不同強(qiáng)化管傳熱特性的數(shù)值模擬與實(shí)驗(yàn)研究

陳志靜 王大成

(廣東石油化工學(xué)院 茂名 525000)

不同強(qiáng)化管傳熱特性的數(shù)值模擬與實(shí)驗(yàn)研究

陳志靜 王大成

(廣東石油化工學(xué)院 茂名 525000)

對(duì)橫紋槽管、縮放管和螺旋槽管在夾套間進(jìn)行了傳熱特性實(shí)驗(yàn)，研究了傳熱效率指標(biāo)隨雷諾數(shù)的變化規(guī)律。運(yùn)用FLUENT軟件，采用二維軸對(duì)稱方法和k-ε模型對(duì)夾套間流體流動(dòng)傳熱進(jìn)行了數(shù)值模擬，并將模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比。從場(chǎng)協(xié)同的角度研究了速度場(chǎng)與溫度場(chǎng)夾角對(duì)傳熱膜系數(shù)的影響。

強(qiáng)化管 傳熱特性 數(shù)值模擬 場(chǎng)協(xié)同

1 引言

強(qiáng)化傳熱是節(jié)約能源的重要舉措之一。通過改變換熱管的傳熱面結(jié)構(gòu)，可以提高傳熱系數(shù)，從而實(shí)現(xiàn)強(qiáng)化傳熱［1］。長(zhǎng)期以來，人們研究換熱器的流動(dòng)與傳熱都是通過實(shí)驗(yàn)方法。雖然這種方法具有直觀、真實(shí)、可靠等特點(diǎn)，但也存在很大的不足，特別是換熱管管壁溫度的測(cè)量總是存在一定的誤差，造成換熱系數(shù)的不準(zhǔn)確，而僅僅利用軟件模擬的方式來考察其性能時(shí)，又會(huì)導(dǎo)致模擬參數(shù)缺少必要的參考依據(jù)而失真。

因此，本文在現(xiàn)有研究成果的基礎(chǔ)上，以空氣為實(shí)驗(yàn)介質(zhì)，分別對(duì)水平光管、橫紋管、螺旋槽管和縮放管對(duì)流換熱進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)研究和數(shù)值模擬分析，并將兩種結(jié)果進(jìn)行比較，探討夾套間隙不同構(gòu)造管的強(qiáng)化傳熱性能。另外，利用數(shù)值模擬管壁面處速度場(chǎng)和溫度場(chǎng)的分布情況，從場(chǎng)協(xié)同原理的角度分析其強(qiáng)化換熱的機(jī)理。

2 實(shí)驗(yàn)裝置及方案

實(shí)驗(yàn)裝置及流體流動(dòng)循環(huán)如圖1所示，強(qiáng)化管內(nèi)走蒸汽，夾套間走空氣，實(shí)驗(yàn)時(shí)采用蒸汽加熱冷空氣。本實(shí)驗(yàn)中，蒸汽的進(jìn)出口溫度之差小于1℃，可以認(rèn)為是管內(nèi)恒溫、夾套間變溫的傳熱方式。蒸汽由電蒸汽鍋爐產(chǎn)生，蒸汽鍋爐的功率為36 kW，產(chǎn)生的蒸汽額定壓力為0.4 MPa。空氣通過旋渦氣泵送入實(shí)驗(yàn)換熱套管內(nèi)，實(shí)驗(yàn)裝置的具體參數(shù)和強(qiáng)化管的結(jié)構(gòu)尺寸分別如表1和圖2所示。

圖1 實(shí)驗(yàn)裝置示意圖Fig 1 Experimental apparatus diagram

表1 實(shí)驗(yàn)裝置主要參數(shù)Table 1 Major parameters of experimental apparatus

3 數(shù)值模擬

由于套管環(huán)形空間的軸對(duì)稱性，流動(dòng)區(qū)域可以采用二維建模代替三維建模，以減少計(jì)算量。網(wǎng)格的劃分全部采用的是結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，它可以很容易地實(shí)現(xiàn)區(qū)域的邊界擬合，適于流體和表面應(yīng)力集中等方面的計(jì)算［2］。

圖2 各種內(nèi)管結(jié)構(gòu)參數(shù)圖Fig 2 Different parameters of structure of inner tubes

