中圖分類號：TK124 文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A

Abstract：Aiming at the problems of insufficient heat transfer performance and complicated technological process of welded tube-fin high-temperature heat exchanger for gas water heater，the study on heat transfer enhancement of tube-fin integrated high-temperature heat exchanger based on shovel tooth technology was carried out.Firstly，the existing tube-fin heat exchanger was tested experimentally.Based on the experiment，a numerical model was constructed to explore its flow and heat transfer characteristics，and the contact thermal resistance between the base tube and the fin under the existing process was obtained. Then，based on the numerical simulation method，the key geometric parameters affecting the performance of the tube-fin integrated heat exchanger without contact thermal resistance were analyzed comprehensively，and the influence rules were obtained.Finally，the multi-objective optimization of the key geometric parameters of the heat exchanger without contact thermal resistance was carried out based on the response surface method，and the structural parameters of the heat exchanger with excellent comprehensive performance were given. The results showed that compared with the original tube-fin heat exchanger，the optimized tube-fin integrated heat exchanger without contact thermal resistance reduces the outlet temperature by 24.8% ，the pressure drop by 49.5% ，and the weight per unit flow area by 60.0%

Key words：tube-fin integrated type; high-temperature heat exchanger; corrugated fin; geometric parameters;enhanced heat transfer

0 引言

隨著能源需求的持續(xù)增長和環(huán)保意識的日益增強(qiáng)，燃?xì)鉄崴髯鳛槿粘Ｉ钪械闹匾獰崴?yīng)設(shè)備，其能效提升與成本優(yōu)化成為行業(yè)關(guān)注的焦點(diǎn).傳統(tǒng)燃?xì)鉄崴髦械母邷囟纬崞苁綋Q熱器普遍采用基管與平直翅片通過（脹管）焊接的方式以達(dá)到緊固連接的目的，其加工包括U型管制作、翅片沖壓、脹管、紊流片安裝、焊接等工藝過程，雖滿足了熱交換需求，但存在工藝流程復(fù)雜、翅片與基管連接處存在接觸熱阻[12]、流動與傳熱性能不足等顯著問題，嚴(yán)重制約了熱水器整體能效的提升和成本的降低.因此，探索新型高效、低阻、低成本的換熱器結(jié)構(gòu)，對于推動燃?xì)鉄崴饕约罢麄€高溫?fù)Q熱器行業(yè)的綠色可持續(xù)發(fā)展具有重要意義.

近年來，一種新型全鋁無接觸熱阻換熱器逐漸得到了研究人員的關(guān)注.其采用一體切削加工方式，直接在基管表面鏟翅得到整體式翅片管，因此可以完全消除接觸熱阻3.通過波紋結(jié)構(gòu)的翅片，對氣流的擾動增強(qiáng)，進(jìn)而增大了管外流體的對流換熱能力，對流換熱系數(shù)相較普通波紋翅片管和板翅換熱單元提高了 63% 和 176%^[4] ，作為空調(diào)用換熱器其體積可減小至原來的 84.6%^[5] ，具有很高的應(yīng)用潛力，在常溫應(yīng)用場景有了較多的應(yīng)用，但目前該類換熱器尚未應(yīng)用于高溫場景.

對于強(qiáng)化傳熱的研究，國內(nèi)外學(xué)者開展了大量的工作.在機(jī)理方面，逐漸形成了“邊界層理論”[6]，“場協(xié)同理論\"[7-9]，“熵產(chǎn)理論\"[10]以及“火積耗散理論\"[11-13]等為主的理論，這些理論豐富了人們對流動傳熱過程的認(rèn)識，為換熱器的設(shè)計與優(yōu)化提供了理論支撐和指導(dǎo).Okbaz等[14]通過風(fēng)洞試驗(yàn)研究表明，百葉窗翅片之所以能有效增強(qiáng)傳熱，關(guān)鍵在于其不連續(xù)的百葉結(jié)構(gòu)有效打斷了邊界層的增長，從而促進(jìn)了熱交換.而波形翅片則因其較長的流動路徑以及流動過程中產(chǎn)生的分離現(xiàn)象所引發(fā)的不穩(wěn)定性，對傳熱起到了促進(jìn)作用.

在規(guī)律分析總結(jié)方面，現(xiàn)有研究表明，在不同的雷諾數(shù)下，翅片管外的換熱特性與翅片間距、管排數(shù)、管徑等都有影響，其換熱和阻力性能往往表現(xiàn)出很強(qiáng)的關(guān)聯(lián)性.Vangeffelen等[i5在大量仿真數(shù)據(jù)的基礎(chǔ)上，總結(jié)出空氣和水在鋸齒型翅片微通道中的 Nu 關(guān)聯(lián)式，并進(jìn)一步探究了 Nu 隨翅片幾何參數(shù)的影響.Yang等[16]進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)測試，采用18組不同尺寸的鋸齒型翅片樣本，結(jié)合翅片效率公式，對現(xiàn)有的 Nu 關(guān)聯(lián)式進(jìn)行了修正和優(yōu)化，以提高其在實(shí)際應(yīng)用中的準(zhǔn)確性和適用性.Deng等[17提出了基于百葉窗翅片-扁管式熱交換器的傳熱因子 j 和摩擦因子 f 的關(guān)聯(lián)式，在基于百葉間距的雷諾數(shù)在 2 850～11 000 時，其平均誤差分別在 1.76% 和 2.39% .Zhang等18測試了常溫下全鋁無接觸熱阻翅片管的傳熱性能，并得到了空氣雷諾數(shù)在 670～3432 范圍內(nèi)的對流傳熱系數(shù)經(jīng)驗(yàn)關(guān)聯(lián)式.

