換熱設備螺旋和直細通道內扇形凹穴對流體流動和傳熱的影響

馮振飛，朱 禮，林清宇,2，李 歡，劉鵬輝，胡華宇，楊 梅，黃祖強※

（1. 廣西大學化學化工學院，南寧，530004； 2. 廣西大學廣西石化資源加工及過程強化技術重點實驗室，南寧，530004；3. 華南理工大學機械與汽車工程學院，廣州，510641）

換熱設備螺旋和直細通道內扇形凹穴對流體流動和傳熱的影響

馮振飛1,2,3，朱 禮1，林清宇1,2，李 歡1，劉鵬輝1，胡華宇1，楊 梅1，黃祖強1※

（1. 廣西大學化學化工學院，南寧，530004； 2. 廣西大學廣西石化資源加工及過程強化技術重點實驗室，南寧，530004；3. 華南理工大學機械與汽車工程學院，廣州，510641）

為探究結構表面（如凹穴）對換熱設備螺旋和直細通道內流體流動和傳熱影響的差異，在這2種通道的兩側面加入扇形凹穴，并采用數值方法研究其在不同雷諾數下流動、傳熱、熵產以及綜合性能的影響。結果表明：凹穴對螺旋細通道內流體的流動影響明顯，摩阻系數最大提高23%，而對傳熱和綜合性能幾乎沒有影響；低雷諾數時凹穴對直細通道內流體的流動、傳熱和綜合性能的影響不明顯，而高雷諾數時影響顯著，摩阻系數和努塞爾數最大分別提高50%和45%，最大傳熱強化因子達1.27；凹穴可減少螺旋和直細通道內流體流動和傳熱過程的熵產，但在高雷諾數時才比較明顯地減少，且對直細通道的影響大于螺旋細通道，熵產增大數的最小值分別為0.34和0.73。研究結果可為微細通道換熱設備的性能改善提供參考。

傳熱；換熱設備；流體；細通道；凹穴；熵產率；數值模擬

0 引 言

換熱設備廣泛應用于化工、能源、農業和航空航天等工業領域。它們進行熱量交換時通常采用流體作為熱量交換的中間媒介，因此換熱設備里往往設有用于流體流動的通道。直通道和螺旋通道是這些設備里比較常用的2種通道，兩者相比最顯著的區別是流體在后者內流動時會在離心力作用下形成二次流，進而提高傳熱性能，但是流阻增加[1]。此外，螺旋通道結構緊湊、單位體積的換熱面積大，因此廣泛應用于夾套類反應設備。然而，隨著工業技術和微型化技術的迅速發展，一些工程領域的先進設備與器件的體積在不斷縮小，熱負荷也在不斷提高，致使常規尺度通道的換熱設備已無法滿足這些設備與器件的換熱需求。

眾所周知，通道的換熱系數與其直徑成反比，通道直徑越小，傳熱系數就越高[2]。因此，使用微細通道的換熱設備可達到很高的傳熱系數。此外，這種設備還擁有結構緊湊、質量輕和工質充注量少等優點[3-6]。這些優點在一定程度上滿足現代高科技發展所需的換熱要求。然而，學者們并不滿足現狀，他們想進一步強化微細通道換熱設備的傳熱性能，以滿足更苛刻的換熱條件。強化傳熱方法可分為主動式和被動式，由于后者不需要增加額外的能源（除泵功外），因此更受學者們的關注[7]。通過結構表面（如增加凹穴、肋柱等）來增強流體的換熱就屬于此種方式。這種方式已有很多學者[8-12]應用到直微細通道中進行研究，結果表明其能進一步地提高直微細通道的換熱性能和綜合性能。盡管這種方式目前在螺旋微細通道中的研究尚未報道，但是在常規尺度螺旋通道的研究[13-16]已證實可以有效提高傳熱性能。這是因為這些螺旋通道的結構一方面能增加傳熱面積；另一方面能改變通道內流場的分布，進而改變速度場和溫度場的協同程度，從而影響強化傳熱性能。扇形凹穴等結構表面亦能增加螺旋通道傳熱面積，然而由于其形狀各異，導致對通道內流場分布的影響也存在差異，進而影響各自的強化傳熱性能。由于尺度效應的存在，使得微細螺旋通道和常規尺度螺旋通道內流體的流動特性會有所差異。這也促使研究者想探究這種強化方式會對螺旋微細通道產生怎樣的強化傳熱影響，以及與直微細通道的強化傳熱影響有何差異。這對微細通道換熱設備性能的改善具有一定指導意義。然而到目前為止，有關這方面的研究鮮見報道。

