摘""""""要："提出了一種魚鰭型渦發(fā)生器，并將其應用在管翅式換熱器中強化傳熱。采用數(shù)值模擬方法研究了魚鰭型渦發(fā)生器安裝方式對換熱器中流體流動和傳熱的影響，分析了流體流經渦發(fā)生器前后的壓力變化。結果表明：渦發(fā)生器以common-flow-up方式安裝在圓管下游時傳熱j因子提高了46.6%，摩擦因子提高了24.4%，與以common-flow-down方式安裝于圓管上游相比，圓管后方的負壓區(qū)更小，流動阻力更小，冷熱流體的混合效果更好，因而具有更好的強化傳熱效果。

關""鍵""詞：管翅式換熱器；"魚鰭型渦發(fā)生器；"強化傳熱

中圖分類號：TK124"""""""文獻標志碼： A """""文章編號："1004-0935（2024）07-1117-05

管翅式換熱器是一種緊湊型換熱器，廣泛應用于供暖、空調、制冷及石油化工等工業(yè)領域中。渦發(fā)生器作為一種被動強化傳熱技術，在增強傳熱的同時，也會產生相應的壓力損失。優(yōu)化渦發(fā)生器結構和安裝方式，進一步降低強化傳熱時的阻力損失是近年來強化傳熱領域的研究熱點之一^[1]。

在矩形翼和三角翼2種常見的渦發(fā)生器基礎上，新型渦發(fā)生器不斷被開發(fā)出來。MIN等^[2]提出了一種切去4個角的新型矩形翼渦發(fā)生器。這種新型矩形翼渦發(fā)生器可以產生更強的縱向渦，從而達到更高的強化傳熱效果。張麗等^[3-5]提出一種流線型渦發(fā)生器，并將其應用于螺旋管道的強化傳熱中。與未安裝渦發(fā)生器的換熱器相比，換熱系數(shù)提高了46%，與三角形渦發(fā)生器相比，摩擦因子降低了21%，速度場和壓力場的協(xié)同性更好。

除渦發(fā)生器的類型外，渦發(fā)生器的安裝方式也對其強化傳熱效果產生影響。根據(jù)文獻報道，三角翼渦發(fā)生器的傳熱性能隨攻角的增大而提高^[6-8]。何雅玲等^[9]優(yōu)化了管翅式換熱器中矩形翼渦發(fā)生器的安裝參數(shù)，研究發(fā)現(xiàn)放置3對矩形翼渦發(fā)生器的管翅式換熱器具有最好的傳熱性能。LEI等^[10]發(fā)現(xiàn)三角翼渦發(fā)生器的縱橫比為2、攻角為20°時，具有最好的傳熱性能。雷永剛等^[11]發(fā)現(xiàn)側置三角翼渦發(fā)生器在順排和叉排管翅式換熱器中都可以具有良好的強化傳熱效果。楚攀等^[12]發(fā)現(xiàn)，在Re=500～2"500時，以common-flow-down方式安裝于換熱管下游的攻角為30°的三角翼渦發(fā)生器表現(xiàn)出最好的綜合性能。唐凌虹等^[13]發(fā)現(xiàn)渦發(fā)生器高度和長度顯著影響管翅式換熱器的傳熱效果。SAMADIFAR等^[14]發(fā)現(xiàn)渦發(fā)生器的高度越高，強化傳熱效果越好。

提出了一種新型縱向渦發(fā)生器——魚鰭型渦發(fā)生器，即在三角形渦發(fā)生器的基礎上切去后面一個直角三角形，將三角形上尖角變成流線型彎角，從而減小其強化傳熱時的流動阻力?？疾炝似湓诠艹崾綋Q熱器中的安裝方式對流體流動和傳熱的影響，分析了流體在渦發(fā)生器前后的壓力分布。

1 "模型描述

管翅式換熱器如圖1所示。換熱器由2排換熱管和翅片組成，換熱管以交叉的方式進行排列。由于管翅式換熱器具有寬度方向上的對稱結構和高度方向上的周期性結構，因此可以選擇其中一部分流體進行研究，以減小數(shù)值模擬計算的復雜度。

魚鰭型渦發(fā)生器以2種方式進行安裝，即以common-flow-down方式安裝在圓管上游和以common-flow-up形式安裝在圓管下游。圖2為渦發(fā)生器以上述2種方式進行安裝時的平面相對尺寸。渦發(fā)生器的具體參數(shù)如圖3所示，渦發(fā)生器攻角為20°，渦發(fā)生器厚度為0.2"mm。

