翅片結構對雙向開縫翅片管換熱器性能的影響

屠琦瑯，袁益超，胡曉紅

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翅片結構對雙向開縫翅片管換熱器性能的影響

屠琦瑯，袁益超，胡曉紅

（上海理工大學上海市動力工程多相流動與傳熱重點實驗室，上海200093）

為了獲得翅片結構對雙向開縫翅片管換熱器傳熱與阻力性能的影響規律，對不同翅片間距f和開縫高度h的雙向開縫翅片管換熱器進行了數值模擬，并對數值模擬結果進行了模化試驗驗證。結果表明：當<7200時，增大f會提高雙向開縫翅片管換熱器的傳熱與阻力性能；當>7200時，減小f會提高其傳熱性能，降低其阻力性能；隨著h的增加，雙向開縫翅片管換熱器的傳熱性能先降低后提高，阻力性能先提高后降低；對于不同翅片結構的5種雙向開縫翅片管換熱器，f越大，綜合流動傳熱性能越高，但實際換熱面積會減小，需綜合考慮；在=2734～6712范圍內數值模擬與試驗結果吻合較好，數值模擬能較準確地反映雙向開縫翅片管換熱器的傳熱與阻力特性。研究成果可為雙向開縫翅片管換熱器的結構與性能優化提供依據。

雙向開縫翅片管換熱器；傳熱；數值模擬；模化試驗；綜合流動傳熱性能；優化

引 言

翅片管換熱器廣泛應用于化工、電力以及空調與制冷等行業。氣-液間壁式傳熱的主要熱阻集中在氣側，占50%～70%[1]，所以應該強化氣側傳熱。氣側換熱表面采用整體套片式的翅片管具有結構緊湊和傳熱效率高的特點。在整體套片式翅片管氣側平直翅片上開縫使其成為間斷式翅片是進一步強化傳熱的一種有效方法[2-3]。由于翅片上的開縫結構增強了流體的擾動，破壞了翅片表面的流體邊界層，從而有效減薄了邊界層厚度，顯著增強了傳熱[4]。近年來，國內外學者對開縫翅片管換熱器進行了大量研究。Du等[5]研究了管排數對開縫翅片管換熱器傳熱性能的影響。Yun等[6]對不同翅片間距、開縫高度、開縫數量等的雙排開縫翅片管換熱器進行了試驗研究。Tang等[7]對螺旋翅片、平直翅片、開縫翅片、縱向渦發生器和混合型翅片等5種翅片管換熱器進行了試驗和數值模擬研究，并對縱向渦發生器進行了結構優化，使其傳熱性能優于開縫翅片。尹斌等[8]對3種不同型式的開縫翅片管換熱器進行了數值模擬，發現雙邊交替開縫翅片的傳熱性能最好，單邊開縫翅片的阻力最小。鹿欽禮等[9]對不同開縫形式的翅片管換熱器進行了三維數值模擬，并用場協同理論進行分析，為工程實際運用提供了一定的理論指導。楊立軍等[10]對6種不同管束結構的Forge型翅片管束和橢圓形翅片管束進行了試驗及數值模擬研究，并得到了相關特征數關聯式，對相關空冷系統的選型及運行具有指導意義。袁益超等[11-13]對不同結構的開縫翅片管換熱器進行了試驗和數值模擬研究，得到了運行工況以及翅片結構對開縫翅片管換熱器傳熱與阻力性能的影響規律。

目前，對雙向開縫翅片管換熱器傳熱與阻力性能的研究還處在不斷發展和完善的過程中，改變其結構參數以進一步提高其傳熱與阻力性能是研究的重點。翅片間距和開縫高度的不同會影響雙向開縫翅片管換熱器的換熱面積和空氣的擾動強度，且與改變管徑、管間距以及開縫數量等方法相比，改變翅片間距和開縫高度相對較為方便[14]。合理的翅片間距和開縫高度可以使雙向開縫翅片管換熱器在較小的阻力增量范圍內盡量提高換熱性能，以達到強化傳熱以及節能的目的。

本文采用數值模擬與模化試驗相結合的方法研究翅片間距及開縫高度對雙向開縫翅片管換熱器傳熱與阻力特性的影響規律，同時綜合考慮其傳熱與阻力性能，以便為此類換熱器的結構與性能優化提供依據。