在性能優(yōu)化方面，Zhang等[19針對小型液壓動力單元中的鋸齒型翅片換熱器，構(gòu)建了換熱器出口溫度與壓降之間的關(guān)聯(lián)式以及質(zhì)量計算模型.采用遺傳算法對換熱器的關(guān)鍵參數(shù)進(jìn)行了多目標(biāo)優(yōu)化處理，優(yōu)化后的換熱器總重量減輕了 25.49% ，換熱量增加了 24.22% .Abdollahi等[2o]研究了不同形狀和攻角的渦流發(fā)生器對努塞爾數(shù)和壓降的影響.為了實(shí)現(xiàn)最大的傳熱和最小的壓降，使用帕累托最優(yōu)策略計算最優(yōu)值，為不同的需求提供了選擇.Wang等[21]對波紋型無接觸熱阻換熱器的流動傳熱特性進(jìn)行了綜合分析，基于響應(yīng)面法，考慮了多種翅片幾何參數(shù)的影響，通過數(shù)值模擬給出了無接觸熱阻換熱器傳熱因子 j 和摩擦因子 f 的關(guān)聯(lián)式，通過多目標(biāo)優(yōu)化算法得到了在雷諾數(shù)3000條件下的最優(yōu)結(jié)構(gòu)參數(shù).

結(jié)合以上分析，本研究針對燃?xì)鉄崴鳜F(xiàn)有管翅換熱器存在的接觸熱阻問題以及綜合性能有待提高的現(xiàn)狀，通過實(shí)驗(yàn)和仿真分析獲得接觸熱阻的大小，同時開展基于一體化鏟齒工藝的無接觸熱阻管翅換熱器流動傳熱性能研究并進(jìn)行多目標(biāo)優(yōu)化，對影響無接觸熱阻管翅換熱器性能的關(guān)鍵幾何參數(shù)進(jìn)行綜合分析，獲得綜合性能表現(xiàn)優(yōu)異的翅片管結(jié)構(gòu)參數(shù)，為高溫管翅換熱器的性能優(yōu)化提供技術(shù)支持.

1流動傳熱性能試驗(yàn)

1. 1 試驗(yàn)臺架

為了獲得燃?xì)鉄崴鞲邷負(fù)Q熱器的流動與傳熱性能，按照國家標(biāo)準(zhǔn)GB6932-2015《家用燃?xì)饪焖贌崴鳌分械囊?guī)定，對燃?xì)鉄崴鞯臉訖C(jī)進(jìn)行實(shí)驗(yàn)測試，如圖1所示為實(shí)驗(yàn)所用的臺架.實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)包括水流通道、煙氣通道與數(shù)據(jù)采集系統(tǒng).其中，在煙氣通道中，燃?xì)馀c空氣的混合物在燃燒室充分燃燒產(chǎn)生高溫?zé)煔?，隨后通過換熱器，熱量經(jīng)翅片與基管傳遞給水，換熱后的煙氣經(jīng)風(fēng)機(jī)抽吸從排煙管排出；在水流通道中，冷水流入換熱器傳熱基管吸收管壁傳遞的熱量，溫度上升后流出.數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)記錄實(shí)驗(yàn)過程中水流進(jìn)出換熱器的溫度以及流量，燃?xì)獾牧髁颗c溫度，煙氣進(jìn)出口溫度，煙氣的流量與成分，為仿真計算提供數(shù)據(jù)支撐.

1.2 試驗(yàn)工況

本文測量的燃?xì)鉄崴黝~定熱負(fù)荷為 32kW .實(shí)驗(yàn)采用的燃?xì)鉃榧淄?，一次空氣系?shù)為2.47，結(jié)合煙氣測量儀得到燃燒后煙氣的成分，經(jīng)燃燒后煙氣組分體積分?jǐn)?shù)如表1所示.

在實(shí)驗(yàn)過程中，保持燃?xì)鉄崴鞯倪M(jìn)水溫度20°C ，出水溫度 60^°C ，通過調(diào)節(jié)用水流量以及燃?xì)鈮毫砀淖儫崴鞯臒嶝?fù)荷，同時調(diào)整風(fēng)機(jī)轉(zhuǎn)速以保證一次空氣系數(shù)維持恒定狀態(tài)，測量煙氣的進(jìn)出口溫度和流量，計算得到煙氣的質(zhì)量流量以及速度，以獲得不同熱負(fù)荷下流動傳熱特性，試驗(yàn)測量數(shù)據(jù)如表2所示.

1.3管翅換熱器

本文所研究的換熱器結(jié)構(gòu)如圖2所示.煙氣從底部進(jìn)人換熱器中，經(jīng)管翅換熱器與換熱管中的水進(jìn)行換熱，煙氣溫度降低后從頂部排出，而水經(jīng)加熱后成為熱水輸送給用戶使用.原管翅換熱器采用銅管以及銅翅片進(jìn)行脹管焊接，對于無接觸熱阻的換熱器，由于鋁型材加工的便捷性，實(shí)驗(yàn)所用材料為鋁.