=1.92，湍動(dòng)能k與耗散率ε的普朗特?cái)?shù)分別為σk=1.0，σε=1.3，可以通過調(diào)節(jié)“粘性模型”面板來調(diào)節(jié)這些常數(shù)的值。

模型邊界條件設(shè)置如圖3所示。

圖3 邊界條件的設(shè)定Fig.3 Configuration of flow boundary condition

速度進(jìn)口邊界條件依次為:3.53 m/s、4.94 m/s、6.35 m/s、7.76 m/s、9.17 m/s、10.58 m/s、12.0 m/s、13.4 m/s;

內(nèi)管走的是水蒸氣，可以設(shè)置為恒溫邊界條件:Tw=373 K;

外部套管壁面加了保溫層，設(shè)置為絕熱邊界層。

4 結(jié)果與分析

4.1 傳熱系數(shù)與雷諾數(shù)Re關(guān)系

描述傳熱過程的準(zhǔn)數(shù)關(guān)系式為［3］:Nu=AReaPrb，當(dāng)流體無相變時(shí)，對(duì)于強(qiáng)制湍流，自然對(duì)流的影響可以不計(jì)，對(duì)于氣體被加熱時(shí)，b為0.4，再對(duì)方程兩邊取對(duì)數(shù)。(A為系數(shù)，a，b，c為指數(shù))。雙對(duì)數(shù)坐標(biāo)圖中，可直接用線性關(guān)系進(jìn)行擬合，從而得到傳熱系數(shù)隨雷諾數(shù)的變化關(guān)系趨勢(shì)。

據(jù)此，將實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)和數(shù)值模擬數(shù)據(jù)進(jìn)行處理，得到了傳熱系數(shù)與雷諾數(shù)的關(guān)系曲線，如圖4所示。

圖4 傳熱膜系數(shù)的數(shù)值模擬與實(shí)驗(yàn)值比較○.光管模擬;□.橫紋管模擬;△.縮放管1模擬 ;▽.縮放管2模擬;☆.螺旋管模擬 ;●.光管實(shí)驗(yàn);■.橫紋管實(shí)驗(yàn);▲.縮放管1實(shí)驗(yàn);▼.縮放管2實(shí)驗(yàn) ;★.螺旋管實(shí)驗(yàn)。黑實(shí)線代表光管的理論計(jì)算值Fig.4 Comparison of numerical simulation and experiment value of the surface coefficient of heat transfer

由圖可知，4種強(qiáng)化管的傳熱系數(shù)都大于光滑管的傳熱系數(shù)，實(shí)現(xiàn)了強(qiáng)化傳熱的作用。傳熱膜系數(shù)隨Re的升高而升高，在相同的Re下，傳熱系數(shù)的優(yōu)劣次序?yàn)?螺旋槽管、縮放管1、縮放管2和橫紋管。

從圖4可以看出，數(shù)值模擬值與實(shí)驗(yàn)值很接近，但二者有一定的誤差，對(duì)于光管，其實(shí)驗(yàn)值與模擬值非常接近，最大誤差不超過10%。數(shù)值模擬可以對(duì)實(shí)驗(yàn)起到驗(yàn)證作用。

4.2 強(qiáng)化管結(jié)構(gòu)對(duì)傳熱性能的影響分析［4］

許多研究結(jié)果表明，在促進(jìn)邊界面湍流強(qiáng)度方面，主要考慮的問題是流體在產(chǎn)生邊界層分離流之后持續(xù)的時(shí)間，從而決定肋間距的大小。相對(duì)肋間距(P/e)為6—10時(shí)，粗糙管所引起的強(qiáng)化傳熱效果最佳，當(dāng)考慮擴(kuò)展傳熱面積引起給熱系數(shù)提高時(shí)，相對(duì)肋間距(P/e)為1—3之間比較合理。本實(shí)驗(yàn)4種強(qiáng)化管的相對(duì)肋間距符合上述條件，其中橫紋管的相對(duì)肋間距為8.42，螺旋管為2.4，縮放管為6.7(P為肋間距;e為肋高)。面積擴(kuò)展比率橫紋槽管為1.05、螺紋管為1.76、縮放管為0.978。