本課題組研發了一種機械活化固相反應器，并對多糖高聚物（如淀粉、植物纖維、甘蔗渣、木薯酒糟等）固相反應進行相關研究，發現固相反應體系溫度控制和均勻性要求較高。據此，本課題組研究了不同截面螺旋通道的換熱性能[1]，及周向平行細通道夾套的換熱和流動性能[17-18]，以便改進固相反應器的傳熱裝置，進而提高產物質量。為了進一步改善固相反應器的傳熱性能，本文基于前期研究的基礎上在螺旋和直細通道內增加扇形凹穴結構（簡稱凹穴），并采用數值模擬的方法研究凹穴對螺旋和直細通道內流體流動和傳熱的影響。具體是根據熱力學第一、第二定律對比分析不同雷諾數下凹穴對螺旋和直細通道內流體流動、傳熱、熵產以及綜合性能的影響，旨在深入剖析凹穴對此2種通道影響的差異。

1 模型描述

1.1 幾何模型

本研究的凹穴螺旋細通道（helical mini-channel with cavities，HMCC）立體模型及幾何尺寸如圖1所示。螺旋通道曲率半徑（通道截面中心到螺旋中心線的距離）Rc=27.5 mm，螺距S=8 mm，則對應的螺旋線長度L=172.97 mm；通道高H=3 mm，寬W=3 mm，則當量直徑Dh=2WH/(W+H)=3 mm。凹穴沿螺旋線布置，尺寸及布置的情況見圖1c，共21對，每對間距相等。本研究還建立扇形凹穴型直細通道(straight mini-channel with cavities，SMCC)、光滑螺旋細通道（helical mini-channel，HMC）和光滑直細通道（straight mini-channel，SMC）模型，其通道的橫截面尺寸及長度（螺旋線長度）與HMCC模型一致。其中SMCC模型（見圖2）的扇形凹穴幾何結構及布置與HMCC模型一致。

圖1 凹穴螺旋細通道幾何結構示意圖Fig.1 Schematic diagram of helical mini-channel geometry with cavities

1.2 數值模型

本研究的數值計算域如圖3所示，固體域的材質為鋁，流體域為去離子水。為消除入口效應和出口回流現象，設置進出口過渡段。

圖2 扇形凹穴型直細通道(SMCC)立體模型示意圖Fig.2 Schematic diagram of 3D model for straight mini-channel with cavities (SMCC) channel

圖3 計算域Fig.3 Computational domain

假設本計算模型為三維穩態不可壓縮層流模型；流體和固體的物性為常數；數值計算時忽略輻射傳熱、體積力、表面力和黏性耗散的影響。因此流體域的連續性方程、動量方程和能量方程可分別簡化為

固體域的能量方程為

式（1）－（4）中，下標f和s分別表示流體和固體。U為流體速度矢量，m/s；p為壓力，Pa；T為溫度，K；μ，ρ，cp分別為流體相應溫度的黏度、密度和比熱，單位分別為Pa·s，kg/m3，J/(kg·K)；λ為熱導率，W/(m·K)。

通道進口設為均勻速度進口邊界條件，進口溫度Tin=300 K，進口速度uin=0.05～0.6 m/s，由式（5）計算得到的雷諾數Re=168～2017；通道出口采用壓力出口邊界條件，相對出口壓力為0 Pa；螺旋細通道（HMCC和HMC）的內螺旋面，與直細通道（SMCC和SMC）的底面均設為恒熱流邊界條件，基于其加熱面積不一致且保證加熱量相同的情況下，螺旋細通道和直細通道的熱流密度qw分別設為1.145 98×105和1×105W/m2；固體和流體接觸面設為固液交界面邊界條件，且無速度滑移和無滲透；其余壁面均設為絕熱壁面邊界條件。

式中Dh為細通道的當量直徑，m；Dh=2WH/(W+H)，其中W和H分別表示細通道的寬和高，m。

上述提及的控制方程組（連續性方程、動量方程和能量方程）由CFX軟件求解，求解時收斂殘差設為10-6。求解前需對計算域進行網格劃分，然后采用有限體積法離散控制方程組。鑒于計算域模型的復雜性，采用六面體和四面體混合的網格模式對計算域進行劃分，并根據文獻[17]的方法對模型的網格獨立性進行驗證。經驗證后HMCC，HMC，SMCC和SMC通道模型的最終網格數分別為285萬、246萬、310萬和299萬。根據進口速度的變化情況，4種規格的細通道模型均設置12個工況，每一個工況對應一個算例，共48個算例。