1 數值計算模型

1.1 物理模型

本文研究的雙向開縫翅片管換熱器的翅片結構如圖1所示，模化試驗元件的主要結構參數見表1。

表1 試驗元件主要結構參數

對整體的換熱管束進行數值模擬需要龐大的計算容量，故通常選取能代表管束流動與傳熱特性的單元空間作為計算區域。考慮到雙向開縫翅片管換熱器幾何結構的周期性和對稱性，選取實際換熱過程中一部分作為研究對象，如圖2所示。該計算區域沿方向選取相鄰兩列管中心線之間的區域，沿方向選取兩翅片中線之間的區域，沿方向選取空氣流經的4排管子。為使得入口處空氣速度均勻且垂直于入口截面，在入口處延長約3倍基管外徑長度；在出口處延長約7倍基管外徑長度，以保證出口無回流[15]。同時為了使模型更接近試驗條件，得到更準確的結果，翅片上開縫的結構與實物完全相同。因工藝要求，本研究的雙向開縫翅片管換熱器基管與翅片之間有翻邊結構，不過因翻邊厚度很薄、緊貼基管表面，且翅片材質為導熱性能優異的鋁，故在數值模擬時忽略了此翻邊結構，并認為此忽略不會對其流動和傳熱性能的變化趨勢產生明顯影響。用GAMBIT建立的開縫翅片三維模型如圖3所示。

1.2 數學模型及數值模擬方法

本文采用Fluent軟件對雙向開縫翅片管換熱器的流動與傳熱過程進行數值模擬。計算模型為三維穩態湍流不可壓縮流動，數值模擬控制方程由連續性方程、動量守恒方程和能量守恒方程組成[16]，湍流模型選用標準-模型，壓力與速度的耦合采用SIMPEL算法[17]。邊界條件設置如圖4所示：空氣入口為速度入口，分別取7個不同的迎風面風速(1.0、1.3、1.5、1.7、1.9、2.1、2.3 m·s-1)；空氣出口設為自由出流；基管和翅片表面均為無滑移壁面。空氣入口溫度統一設為25℃，基管內表面溫度設為恒壁溫58℃（參照本文試驗時基管內循環水的平均溫度），翅片表面為對流換熱的流固耦合邊界[18]；在方向上的邊界為對稱性邊界條件；在方向上為周期性邊界條件；換熱管壁和翅片材料均為鋁，并忽略管壁與翅片之間的接觸熱阻。

1.3 網格劃分及無關性驗證

由于所研究的雙向開縫翅片管換熱器結構的復雜性，特別是翅片的開縫結構，所以在劃分網格的過程中采用分塊及局部細化的方法。網格劃分的基本原則為：翅片和基管表面的網格劃分細密，流體區域的網格隨著離翅片管表面距離的增大而趨于稀疏，以達到節省計算時間、提高計算精度的目的。對翅片、基管及流體區域均采用適應性較好的非結構化四面體網格。

為了得到網格的獨立解，消除網格劃分數目對模擬結果的影響，以試驗元件結構參數為例進行網格無關性驗證，對網格數目分別為420萬、460萬、520萬的3個模型進行模擬，模擬結果表明和的變化均在3%以內，滿足網格無關性要求。為了兼顧計算速度與精度，選取網格數目為460萬的模型進行后續模擬。

1.4 數據處理方法

根據數值模擬結果可以得到模型的換熱量、空氣出口溫度以及模型前后壓差，從而可以計算出模型的Reynolds數、Nusselt數、Euler數以及摩擦因子。

Reynolds數

Nusselt數

(2)

Euler數

摩擦因子

(4)

式中，o為基管外徑，m；o為管外空氣側對流傳熱系數，W·m-2·K-1；為管束間最小流通截面空氣流速，m·s-1；為管外空氣運動黏度，m2·s-1；為管外空氣熱導率，W·m-1·K-1；為管外空氣密度，kg·m-3；為沿空氣流動方向管排數；Δ為管外空氣側流動阻力，Pa；ca為空氣流動方向的翅片長度，m。

1.5 模化試驗驗證

1.5.1 模化試驗系統 為驗證本文數值模擬方法的準確性，對表1所示雙向開縫翅片管換熱器試件的傳熱與阻力特性進行了模化試驗。試驗系統如圖5所示。該系統包括4個部分：冷卻空氣系統、循環水系統、控制系統、數據采集系統。

