翼型渦發生器對半圓形螺旋通道的換熱強化機理

李雅俠，張　騰，張春梅，張　麗，吳劍華

（1沈陽化工大學能源與動力工程學院，遼寧 沈陽 110142；2沈陽化工大學化學工程學院，遼寧 沈陽 110142）

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翼型渦發生器對半圓形螺旋通道的換熱強化機理

李雅俠1，張騰1，張春梅1，張麗2，吳劍華1

（1沈陽化工大學能源與動力工程學院，遼寧 沈陽 110142；2沈陽化工大學化學工程學院，遼寧 沈陽 110142）

為考察不同形狀和布置方式的翼型渦發生器強化半圓形截面螺旋通道的換熱特性，對單一以及安裝了jxjs、jxjk、sjjs和sjjk 4種渦發生器的螺旋通道內流動與換熱特性進行了數值研究，數值模擬結果與實驗結果吻合較好。結果表明，研究范圍內渦發生器前后180°范圍內的換熱壁面平均Nusselt數與單一通道的相應值之比的平均值在1.044～1.074之間，流動阻力系數f/f0在1.105～1.188之間。對傳熱效果而言，矩形翼優于三角形翼，對翼漸縮布置優于漸擴布置。渦發生器產生的縱向脫落渦旋改變了原有的二次流場結構，改善了速度場和溫度場的協同性，強化了傳熱。安裝jxjs和sjjs型渦發生器的復合二次流場分別為4渦和2個大渦結構，Re=8000時兩者在通道內強化換熱作用范圍分別可達10.47和12.56倍翼高的距離。

螺旋通道；翼型渦發生器；傳熱；流動；數值模擬；場協同

DOI：10.11949/j.issn.0438-1157.20151623

引　言

螺旋通道廣泛應用于化工、石油、動力等工業中，應用場合不同其橫截面呈現的形狀亦不同，如用于螺旋管式換熱器的圓形、矩形截面螺旋通道，用于同軸螺旋套管換熱器的環形截面螺旋通道等。一直以來，螺旋通道內流體的流動、傳熱傳質特性及其強化傳熱研究都是國內外學者研究的熱點問題之一［1-2］。流體在螺旋通道內流動時在離心力作用下會在與流動方向垂直的截面內產生二次流作用，二次流有利于促進流體質點的混合，提高傳熱傳質性能［3］。半圓形截面的螺旋通道常用在精細化工等領域，作為反應釜的傳熱夾套，用來傳遞反應釜的反應熱，以保證產品質量，此時半圓管的直壁面作為換熱壁面。研究結果［4］表明，Reynolds數越高，半圓形螺旋管橫截面上的二次渦越偏向絕熱的外壁側，從而導致二次流對直換熱壁面的綜合強化傳熱效果變差，特別是對換熱壁面中心附近處的強化傳熱效果更差。研究發現，要強化半圓截面螺旋管道的傳熱性能，可從改善直換熱壁面中心附近處的二次流動特性入手［5］。

縱向渦發生器是一種應用廣泛的、有效的被動式強化傳熱方法，其強化傳熱的機理是通過產生的縱向脫落渦旋改善流場特性和增加湍流強度實現強化傳熱［6］，目前縱向渦發生器已廣泛用來強化開放式和封閉式流場的傳熱［7-9］。研究結果表明，渦發生器的形狀、尺寸和布置方式對強化傳熱效果影響顯著［10-12］。張麗等［13-15］采用渦發生器強化套管換熱器的研究結果表明，對于小曲率的螺旋通道，翼型渦發生器的綜合強化傳熱效果好于柱形渦發生器。鑒于此，本研究采用翼型渦發生器強化半圓形截面螺旋通道內流體的換熱，渦發生器布置在其直換熱壁面的中心，考察渦發生器形狀與布置方式對強化傳熱效果的影響，并基于場協同原理揭示翼型渦發生器強化半圓形截面螺旋通道傳熱的機理。本研究結果可為工程實際中相關傳熱裝置的設計和應用提供理論參考。

