中,Pin、Pout分別為流體入口壓力和出口壓力。

換熱器的綜合振動(dòng)強(qiáng)化傳熱性能通過綜合傳熱性能評(píng)估因子ζPEC表征[20],其表達(dá)式如下

(7)

式中:下標(biāo)v表示振動(dòng)條件下的相關(guān)參數(shù);f為阻力系數(shù),其表達(dá)式如下

(8)

式中,um為平均流速。

1.6 網(wǎng)格獨(dú)立性及計(jì)算方法論證

網(wǎng)格獨(dú)立性分析基于SSD-HCT換熱器開展,如表2所示。計(jì)算采用上述計(jì)算方法,入口速度uin=0.35 m/s,對(duì)比數(shù)據(jù)選擇4根HCT的平均面均傳熱系數(shù)hm。

表2 網(wǎng)格獨(dú)立性分析

從表2可知,方案II的網(wǎng)格為“1.2 計(jì)算域和網(wǎng)格”所介紹的網(wǎng)格(參見圖3),方案I和III劃分策略一致,分別在方案II的基礎(chǔ)上減小/增加單元尺寸和邊界層數(shù)得到,單元數(shù)為流體域和結(jié)構(gòu)域的單元數(shù)之和。

由表2可知:當(dāng)單元數(shù)降低時(shí)(方案I),hm和計(jì)算耗時(shí)均降低,hm的與編號(hào)II網(wǎng)格計(jì)算結(jié)果的相對(duì)誤差為3.93%;當(dāng)單元數(shù)增加時(shí)(方案III),hm和計(jì)算耗時(shí)均升高,hm的與方案II網(wǎng)格計(jì)算結(jié)果的相對(duì)誤差為0.46%?；谟?jì)算精度和計(jì)算效率的綜合考慮,選擇方案II可滿足需求。

文獻(xiàn)[21]試驗(yàn)測(cè)試了換熱器內(nèi)單管HCT的殼程努塞爾數(shù)Nu,并得到其經(jīng)驗(yàn)公式如下

Nu=19.64Re0.513Pr0.129γ0.938

(9)

因文獻(xiàn)[21]中HCT換熱器的結(jié)構(gòu)和材料與本文的一致,故計(jì)算方法論證基于文獻(xiàn)[21]開展。本文計(jì)算方法的計(jì)算結(jié)果與經(jīng)驗(yàn)公式結(jié)果的對(duì)比,如圖5所示。

圖5 計(jì)算結(jié)果與經(jīng)驗(yàn)公式結(jié)果的對(duì)比

從圖5可知,兩者結(jié)果基本一致,最大誤差僅為5.90%,說明本文計(jì)算方法得到的結(jié)果是可靠的。

2 結(jié)果分析

2.1 流場(chǎng)和溫度場(chǎng)分析

SSD-HCT換熱器和OSD-HCT換熱器殼程流場(chǎng)的流線分布,如圖6所示。其中uin=0.35 m/s。

圖6 兩種換熱器殼程流場(chǎng)流線分布

從圖6可知:

(1) 由于SD的導(dǎo)流作用,殼程流體在換熱器殼程流域內(nèi)螺旋流動(dòng),且OSD-HCT換熱器內(nèi)顯示流線的流速較SSD-HCT換熱器內(nèi)顯示流線的流速高。

(2) SSD-HCT換熱器內(nèi),殼程流體縱掠HCT;OSD-HCT換熱器內(nèi),殼程流體橫掠HCT。從流體沖擊的角度方面分析,流體橫掠HCT時(shí)將會(huì)產(chǎn)生邊界層分離現(xiàn)象,故OSD-HCT換熱器內(nèi)的HCT將會(huì)有更佳的傳熱性能。

兩換熱器殼程流場(chǎng)的截面溫度分布云圖,如圖7所示。其中uin=0.35 m/s,截面為y-z面。

圖7 兩種換熱器殼程流場(chǎng)的溫度云圖

從圖7可知:兩換熱器內(nèi)的殼程流體從入口至出口均逐漸升高,且OSD-HCT換熱器內(nèi)殼程流體出口溫度(298.13 K)明顯高于SSD-HCT換熱器內(nèi)殼程流體的出口溫度(296.51 K),說明OSD-HCT換熱器內(nèi)HCT具有更好的傳熱性能,這與前面從流體沖擊角度的分析結(jié)論一致。

基于場(chǎng)協(xié)同理論,當(dāng)流速和溫度梯度一定時(shí),場(chǎng)協(xié)同角(流速和溫度梯度夾角)越小,傳熱元件傳熱性能越佳。

兩種類型換熱器管壁附近場(chǎng)協(xié)同情況如圖8所示。由圖8可知,對(duì)于SSD-HCT換熱器,SD和HCT同向螺旋,場(chǎng)協(xié)同角(α)接近90°,故HCT傳熱性能不佳,致使出口溫度較低;對(duì)于OSD-HCT換熱器,SD和HCT反向螺旋,迎流面的場(chǎng)協(xié)同角α接近0°,故HCT傳熱性能較佳,出口溫度較高。