2 計算公式

細通道的平均摩擦阻力系數（摩阻系數）f為

式中Δp為細通道段沿程的壓降，Pa；L為細通道段的長度（螺旋線長度），m。

對于正在發展的層流，Shah等[19]發現矩形直通道的摩阻系數f可表達為

式中Po為泊肅葉數。對于已充分發展的層流，泊肅葉數表達式為

式中α為通道截面的寬高比，α小于或等于1。

螺旋細通道的迪恩數（Dean number）De定義為

對于螺旋通道內充分發展的層流，Manlapaz和Churchill[20]提出摩阻系數的關聯式為

式中m為系數，取值與De有關，當De<20，20≤De≤40和De>40時，m分別取值為2，1和0；He為螺旋數（helical number），定義為

式中Rc為螺旋通道曲率半徑（通道截面中心到螺旋中心線的距離），m；S為螺距，m。

細通道的平均努塞爾數Nu定義為

式中Aw為加熱面的面積，m2；Aif為固液接觸面的面積，m2；Tw為加熱面的平均溫度，K；Tout為細通道出口溫度，K。

由能量守恒可得細通道進出口的溫差為

式中Ain為進口的截面積，m2。

3 結果與討論

3.1 模型驗證

為檢驗數值方法的準確性和可靠性，本研究參照很多研究者[6-11,21-26]采用的方法來進行檢驗。此方法是將模型的數值結果與先前的文獻或理論公式的結果進行對比。比如對于矩形直通道，文獻[8,25]將式（7）的計算結果與數值結果進行對比來驗證數值方法的有效性。需要指出的是式（7）中關鍵參數泊肅葉數Po（式（8）），其計算結果與文獻[27]的試驗結果吻合良好，平均誤差1.9%。對于螺旋通道，文獻[28]將其試驗結果與式（10）的計算結果對比發現，兩者比較一致，平均誤差為6%。且式（10）也常被研究者[29-33]應用于螺旋通道的熱力學分析。文獻[34]將等加熱量工況下通道進出口溫差的試驗結果與式（13）的計算結果進行比較發現，兩者吻合良好，平均誤差為2.0%。綜上表明，上述摩阻系數和通道進出口溫差的理論公式是可靠的，進一步而言，將光滑螺旋細通道（HMC）和直通道（SMC）的摩阻系數和進出口溫差的模擬計算值與理論計算值進行對比來驗證本數值方法的有效性是可行的。圖4給出了HMC和SMC通道摩阻系數的模擬值與理論值對比的結果。計算SMC通道的摩阻系數時，考慮其流態為正在發展的層流，因此式（6）和式（7）的長度L應包括進出口過渡段的長度。

圖4 光滑細通道摩阻系數模擬值與理論值的對比Fig.4 Comparison of simulation and theoretical data for friction factor in smooth mini-channels

由圖4可見，在給定的雷諾數范圍內，HMC和SMC通道摩阻系數的模擬值與理論值吻合較好，最大相對誤差分別為17.6%和12.5%。圖5給出了HMC和SMC通道進出口溫差的模擬值與理論值對比的結果。由圖5可見，在給定的雷諾數范圍內，HMC和SMC通道進出口溫差的模擬值與理論值非常一致，最大相對誤差分別為0.07%和0.95%，這是因為數值模擬時沒有熱損失的影響。綜上可見，本研究的數值方法能夠預測細通道內流體的流動和傳熱性能。

圖5 細通道進出口溫差模擬值與理論值的對比Fig.5 Comparison of simulation and theoretical data for temperature difference between inlet and outlet in mini-channels

3.2 流動特性分析

由于流體黏性的作用，使得流體在通道內流動時產生流動阻力。流動阻力的大小與通道的結構有著密切的關系。因此新通道結構的流動特性是考察其是否有應用價值的一個重要指標。圖6給出了4種結構細通道摩阻系數隨雷諾數變化的關系。

圖6 摩阻系數f與摩阻系數比值f/f0隨雷諾數Re的變化Fig.6 Variations of friction factor f and friction factor ratio f/f0with Reynolds number Re

由圖6可見，在相同雷諾數下，HMCC和HMC通道的摩阻系數都大于SMCC和SMC通道，表明流體在螺旋細通道內流動產生的阻力大于直細通道。這是由于流體在螺旋細通道內流動時，受到離心力作用，使得流體由通道內側向外側擠壓然后又經上下兩側流回內側，形成了一對迪恩渦（Dean vortex），這必然引起流阻的增加。由圖6還可見，HMC、HMCC和SMC細通道摩阻系數均隨雷諾數增大而減小，有趨于定值之勢。而SMCC通道的摩阻系數卻隨雷諾數增大先減小后略增大。此外還發現，在研究的雷諾數范圍內，HMCC通道摩阻系數幾乎都大于HMC通道。而SMCC通道的摩阻系數在低雷諾數時與SMC通道差異不明顯，在高雷諾數時大于SMC通道。這些均表明扇形凹穴對螺旋細通道和直細通道的流動特性影響存在明顯差異。