1　物理模型及數值模擬方法

1.1物理模型

為研究翼型渦發生器的形狀和布置方式對半圓形截面螺旋通道強化傳熱作用的影響，在其直換熱壁面中心線分別安裝矩形翼漸擴布置（jxjk）、矩形翼漸縮布置（jxjs）、三角形翼漸擴布置（sjjk）和三角形翼漸縮布置（sjjs）4種渦發生器，采用CFD軟件Fluent前處理軟件Gambit建立安裝翼型渦發生器的半圓形截面螺旋通道的物理模型。

螺旋通道以及渦發器的形狀和布置方式如圖1所示。

圖1　螺旋通道及渦發生器結構與布置方式Fig.1　Layouts and configurations of helical channel and vortex generators

圖1（a）中Rc為螺旋通道曲率半徑，P為螺距，2r0為半圓管直徑，螺旋通道取為4圈，渦發生器布置在距離入口θ=720°處半圓形直換熱壁面中心。圖1（b）中δ為渦發生器厚度，β和s分別為對翼間夾角和最小間距，l和b分別為矩形翼長和寬以及三角翼邊長，本研究取b=l。

本研究中，為了對比分析矩形翼渦發生器和三角形翼渦發生器的強化傳熱效果，將兩種渦發生器的直角邊垂直放置作為上游迎流端，如圖1（b）所示，以考察渦發生器迎流端條件相同時脫流邊界分別為垂直和斜邊兩種條件對流動阻力與傳熱特性的影響。數值模擬中各變量的取值見表1。

表1　R螺旋通道及渦發生器參數Table 1　Parameters of helical channel and vortex generators

1.2數值模擬方法及網格劃分

數值模擬以不可壓縮流體水為工作介質，采用Realizable k-ε湍流模型［16］，近壁面處采用增強壁面函數。壓力和速度的解耦采用SIMPLE算法，采用二階迎風格式離散動量和能量方程。入口邊界條件取為速度和溫度入口，出口設定為壓力出口。換熱邊界條件取為半圓形直壁面及渦發生器為恒定壁溫、彎曲半圓形壁面為絕熱的邊界條件。為了保證計算精度，采用分塊劃分網格，即對不含渦發生器的光滑螺旋通道采用結構化網格，而對渦發生器所在的一小段空間區域采用非結構化網格，并對渦發生器附近進行網格局部加密，如圖2所示。網格獨立性實驗結果表明2559316個體網格可以滿足計算精度的要求。

圖2　渦發生器附近區域網格示意圖Fig.2　Schematic diagram of grid for calculation near vortex generator

2　實驗驗證

2.1實驗流程及數據處理

為了驗證數值模擬的正確性，對單一半圓形截面螺旋通道的傳熱特性進行了實驗研究。實驗系統如圖3所示，主要由水箱1、水泵2、轉子流量計4、傳熱筒體5、實驗段6、減壓閥7、調節閥8、蒸汽發生器9以及熱電偶、壓力傳感器、顯示儀表及相關管線組成。其中實驗段的半圓形截面螺旋通道，制作時先將圓管割成兩半，而后將半管螺旋纏繞在傳熱筒體5上，螺旋半圓與筒體外壁組成半圓形截面的螺旋通道。實驗中所用筒體和半圓形截面螺旋通道材質為紫銅，其結構參數與數值模擬中參數相同。為了盡可能減少熱量損失，在螺旋通道外壁敷設保溫材料。

圖3　實驗系統圖Fig.3　Schematic diagram of experiment system 1—water tank；2—pump；3—valve；4—flow meter；5—heat transfer shell；6—helical channel with semicircular cross section；7—pressure-reducing valve；8—safety valve；9—steam generator

