两种组合涡发生器强化螺旋通道换热性能的比较

王翠华， 戴玉龙， 龚 斌， 吴剑华

(1.沈阳化工大学 能源与动力工程学院， 辽宁 沈阳 110142； 2.辽宁轨道交通职业学院， 辽宁 沈阳 110023)

螺旋板式换热器在制冷、化工、医药、冶金等各行业具有广泛的应用[1]，因此，研究其流体流动及强化传热对指导实际工程应用具有重要意义.

螺旋板式换热器两相邻平板间形成的流体通道可看成具有大高宽比的矩形水平螺旋通道，而用来恒定两相邻板间距离的定距柱亦可作为扰流元件，产生复合流体的螺旋流动，共同参与强化传热.许多学者对其传热性能开展了广泛的研究[2-5]，结果表明：定距柱型在低雷诺数下强化传热效果较明显，但在高雷诺数下还需采用其它措施进一步强化传热.

纵向涡发生器是由Schubauer和Spangenberg提出的高效强化传热元件[6].它通过对流体产生扰流作用，致使流体流过纵向涡发生器后产生一系列大小不一的纵向涡，纵向涡不断向下游流动，促进主流流体与近壁面边界层之间的物质和能量交换，同时减薄边界层厚度，达到强化传热效果.纵向涡发生器类型很多，常分为柱型和翼型.经过科研人员的研究，发现翼型的传热效果优于柱型.杨泽亮[7-8]等采用模拟和实验的方式研究了涡发生器对矩形直通道内流动换热的影响，发现相同高宽时三角翼综合效果优于矩形翼；而在分析以上翼型涡发生器强化矩形螺旋通道的传热效果时，张丽等[9-10]认为三角对翼涡发生器的综合性能最优，故本文选用三角对翼涡发生器和扰流柱，研究其复合作用下共同强化矩形螺旋通道内流体的传热性能.

纵向涡发生器和扰流柱结合，其布置方式主要有“下降流型”(本文称为A形翼)和“上升流型”(称为B形翼) 两种形式.在对大高宽比矩形曲线通道内复合强化传热的研究工作中，张亚龙等[11-12]以单个三角翼和椭圆柱交叉布置组成单元化区域，分析了该上升流型布置时强化该曲面通道内传热的效果.王翠华等[13]采用CFD模拟的方法对B形翼与圆柱组合强化矩形螺旋通道传热时流体流动和换热的相关性能进行了进一步分析，发现强化效果明显.

上述学者分别从不同角度分析了翼形和柱形涡发生器组合强化流体流动及换热性能，但未对A形翼与圆柱组合强化大高宽比矩形水平螺旋通道传热时流体流动和换热的相关性能给出相关研究.本文分别采用A形翼和B形翼涡发生器与圆柱组合，通过数值模拟比较二者强化大高宽比矩形螺旋通道流体传热的效果，并分析流体流过以上两种组合涡发生器后的流动特性.

1 数值模拟方法

1.1 物理模型

采用Gambit软件建立螺旋流道的三维物理模型.螺旋板式换热器所形成的水平螺旋矩形通道结构复杂，为减少数值计算的计算量，保证计算精度，考虑水平螺旋通道的近似性及通道截面的对称性，选取中心角度θ=180°的一段通道作为研究对象，其柱坐标系(r,θ,z)下通道模型的三视图如图1所示.图1中流体介质自入口L1端进入，沿通道周向流动，从出口L2端流出.Rc为平面矩形螺旋通道的曲率半径，其矩形截面高度为a=80 mm，宽度b=10 mm，定矩柱按正三角形布置，其直径d=10 mm，排列尺寸为80 mm×80 mm.

图1 简化的物理模型Fig.1 Simplified physical model

三角对翼和圆柱具体的布置及结构参数如图2所示.三角形对翼为直角三角形，其厚度1 mm，固定于内壁上的直角边长度为l，两对翼间距为δ，对翼高度、攻角分别用hi和α表示.螺旋流道的无量纲曲率为κ=b/Rc，其他无量纲参数分别定义为′=/b，l′=l/b，hi′=hi/b.由文献[13]的研究结果可知:B形翼攻角在α=40°～45°时综合强化效果最优.本文取三角对翼攻角α=45°，对两种布置方式进行比较，共计算7个模型，其参数值如表1所示.