1—air heater; 2—uniform flow field device; 3—thermocouple; 4—test element; 5—differential pressure transmitter; 6—nozzle box; 7—pressure transmitter; 8—induced draft fan; 9—electric motor; 10—water tank; 11—water heater; 12—pump; 13—valve; 14—electromagnetic flowmeter; 15—platinum resistor

冷卻空氣系統主要由空氣電加熱器、整流格柵、試驗段、噴嘴流量箱和引風機組成；由引風機從外界環境中引入的空氣，被電加熱器加熱到試驗所需溫度，沿風道經整流格柵，使流體流速分布均勻，到達試驗段，橫向沖刷雙向開縫翅片管換熱器。空氣將管束內循環水的熱量帶走后進入噴嘴流量箱，最后經引風機排至外界環境，完成整個吸熱過程。循環水系統主要由穩壓水箱、水泵、電加熱器、電磁流量計及試驗段組成。循環水在穩壓水箱中經電加熱器加熱到試驗所需溫度，由水泵從穩壓水箱中引出，經電磁流量計后，進入試驗段，被空氣冷卻后回到穩壓水箱，完成循環。控制系統主要功能是通過實時監測、控制和調節水溫、水速、風溫、風速，以滿足試驗所需工況。

在試驗過程中，當循環水放熱量和空氣吸熱量之間的誤差保持在±2%以內，認為試驗工況已經穩定，即可采集數據。空氣流量由噴嘴測量，試驗段進、出口空氣溫度由經標定的銅-康銅熱電偶網測量，空氣側壓降由精度為0.2級的EJA-120A型差壓變送器測量，進、出口水溫由A級精度的Pt100鉑電阻測量。水流量由精度為0.2級的AXF040G型電磁流量計測量。測量儀表的輸出信號通過ADAM-4118型模塊采集，經ADAM-4520型模塊轉換后，由計算機程序采集。

試驗過程不可避免地存在誤差。本試驗的誤差主要有試驗段進口風溫ai和出口風溫ao的誤差、試驗段進出口水溫降Δw的誤差、水流量w的誤差、空氣流量a的誤差、水側放熱量w的誤差、空氣側吸熱量a的誤差以及傳熱系數的誤差，根據試驗參數及試驗過程所涉及的儀表精度，由誤差傳遞理論[19]可計算各參數的相對誤差，見表2。

表2 各參數相對誤差

1.5.2 數值模擬與模化試驗結果的比較 本文模化試驗工況為進口風溫25℃，進口水溫60℃，數值模擬與模化試驗結果比較如圖6所示。

由圖可以看出，在=2734～6712時，數值模擬與模化試驗的相對誤差在9.6%以內，的相對誤差在-3.28%～0.63%范圍內，兩者吻合較好。可見，本文采用的數值模擬方法能夠較好地反映雙向開縫翅片管換熱器的傳熱與阻力特性。

導致數值模擬和模化試驗結果之間誤差的原因主要在于：①數值模擬所采用的計算模型是經過簡化處理的，如采用對稱性邊界條件以減少網格數量、縮短計算時間，而試驗時對應的對稱面上不可能沒有流體的交換；②數值模擬時管壁內表面溫度設置為常數，而試驗時管壁溫度沿流程方向是變化的；③由于制造工藝水平，試驗元件翅片及管壁表面存在著一定的粗糙度，且翅片與管壁之間有一定的接觸熱阻，而數值模擬的物理模型表面是絕對光滑的，且不考慮翅片與管壁之間的接觸熱阻。④試驗系統及數值模擬本身存在一定的誤差。

2 數值模擬結果與分析

鑒于在本文研究的范圍內數值模擬與試驗結果吻合較好，故采用上述數值模擬方法分析了翅片間距和開縫高度對雙向開縫翅片管換熱器傳熱與阻力特性的影響規律。

2.1 翅片間距f對雙向開縫翅片管換熱器傳熱與阻力特性的影響

通過數值模擬，獲得了如圖7所示的翅片間距對雙向開縫翅片管換熱器傳熱與阻力特性的影響規律。其中，試件編號f=2.3、f=3.3、f=4.3表示翅片間距分別為2.3、3.3、4.3 mm，其余結構參數均相同（表1），且模擬工況也相同。