實驗中冷流體水由水箱1經過轉子流量計4測量流量以及熱電偶測量溫度后由泵打入半圓形截面螺旋通道內，由下至上與筒體內水蒸氣進行熱量交換，在出口處經過熱電偶測量溫度。通過壓差傳感器測量冷卻水入口和出口處的壓力降。為了確保數值模擬中恒定壁溫的邊界條件，由蒸汽發生器9產生的水蒸氣，經過減壓閥7后在筒體內由上至下恒壓冷凝，通過筒體外壁上布置的3對銅-康銅熱電偶多次測溫并取平均值作為筒體外壁溫度。

實驗中測量的溫度和壓力值由數據采集系統獲得，其中壓力差Δp的測量誤差為0.01 Pa，流量的測量誤差為0.01 m3·h-1，溫度的測量誤差為0.1 K。

定義當量直徑dh為

量綱1變量Reynolds數Re、換熱壁面平均Nusselt數Nu、流動阻力系數f定義如下

式中，um為截面平均速度；Δp為進出口壓降；Δl為螺旋通道長度；hm為對流傳熱系數，hm=q/（SΔT），其中S為總傳熱面積，換熱量q=ρqvcp（Tout-Tin），ΔT =Tw-Tm，Tin和Tout分別為冷卻水進、出口平均溫度，qv為體積流量，Tw為壁面溫度，Tm為進、出口溫度的算術平均值。

計算中流體的定性溫度取為

2.2數值模擬結果與實驗結果的對比

圖4給出了單一半圓形截面螺旋通道內換熱壁面平均Nusselt數Nu0與流動阻力系數f0的數值模擬結果與實驗結果的對比。數值模擬時采用的螺旋通道結構參數和換熱參數與實驗參數相同。從圖中可以看出兩者吻合較好。分析結果表明，以實驗結果為基礎，f0和Nu0的相對偏差的絕對值分別在5.08%～7.38%和6.78%～9.69%之間，平均相對偏差的絕對值為6.58%和8.22%。這說明本研究數值模擬采用的模型和模擬方法對此類換熱設備換熱特性的研究是可靠的。

圖4　數值模擬結果與實驗結果的對比Fig.4　Comparison of simulation values and experiment values

3　計算結果分析

3.1換熱性能及流動阻力

為了考察翼型渦發生器對螺旋通道的強化傳熱效果和流動阻力的影響，圖5和圖6分別給出了渦發生器前后θ=±180°范圍的螺旋通道換熱壁面平均Nusselt數Num與單一螺旋通道對應值Nu0的比值以及流動阻力系數f的變化曲線。從圖5可以看出，研究范圍內Num/Nu0比值均大于1，說明翼型渦發生器能夠強化半圓形截面螺旋通道的傳熱。分析結果表明，研究范圍內安裝jxjs、jxjk、sjjs和sjjk型渦發生器的Num/Nu0的平均值分別為1.074、1.069、1.047和1.044。可以看出，單就強化傳熱效果而言，當對翼形狀相同時，沿流動方向漸縮布置優于漸擴布置。從圖5還可以看出，渦發生器的形狀對強化傳熱的影響程度大于其布置方式的影響。當布置方式相同時，矩形翼對換熱的提高效果優于三角形翼，特別是低Reynolds數條件下差異更為顯著。

圖5　Num/Nu0的變化曲線Fig.5　Change of Num/Nu0

圖6　流動阻力系數f的變化曲線Fig.6　Change of flow resistance coefficient f

導致上述強化傳熱效果存在差異的原因有：渦發生器布置方式相同時，矩形對翼的傳熱面積稍大于三角形對翼，有利于提高換熱；渦發生器結構相同，對翼漸縮布置時，流體在橫截面積不斷減小的通道內流動，速度逐漸增大，在離開對翼時會產生類似射流作用，有利于促進流體的混合，增強換熱；此外更重要的原因是流體繞過不同結構、不同布置方式的渦發生器后會產生不同結構的縱向脫落渦旋，因而會導致不同的強化傳熱效果。

