1、收稿日期:2005-12-19;修改稿收到日期:2006-04-10。作者簡(jiǎn)介:徐百平(1969-,博士,副教授。研究方向?yàn)楦叻肿硬牧霞庸?dòng)力學(xué)模擬仿真、化工過(guò)程強(qiáng)化傳熱與節(jié)能、傳熱 過(guò)程的熱力學(xué)效能評(píng)價(jià)。平直翅片管翅式換熱器減阻強(qiáng)化傳熱數(shù)值模擬徐百平1,江 楠2,劉騰霄2,楊衛(wèi)國(guó)2(1.廣東輕工職業(yè)技術(shù)學(xué)院輕化工程系,廣州510300;2.華南理工大學(xué)工業(yè)裝備與控制工程學(xué)院 摘要 借助F luent 軟件,采用邊界加密的六面體網(wǎng)格,建立了平直翅片管翅式換熱器三維物理模型。在層流假設(shè)的基礎(chǔ)上,利用具有二階精度的Q U ICK 差分格式,對(duì)換熱器內(nèi)的流動(dòng)與傳熱進(jìn)行了數(shù)值模擬研究。根據(jù)得到的換熱器

2、通道內(nèi)的傳熱與阻力特性,提出了可以通過(guò)控制宏觀流場(chǎng)來(lái)減阻強(qiáng)化傳熱的思想,給出了一種在工程上容易實(shí)現(xiàn)的方法,并進(jìn)行了相應(yīng)的數(shù)值計(jì)算。結(jié)果表明,新方案使傳熱N u 數(shù)平均提高了7.24%,而阻力系數(shù)下降,且最大下降達(dá)6.39%。關(guān)鍵詞:翅片管 換熱器 流動(dòng)阻力 傳熱 數(shù)值模擬1 前 言由于平直翅片便于加工制造及裝配簡(jiǎn)單,使用過(guò)程中不易發(fā)生形變,是空調(diào)換熱器常用的翅片形式之一,國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)其進(jìn)行了大量的理論與實(shí)驗(yàn)研究。Rich 1發(fā)現(xiàn)片間距對(duì)換熱系數(shù)有顯著影響,而管排數(shù)對(duì)空氣壓降幾乎沒(méi)有影響。Sabo ya 2在研究此問(wèn)題時(shí)指出,邊界層的發(fā)展是制約單排管換熱特性的重要因素。后來(lái),To riko sh

3、i 3對(duì)板間通道進(jìn)行了3D 數(shù)值模擬,發(fā)現(xiàn)只要翅片間距足夠小,管子后漩渦將被翅片的/壁面效應(yīng)0抑制,此時(shí)整個(gè)流場(chǎng)將處于層流狀態(tài)。Ricardo 4也對(duì)板間的流體行為進(jìn)行了3D 模擬,同時(shí),借助可視化實(shí)驗(yàn)技術(shù),揭示了翅片間距對(duì)傳熱、流阻的影響。康海軍5對(duì)9種平直翅片管的傳熱與阻力進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)研究,發(fā)現(xiàn)片距對(duì)傳熱的影響依賴于臨界R e 數(shù),對(duì)于層流來(lái)講,片間距的增加會(huì)導(dǎo)致?lián)Q熱的下降,而對(duì)于阻力而言,片間距越大,阻力越小,且兩排管的性能優(yōu)于三、四排管。宋富強(qiáng)6對(duì)不同風(fēng)速下的傳熱機(jī)理進(jìn)行場(chǎng)協(xié)同數(shù)值研究,得到了不同位置速度矢量與溫度梯度的協(xié)同程度,發(fā)現(xiàn)低流速時(shí),全場(chǎng)的溫度梯度與速度協(xié)同程度好,因而換熱速率

