三角形小翼纵向涡发生器的流动换热

曾卓雄，刘晓婧，王漳军

(1.上海电力学院 能源与机械工程学院，上海 200090;2.南昌航空大学 飞行器工程学院，江西 南昌 330063)

纵向涡发生器通过改变二次流的分布来强化换热，能够以较小的阻力代价获取较大的强化换热效果，已成为强化换热方面研究的热点.[1-2]何雅玲等人[3]利用三维数值模拟的方法，详细分析和研究了三角形翼和矩形翼纵向涡发生器对管翅式换热器传热流动的影响，并对纵向涡发生器的关键参数(攻角，数目，摆放位置)进行了优化.WANG C C等人[4]研究了三角翼型纵向涡发生器和环状涡流发生器的翅片管换热器的流动和压降特性，结果表明:在相同的雷诺数和涡流发生器高度下，三角翼型纵向涡发生器产生的涡旋运动和流体震荡更为强烈，且引起的压降损失相对较小.KANNAN K T等人[5]采用数值模拟的方法研究了三角小翼对翅片管换热器的影响，发现三角小翼产生的纵向涡可以有效改善换热管尾迹区的换热情况.TIAN L T等人[6]通过数值模拟研究了带三角小翼波纹翅片管换热器空气侧流动与传热特性，结果表明:在雷诺数Re=3 000时，与不加纵向涡发生器相比，带三角小翼波纹翅片管换热器的传热性能更好.王强等人[7]对纵向涡发生器的油浸式变压器散热片进行了数值模拟，研究了三角锥型纵向涡发生器的攻角、高度及排列方式对变压器散热片散热能力的影响，并分析了影响机理.阳祥等人[8]研究了安装三角小翼纵向涡发生器的层流平行通道内涡干涉与流动换热特性，发现纵向涡发展过程中的相互干涉会造成涡强度的下降，单个纵向涡发生器的有效作用距离有随Re数的增加而增加的趋势.唐凌虹等人[9]对渐缩式纵向涡发生器与椭圆支柱共同作用下矩形通道内的流动换热性能进行了研究，与渐缩式纵向涡发生器、渐扩式纵向涡发生器和光通道的流动换热性能进行了对比.

本文采用Fluent软件进一步系统地对三角形小翼纵向涡发生器不同攻角(15°，30°，45°，60°，75°)和不同进口速度(3～12 m/s)下，单H形翅片流场、温度场、换热性能以及综合性能进行了数值模拟，并加以对比.

1 计算几何对象及数值方法

1.1 几何结构

在单H形翅片上加装三角形小翼纵向涡发生器结构示意如图1所示.

图1 加装三角形小翼结构示意

三角形小翼纵向涡发生器安装在单H形翅片后半部分的中心位置.

纵向涡发生器的结构尺寸详见表1，单 H形翅片管的结构尺寸详见表2.[10]沿流动方向的换热管排数为两排.

表1 三角形小翼纵向涡发生器的结构尺寸

表2 单H形翅片管的结构尺寸 mm

1.2 计算区域

由于H形翅片管结构的几何对称性，空气流过H形翅片区域的流动与换热沿管长方向周期性充分发展，因此数值计算选取其中对称部分的一个单元.坐标原点在计算区域进口中心，规定沿着流动的方向为x方向，翅片的横向为y方向，沿着管子的方向为 z方向.翅片管模型沿着y和 z方向是对称的，因此计算区域在y方向上为一个翅片的流通区域，在z方向为两个上下相邻翅片的中心线之间的区域.[1]

在数值模拟计算中，为避免空气进入时速度分布不均匀而导致的入口效应，满足均匀入口流速分布的条件，在实际计算中将计算区域在x方向上向前延长2倍的圆管外径长度;为了避免出口效应对计算结果的影响，将计算区域在x方向向后延长8倍的圆管外径长度.

1.3 控制方程及边界条件

进口流速和温度(T0=623 K)均匀恒定;出口为压力出口边界;管子为恒定壁温(Tt=529 K)且为无滑移边界条件;翅片表面为无滑移边界条件;计算器区域的前后边界(即侧面)为对称性边界条件;计算区域的上、下边界为周期性边界条件.

在计算中考虑到翅片厚度的影响以及翅片的固体表面与流体之间的耦合换热问题，对所有的壁面附近的网格进行了加密处理，网格的划分保证了数值解与网格数无关.

控制方程包括三维稳态不可压常物性的连续方程、动量方程和能量方程.[11]采用 SIMPLE算法耦合速度与压力.采用可实现k-ε模型进行模拟计算.对流项采用二阶迎风差分，扩散项采用二阶中心差分.