取其中一個翅片管單元結(jié)構(gòu)，對模型進(jìn)行簡化，如圖3所示.對于原管翅換熱器，基管與翅片通過焊接形式緊固連接，翅片管的迎風(fēng)側(cè)呈圓弧形，在翅片管的背風(fēng)側(cè)具有弧形翻邊以及孔翻邊，使氣流能夠貼附傳熱基管流動并形成局部湍流流動，以增強(qiáng)翅片的換熱能力.對于管翅一體式無接觸熱阻換熱器，換熱器的基管為帶有多個微通道的矩形扁管，翅片的形狀為波紋翅片，波紋處設(shè)置有間斷以進(jìn)一步打破流動邊界層形成湍流，增強(qiáng)換熱

弧形翻邊孔翻邊8oa 翅片基管（a）原管翅焊接式換熱器翅片結(jié)構(gòu)

為了研究管翅一體式無接觸熱阻換熱器的幾何參數(shù)對其性能的影響，本文定義了基管的幾何參數(shù)以及翅片的幾何參數(shù)，其中，基管幾何參數(shù)包含了管排數(shù) Π_P 、微流道數(shù)量 n 、壁厚 b 、微流道高度 h 、微流道寬度 w 、基管高度 H 、基管寬度 W ，翅片幾何參數(shù)包括翅片波紋波長 L 、波高 A 、翅片厚度 Ft 、片距 F? 、翅片高度 Fh 、翅片間斷數(shù) Fn 、翅片間斷距離 Lin 、鏟翅傾角 θ 等，如圖4所示.為了滿足換熱器與燃?xì)鉄崴魅紵业陌惭b適配性，多排管翅的總寬度Ls與原換熱器的寬度 Lo 保持一致，翅片段的直管段總長度與原換熱器的總長度 Wo 相等，換熱器的幾何參數(shù)取值如表3所示.

2 數(shù)值模擬

2.1 模型建立

由于換熱管中的翅片均為重復(fù)排列，且換熱器為對稱結(jié)構(gòu)，其流動與溫度分布呈周期性分布和對稱分布，為簡化模型，提高計算效率，從整體換熱器中提取一小段翅片管，并對鈑金結(jié)構(gòu)進(jìn)行簡化處理，在翅片外部創(chuàng)建流體域，對進(jìn)出口區(qū)域進(jìn)行延長處理，得到數(shù)值模擬計算域，其邊界條件定義如圖5所示.兩種算例均采用速度與溫度入口，壓力出口，流動介質(zhì)為多組分高溫?zé)煔?，基管延伸方向兩?cè)均為周期邊界.在基管內(nèi)沿水流流動方向，隨著換熱進(jìn)行水溫不斷升高，但進(jìn)出水溫度保持穩(wěn)定，為簡化計算，基管內(nèi)壁面為恒溫壁面邊界，取進(jìn)出水溫度的平均值.對于無接觸熱阻換熱器，上下均為對稱邊界.

2.2數(shù)值模型與方法

在對換熱器進(jìn)行數(shù)值模擬過程中做如下假設(shè)：（1）流體為不可壓縮理想混合氣體，其定壓比熱容和熱導(dǎo)率隨溫度變化；（2）流動處于穩(wěn)態(tài)，不考慮自然對流作用.因此，其流動過程中遵循質(zhì)量方程，動量方程，能量方程，其控制方程組如下：

質(zhì)量方程：

動量方程：

能量方程：

式（1）、（2）、（3）中： p 為靜壓 （Pa）;ρ 為密度（ kg/Ω m³ ）； 為速度矢量 （m/s）;μ 為分子粘性系數(shù)； I 是單位張量； C_p 為定壓比熱 （J?kg^-1?K^-1）;T 為溫度（C）：k_eff 為等效熱導(dǎo)率 ）

換熱器中煙氣流動處于湍流狀態(tài)，此類方法一般選擇RANS方法進(jìn)行模擬，其中包含Standardk-ε 湍流模型，Realizable k∈ 湍流模型以及RNGk-ε 湍流模型[22，23].本文選擇RNG k∈ 湍流模型，其是由Yakhot和Orszag在重整化群理論的統(tǒng)計方法基礎(chǔ)上提出的，可用于分離流、二次流和旋流等中等復(fù)雜流動的模擬，其傳輸方程如下：

湍動能方程：

湍流耗散率方程：

式（4）、（5）中： k 為湍動能； ε 為湍流耗散率； G_k 為平均速度梯度引起的湍動能產(chǎn)生項(xiàng)； μ_eff 為有效粘度； G_b 為浮力所致的湍動能產(chǎn)生項(xiàng)； α_k 與 分別為湍動能 k 及湍流耗散率 ε 的逆有效普朗特數(shù)； R_ε 是用來提高快速應(yīng)變流迭代求解精度的附加項(xiàng)；C_1ε=1.42 及 C_2ε=1.68 為方程的常數(shù)項(xiàng).