4、隨流速近線型增加,但管子背風(fēng)側(cè)的換熱強(qiáng)度較差。雙排管整體翅片數(shù)值模擬7表明,風(fēng)速為0.53.5m/s 時(shí),對(duì)流給熱系數(shù)及壓力降均隨流速呈線性增長(zhǎng)。多排管束縱、橫向間距對(duì)傳熱的影響數(shù)值模擬結(jié)果發(fā)現(xiàn)8,傳熱隨著兩種間距的增大而減小,進(jìn)一步場(chǎng)協(xié)同原理總體平均分析表明,橫向管距越小,縱向管距越大,熱、流場(chǎng)總體協(xié)同性越好。前人的研究主要集中在強(qiáng)化傳熱技術(shù)的應(yīng)用方面,沒(méi)有充分考慮管子的存在對(duì)流體阻力及強(qiáng)化傳熱效果的影響以及管翅換熱器流道特性。因此,本研究在對(duì)單排管平直翅片進(jìn)行流動(dòng)與傳熱數(shù)值模擬研究的基礎(chǔ)上,提出了減阻強(qiáng)化傳熱的新概念,給出了便于工程應(yīng)用的實(shí)施方案,并進(jìn)行了相應(yīng)的數(shù)值計(jì)算研究,為進(jìn)一步的工程

5、應(yīng)用提供參考和啟示。2 數(shù)學(xué)模型的建立單排管平直翅片換熱器的結(jié)構(gòu)具有對(duì)稱性,計(jì)算物理模型根據(jù)對(duì)稱性簡(jiǎn)化。橫向(x 軸方向尺寸由管間中分面和管子中心縱剖面界定,高度(y 軸方向尺寸由翅片厚度中分面及翅片間距中分面來(lái)界定,z 方向?yàn)榭諝饬鲃?dòng)方向。坐標(biāo)系及幾何結(jié)構(gòu)見(jiàn)圖1。計(jì)算采用的結(jié)構(gòu)尺寸是目前商用空調(diào)換熱器常用的尺寸,見(jiàn)表1。翅片材料為鋁箔,導(dǎo)熱系數(shù)為202.4W/(m #K 。由于流動(dòng)過(guò)程中空氣的溫度變化不大,故取其物性參數(shù)不隨溫度變化,見(jiàn)表2。圖1 單排管平直翅片管翅式換熱器單元結(jié)構(gòu)石 油 煉 制 與 化 工2006年9月 P ET RO LEU M P ROCESSIN G A N D PE

6、T RO CHEM ICA L S第37卷第9期表1 翅片單元尺寸參數(shù)項(xiàng) 目數(shù)據(jù)翅片間距/mm 1.36管徑/mm 7.51寬度/mm 9.5長(zhǎng)度/mm 11.0翅片厚度/mm0.105表2 空氣物性參數(shù)項(xiàng) 目數(shù)據(jù)密度/kg #m -31.225粘度/Pa #s 1.789410-5比熱/J #(g #K-1 1.00643導(dǎo)熱系數(shù)/W #(m #K-10.0242進(jìn)口流速/m #s -10.54.5由于空氣在換熱器內(nèi)流速不高及翅片間隙很小,假設(shè)流動(dòng)為穩(wěn)定的層流。邊界條件的具體確定如下:忽略翅片和銅管的接觸熱阻,翅片根部及翅片翻邊部分溫度為318K,翅片表面溫度分布由翅片導(dǎo)熱及其與空氣對(duì)流換熱