從圖6可以看出，安裝翼型渦發生器后，半圓形截面螺旋通道內流體的流動阻力系數明顯增加。渦發生器形狀相同時，布置方式對流動阻力的影響較小，而安裝矩形翼后導致流動阻力增加的幅度明顯高于三角形翼。分析結果表明，研究范圍內安裝了jxjk、jxjs、sjjk和sjjs型渦發生器的f/f0的平均值分別為1.188、1.169、1.117和1.105。可見，以水為工作介質，采用翼型渦發生器強化半圓形截面螺旋通道換熱時，流動阻力的增加幅度高于換熱的提高程度。因此，在工程實際中應綜合考慮換熱和阻力兩方面因素選擇合適的翼型渦發生器結構和布置方式。

由流體力學知識可知，流體繞流物體時產生的阻力主要包括兩部分，即由于流體黏性產生的摩擦阻力損失以及由于流體脫離物體時發生邊界層分離產生脫落渦旋造成的壓差阻力損失。本研究中的渦發生器尺寸與整個螺旋通道相比很小，而且流體與對翼的接觸面積相差不大，因而流體繞過4種類型渦發生器時產生的摩擦阻力損失的差值較小，可見壓差阻力是導致安裝渦發生器后流動阻力增加并存在差異的主要因素。研究結果表明［17］，壓差阻力的大小與繞流物體的形狀密切相關，特別是流體脫離側物體的形狀，這是由于流體脫離側物體形狀不同，產生的脫落渦旋結構會存在顯著差異。由此可見，在半圓形截面螺旋通道內安裝渦發生器時，其后產生的脫落渦旋結構對流動阻力及強化傳熱性能有重要影響。

3.2強化傳熱機理分析

研究結果表明，螺旋通道強化傳熱的機理主要是依靠離心力作用產生的二次流作用［18］。將翼型渦發生器安裝于半圓形截面螺旋通道后，脫落的縱向渦旋會改變螺旋通道原有的二次流場結構，從而對傳熱和流動阻力產生影響，因而研究加入翼型渦發生器后螺旋通道復合的二次流場分布將有助于其強化傳熱機理的探究。

圖7給出了Re=8000時單一螺旋通道充分發展段以及安裝不同類型渦發生器后5°橫截面內二次流矢量圖。可以看出，對于單一半圓形截面螺旋通道，在與螺旋線垂直的橫截面內二次流場為旋轉方向相反的兩渦結構。由于二次渦心位置靠近彎曲的絕熱外壁側，不利于較大范圍的強化直換熱壁面的傳熱，導致二次流的強化傳熱效果相對減弱［19］。從圖中還可以看出，安裝sjjs型渦發生器后的二次流場雖然仍為兩渦結構，但二次渦的渦心位置明顯移向直換熱壁面，而且二次渦的影響范圍明顯擴大，因而將會有利于提高換熱。而安裝jxjs型渦發生器后的二次流場則演變為四渦結構，即橫截面內除了原有的一對大的離心二次渦外還出現了一對渦發生器誘導產生的向心縱向小渦旋，更有利于破壞或減薄熱邊界層，因而漸縮布置的矩形對翼的強化傳熱效果優于漸縮布置的三角形對翼。可見翼型渦發生器的存在改變了半圓形截面螺旋通道內原有的二次流場結構，并使直換熱壁面附近受二次流的影響范圍明顯增加，因而會進一步起到強化傳熱作用。然而，盡管附加的縱向渦旋有利于強化傳熱，但同時它的存在也增大了壁面附近流體的速度梯度，使流動阻力也相應增大，因而矩形對翼的流動阻力大于三角形對翼。

圖7　單一螺旋通道及渦發生器后5°截面內的二次流場Fig.7　Secondary flow quiver in cross section of smooth helical channel and 5° behind VG

從圖7還可以看出，當渦發生器形狀相同時，漸縮布置方式使產生的縱向渦旋更為集中在半圓形截面的直換熱壁面中心附近，即更有利于改善通道內換熱部位最差處的流場分布，因而漸縮布置方式的強化傳熱效果與漸擴方式相比略微顯著。同時還可以看出，漸擴布置方式使靠近絕熱的彎曲壁面處產生附加渦旋，此渦旋對強化傳熱貢獻微小，但卻增加了通道內流體的流動阻力，因而導致渦發生器結構相同時漸擴布置方式的流動阻力大于漸縮布置方式。