為使流體流動充分發(fā)展并保證出口無回流，計算域分為上游延長區(qū)、傳熱區(qū)和下游延長區(qū)，如"""圖4所示。上游延長區(qū)長度為傳熱區(qū)的1倍，下游延長區(qū)長度為傳熱區(qū)的5倍。

以空氣為工質，描述連續(xù)穩(wěn)態(tài)不可壓縮流體流動與傳熱的控制方程為連續(xù)性方程、動量方程和能量方程，如式（1）至式（3）所示。

在傳熱區(qū)，上下壁面為無滑移、溫度周期性邊界條件，側面為對稱邊界條件，圓管和上下壁面為恒定溫度邊界條件。延長區(qū)域的上下壁面均為無滑移、絕熱邊界條件，側面均為對稱邊界條件。進口條件為速度進口，進口速度為0.53～2.3 m·s^-1，出口條件為自由流出口。

壓力和速度的求解采用SIMPLE耦合算法，動量方程和能量方程采用QUICK格式進行離散，連續(xù)性方程、動量方程和能量方程的收斂殘差分別為10^-4、10^-4和10^-8。

2 "計算網格與數(shù)據(jù)處理

2.1 "計算網格

計算域采用多面體網格進行劃分，為提高模擬結果的準確性，對渦發(fā)生器和壁面進行加密處理。網格劃分情況如圖5所示。

采用數(shù)量分別為11"000 （GridⅠ）、20"000 （GridⅡ）和32"000 （GridⅢ）3套網格進行數(shù)值模擬計算，計算結果如圖6所示。GridⅠ和GridⅡ之間傳熱j因子的平均偏差為6.4%，GridⅡ和GridⅢ之間傳熱j因子的平均偏差為3.9%；GridⅠ和GridⅡ之間壓降的平均偏差為1.7%，GridⅡ和Grid"Ⅲ之間壓降的平均偏差為2.1%。由于GridⅡ和Grid"Ⅲ的計算結果偏差較小，為節(jié)約計算資源，選擇數(shù)量為20"000的網格（GridⅡ）進行數(shù)值計算。

2.2 "數(shù)據(jù)處理

總的換熱量、平均溫差和傳熱系數(shù)的計算公式如式（4）至式（6）所示。

式中：—流體的平均質量流量；

Q—總傳熱量；

T_i—進口的溫度；

T_o—出口的溫度；

T_w—壁面溫度；

A_total—總的傳熱面積。

Nu和Re的計算公式如式（7）、式（8）所示。

式中：D_h—水力直徑，取管翅式換熱器中的圓管外徑作為水力直徑；

λ—導熱系數(shù)；

ρ—流體的密度；

u_m—最小截面處速度；

μ—黏性系數(shù)。

傳熱j因子、摩擦因子f和壓降計算公式如"""式（9）至式（11）所示。

式中：A_c—最小截面面積；

A₀—總的傳熱面積；

—傳熱區(qū)進口壓強；

—傳熱區(qū)出口壓強。

2.3 "計算結果可靠性驗證

為了保證數(shù)值計算結果的準確性，驗證了文獻[10]管翅式換熱器模型，與文獻[10]結果進行了對比，如圖7所示。由圖7可知，傳熱j的平均偏差為3.5%，摩擦因子的平均偏差為3.7%。這些數(shù)據(jù)表明所采用的數(shù)值模擬方法是可靠的。

3 "結果與討論

圖8和圖9為Re"=500～3"000、攻角為20°、魚鰭型渦發(fā)生器以common-flow-down方式安裝在圓管上游和以common-flow-up方式安裝在圓管下游時，管翅式換熱器的傳熱j因子和摩擦因子隨Re的變化情況，并與未安裝渦發(fā)生器的管翅式換熱器進行了對比。

由圖8可以看出，管翅式換熱器的傳熱j因子隨Re增大而減小，安裝魚鰭型渦發(fā)生器的換熱器的傳熱j因子均高于未安裝渦發(fā)生器的傳熱j因子。由圖9可以看出，管翅式換熱器的摩擦因子f隨Re增大而減小。安裝魚鰭型渦發(fā)生器的換熱器的摩擦因子均高于未安裝渦發(fā)生器的摩擦因子。這說明魚鰭型渦發(fā)生器在強化傳熱同時產生了額外的流動阻力。與未安裝渦發(fā)生器時的摩擦因子相比，以common-flow-down方式安裝在圓管上游時的摩擦因子高出29.3%，以common-flow-up方式安裝在圓管下游時的高出24.4%。因此魚鰭型渦發(fā)生器以common-flow-up方式安裝在圓管下游時所產生的流動阻力更小。