圖8 兩種換熱器管束壁面附近的場(chǎng)協(xié)同角

2.2 HCT傳熱性能分析

SSD-HCT換熱器和OSD-HCT換熱器內(nèi)各編號(hào)HCT在不同流速下的Nu和Nuv,如圖9所示。其中,振動(dòng)數(shù)據(jù)為FSI計(jì)算的結(jié)果,非振動(dòng)數(shù)據(jù)為不考慮FSI時(shí)的流場(chǎng)計(jì)算結(jié)果。

(a) SSD-HCT換熱器

從圖9可知:

(1) 對(duì)于不同類型的換熱器,高流速(uin=0.50 m/s)下HCT的Nu和Nuv均高于低流速(uin=0.20 m/s)下HCT的Nu和Nuv,說明流速的增加有助于HCT傳熱性能的提高,這與文獻(xiàn)[4,6,9]的結(jié)論一致。

(2) 不同類型的換熱器和不同的流速條件下,Nuv均大于Nu,說明振動(dòng)有助于HCT傳熱性能的提高,即實(shí)現(xiàn)了振動(dòng)強(qiáng)化傳熱。另外,SSD-HCT換熱器Nuv的增幅更大,這是因?yàn)樵谙嗤肟诹魉贄l件下SSD-HCT換熱器中的HCT在流體誘導(dǎo)下的振動(dòng)強(qiáng)度更大所致,如表3所示。

表3 監(jiān)測(cè)點(diǎn)的振幅和頻率(uin=0.20 m/s)

(3) OSD-HCT換熱器內(nèi)HCT的Nuv和Nu均大于SSD-HCT換熱器內(nèi)HCT的Nuv和Nu,說明SD和HCT反旋向布置時(shí),換熱器內(nèi)HCT的傳熱性能較好。這是由于SSD-HCT換熱器內(nèi)殼程流體縱掠HCT,而OSD-HCT換熱器內(nèi)殼程流體橫掠HCT所致,這也與前面從流體沖擊角度分析的結(jié)論一致。

為進(jìn)一步分析SD旋向?qū)CT傳熱性能的影響,基于兩種類型的換熱器,對(duì)不同uin時(shí)振動(dòng)條件下的Num進(jìn)行了計(jì)算,如圖10所示。

圖10 兩種換熱器內(nèi)Num隨uin的變化

從圖10可知:

(1) 兩種類型換熱器內(nèi)HCT的Num均隨uin的增加而增加,且增幅隨uin的增加逐漸降低。

(2) 不同uin條件下,OSD-HCT換熱器內(nèi)HCT的Num均高于SSD-HCT換熱器內(nèi)HCT的Num,且在本文計(jì)算參數(shù)范圍內(nèi)的最小增幅為56.45%。這也進(jìn)一步說明了SD和HCT反旋向布置時(shí)換熱器內(nèi)HCT的傳熱性能較好。

2.3 換熱器單位壓降傳熱性能分析

SD旋向或uin的改變會(huì)不可避免地導(dǎo)致流動(dòng)阻力的變化,兩種類型換熱器在不同uin下的壓降變化,如表4所示。此處僅對(duì)非振動(dòng)條件下的壓降進(jìn)行分析。

表4 兩種換熱器在不同流速下的壓降對(duì)比

從表4可知:

(1) 對(duì)于不同類型的換熱器,ΔP均隨uin的增加而增加,說明當(dāng)uin增加時(shí),殼程流體的流動(dòng)阻力增大。

(2) 當(dāng)uin一定時(shí),OSD-HCT換熱器內(nèi)的ΔP均高于SSD-HCT換熱器內(nèi)的ΔP,說明當(dāng)SD和HCT反旋向布置時(shí)殼程流體的流動(dòng)阻力較大。

從上面的分析可知,當(dāng)SD和HCT反旋向布置時(shí),換熱器內(nèi)的HCT具有較好的傳熱性能,但殼程流體的流動(dòng)阻力較大。

據(jù)此,為評(píng)判換熱器單位壓降的傳熱性能,對(duì)非振動(dòng)條件下兩種類型的換熱器在不同uin下的Nus進(jìn)行了計(jì)算,如表5所示。

表5 兩種換熱器在不同流速下的Nus對(duì)比

從表5可知:

(1) 對(duì)于不同類型的換熱器,Nus均隨uin的增加而降低,說明當(dāng)uin增加時(shí),換熱器單位壓降下的傳熱性能降低。

(2) 當(dāng)uin一定時(shí),OSD-HCT換熱器內(nèi)的Nus均高于SSD-HCT換熱器內(nèi)的Nus,說明當(dāng)SD和HCT反旋向布置時(shí)換熱器單位壓降下的傳熱性能較好,這進(jìn)一步說明了OSD-HCT換熱器的優(yōu)勢(shì)。

2.4 換熱器綜合振動(dòng)強(qiáng)化傳熱性能分析

基于圖9的分析,振動(dòng)有助于HCT傳熱性能的提高,但這種單純對(duì)Nu的分析具有很大的局限性,其同樣忽略了流動(dòng)阻力的影響。據(jù)此,為評(píng)判換熱器的綜合振動(dòng)強(qiáng)化傳熱性能,需基于ζPEC進(jìn)行綜合評(píng)判。