由圖7(a)中可以看出，翅片間距對雙向開縫翅片管換熱器傳熱特性的影響與有關。當<7200時，空氣側隨著翅片間距的增大而增大，這是因為f=2.3的翅片間距較小，上下邊界層將會重合，傳熱形式主要為流體的導熱，傳熱效果大大降低，即使有開縫的交錯存在，對流體邊界層有一定的破壞作用，但因為氣流流通通道過于狹小，流體不能充分沖刷翅片表面進行對流換熱，故f=2.3的空氣側較小；而隨著翅片間距的增大，這一問題得到了有效解決；不過，對于整個換熱器而言，在外形尺寸一定的情況下，翅片間距增大，盡管傳熱系數得到了提高，但因翅片數量的減少，空氣側總的換熱面積也隨之減少，兩者綜合影響可能會導致總換熱量的減小。當>7200時，f=2.3的空氣側超過了f=3.3和f=4.3的空氣側，該規律與文獻[20]獲得的翅片間距對開縫翅片管換熱器的傳熱特性的影響規律相似；隨著的增大，旋渦流動成為主要流動方式，而翅片間距為2.3 mm、開縫高度為1.92 mm時，開縫橋面交錯分布在相鄰兩翅片之間，相比于翅片間距為3.3、4.3 mm時，開縫導致的氣流擾動更為劇烈，對翅片表面的沖刷更為全面，同時對邊界層的破壞更為嚴重。

由圖7(b)中可以看出，在同一下，空氣側隨著翅片間距的增大而減小，即空氣側流動阻力隨之減小，這是因為，在同一下，翅片間距越小，流通截面越小，擾動增強，因而使得空氣側流動阻力增大。

2.2 開縫高度h對雙向開縫翅片管換熱器傳熱與阻力特性的影響

開縫高度對雙向開縫翅片管換熱器傳熱與阻力特性的影響如圖8所示。其中，試件編號h=1.60、h=1.92、h=2.24表示開縫高度分別為1.60、1.92、2.24 mm，其余結構參數均相同（表1），且模擬工況也相同。

由圖8(a)可以看出，隨著的增大，不同開縫高度的翅片管換熱器空氣側均隨之增大；在同一下，隨著翅片開縫高度的增加，空氣側先減小后增大，這是因為，h=1.92的上、下翅片的開縫橋面處于同一平面上，而相對于h=1.92，開縫高度的升高或降低，都會導致相鄰兩橋面分開布置（圖9），翅片間的擾動會變得更為劇烈，熱邊界層的破壞程度也更為嚴重；又因為管束的熱邊界層是沿著翅片表面發展的，h=2.24的開縫與其相鄰翅片距離更近，而h=1.60的開縫橋面與其本身的翅片距離較近，兩者都有效減薄了翅片表面的熱邊界層厚度；越大，流體的擾動越劇烈，會形成復雜的流體旋渦流動，而開縫高度的增加，使得這一現象更為明顯，從而有效地強化了空氣側對流換熱。

由圖8(b)可以看出，在同一下，隨著開縫高度的增大，空氣側先減小后增大，即空氣側流動阻力先減小后增大。這是因為h=2.24的相鄰兩橋面互相交錯，h=1.60的相鄰兩橋面互相分離，兩者均減小了氣流在翅片間的流通面積，增加了流體的擾動，從而增加了阻力；而h=2.24的流通截面最小，故其阻力最大。

2.3 翅片結構對換熱器綜合流動傳熱性能的影響

為了比較雙向開縫翅片管換熱器的綜合流動傳熱性能，本文采用性能評價指標·-1/3對不同翅片結構的換熱器進行性能分析。·-1/3的值反映了流體在流經傳熱表面時，單位功耗的對流換熱的強弱。對于所研究的單個翅片單元，·-1/3的值越大，說明管束的綜合流動傳熱性能越優[10]。