為進一步分析它們之間的差異，圖6也給出了凹穴螺旋細通道與光滑螺旋細通道及凹穴直細通道與光滑直細通道的摩阻系數比值f/f0隨雷諾數變化的關系。由圖6可見，在低雷諾數（Re≤1008）時，直細通道摩阻系數比值小于1，最小值為0.96，表明凹穴對直細通道流動特性影響很小；而在高雷諾數（Re>1008）時，摩阻系數比值隨著雷諾數增大急劇增大，最大達1.5，表明凹穴對直細通道流動特性影響很大，摩阻系數最大增加50%。究其原因，就是在凹穴處流通截面積突然擴大，流速突然變小，低雷諾數時流體本身的動能不足以帶走凹穴區的流體，進而容易形成滯流區，相當于流體“滑”過凹穴區，也就是說流體流動時與固體接觸面變少，自然流阻也變小[21]；高雷諾數時流體動能變大，易帶走凹穴區的流體，進而在凹穴區形成二次流區，加劇流體擾動，且流體流動時與固體接觸面變大，增大流阻。由圖6還可見，在研究的雷諾數范圍內，螺旋細通道的摩阻系數比值隨雷諾數增大逐漸增大，最大值達到1.23。表明凹穴對螺旋細通道流動特性影響隨著流速的增大變得更為顯著，摩阻系數最大增加23%。這是由于無論是在通道的等截面區還是在凹穴區，流體均受到離心力作用，即均存在迪恩渦，這意味著凹穴區的流體會在迪恩渦的作用下被帶走，使得低雷諾數下也不易形成滯流區。此外，流體流經凹穴處時迪恩渦結構發生變化，加劇了流體擾動，增大了流阻，且這種擾動程度明顯與流速有關。因此螺旋細通道的摩阻系數比值隨雷諾數增大逐漸增大。

3.3 傳熱特性分析

圖7給出了4種結構細通道努塞爾數隨雷諾數變化的關系。由3.2節分析可知，在螺旋細通道內由于迪恩渦的存在使得其流阻大于直細通道。然而，由圖7可見，正因迪恩渦的存在使得螺旋細通道的努塞爾數高于直細通道，則前者的傳熱性能優于后者。這是因為迪恩渦的存在一方面加劇流體的擾動，促使冷熱流體的混合；另一方面減薄流動邊界層和熱邊界層的厚度。這些均可強化螺旋細通道內流體及其與固體之間的傳熱。由圖7還可見，對于螺旋細通道，在相同雷諾數下，HMCC細通道努塞爾數略大于HMC細通道，且這種差異隨雷諾數的增大逐漸變大。而對于直細通道，低雷諾數時，SMCC與SMC細通道的努塞爾數幾乎重合；高雷諾數時，SMCC細通道的努塞爾數明顯高于SMC細通道。由此可見，扇形凹穴對螺旋細通道和直細通道的傳熱特性影響同樣存在差異。

圖7 努塞爾數Nu與努塞爾數比值Nu/Nu0隨雷諾數Re的變化Fig.7 Variations of Nusselt number Nu and Nusselt number ratio Nu/Nu0with Reynolds number Re

由圖7可見，在整個雷諾數范圍內，螺旋細通道的努塞爾數比值都大于1，但最大值僅為1.06，表明凹穴對螺旋細通道傳熱性能的影響不明顯，傳熱效果最大僅提高6%。在凹穴螺旋細通道內，流體流經凹穴區的過程中，由于流道截面積發生改變，使得流體受到離心力的作用也發生變化，以至于穩定的迪恩渦結構被破壞，然后再形成。在此過程中，原束縛在迪恩渦里的流體逃逸出來，加劇了冷熱流體在徑向的混合，進而強化了傳熱[35]。此外在凹穴區，流體的噴射和節流效應、熱邊界層的破壞與再發展，都會提高傳熱性能。然而，這些強化傳熱效果持續性很短，因為流體從凹穴區進入到光滑通道段后，在離心力作用下很快又形成了穩定的迪恩渦，致使部分流體被束縛在迪恩渦內，從而弱化了流體在徑向的混合和傳熱。因此，凹穴不能很大程度地提高螺旋細通道的傳熱性能。對于直細通道，在低雷諾數（Re<1 008）時，努塞爾數比值小于1，最小值為0.95，表明凹穴對直細通道傳熱特性影響很小；而在高雷諾數（Re≥1 008）時，比值隨著雷諾數增大急劇增大，最大達1.45，表明凹穴對直細通道傳熱特性影響很大，傳熱效果最大提高45%。由3.2節分析可知，低雷諾數時，凹穴區的流體滯流，相當于形成傳熱死區。而在高雷諾數時，凹穴區形成漩渦，促使凹穴區的熱流體與主流區的冷流體混合，強化了傳熱。此外，由于直細通道光滑段無明顯改變流動行為的作用力（如離心力）存在，致使流體經過凹穴區時的噴射和節流效應、熱邊界層的破壞與再發展效果持續性更久。上述的這些強化傳熱效果都隨著雷諾數的增大得以加強。因此凹穴對直細通道的傳熱強化效果在高雷諾數時更為顯著。