兩種類型換熱器在不同uin條件下的ζPEC對(duì)比情況,如圖11所示。其中,uin=0.20 m/s、0.35 m/s和0.50 m/s。

圖11 兩種換熱器的ζPEC對(duì)比

從圖11可知:

(1) 各種條件下ζPEC的計(jì)算結(jié)果均大于1,說明兩種類型的換熱器在不同條件下均實(shí)現(xiàn)了振動(dòng)強(qiáng)化傳熱。然而,同一uin條件下SSD-HCT換熱器的ζPEC明顯高于OSD-HCT換熱器的ζPEC,這說明SSD-HCT換熱器內(nèi)HCT的振動(dòng)強(qiáng)化傳熱效果明顯較高。

(2) 對(duì)于不同類型的換熱器,ζPEC均隨uin的增加而降低,且降幅逐漸減低,其中SSD-HCT換熱器的ζPEC受uin的影響更明顯,當(dāng)流速增高時(shí)兩者的綜合振動(dòng)強(qiáng)化傳熱性能逐漸接近。這說明,當(dāng)uin增加時(shí)換熱器的綜合振動(dòng)強(qiáng)化傳熱能力逐漸降低。

結(jié)合前面對(duì)流場(chǎng)、場(chǎng)協(xié)同和單位壓降的傳熱性能分析,可知:當(dāng)SD和HCT同旋向布置時(shí),場(chǎng)協(xié)同角較大,HCT的傳熱能力較低,但其振動(dòng)強(qiáng)化傳熱的能力較高;反之,當(dāng)SD和HCT反旋向布置時(shí),場(chǎng)協(xié)同角較小,HCT的傳熱能力較高,但其振動(dòng)強(qiáng)化傳熱的能力較低。需要說明的是,這些結(jié)論尚未在公開發(fā)表的文獻(xiàn)中發(fā)現(xiàn)。

結(jié)合上述研究結(jié)論,要想獲得具有更高綜合傳熱能力SSD-HCT換熱器,可充分利用流體誘導(dǎo)的振動(dòng)實(shí)現(xiàn)HCT的強(qiáng)化傳熱,但要付出管束疲勞壽命降低的代價(jià);而對(duì)于OSD-HCT換熱器,避免或減低流體誘導(dǎo)的振動(dòng)即可獲得具有較高綜合傳熱性能的換熱設(shè)備,同時(shí)延長(zhǎng)設(shè)備的使用壽命,這具有重要的工程價(jià)值。理論研究方面,可結(jié)合本文的研究結(jié)論把傳統(tǒng)振動(dòng)強(qiáng)化傳熱理論與場(chǎng)協(xié)同理論進(jìn)行有機(jī)結(jié)合,為場(chǎng)協(xié)同理論的深入研究提供依據(jù),進(jìn)而有望開展流向-振動(dòng)-場(chǎng)協(xié)同理論方面的耦合探究。

3 結(jié) 論

為了獲得具有更高綜合傳熱性能的HCT換熱設(shè)備,基于兩種導(dǎo)流方案的換熱器:SSD-HCT換熱器和OSD-HCT換熱器,采用雙向-FSI計(jì)算法,研究了SD旋向?qū)CT振動(dòng)強(qiáng)化傳熱性能和換熱器綜合傳熱性能的影響。主要結(jié)論如下:

(1) 由于SD的導(dǎo)流作用,殼程流體在換熱器殼程流域內(nèi)螺旋流動(dòng),對(duì)于SSD-HCT換熱器,殼程流體縱掠HCT,場(chǎng)協(xié)同角接近90°,HCT傳熱性能不佳,殼程流體出口溫度較低;對(duì)于OSD-HCT換熱器,殼程流體橫掠HCT,場(chǎng)協(xié)同角較小,HCT傳熱性能較佳,殼程流體出口溫度較高。

(2) 流速的增加和/或HCT的振動(dòng)有助于元件傳熱性能的提高;SD和HCT同旋向布置時(shí),換熱器內(nèi)HCT的傳熱性能較差,但HCT振動(dòng)強(qiáng)化傳熱的效果明顯;SD和HCT反旋向布置時(shí),換熱器內(nèi)HCT的傳熱性能較好,但HCT振動(dòng)強(qiáng)化傳熱的效果不明顯。

(3) 隨著uin的增加,殼程流體的流動(dòng)阻力增大,換熱器單位壓降下的傳熱性能降低;SD和HCT反旋向布置時(shí),殼程流體的流動(dòng)阻力較大,但換熱器單位壓降下的傳熱性能較好。

(4) 兩種類型的換熱器在不同條件下均實(shí)現(xiàn)了振動(dòng)強(qiáng)化傳熱,同一uin條件下SSD-HCT換熱器的ζPEC明顯高于OSD-HCT換熱器的ζPEC;當(dāng)uin增加時(shí)換熱器的綜合振動(dòng)強(qiáng)化傳熱能力逐漸降低,其中SSD-HCT換熱器的ζPEC受uin的影響更明顯。