為了分析二次流場分布特性對螺旋通道傳熱的強化效果，圖8給出了Re=8000時單一螺旋通道以及jxjs型渦發生器后5°截面內換熱壁面上局部Nusselt數Nulocal的分布曲線。從圖中可以看出，安裝jxjs型渦發生器后的螺旋通道直換熱壁面上各點Nulocal值均較空螺旋通道有顯著增加，特別是壁面中心點附近處的Nulocal值大幅度提高。對比圖7中的二次流場可以看出，Nulocal值的分布受二次渦的數量和渦心位置影響。對于單一螺旋通道Nulocal有2個峰值，而安裝jxjs型渦發生器的螺旋通道Nulocal存在4個峰值。分析結果表明，安裝jxjs型渦發生器后換熱壁面上的Nulocal最大值為未安裝時最大值的2.79倍，壁面上Nulocal的最大提高幅度約為原值的4.21倍。

圖8　換熱壁面上Nulocal分布曲線 （Re=8000）Fig.8　Distribution of Nulocalon heated wall at Re=8000

為了進一步揭示翼型渦發生器強化半圓形截面螺旋通道的傳熱機理，應用場協同原理對其進行分析。場協同原理［20］指出，相同條件下，對流換熱過程中，速度場與溫度場之間的協同性越好，對流換熱強度就越強。圖9給出了Re=8000時單一螺旋通道充分發展段以及sjjs型和jxjs型渦發生器后5°橫截面內二次流速度場與溫度場之間的協同角α的分布云圖。α的計算式為

研究結果表明，α值越小，說明場協同程度越好［21］。從圖9可以明顯看出安裝翼型渦發生器后換熱壁面附近的α值明顯減小，說明速度場和溫度場的協同性得到明顯改善，有利于強化傳熱。

圖9　單一螺旋通道及渦發生器后5°橫截面內場協同角α分布云圖（Re=8000）Fig.9 Distribution of α in cross section of smooth helical channel and 5° behind VG at Re=8000

3.3渦發生器作用的距離

在工程實際中往往會采用多個渦發生器進行強化傳熱，因而研究單個渦發生器在通道內能夠起到強化傳熱作用的范圍對于如何布置渦發生器具有重要意義，眾多學者［22-23］對此方面問題進行了研究。

圖10　壁面平均Nusselt數Nuθm沿流動方向的變化（Re=8000）Fig.10　Change of Nuθmalong flow direction at Re=8000

為了分析翼型渦發生器在半圓形截面螺旋通道強化傳熱的作用范圍，圖10給出了Re=8000時jxjs型和sjjs型渦發生器后換熱壁面平均Nusselt數Nuθm沿流體流動方向的變化曲線，其中橫坐標L/l表示沿螺旋線的流動長度L與渦發生器高度l的比值。可以看出，沿流動方向Nuθm逐漸衰減，直至達到單一螺旋通道的換熱水平。這是由于經過渦發生器產生的縱向渦旋在主流流體的帶動下向前流動，其強度會逐漸衰減，導致強化傳熱的效果逐漸減弱直至消失。圖10的分析結果表明Re=8000時jxjs型和sjjs型渦發生器在半圓形截面螺旋通道強化傳熱的長度分別可達到10.47倍和12.56倍翼高。

4　結　論

在半圓形截面螺旋通道直換熱壁面的中心線位置分別安裝了4種類型的翼型渦發生器，以實現進一步強化其內流體的傳熱。考察了渦發生器結構和布置方式對強化傳熱特性的影響，探究了翼型渦發生器強化半圓形截面螺旋通道傳熱的機理，得到如下結論。

（1）翼型渦發生器前后±180°范圍的螺旋通道Num與對應的單一螺旋通道Nu0比值Num/Nu0的平均值在1.044～1.074之間，阻力系數比f/f0在1.105～1.188之間。