幾種強(qiáng)化管的肋形對(duì)傳熱性能的影響分析如下:

(1)橫紋槽管。橫紋槽管有效傳熱面積幾乎沒有擴(kuò)展，其外肋形較寬，管內(nèi)主要靠窄的突出肋條對(duì)流體產(chǎn)生擾動(dòng)，管外主要靠窄的凹槽使邊界層不斷斷開，對(duì)流體的擾動(dòng)較小，由圖4可見，隨著Re數(shù)的增大，橫紋管對(duì)流體的擾動(dòng)加強(qiáng)，從而傳熱性能加強(qiáng)。

(2)縮放管。縮放管的有效傳熱面積雖沒有擴(kuò)展，但縮放管曲面過度平滑，不僅壓力降比較低，而且由于收縮的變化使流體在沿壁面前進(jìn)的過程中產(chǎn)生正負(fù)反壓差，使流體微團(tuán)沿壁面產(chǎn)生回轉(zhuǎn)旋渦，從而使傳熱膜系數(shù)提高。

(3)螺紋管。螺紋管的面積擴(kuò)展較大，為加工前光管的1.76倍，另外螺紋管的外突出肋條較高、較窄，它使流體微團(tuán)在肋間產(chǎn)生回流旋轉(zhuǎn)，對(duì)流體的擾動(dòng)較大，隨著Re的提高，有效擴(kuò)展面積的利用率得到提高，所以螺紋管的傳熱性能得到明顯的提高。

5 速度和溫度場(chǎng)協(xié)同分析［5］

數(shù)值模擬得到了不同強(qiáng)化管的速度場(chǎng)和溫度場(chǎng)的分布圖。本文將根據(jù)場(chǎng)分布圖，利用場(chǎng)協(xié)同原理來分析橫紋槽管和縮放管局部傳熱系數(shù)。

文獻(xiàn)［6］提出了場(chǎng)協(xié)同原理，簡(jiǎn)述如下:以二維層流邊界層為例，其能量方程為:

對(duì)上述方程積分并無量綱化得:

其中:Nu、Re和Pr分別為努塞爾數(shù)、雷諾數(shù)和普朗特?cái)?shù)。其中

式中;β為熱流矢量和速度矢量的夾角。從式(4)和式(5)可以看出，速度和溫度梯度的夾角β在控制對(duì)流換熱的強(qiáng)度時(shí)起著很重要的作用。當(dāng)它們的夾角β小于90o時(shí)，β越小則對(duì)流傳熱系數(shù)越大，當(dāng)β=0°時(shí)，可以達(dá)到最大值。

從圖5可以看出，光管流體速度平行于壁面，等溫線與壁面接近平行，因此速度矢量與溫度梯度矢量的夾角接近90°但小于90°，速度場(chǎng)與溫度場(chǎng)的協(xié)同程度不是很好，其溫度場(chǎng)和速度場(chǎng)在整個(gè)流動(dòng)過程中變化不大，所以其傳熱系數(shù)沿管程幾乎不變。

圖5 光管速度場(chǎng)與溫度場(chǎng)的分布Fig.5 Velocity field and temperature field distribution while inner tube is smooth tube

從圖6可見，橫紋槽管為內(nèi)管時(shí)，在凹槽的開始端，流體的溫度梯度與速度矢量的夾角相對(duì)于光管的時(shí)候要小，因此在該位置，傳熱膜系數(shù)有一個(gè)比較小的增大，出現(xiàn)第一個(gè)峰值。此后邊界層發(fā)生分離，流體產(chǎn)生回流，壁面附近的流體的流速非常小，速度與溫度梯度的夾角又接近90°，并且等溫線比較稀疏，溫度梯度的大小比較小，因此傳熱膜系數(shù)迅速下降。此后，等溫線逐漸密集，傳熱膜系數(shù)也慢慢回升。在凹槽結(jié)束的位置，等溫線最密集，溫度梯度最大，速度場(chǎng)與溫度梯度場(chǎng)的夾角也最小，并且在該處的速度值也是最大的，因此在凹槽的結(jié)束處傳熱膜系數(shù)出現(xiàn)第二個(gè)峰值，且其值最大。