由于煙氣溫度較高，文中考慮了輻射傳熱過程，采用DO模型進(jìn)行計算，該模型在鍋爐、換熱器中已獲得廣泛應(yīng)用和驗(yàn)證，其方程為：

式（6）中： 是位置向量， 是方向向量， 是散射方向向量， s 是傳輸路徑長度， a 是吸收系數(shù)， n 表示折光率， σ_s 是散射系數(shù)， σ=5.669×10^-8W/ （204號 （m²?K^-4 ）表示斯蒂芬·波爾茲曼常數(shù)， I 是輻射強(qiáng)度取決于 r 和 s

采用Fluent軟件進(jìn)求解，求解過程采用雙精度壓力基分離求解器，壓力速度耦合方式為Cou-ple算法，動量、能量方程、RNG k∈ 方程采用二階迎風(fēng)格式.質(zhì)量方程和能量方程的殘差監(jiān)控設(shè)置為1E-6，同時監(jiān)測出口溫度、換熱面的熱流量作為輔助判斷條件，當(dāng)監(jiān)測值保持平穩(wěn)且殘差達(dá)到收斂準(zhǔn)則時認(rèn)為計算已經(jīng)收斂，

本文使用Ansysmeshing對計算域進(jìn)行網(wǎng)格劃分，考慮到本模型研究的流道特征尺寸較小，為了滿足壁面網(wǎng)格要求，近壁面模型選擇增強(qiáng)壁面函數(shù).

2.3 模型驗(yàn)證

為了驗(yàn)證網(wǎng)格的無關(guān)性以及模型的準(zhǔn)確性，基于一種結(jié)構(gòu)的無接觸熱阻翅片換熱器并采用多種不同的網(wǎng)格方案以及湍流模型（Standard kε 湍流模型，Realizable k∈ 湍流模型以及RNG k∈ 湍流模型）進(jìn)行驗(yàn)證，結(jié)果如圖6所示.可以發(fā)現(xiàn)，隨著網(wǎng)格數(shù)量增加，煙氣出口溫度逐漸增大逐漸保持穩(wěn)定，與實(shí)驗(yàn)測量的出口溫度誤差在 2% 以內(nèi)，說明再繼續(xù)提高網(wǎng)格數(shù)量已經(jīng)很難提高計算精度，反而會耗費(fèi)大量時間和計算資源.另外從圖中可以看出，不同湍流模型之間的計算精度基本相當(dāng)，說明以上湍流模型均能夠較為準(zhǔn)確可靠的模擬流動傳熱性能.為了兼顧計算精度以及計算效率，本文將采用200萬網(wǎng)格數(shù)量以及RNG k-ε 湍流模型進(jìn)行計算.

2.4參數(shù)定義

在本文中，通過測量高溫?zé)煔庖约八鬟M(jìn)行換熱前后的溫度和流量，即可得到總傳熱系數(shù) K 具體計算公式如下：

式（7）、（8）中： K 為總傳熱系數(shù) （W?m^-2 ·K^-1 ）； Q_h 為總換熱量（W）； A 為翅片管的換熱面積（m²）;ΔT 是對數(shù)平均溫差（K）； Q_m 是水的體積流量 （L/min） ）； T₁ ， T₂ 為高溫?zé)煔獾倪M(jìn)出口溫度（℃）; T₃，T₄ 為水的進(jìn)出口溫度

本文利用無量綱的參數(shù)傳熱因子 j 與摩擦因子 f 表征換熱器的傳熱與煙氣流阻特性，其公式計算如下：

式（9）、（10）中： h 為對流傳熱系數(shù) （W?m^-2 ??K^-1）：μ 為運(yùn)動粘度 （m²/s）;λ 為熱導(dǎo)率（ w. m^-1?K^-1 ” u 為煙氣進(jìn)氣速度 （m/s） ” D_h 為翅片間隙處的等效水力直徑 ω（m） ：

接觸熱阻存在于基管和翅片之間，模擬時假定接觸等效厚度為 0.05mm ，通過設(shè)定熱阻的導(dǎo)熱系數(shù)以改變熱阻，即：

式（11）中： δ 為等效接觸厚度 ω（m），λ 為等效導(dǎo)熱系數(shù) （W?m^-1?K^-1）

利用數(shù)值計算方法模擬得到流場結(jié)果，當(dāng)模擬輸出與實(shí)驗(yàn)測量得到的煙氣出口溫度一致的時候，可以認(rèn)為，實(shí)驗(yàn)過程中的平均接觸熱阻等于模擬過程所設(shè)置的接觸熱阻，即可求得管翅焊接式換熱器的實(shí)際接觸熱阻大小.

結(jié)合換熱器的幾何結(jié)構(gòu)特點(diǎn)，可以得到單位來流煙氣進(jìn)口面積下?lián)Q熱器質(zhì)量 M_pa 的計算模型，為簡化計算，本文僅考慮參與換熱部分的材料總質(zhì)量：

M_pa=

式（12）中： s 為換熱器材料的波紋長度 ω（m）

3試驗(yàn)與模擬結(jié)果

3.1原管翅換熱器流動傳熱特性與接觸熱阻

3.1.1 接觸熱阻的計算

如圖7所示為原換熱器的出口煙溫隨管外來流速度的變化關(guān)系.從圖中可以看出，隨著熱負(fù)荷增大，煙氣來流速度增大，經(jīng)換熱后出口煙溫逐漸增大，說明換熱器的熱效率反而有所降低，在較高熱負(fù)荷下?lián)Q熱器的換熱性能有所不足.