图2 组合涡发生器的布置及结构参数Fig.2 Arrangement and structural parameters of combined vortex generator

模型涡发生器类型κδ'l'hi'1仅圆柱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 模拟方法及数据处理

数值模拟以不可压缩流体水为工作介质，采用Realk-ε湍流模型，压力和速度的解耦采用SIMPLEC算法，对流项和能量方程的离散格式采用二阶迎风格式，各边界条件分别为：速度入口，压力出口，内壁面及涡发生器壁面设为恒壁温Twall=350 K，外壁面绝热，收敛残差均小于1.0×10-5.矩形螺旋流道采用非结构六面体网格，A、B形翼涡发生器区域采用四面体网格，近壁面处采用增强壁面函数，其体网格做渐变处理以降低网格扭曲程度.具体的网格划分、无关性检验和模拟结果验证见文献[13].

定义当量直径dh为：

dh=4F/L

(1)

其中：F=a×b为截面积，L=2(a+b)为湿周.

Reynolds数、Nusselt数、摩擦系数f和换热评价综合性能因子G分别定义如下：

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分别为夹套内流体的密度和黏度；h=Q/(AT)为对流传热系数，Q=ρuFcp(Tout-Tin)为冷流体吸收的热量，A为总传热面积，F为流道截面积，T=(Tout-Tin)/ln[(Tw-Tin)/(Tw-Tout)]为流体对数平均温差，Tin和Tout分别为冷却水进、出口平均温度，Tw为壁面温度；-dp/ds为流道的轴向压力梯度；Nu、f为A、B形翼的强化值；下标“0”代表只有柱的情况.

2 模拟结果及分析

主要比较A形翼和B形翼强化大高宽比矩形螺旋通道流体传热的效果，并进一步分析B形翼的无量纲结构参数对强化矩形螺旋通道内流体流动及传热性能的影响，研究范围为6 000≤Re≤26 000.

2.1 A形翼和B形翼的比较

图3给出了模型1、2、3的平均Nu数和阻力系数f随Re的变化情况.由图3可见：相同Re下，内置A形翼组合涡、B形翼组合涡发生器的螺旋流道的平均Nu数和阻力系数f均高于只有柱的情形，说明组合涡发生器能明显强化螺旋通道传热，但流道阻力也明显增大.随着Re的增加，B形翼组合涡发生器和A形翼组合涡发生器相比，其平均Nu值增大更为显著，但f也明显更大.

图3 不同涡发生器的Nu数和f比较Fig.3 Comparison of Nu and f for different vortex generators

传热效果的好坏离不开流场分析，图4给出了Re=7 200时模型1、2、3曲面俯视图上的速度大小及流线分布.

图4 不同涡发生器的流体轴向速度及流线分布Fig.4 The contours of the axial velocity and streamlined diagram for different vortex generators

由图4可见：定距柱对来流有一定的扰动，但来流沿柱分离会形成横向涡，使得流体在柱后尾迹区独自旋转，几乎不与主流区域进行质量交换，造成柱后尾迹区面积大，流速小，混合换热效果差；三角对翼的存在有效减小了柱后低速区的范围，其中A形翼对柱后横向涡的产生起到一定抑制作用，但形成的纵向涡强度较弱，低速区范围仍较大，只不过由原来的柱后变为两翼后；而B形翼不仅有效抑制了柱后横向涡的产生，也使流体在翼后形成较强的纵向涡，同时由于B形对翼形成渐缩通道，流体由此喷出会形成高速射流，并与纵向涡共同作用促进了尾迹区与主流流体间的热质交换，同时也增大了流体流动的阻力损失.