圖10為魚鰭型渦發(fā)生器以2種安裝方式強化管翅式換熱器傳熱時的綜合強化因子（j/f）隨Re的變化曲線。由圖10可以看出，渦發(fā)生器以2種不同方式安裝時，綜合強化因子隨Re增大而減小，以common-flow-up安裝在圓管下游時的綜合強化因子高于未安裝渦發(fā)生器的管翅式換熱器，也高于以common-flow-down方式安裝在圓管上游時。以common-flow-down方式安裝在圓管上游時的綜合強化因子在Relt;2"400時，高于未安裝渦發(fā)生器的綜合強化因子；在Re≥2"400時，低于未安裝渦發(fā)生器的綜合強化因子。這說明以common-flow-up安裝在圓管下游時的魚鰭型渦發(fā)生器具有更高的綜合強化傳熱性能和更寬的雷諾數(shù)應用范圍。

圖11為不同安裝方式、Re=1"800時，流體流過魚鰭型渦發(fā)生器時的壓力分布圖。由圖11可見，渦發(fā)生器以common-flow-up方式安裝在圓管下游時，第二排圓管后方的負壓區(qū)更小，流體流經時產生的壓差阻力更小，這與圖9以common-flow-up方式安裝在圓管下游時換熱器具有較低的流動阻力一致。

4 "結"論

采用數(shù)值模擬方法研究了其安裝方式對管翅式換熱器中流體流動和傳熱性能的影響，得到了不同Re時的傳熱j因子和摩擦因子f。采用綜合強化因子j/f對魚鰭型渦發(fā)生器不同安裝方式進行了評價。主要結論如下：

1）魚鰭型渦發(fā)生器可以有效提高管翅式換熱器的傳熱性能。與未安裝渦發(fā)生器的換熱器相比，以common-flow-down方式安裝在圓管上游和以common-flow-up方式安裝在圓管下游時，傳熱j因子分別提高40.7%和46.6%。

2）采用魚鰭型渦發(fā)生器強化管翅式換熱器傳熱時，流體流動阻力增加。與未安裝渦發(fā)生器的換熱器相比，以common-flow-down方式安裝在圓管上游和以common-flow-up方式安裝在圓管下游時，摩擦因子分別增加29.3%和24.4%。

3）魚鰭型渦發(fā)生器以common-flow-up方式安裝在圓管下游時的綜合強化因子高于以common-flow-down方式安裝在圓管上游時的綜合強化因子，也高于未安裝渦發(fā)生器時的綜合強化因子。該種安裝方式具有更好的綜合強化性能和更寬的Re應用范圍。

4）魚鰭型渦發(fā)生器以common-flow-up方式安裝在圓管下游時，流體流過時產生的負壓區(qū)較小，因此產生的壓差阻力更小，這是該種安裝方式的綜合強化性能較高的原因。

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Heat Transfer Enhancement in Fin-and-Tube"Heat Exchanger

by"Fish Fin-Shaped Vortex Generator

ZHANG Pengcheng ZHANG Li LI Yaxia FENG Ying ZHANG Jing

（a.School"of Mechanical and Power Engineering; b. School of Chemical Engineering， Shenyang University of Chemical Technology， Shenyang Liaoning"110142， China）

Abstract："A"fish fin-shaped vortex generator was proposed and applied to heat transfer enhancement of fin-and-tube heat exchanger. The effects of vortex generator installation on flow and heat transfer in heat exchangers were studied using numerical simulation methods， and the pressure changes before and after the fluid flow through the vortex generator were analyzed. The results showed"that when the vortex generator was installed downstream of the circular tube in a common-flow-up manner， the heat transfer j"factor increased by 46.6%， and the friction factor increased by 24.4%. Compared with installing the vortex generator in a common-flow-down configuration upstream of a circular tube， installing it in a common-flow-up configuration downstream of the tube resulted in a smaller negative pressure zone behind the tube， lower flow resistance， and the mixing effect of hot and cold fluids was better， so it had a better enhanced heat transfer effect.

Key words："Fin-and-tube heat exchanger; Fish fin-shaped vortex generator; Enhanced heat transfer