（2）對提高傳熱效果而言，矩形翼優于三角形翼，沿流動方向對翼漸縮布置優于漸擴布置。

（3）在半圓形截面螺旋通道內安裝jxjs型和sjjs型渦發生器后，二次流場分別為四渦和兩大渦結構。

（4）Re=8000時，jxjs型和sjjs型渦發生器在螺旋通道內起強化傳熱作用的范圍分別可達10.47倍和12.56倍翼高的長度。

符號說明

cp——比定壓熱容，J·kg-1·℃-1

dh——半圓管當量直徑，m

f ——流動阻力系數

hm——對流傳熱系數，W·m-2·℃-1

L ——渦發生器后沿螺旋線方向長度，m

l ——翼高度，m

Nu ——Nusselt數

P ——螺旋通道螺距，m

p ——壓力，Pa

Rc——螺旋通道曲率半徑，m

Re ——Reynolds數

r0——半圓管半徑，m

s ——對翼最小間距，m

T ——溫度，℃

U ——正交螺旋坐標系下的速度矢量，m·s-1

um——截面平均速度，m·s-1

α——場協同角，（°）

β——對翼間夾角，（°）

δ ——渦發生器厚度，m

ρ ——密度，kg·m-3

υ——流體運動黏度，m2·s-1

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Enhanced heat transfer mechanism of winglet vortex generator in helical channel with semicircular cross section

LI Yaxia1， ZHANG Teng1， ZHANG Chunmei1， ZHANG Li2， WU Jianhua1
（1College of Energy and Power Engineering， Shenyang University of Chemical Technology， Shenyang 110142， Liaoning， China；2College of Chemical Engineering， Shenyang University of Chemical Technology， Shenyang 110142， Liaoning， China）

The purpose of this paper is to obtain the enhanced heat transfer characteristic of the winglet vortex generator （VG） in the helical channel with semicircular cross section. The shape and layout of the VG are concerned. CFD software is adopted to simulate the fluid flow and heat transfer characteristic in the smooth helical channel and that installed with four kinds of winglet vortex generator. The four styles of vortex generator are characterized as jxjs， jxjk， sjjs and sjjk VG， respectively. The simulated data coincide well with the experimental data. The results based on the current research show that after installing the vortex generator， the average ratio of Numto Nu0is in the range of 1.044—1.074 where Numis the surface average Nusselt number of helical channel within the scope of ±180o away from the vortex generator and Nu0is the corresponding value of smooth helical channel. However， the specific value between the flow resistance coefficient of helical channel with VG and the corresponding value of smooth channel， i.e. f/f0is in the range of 1.105—1.188. The rectangular winglet VG is superior to the triangular winglet VG only in terms of heat transfer enhanced. Along with the flow direction， the convergent layout of VG is superior to the divergent layout for heat transferring. Based on the field

date： 2015-10-30.

Prof. WU Jianhua， syhgdx_wjh@163.com

supported by the National Natural Science Foundation of China （51506133）， the Foundation of Liaoning Educational Committee（L2014165） and the Doctoral Science Research Foundation of Liaoning Province （20141085）.

synergy principle， the secondary flow field structure would be changed by the vortices shedding from the VG. Thus， the cooperativity of flow and temperature fields would be better and the heat transfer would be improved. For the helical channel with rectangular and triangular winglet VG， the compound secondary flow fields are four vortices and two large vortices， respectively， and the length of heat transfer effect is 10.47 and 12.56 times of winglet height， respectively.

helical channel；winglet vortex generator；heat transfer；flow；numerical simulation；field synergy

TK 124

A

0438—1157（2016）05—1814—08

2015-10-30收到初稿，2015-12-16收到修改稿。

聯系人：吳劍華。第一作者：李雅俠（1977—），女，博士，副教授。

國家自然科學基金項目（51506133）；遼寧省教育廳一般項目（L2014165）；遼寧省博士科研啟動基金項目（20141085）。