如圖8所示為不同管外來流速度條件下，模擬得到的出口煙溫隨接觸熱阻的變化關(guān)系.可以看到，隨著來流速度的增大，不同接觸熱阻條件下的出口煙溫也逐漸增大.隨著接觸熱阻的增大，出口煙溫逐漸增大.在相同流速下，根據(jù)仿真出口煙溫與實(shí)驗(yàn)總傳熱系數(shù)變化曲線的交點(diǎn)可以得到不同流速下的接觸熱阻情況，可以看到，隨著來流速度增大，翅片的接觸熱阻基本維持在 1.4E-5m² ·ΔK/W 左右，這是由于翅片與管道的焊接導(dǎo)致其具有很高的緊密連接性，大大減小了基管與翅片間的空隙率.同時，不同負(fù)荷狀態(tài)下，煙氣的來流溫度以及翅片管表面平均溫度變化不大，導(dǎo)致管道熱膨脹變形維持穩(wěn)定.已知總傳熱系數(shù)，經(jīng)計算其倒數(shù)可得到該狀態(tài)下原換熱器總熱阻為 9.3E-3m² ：K/W ，接觸熱阻僅占總熱阻的 0.15% ，說明經(jīng)過焊接后，在高溫條件下原管翅換熱器的接觸熱阻已經(jīng)降低到較低的水平.當(dāng)接觸熱阻接近零也即翅片與基管實(shí)現(xiàn)一體化時，其出口煙溫較原管翅換熱器降低 5～10° ，在最高熱負(fù)荷狀態(tài)下出口煙溫可降低5% ：

3.1.2翅片管外煙氣流動特性

如圖9所示為原換熱器中心平面的速度與壓力分布.可以發(fā)現(xiàn)，當(dāng)煙氣進(jìn)入翅片管后，由于氣流的沖擊，在翅片管的迎風(fēng)面形成高壓區(qū)，煙氣沿著圓管以及翻邊孔表面進(jìn)行繞流流動，在狹窄流道作用下，其流速逐漸增加，在圓管以及翻邊孔的間隙區(qū)域，煙氣加速形成局部高速射流，產(chǎn)生較大的壓力損失.當(dāng)煙氣穿過翅片管后，在弧形翻邊下游形成大尺度低速旋渦并產(chǎn)生二次壓力損失.

如圖10所示為原換熱器中心平面的溫度以及翅片管表面的熱流密度分布.可以發(fā)現(xiàn)，在翅片管的迎風(fēng)面，煙氣越靠近換熱基管壁面，溫度越低，而在背風(fēng)面區(qū)域有較大的低溫區(qū)域.另外，狹長加速流道處形成的局部煙氣射流仍然攜帶了較高的余熱流出，熱量未得到充分利用.從圖中可以發(fā)現(xiàn)，翅片表面熱流密度較大的位置發(fā)生在翅片管的前緣、翻邊孔的迎風(fēng)面邊緣以及煙氣局部高速射流處.導(dǎo)致不同位置熱流密度大小不一的原因與當(dāng)?shù)責(zé)煔鉁囟?、壁面邊界層的厚度以及煙氣流速密切相關(guān).在翅片前緣位置具有最高的熱流密度，因?yàn)榇颂師煔鉁囟茸罡?，邊界層剛開始發(fā)展，邊界層厚度最薄，因此該處傳熱最為劇烈.其次是翅片翻邊的位置，此處由于直接受到煙氣沖擊，邊界層被破壞，同時溫度梯度與速度梯度平行，協(xié)同性強(qiáng)，因此熱流密度也較高.再者是煙氣流動的高速區(qū)域，此位置流速大，煙氣對流換熱系數(shù)也大，因此也增大了煙氣熱量的傳遞.在換熱管的背風(fēng)面區(qū)域，由于存在較大的渦流以及低速區(qū)，因此導(dǎo)致該處位置熱流密度小，煙氣的剩余熱量未得到充分利用.盡管通過翅片后緣的弧形翻邊引導(dǎo)煙氣向背風(fēng)面流動以增強(qiáng)換熱，但仍然存在不小的回流區(qū)，同時翻邊導(dǎo)致煙氣流動的壓降增大.

3.2幾何參數(shù)對管翅一體式換熱器性能的影響

基于前文給出的管翅一體式無接觸熱阻換熱器的幾何尺寸范圍，并以原始管翅換熱器在實(shí)驗(yàn)最大負(fù)荷狀態(tài)下的流動傳熱性能參數(shù)（出口煙溫T_2B=203° ，壓降 Δp_B=38Pa ，總傳熱系數(shù) K_B= 120.8W/m²?K. 換熱器質(zhì)量 Mpa_B=30.4kg/m² ）作為Baseline，本節(jié)將重點(diǎn)討論管翅一體式無接觸熱阻換熱器基管的幾何參數(shù)以及翅片的幾何參數(shù)對其流動傳熱性能的影響規(guī)律.