1.4 数据处理

数据处理采用的参数定义如下:

式中:Re——雷诺数;

Eu——欧拉数;

Nu——努谢尔数;

ρ——烟气密度，kg/m3;

u——入口速度;

um——流体流动最小截面处的平均流速，m/s;

De——管径，m;

η——烟气动力粘度，Pa·s;

h——烟气与H形翅片管的对流传热系数，W/(m2·K);

Pr——普朗特数;

Cp——定压比热比，J/(kg·K);

A——入口面积;

AH——H形翅片管总的传热面积，m2;

Amin——最小入口面积，m2;

λ——烟气的导热系数，W/(m· K);

φ——单位时间内吸收的热量，J/s;

Δp——流动阻力;

pin，pout——入口和出口的压力，Pa;

z——管排数;

j——换热因子;

f——摩擦因子;

JF——翅片传热和阻力综合性能;

Tin——入口温度，K;

Tout——出口平均温度;

ΔT1——进出口温差;

Tw——翅片的平均温度;

Tmax=max(Tin－Tw，Tout－Tw);

Tmin=min(Tin－Tw，Tout－Tw).

2 加装三角形小翼纵向涡发生器的单H形翅片的计算结果及分析

2.1 对单H形翅片流场和温度分布的影响

单H形翅片上三角形小翼纵向涡发生器的迎流攻角从15°～75°变化.进口速度U=8 m/s，图2为不同攻角下三角形小翼纵向涡发生器和无三角形小翼纵向涡发生器在z为零时截面的流线分布对比.

由图2可以看出，无纵向涡发生器时，每排圆管后面形成各一对均匀且对称的回流涡.加装纵向涡发生器之后，攻角为15°时，第一排圆管之后形成的回流涡变化很小，但第二排圆管之后的回流涡被向后拉长压缩，同时也在每个纵向涡发生器后部形成一对不明显的回流涡;此后，随着攻角从15°增大到75°，每个纵向涡发生器之后的区域1，3，4形成的一对回流涡逐渐明显，回流区面积逐渐增大，且对区域2和区域5中形成的回流涡有挤压作用;区域2的回流面积在攻角从15°增大到75°时几乎没有变化，但在区域5中形成的回流涡在攻角为30°时面积急剧减小，并呈现为三角形，原因是加速通道里的气流速度随着攻角越来越大，不断将换热管后面形成的回流区挤压破坏，使得回流涡只能在管壁附近形成，并且使回流涡面积逐渐减小.区域5中形成的回流涡在攻角从45°增大到75°时变化很小.

图2 z为零时截面流线分布对比

2.2 对单 H形翅片换热、阻力和综合性能的影响

图3 至图8分别为无三角形小翼纵向涡发生器以及不同攻角的三角形小翼纵向涡发生器的进出口温差、压力损失、努谢尔数Nu，欧拉数Eu，换热因子j和综合性能JF对比图，阻力因子f对比图和Eu对比图走势完全一样，只是相对的数值大小不一样.

图3 进出口温差对比

图4 进出口压力损失对比

图5 Nu对比

图6 Eu对比

图7 换热因子j对比

图8 综合性能JF对比

对比图3至图8的各个特征量的变化可知:

(1)雷诺数相同时，随着攻角的增大，进出口温差 ΔT1，进出口压力损失 ΔP，努谢尔数Nu，欧拉数Eu，换热因子j和阻力因子f都逐渐增大，综合性能JF先增大后减小，并且在攻角为45°时取得最大值;

(2)随着雷诺数的增加，进出口压力损失ΔP和努谢尔数Nu增大，而进出口温差ΔT1，欧拉数Eu，换热因子j，阻力因子f和综合性能JF减小，减小幅度逐渐变缓，这主要是因为随着进口速度的增大，在单位时间内流过单H形翅片周围的高温气流增加，使得进口压力增大、出口温度升高、换热能力增强.

2.3 速度对45°三角形小翼纵向涡发生器的流场和温度场的影响

图9和图10分别为不同速度下45°三角形小翼纵向涡发生器的单H形翅片的z=0 m和z=－0.003 m时截面的流场分布对比.

图9 z=0 m时截面流线分布对比

由图9和图10可以看出:在z=0 m时截面的第一排三角形小翼后面形成的两对回流涡比在z=－0.003 m时截面的明显，第二排管子后面形成的回流区面积明显减小.这是由于z=－0.003 m时截面更靠近翅片边界层，使得翅片表面边界层对气流有更大的粘性作用，从而导致其回流面积更小.随着速度的增加，两截面在第二排后形成的回流区面积逐渐减小，这是因为加速通道的气流速度越来越大，对回流区的冲刷能力增大导致的.此外，来流速度的增大对z=0 m和z=－0.003 m时截面的其他区域的流场分布影响不大.

图10 z=－0.003 m时截面流线分布对比

3 结论

(1)加装三角形小翼纵向涡发生器时，会在换热管壁、纵向涡发生器、单H形翅片3者之间形成一个加速通道，这个加速通道里面的气流会对换热管后面所形成的回流区进行挤压破坏，造成回流区面积减小.

(2)随着雷诺数的增加，不同攻角的三角形小翼纵向涡发生器的压力损失ΔP和努谢尔数Nu增大，进口温差ΔT1，欧拉数Eu，换热因子j，综合性能JF都减小.

(3)随着攻角的增大，加装三角形小翼纵向涡发生器的单H形翅片的进口温差ΔT1，压力损失ΔP，努谢尔数Nu，欧拉数Eu和换热因子j都增大，而综合性能JF先增大后减小，45°时的三角小翼纵向涡发生器的综合性能最好.

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