7、耦合求解得到,空氣進(jìn)口溫度為308K 。為保證計(jì)算的穩(wěn)定性及物理模型的可靠性,將進(jìn)口區(qū)沿流向反向延長(zhǎng)1倍管徑,采用均勻來(lái)流假設(shè);出口區(qū)延長(zhǎng)4倍管徑的距離,采用壓力出口邊界。其余邊界條件為:對(duì)于翅片邊緣及中剖面采用絕熱處理,對(duì)于空氣流道取為對(duì)稱邊界條件。采用標(biāo)準(zhǔn)的SIM PLEC 算法來(lái)求解壓力速度耦合問(wèn)題,方程組離散均采用具有二階精度的QUICK 差分格式。為保證計(jì)算精度及節(jié)省計(jì)算機(jī)資源,計(jì)算采用全流場(chǎng)六面體網(wǎng)格劃分,管子周圍及流體近翅片區(qū)域采用邊界層加密處理,流體進(jìn)出換熱器附近也采用了網(wǎng)格局部加密處理,最小尺寸0.01mm,最大尺寸0.2mm,部分網(wǎng)格結(jié)構(gòu)見(jiàn)圖2 。圖2 流場(chǎng)局部計(jì)算網(wǎng)格劃分

8、方程組殘差收斂控制條件為:速度110-6、連續(xù)性條件110-5、能量110-7,并保證計(jì)算結(jié)束時(shí)通道阻力系數(shù)保持不變,并檢驗(yàn)流體進(jìn)出換熱單元的總體熱平衡達(dá)10-3W 量級(jí)。給定不同的進(jìn)口速度(0.8 2.0m/s,在PC 機(jī)上借助Fluent 軟件,分別計(jì)算傳熱及阻力。3 數(shù)值模擬結(jié)果分析各參數(shù)定義如下:Re =Q DeUL N u =hDe K f =$p De 0.5Q U 2L 式中,Re 為雷諾數(shù);Q 為空氣密度,kg/m 3;De =2S 為當(dāng)量直徑,m,其中S 為翅片間距,m ;U 為空氣平均流速,m/s;L 為空氣粘度,Pa #s;N u 為換熱努賽爾數(shù);h 為空氣給熱系數(shù),W/

9、(K #m 2;K 為空氣導(dǎo)熱系數(shù),W/(K #m;$p 為氣體經(jīng)過(guò)換熱器平均壓降,Pa;f 為阻力系數(shù);L 為翅片縱向長(zhǎng)度,m 。傳熱計(jì)算過(guò)程中流體的參考溫度T ref (K 取進(jìn)、出口對(duì)數(shù)平均溫度:T ref =T out -T inln T out T in(1式中,T in 為進(jìn)口流體溫度,K;T out 為流體出口混合杯溫度,K,定義如下: T out=Q Tu z d x d y Qu zd x d y (2式中,u z 為流體z 方向速度,m/s;式(2代表出口面積分,由數(shù)值積分求得。出口截面壓力分布不一定平衡,為提高壓降預(yù)測(cè)精度,進(jìn)行總體壓力降計(jì)算時(shí),將出口延長(zhǎng)到無(wú)窮遠(yuǎn)處,按式

10、(3折算出口平均壓力,壓力降為進(jìn)口與出口平均壓力之差。 p out=Q o utu zQ U 22+pd x d y Qo utu z d x d y-Q U 22(3式中,out 代表出口表面,p out 為出口平均壓力,Pa 。當(dāng)進(jìn)口風(fēng)速為1.6m/s 時(shí),部分計(jì)算結(jié)果見(jiàn)圖3圖8。其中圖3為翅片間距中分面內(nèi)z 方向速度分布;圖4為翅片表面的溫度分布;圖5為翅片表面?zhèn)鳠酦 u 數(shù)的沿程分布;圖6為z 方向剪切應(yīng)力的分布情況;圖7、圖8分別為傳熱N u 數(shù)和流阻隨R e 數(shù)的變化關(guān)系。圖3 翅片通道中分面內(nèi)z 方向速度分布46石 油 煉 制 與 化 工 2006年 第37卷 圖4 翅片表面溫度