对比图5，Re=7 200时，由模型1、2、3柱后θ=10°的横截面上的二次流矢量图可知：仅布置扰流柱时，柱扰动对该截面上二次流的影响范围和强度均较小，螺旋通道横截面中心呈现典型的二涡结构，截面两侧的二次流很弱；内置A形翼组合涡发生器时，横截面两端出现了2个新的二次涡，并将经典二次涡向中心挤压，整个横截面上二次流程度得到加强；内置B形翼组合涡发生器的流道的横截面上二次流出现了6涡结构，说明B形翼涡发生器对横截面上二次流的影响更为明显，较强的二次流加快了横截面上流体间的混合，减薄了换热壁面处的边界层，从而强化了传热.

图5 柱后同一横截面上的二次流矢量图(下侧为外壁)Fig.5 Secondary flow vector on the same cross section behind the same pin (the bottom wall is right)

为比较B形翼组合涡发生器和A形翼组合涡发生器改变流道换热和阻力的综合性能，表2给出了在计算范围内，内置A形翼、B形翼组合涡发生器流道的平均Nu数和阻力系数f的相对值及G值.由表2可见：B形翼组合强化螺旋流道内流体传热的综合能力要优于A形翼组合，因而，在三角翼组合涡发生器强化螺旋流道换热的选型中应优先考虑B形翼组合.

表2 不同涡发生器时Nu、f相对值和G值

2.2 内置B形翼组合涡发生器时δ′的影响

图6比较了模型3、4、5，当B形翼δ′不同时螺旋流道平均Nu数、阻力系数f随Re的变化情况.由图6可见：当B形翼的δ′增加时，Nu数和f均有所减小.这是由于δ′的增加使渐缩通道形成的高速射流减弱，致使柱后尾迹低速区范围增大造成的.表3为B形翼不同δ′时螺旋流道平均Nu数和阻力系数f的相对值及G值，由表3可看出δ′=1.3时综合性能最优.

图6 不同δ′下Nu数和f 比较Fig.6 Comparison of Nu and f for different δ′

δ'Nu相对值/%(Nu-Nu0)/Nu0f相对值/%(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 内置B形翼组合涡发生器时l′的影响

图7比较了模型1、5、6、7，当B形翼l′不同时螺旋流道平均Nu数、阻力系数f随Re的变化情况.

图7 不同 l′下Nu 数和 f 比较Fig.7 Comparison of Nu and f for different l′

由图7可见：当B形翼的l′增大时，Nu数和f均增大，但l′增大到一定值时流道的Nu数和f的增速逐渐变缓，尤其Nu变缓更为明显.从图7上可以看出：l′=1.0和l′=1.4的两条线几乎重合，这说明当l′增大到1.0之后再靠增大B形翼的l′强化流道换热的意义不大.表4 为B形翼不同l′时螺旋流道平均Nu数和阻力系数f的相对值及G值，由表4可以看出：l′=1.0时该螺旋流道的综合性能最优，建议B形翼的l′取为1.0.

表4 不同底端长度l′下Nu、f相对值和G值

3 结 论

(1) A形翼、B形翼分别和定距柱复合，均可在定距柱后形成纵向涡，加速尾迹区与主流流体的混合，同时复合离心力的作用，改变矩形螺旋通道横截面上二次流的结构(A形翼致使截面上二次流出现4涡结构，B形翼使截面上二次流出现6涡结构)，强化了传热.

(2) B形翼组合涡发生器和A形翼组合涡发生器相比，强化矩形截面螺旋流道内流体换热的综合能力较好，建议在强化大高宽比矩形截面螺旋流道换热的选型中优先考虑B形翼组合涡发生器.

(3) 随B形翼δ′的增大，B形翼涡发生器的强化换热能力逐渐减小，其流动损失也随之降低，综合性能变差.

(4) 随B形翼l′的增大，螺旋流道的Nu数和f均增大，但l′增大到一定值时流道的Nu数和f的增速逐渐变缓，在所研究的范围内l′=1.0时该螺旋流道的综合性能最优，建议B形翼的l′取为1.0.