3.2.1 基管幾何參數(shù)的影響

本小節(jié)主要討論了基管的管排數(shù)以及微流道的過流截面積對流動傳熱的影響，其中，微流道總過流面積影響了內(nèi)部通過水流量，為了保證用水需求，其在相同工作壓差下流量 Q 需要大于Baseline的水流量 Q_B .如圖11所示為 0.15Mpa 的進(jìn)出口壓差下通過不同管排數(shù)的換熱器水流量隨微流道總過流面積的變化規(guī)律.可以發(fā)現(xiàn)，在不同的管排數(shù)下，隨著總過流面積 A_pipe 的增大，水流量先保持線性增大后以增長率逐漸減小的趨勢緩慢增大.這是由于流道面積顯著增大后內(nèi)部形成的渦流會增大流動阻力.當(dāng)流道寬度為 2mm 時，由于管壁摩擦以及邊界層發(fā)展的影響，其流動阻力略大，隨著流道寬度進(jìn)一步增大，不同微流道寬度下變化曲線基本重合.隨著管排數(shù)減小，沿程阻力減小，達(dá)到Q_B 所需的總過流面積也逐漸減小.結(jié)合曲線數(shù)據(jù)可知，6排管下最小過流面積應(yīng)大于 60mm²，5 排管下最小過流面積應(yīng)大于 55mm²，4 排管下最小過流面積應(yīng)大于 50mm² ，在換熱器設(shè)計時應(yīng)參考以上過流面積約束條件.

（1）管排數(shù)的影響

如圖12所示給出了換熱器的主要流動傳熱性能參數(shù)隨管排數(shù) Σ_P 的變化規(guī)律.可以發(fā)現(xiàn)，在不同的過流面積狀態(tài)下，隨著 Σ_P 的增加， T₂ 下降， Δ? 增大， M_pa 增加， K 增大.而無量綱的 j 因子逐漸減小，f 因子先減小后增大.由于 p 增大導(dǎo)致翅片高度減小，翅片總換熱面積減小，但是基管部分的換熱面積增大，且基管部分有較高的換熱溫差以及熱流密度，因此總換熱系數(shù)提高，但由于翅片表面溫度降低，對流換熱溫差顯著增大，表面對流換熱系數(shù)降低，因此 j 因子反而下降.另外由于基管總長度增大導(dǎo)致了煙氣過流截面積減小， Δ? 增大.需要注意的是，當(dāng) p 減小至3時，出口煙溫升高的同時壓降卻保持穩(wěn)定；當(dāng) Π_P 增大至7時，壓降增大的同時出口煙溫基本保持穩(wěn)定，說明此時因翅片高度過大或者過小導(dǎo)致流動或傳熱一方受到極大限制，換熱器的設(shè)計不合理，這兩個管排數(shù)設(shè)計點(diǎn)不合適.另外，當(dāng)基管內(nèi)的微流道尺寸發(fā)生變化時，不同性能參數(shù)曲線變化規(guī)律保持不變，曲線整體上移或者下移.

如圖13所示給出了換熱器的主要流動傳熱性能參數(shù)隨 W 和 H 的變化規(guī)律.可以看到，在不同的 W 下，隨著 H 增大， T₂ 下降， Δ? 在一定范圍內(nèi)波動增大， M_pa 增加， K 振蕩減小.由于 H 增大導(dǎo)致煙氣流經(jīng)的翅片管路徑變長，翅片總換熱面積增大，因此煙氣換熱更充分， T₂ 下降，煙氣密度增大導(dǎo)致體積收縮，流速降低導(dǎo)致阻力系數(shù)減小，因此Δ? 根據(jù)煙氣速度以及換熱路程長度在一定范圍內(nèi)波動增大.但是由于煙氣在流動路徑后程溫度降低，換熱溫差小，因此熱流密度小，最終導(dǎo)致 K 減小.另一方面，隨著 W 增大， T₂ 略微上升， Δ? 變化曲線上移， K 變化曲線上移， M_pa 基本保持不變.這主要是由于寬度增大導(dǎo)致翅片高度有所降低，換熱面積減小，同時煙氣過流截面積減小導(dǎo)致煙氣流動受到一定限制.根據(jù) W 和 H 關(guān)系可以發(fā)現(xiàn)，在保持過流面積一定的時候， H 增大， T₂ 下降， Δp 增大， M_pa 增大.另外分析可知 H 相較于 W 對換熱器的綜合換熱性能具有更顯著的影響，

3.2.2 翅片幾何參數(shù)的影響

（1）翅片波長與波高的影響

如圖14所示給出了換熱器流動傳熱性能參數(shù)隨L/A 的變化規(guī)律.可以發(fā)現(xiàn)，隨著 L/A 的增大，不同波高狀態(tài)下所得結(jié)果具有較好的歸一性.當(dāng) L/A 小于8時，所有性能變化曲線具有較快的變化速度，此時 T₂ 迅速增大， Δ? 迅速減小， M_pa 迅速減小， K 迅速減小;而當(dāng) L/A 大于8時，此時所有性能曲線變化趨于平緩.這是由于 L/A 反映了煙氣過流通道的曲折程度，當(dāng) L/A 小于8時，煙氣過流流道路徑曲折度大，相對流通路徑長，換熱流道對煙氣的擾動大，沿翅片路徑的流動分離強(qiáng)，氣流流動紊亂，因此其流動傳熱性能變化幅度大.而當(dāng) L/A 大于8時，煙氣較為平緩順暢地通過翅片，其性能曲線變化趨于平緩.