11、分布(K 圖5 翅片表面N u 數(shù) 分布圖6 翅片表面z 方向剪切應(yīng)力分布( Pa圖7 傳熱N u 數(shù)隨Re 的變化從圖3可以看出,由于管子的存在,即使在負(fù)壓操作的條件下,空氣進(jìn)入換熱器的風(fēng)量分布仍不 均勻。通道內(nèi)z 方向速度是漸進(jìn)發(fā)展的,流體逐漸被加速,沿翅片寬度x 方向速度差別越來(lái)越大,管子后面存在死區(qū)。從圖4、圖5可以看出,管子背風(fēng)面的翅片面積不能得到有效利用。圖5表明,翅片的前緣效應(yīng)使得傳熱得到強(qiáng)化,最大N u 數(shù)分布呈翼形,傳熱主要發(fā)生在管子間距中分面前部,翅片有近1/3的面積沒(méi)有被有效利用。從圖6可以看出,阻力分布不均勻,翅片前緣的局部阻力較大,這一點(diǎn)與傳熱結(jié)果具有相似性,翅片表面

12、近管壁區(qū)中前部也存在局部阻力極大值,對(duì)比圖5,這一區(qū)域的傳熱并不大。從圖7、圖8可見(jiàn),隨著換熱器內(nèi)Re 的增加,傳熱N u 數(shù)增大而阻力減小。圖8 流阻隨Re 的變化4 管子縱向位置對(duì)流阻及傳熱規(guī)律的影響分析流動(dòng)及傳熱數(shù)值模擬分析結(jié)果表明,管子的存在將產(chǎn)生形體阻力,由傳熱與動(dòng)量傳遞的相似性原理可知,這部分阻力的產(chǎn)生對(duì)傳熱幾乎沒(méi)有貢獻(xiàn)。從翅片角度來(lái)看,阻力的產(chǎn)生在管子前緣附近的近壁區(qū)達(dá)到最大,這類似于喇叭口的收縮段局部阻力,但傳熱沒(méi)有相應(yīng)的增加。一般來(lái)講,基于大平板傳熱相似理論,強(qiáng)化傳熱會(huì)導(dǎo)致流阻的提高。由于管子的存在,流體局部阻力的產(chǎn)生與管子的形狀、位置及翅片的間距有關(guān),這樣有可能控制宏觀流場(chǎng)

13、降低流道阻力,增加流體速度,并使得翅片的有效利用面積增加,來(lái)達(dá)到進(jìn)一步強(qiáng)化傳熱的目的,可以稱之為減阻強(qiáng)化傳熱。為此,本研究打破常規(guī)設(shè)計(jì)的縱向?qū)ΨQ結(jié)構(gòu),將管子的位置沿流向向下游偏移1.0mm 和1.3mm,記為$z = 1.0m m 和$z =1.3mm,逆流向上游移動(dòng)1.0mm 和1.3mm,記為$z =- 1.0m m 和$z =- 1.3m m 。而將原對(duì)稱結(jié)構(gòu)記為$z =0。采用如前的建模、網(wǎng)格劃分及計(jì)算方法對(duì)不同進(jìn)口流速條件下的流動(dòng)及傳熱進(jìn)行數(shù)值模擬。模擬得到的傳熱與流阻結(jié)果見(jiàn)圖9和圖10,其中,圖9為管子縱向位置對(duì)N u 數(shù)的影響,圖1047第9期 徐百平等.平直翅片管翅式換熱器減阻

14、強(qiáng)化傳熱數(shù)值模擬為管子縱向位置對(duì)總體阻力系數(shù)的影響。從圖9和圖10可以看出,管子的位置向下游移動(dòng),傳熱N u 數(shù)增大,阻力系數(shù)減小或幾乎不變;相反,管子的位置逆流向上移動(dòng),傳熱N u 數(shù)下降,阻力系數(shù)減小或幾乎不變。根據(jù)不同的操作條件下的Re 數(shù)計(jì)算,對(duì)于本結(jié)構(gòu)來(lái)講,$z =1.0mm 比較 理想。圖9 管子縱向位置對(duì)傳熱N u 數(shù)的影響u Re =148.96;p Re =223.45;w Re =297.93;"Re =372. 42圖10 管子縱向位置對(duì)阻力系數(shù)的影響u Re =148.96;p Re =223.45;w Re =297.93;"Re =372.42將