根據數值模擬結果，=2734～6712范圍內，5種翅片結構的換熱器的綜合流動傳熱性能的評價準則·-1/3如圖10所示。從圖中可以看出，隨著的增大，評價準則·-1/3增大，即翅片管束綜合流動傳熱性能提高，這是因為隨著的增大而增大，隨著的增大而減小；在同一下，改變翅片開縫高度，其綜合流動傳熱性能相近，因此，在實際工程應用時，可根據實際情況選擇不同的開縫高度，如要求傳熱性能較好，可考慮采用h=2.24開縫翅片管換熱器，如要求阻力盡可能小，則可以選擇h=1.92開縫翅片管換熱器；f=4.3的綜合流動傳熱性能最佳，主要是因為和較小翅片間距的翅片管束相比，盡管其傳熱性能提高不明顯，但其阻力明顯減小了，不過在換熱器外形尺寸一定時，翅片間距的增大會使翅片數減少，換熱面積減小，反而會降低雙向開縫翅片管換熱器的換熱能力，因此f=4.3單個翅片單元的換熱器綜合流動傳熱性能最優，但對于外形尺寸相同的雙向開縫翅片管換熱器而言其傳熱性能不一定最好。在本研究中，在一定范圍內，存在最優翅片間距，需綜合考慮。

3 結 論

采用數值模擬與模化試驗相結合的方法研究了開縫結構對雙向開縫翅片管換熱器傳熱與阻力特性的影響規律，得出以下結論。

（1）空氣側的變化對雙向開縫翅片管換熱器的傳熱與阻力性能有顯著影響。由于熱阻主要集中在空氣側，所以增大空氣流速可顯著提高雙向開縫翅片管換熱器的傳熱性能，同時，空氣側流動阻力也會逐漸增加。

（2）翅片間距在2.3～4.3 mm范圍內，當<7200時，空氣側隨著翅片間距的增大而增大，而當>7200時，f=2.3的空氣側超過了f=3.3和f=4.3的空氣側；空氣側流動阻力隨著翅片間距的增大而減小。對換熱器一個翅片單元空間而言，f=4.3的綜合流動傳熱性能最佳，但是當換熱器外形尺寸一定時，由于換熱面積的減小，其換熱量可能減小，所以需要結合實際情況綜合考慮。

（3）開縫高度在1.60～2.24 mm范圍內，隨著翅片開縫高度的增大，空氣側和流動阻力均先減小后增大；3個開縫高度翅片的換熱器綜合流動傳熱性能相近，此時應視具體情況選擇翅片結構，如需換熱性能好，可選擇h=1.60或h=2.24，如要求阻力小，可選擇h=1.92。

（4）本文的數值模擬方法有一定的準確性，可用于拓展研究其他因素對雙向開縫翅片管換熱器傳熱與阻力特性的影響規律。

符 號 說 明

do——翅片管基管外徑，mm Eu——Euler數 f——范寧摩擦因子 Nu——Nusselt數 Pf——翅片間距，mm Re——Reynolds數 Sh——開縫高度，mm Sw——開縫寬度，mm S1——管束橫向間距，mm S2——管束縱向間距，mm δ——翅片管基管壁厚，mm δf——翅片厚度，mm

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Effects of fin structure on heat transfer and resistance characteristics of super slit finned tube heat exchangers

TU Qilang, YUAN Yichao, HU Xiaohong

(Shanghai Key Laboratory of Multiphase Flow and Heat Transfer in Power Engineering, University of Shanghai for Science and Technology, Shanghai 200093, China)

To understand the effect of fin structure on heat transfer and resistance, numerical simulation and validation experiments were performed on super slit finned tube heat exchangers with different fin pitchesfand slit heightsh. Whenwas less than 7200, heat transfer and resistance performance was improved withfincrease. Whenwas greater than 7200, heat transfer was improved but resistance was declined withfdecrease. In case ofhincrease, heat transfer declined first and enhanced later, whereas resistance showed an opposite trend. With regard to five super slit finned tube heat exchangers with different fin structures, the comprehensive flow and heat transfer performance were improved while the actual heat transfer area was decreased withfincrease, which a consideration of all factors should be required. A good agreement was observed between the numerical simulation and experimental results whenwas in the range of 2734—6712, indicating that the numerical simulation method could predict the heat transfer and resistance characteristics of super slit finned tube heat exchangers. These results would set a basis for optimization between structure and performance of these heat exchangers.

super slit finned tube heat exchangers; heat transfer; numerical simulation; modeling experiment; comprehensive flow and heat transfer performance; optimization

2016-05-31.

10.11949/j.issn.0438-1157.20160756

TK 223

A

0438—1157（2016）11—4615—08

屠琦瑯（1992—），男，碩士研究生。

2016-05-31收到初稿，2016-07-08收到修改稿。

聯系人：袁益超。

Prof. YUAN Yichao, ychyuan@163.com