（2）翅片片厚與片距的影響

如圖15所示給出了換熱器流動傳熱性能參數(shù)隨 Ftamp;F? 的變化規(guī)律.分析可知， F? 與 Ft 對換熱器的性能具有顯著且相反的影響， F? 與 Ft 共同決定了煙氣流道的寬度，流道越寬，其傳熱面積相對越小，煙氣阻力越小，而 Ft 影響著翅片的載熱能力，片厚越大，翅片熱容量越大，導(dǎo)熱越快.通過歸一化的分析可以得到片厚與片距對其綜合性能的影響規(guī)律， T₂ 是 Ft^0.25/Fp 的函數(shù)關(guān)系，且隨著 Ft^0.25/Fp 的增大而逐漸減??； Δ? 是 Ft^0.75/Fp 的函數(shù)關(guān)系，且隨著 的增大而逐漸增大；而 M_pa 以及 K 則是F_t/F_P 的線性函數(shù)關(guān)系，隨著 F_t/F_? 的增大而呈線性增長.而 j 因子與 f 因子隨 Ftamp;F? 具有較復(fù)雜的變化規(guī)律.當(dāng) F? 較小時 （F/p=1. 4），j 因子隨 Ft 的增大先減小后逐漸增大，呈二次函數(shù)關(guān)系；當(dāng) F? 較大時， j 因子隨 Ft 的變化呈現(xiàn)較弱的二次函數(shù)關(guān)系，其曲線變化更平緩. f 因子與 j 因子具有相似的變化規(guī)律，但 f 因子隨 Ft 增大表現(xiàn)出更強(qiáng)的增長關(guān)系，且曲線的下降段并不明顯.

如圖16所示給出了換熱器流動傳熱性能參數(shù)隨 Lin/Ln 的變化規(guī)律.可以發(fā)現(xiàn)，隨著 Lin/Ln 的增大， T₂ 升高，而 Δ? 先增大后減小， M_pa 減小， K 增大.在不同的間斷數(shù)下，曲線具有相似的變化規(guī)律，當(dāng)換熱器具有 2～3 個間斷時，其 T₂ 變化曲線較為接近，而當(dāng)間斷過多時，會出現(xiàn)較大的差異，此時T₂ 曲線迅速向右下方移動，而 Δ? 變化曲線迅速向右上方移動.過高的煙溫或者過高的壓降均不利于換熱器的正常高效工作，因此本文選擇具有 2～3 個間斷的換熱翅片形式.

4管翅一體式無接觸熱阻換熱器多目標(biāo)優(yōu)化

基于上文獲得的流動傳熱性能隨幾何參數(shù)的影響規(guī)律，可以發(fā)現(xiàn)，換熱器換熱性能越好，其流動壓降越大，單位煙氣過流面積下所用材料重量也越大.以國標(biāo)（GB6932-2015）對排煙溫度、成本以及阻力的要求以及企業(yè)效益為考量依據(jù)，為了獲得較為理想的結(jié)構(gòu)參數(shù)，以最大傳熱系數(shù) max（K/K_B） 以及最小單位過流面積換熱器重量 min（M_pa/M_paB） 作為目標(biāo)參數(shù)進(jìn)行優(yōu)化.考慮到燃?xì)鉄崴黠L(fēng)機(jī)系統(tǒng)對壓降變化不敏感，在換熱器壓降負(fù)荷在風(fēng)機(jī)系統(tǒng)工作范圍內(nèi)，煙氣成分是滿足國標(biāo)與企標(biāo)要求的，因此新?lián)Q熱器的壓降優(yōu)化指標(biāo)為 Δp/Δp_B?1 ，同時基于傳熱基管的流量要求限定其過流截面積 A_pipe?A_pipeB ，基于國標(biāo)以及企業(yè)相關(guān)要求限定出口煙溫的范圍110?T₂?T_2B .根據(jù)目標(biāo)函數(shù)以及約束條件，基于響應(yīng)面法優(yōu)化得到滿足目標(biāo)要求的管翅一體式換熱器參數(shù)尺寸，其中主要涉及變量取值范圍如表4所示.

采用Design-Expert軟件進(jìn)行響應(yīng)面分析，得到的各目標(biāo)參數(shù)的響應(yīng)面方差分析結(jié)果如表5所示.由結(jié)果可知 P 值顯著， R² 以及 R_adj² 均接近1，說明模型符合要求，具有較好的擬合性.

基于響應(yīng)面優(yōu)化方法，在文中給出的結(jié)構(gòu)參數(shù)范圍下，通過優(yōu)化得到的無接觸熱阻管翅換熱器參數(shù)組合方案為：管排數(shù) ?=5 、微流道寬度 φ= 3.3mm 、微流道高度 h=5mm 、翅片波長 L= 6.5mm. 波高 A=1.3mm， 片厚 片距Fρ=1.4mm 、間斷距離 Lin=1mm 、間斷數(shù)量 Ln= 2.可以發(fā)現(xiàn)，優(yōu)化后的翅片換熱器，出口煙溫 T₂ 降低了 24.8% ，壓降 Δp 降低了 49.5% ，單位面積的換熱器重量 M_pa 降低了 60.0% ，總傳熱系數(shù) K 提高了3.8% ，換熱器的綜合性能得到了大幅提升.