圖6 內(nèi)管為橫紋管時(shí)速度場(chǎng)與溫度場(chǎng)的分布Fig.6 Velocity field and temperature field distribution while inner tube is traverse-corrugated tube

由圖7可以看出，縮放管為內(nèi)管時(shí)，在壁面的下降處，由于流通面積的擴(kuò)大，流速減少，并且出現(xiàn)回流現(xiàn)象，從圖中也可以看到其溫度梯度的大小也變小，在有些位置速度與溫度梯度的夾角雖然很小，但是由于速度與溫度梯度的值都比較小，其整體效果還是使傳熱膜系數(shù)降低。在壁面的上升處，流體在壁面附近的溫度梯度較大，其隨著壁面的上升，溫度梯度和速度都增加，因而傳熱膜系數(shù)隨著壁面的上升也逐漸增加，在壁面的最高處其傳熱膜系數(shù)最大。

圖7 內(nèi)管為縮放管3時(shí)速度場(chǎng)與溫度場(chǎng)的分布Fig.7 Velocity field and temperature field distribution while inner tube is convergent-divergent tube 3

6 結(jié)論

(1)通過實(shí)驗(yàn)研究得到幾種不同結(jié)構(gòu)內(nèi)管都具有強(qiáng)化傳熱的效果。傳熱膜系數(shù)隨Re的升高而升高;在相同的Re下，傳熱系數(shù)的優(yōu)劣次序?yàn)?螺旋槽管、縮放管1、縮放管2和橫紋管。

(2)數(shù)值模擬的結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果相符，最大誤差不超過10%，可以用來驗(yàn)證實(shí)驗(yàn)結(jié)果的準(zhǔn)確性。

(3)應(yīng)用場(chǎng)協(xié)同理論，從局部換熱系數(shù)分析其強(qiáng)化機(jī)理，發(fā)現(xiàn)橫紋槽管外側(cè)換熱得到強(qiáng)化的原因是其凹槽周圍的速度場(chǎng)與溫度場(chǎng)之間夾角更小，協(xié)同程度更好。對(duì)于縮放管，在流體的擴(kuò)張段，傳熱膜系數(shù)沿程降低，但在在流體的收縮段，其傳熱膜系數(shù)沿程增加。

1 余德淵.實(shí)用強(qiáng)化傳熱技術(shù)簡(jiǎn)介［J］.石油化工設(shè)備，1995(1):3-7.

2 Patankar S V.Numerical Heat Transfer and Fluid Flow［M］.New York:Hemisphere Publishing Corporation，1979.

3 陳敏恒，從德滋，方圖南，等.化工原理(上冊(cè)).［M］.北京:化學(xué)工業(yè)出版社，1999.

4 羅小平，鄧先和，鄧頌九.夾套間強(qiáng)化管傳熱性能比較［J］.華南理工大學(xué)學(xué)報(bào)(自然科學(xué)版)，1997，25(5):26-30.

5 王 軍.電場(chǎng)協(xié)同強(qiáng)化空氣對(duì)流換熱實(shí)驗(yàn)及其機(jī)理研究［D］.廣東:華南理工大學(xué)，2006，19-49.

6 過增元.對(duì)流換熱的物理機(jī)制及控制［J］.科學(xué)通報(bào)，2001，45(19):2118-2122.

Numerical simulation and experiment on heat transfer performance of different enhancement tubes

Chen Zhijing Wang Dacheng

(Guangdong University of Petrochemical Technology，Maoming 525000，China)

Experimentally with the heat transfer of traverse corrugated tube，spiral tube and convergentdivergent tube in annulus was studied.The rules of efficiency index variation with Reynolds number were studied.The simulation on a single-tube heat exchanger was performed utilizing the two-dimensional axialsymmetry method and k-ε turbulent model using the FLUENT software，and the results were compared with the experimental results.Finally，studying the angle between velocity field and temperature field infect the surface coefficient of heat transfer through field synergy.

enhancement tubes;heat transfer performance;numerical simulation;field synergy

TB663

A

1000-6516(2012)01-0061-04

2011-11-02;

2012-01-20

廣東石油化工學(xué)院青年創(chuàng)新人才培育項(xiàng)目(2010yc01)資助。

陳志靜，男，26歲，碩士，講師。