15、原縱向?qū)ΨQ結(jié)構(gòu)$z =0與$z =1.0mm 時(shí)的傳熱及流阻隨Re 數(shù)的變化進(jìn)行了對(duì)比,結(jié)果見(jiàn)圖11和圖12 。圖11 強(qiáng)化傳熱后翅片通道總體N u 數(shù)對(duì)比 u $z =0;p $z =1.0mm圖12 強(qiáng)化傳熱后翅片通道阻力系數(shù)f 對(duì)比u $z =0;p $z =1.0mm從圖11、圖12中可以清楚看出,$z =1.0mm 時(shí)的傳熱N u 數(shù)較$z =0時(shí)最大提高10.66%,最小提高5.1%,平均提高7.24%,而阻力系數(shù)反而減小,最大下降可達(dá)6.39%。這樣,在等泵、等功率條件下,傳熱會(huì)提高得更多。在進(jìn)口風(fēng)速1.2m/s 的條件下,強(qiáng)化傳熱后翅片表面N u 數(shù)分布及z 方向剪切應(yīng)力分布分

16、別見(jiàn)圖13、圖14。從圖13可以看到,強(qiáng)化傳熱后,有效利用了翅片的表面積,壓制了管子背風(fēng)側(cè)的死區(qū),與原對(duì)稱結(jié)構(gòu)相比,翅片的高效換熱面積增加了。從圖14可以看出,翅片表面最大阻力向流動(dòng)下游移動(dòng),這相當(dāng)于進(jìn)口區(qū)的加長(zhǎng),說(shuō)明管子造成的形體阻力下降,緩解了速度突變,減小了流動(dòng)阻力。因此可圖13 強(qiáng)化傳熱后翅片表面N u 數(shù)分布圖14 強(qiáng)化傳熱后翅片表面z 方向剪切應(yīng)力分布(Pa48石 油 煉 制 與 化 工 2006年 第37卷以通過(guò)打破翅片縱向的對(duì)稱性來(lái)實(shí)現(xiàn)減阻強(qiáng)化傳熱,稱之為/縱向非對(duì)稱效應(yīng)0。因此,若要達(dá)到翅片通道內(nèi)的減阻強(qiáng)化傳熱,必須考慮導(dǎo)流及管子背風(fēng)側(cè)的翅片有效傳熱面積的應(yīng)用。5 結(jié) 論基于

17、單排管平直翅片的換熱與流阻特點(diǎn),提出了減阻強(qiáng)化傳熱的新概念。只需要簡(jiǎn)單地改變管子與翅片的縱向相對(duì)位置,就可以達(dá)到控制宏觀流場(chǎng)、降低流動(dòng)阻力、同時(shí)強(qiáng)化傳熱的目的。數(shù)值模擬結(jié)果表明,該方案?jìng)鳠酦 u 數(shù)平均提高7.24%,而阻力系數(shù)最大可下降6.39%。參 考 文 獻(xiàn)1 劉建,魏文建,丁國(guó)良等.翅片管式換熱器傳熱與壓降特性的實(shí)驗(yàn)研究進(jìn)展.制冷學(xué)報(bào),2003,(3:25302 Saboya F E M ,Sparrow E M.Local and average heat tran sfercoefficien ts for one row plate fin and tube heat excha

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22、r ing ,S outh China Univers ity of T echnology AbstractA tube -and -fin heat exchanger w ith flat fins w as modeled w ith Fluent in 3-D.T hew ho le flow space was m eshed by hex ahedr on grids w ith a hig her m esh density near the bo undary zones.Based on the laminar flow assumptio n,the flow and heat tr ansfer in the ex chang