如圖17所示給出優(yōu)化結(jié)構(gòu)下煙氣流經(jīng)換熱器時的速度、壓力、溫度以及熱流密度分布情況.從圖中可以發(fā)現(xiàn)，優(yōu)化后翅片內(nèi)部具有更小的流速，且流速分布均勻.沿著煙氣的流動方向，隨著換熱進(jìn)行密度升高導(dǎo)致其流速逐漸減小.煙氣越靠近基管，流速越小，溫度越低，煙氣在遇到翅片管后壓力迅速下降，在管內(nèi)流動過程中壓力變化均勻無較大突變.從熱流密度分布可以發(fā)現(xiàn)，煙氣具有較高熱流密度的區(qū)域主要分布在波紋翅片的迎風(fēng)面，以及后續(xù)間斷翅片位置，且高熱流密度區(qū)域大于原管翅換熱器.這是由于高溫高速的煙氣在換熱的過程中因?yàn)椴y翅片的導(dǎo)流作用不斷沖擊翅片的迎風(fēng)面，形成局部湍流并減小翅片表面的邊界層厚度，在翅片的背風(fēng)面，流動分離形成的局部較小漩渦增強(qiáng)了煙氣內(nèi)部熱量的傳遞.當(dāng)煙氣脫離前一個翅片段進(jìn)入后一個翅片段時，流動邊界層被破壞，并在新的翅片前緣重新發(fā)展，以此增強(qiáng)了翅片表面的整體換熱能力.同時，扁平的基管結(jié)構(gòu)有利于抑制基管背風(fēng)面形成的脫流漩渦.

5結(jié)論

本文針對燃?xì)鉄崴鳜F(xiàn)有管翅換熱器存在的接觸熱阻問題以及綜合性能有待提高的現(xiàn)狀，通過仿真分析獲得接觸熱阻的大小，同時開展基于鏟齒工藝的管翅一體式無接觸熱阻翅片換熱器強(qiáng)化傳熱性能研究并進(jìn)行多目標(biāo)優(yōu)化，以獲得綜合性能表現(xiàn)優(yōu)異的管翅一體式換熱器結(jié)構(gòu)參數(shù)，所得結(jié)論如下：

（1）在焊接工藝以及高溫工作條件下，原管翅換熱器的接觸熱阻基本維持在 1.4E-5m²?K/W 左右，僅占總熱阻的 0.15% .翅片表面熱流密度較大的位置發(fā)生在翅片管的前緣、翻邊孔的迎風(fēng)面邊緣以及煙氣局部高速射流處，但局部煙氣射流仍然攜帶了較高的余熱流出換熱器，熱量未得到充分利用.

（2）隨著管內(nèi)總過流面積的增大，在相同工作壓力下通過換熱器的水流量先保持線性增大后以增長率逐漸減小的趨勢緩慢增大，在保證用水需求的條件下，無接觸熱阻換熱器的最小過流面積應(yīng)大于 50mm² ，管排數(shù)越大，最小過流面積越大.

（3）隨著管排數(shù) ?_P 、微流道高度 h 、翅片波高 A 、片厚 Ft 的增大，換熱器出口煙溫降低，但壓降增大；隨著微流道寬度 w 、翅片波長 L 、片距 F? 的增大，換熱器出口煙溫增大，但壓降減小.其中波長與波高、片距與片厚是兩對作用相反的幾何參數(shù)，出□煙溫是 L/A 以及 Ft^0.25/Fp 的函數(shù)關(guān)系，壓降是L/A 以及 Ft^0.75/Fp 的函數(shù)關(guān)系，單位煙氣過流面積下?lián)Q熱器所用材料重量是 h，L/A，F(xiàn)t/Fp 以及Lin/Ln 的函數(shù)關(guān)系.

（4）通過優(yōu)化得到的無接觸熱阻管翅換熱器參數(shù)組合方案為：管排數(shù) ?=5 、微流道寬度 w= 3.3mm 、微流道高度 h=5mm 、翅片波長 L= 6.5mm 、波高 A=1.3mm 、片厚 Ft=0.18mm 片距 F?=1.4mm. 間斷距離 Lin=1mm 、間斷數(shù)量Ln=2 .優(yōu)化后的翅片換熱器，出口煙溫 T₂ 降低了24.8% ，壓降 Δ? 降低了 49.5% ，單位面積的換熱器重量 M_pa 降低了 60.0% ，總傳熱系數(shù) K 提高了3.8% ，換熱器的綜合性能得到了大幅提升.

（5）優(yōu)化后的管翅一體式無接觸熱阻換熱器流道內(nèi)部具有更小且分布均勻的流速，煙氣具有較高熱流密度的區(qū)域主要分布在波紋翅片的迎風(fēng)面，以及后續(xù)間斷翅片的前緣位置，且高熱流密度區(qū)域大于原管翅換熱器，煙氣的壓降沿程均勻降低.

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【責(zé)任編輯：蔣亞儒】