3.4 綜合性能分析

由上述分析可知，凹穴對螺旋細通道不僅能強化傳熱，而且增加了流阻。在高雷諾數條件下，凹穴強化直細通道傳熱的同時，增大了流阻。為評價凹穴對細通道綜合性能的影響，引入傳熱強化因子（η），以權衡傳熱強化和流阻增加的關系。傳熱強化因子定義為在相同泵功條件下強化通道與光滑通道的傳熱系數之比。即此參數的定義式為

式中下標PP為泵功。當η值大于1時，表明傳熱強化量大于流阻增量，即凹穴結構能有效地提高細通道的綜合性能。反之，凹穴結構是無效的、不經濟的。

圖8給出了凹穴細通道傳熱強化因子隨雷諾數的變化。由圖8可見，在整個雷諾數范圍內，HMCC通道傳熱強化因子變化不大，表明凹穴結構對螺旋細通道綜合性能影響不明顯，且在高雷諾數時出現輕微惡化現象。結合圖6和圖7可知，流阻增量抑制著傳熱強化量。由圖8還可見，SMCC通道傳熱強化因子在低雷諾數時變化不大，且略小于1；在高雷諾數時急劇增大，最大值達1.27。表明凹穴結構只在高雷諾數條件下才能提高直細通道的綜合性能。

圖8 傳熱強化因子η隨雷諾數Re的變化Fig.8 Variation of heat transfer augmentation factor η with Reynolds number Re

3.5 熵產特性分析

眾所周知，流體在通道內流動和傳熱過程是不可逆過程，都有一定的方向性。為分析凹穴對螺旋和直細通道內流體流動和傳熱的不可逆性，本文采用熵產原理進行研究。Bejan[36]根據熱力學第二定律推導出通道內任一微元體流動和傳熱過程的熵產模型

式中SG、ST、SP分別為局部體積總熵產、傳熱引起的熵產和流動引起的熵產，W/(m3·K )；下標i和j為坐標方向。

為了直觀地比較凹穴細通道和光滑直細通道內流體流動和傳熱過程的不可逆性，定義無量綱總熵產率和熵產增大數。其表達式分別為

式中S*G為無量綱總熵產率；V為流體域體積，m3；M為質量流量，g/s；cp為流體比熱，J/(kg·K)；NS,a為熵產增大數；下標0代表光滑細通道。當熵產增大數小于1，表明凹穴結構能減少通道內流體流動和傳熱過程的不可逆損失，即凹穴結構能提高細通道的能量綜合利用程度。

圖9給出了4種結構細通道的無量綱總熵產率隨雷諾數的變化。由圖9可見，在相同雷諾數下，螺旋細通道（HMCC、HMC）的無量綱總熵產率明顯低于直細通道（SMCC、SMC），表明螺旋細通道的能量綜合利用程度高于直細通道。這主要是因為前者的傳熱性能優于后者，從而減少在傳熱過程中的有用能損失。由圖9還可見，在低雷諾數時，HMCC與HMC通道的熵產率幾乎相當，SMCC與SMC通道的亦如此；而在高雷諾數時，HMCC通道的熵產率略低于HMC通道，SMCC通道的熵產率明顯低于SMC通道。這表明凹穴結構對螺旋和直細通道內流體流動和傳熱過程的熵產影響明顯不一樣。圖9也定量描述了它們之間影響的差異。由圖9可見，HMCC和SMCC通道熵產增大數的范圍分別為0.96～0.73和1.0～0.34，除了一個數據點外，其他數據點都小于1，表明凹穴結構確實能夠提高細通道的能量綜合利用程度，然而僅在高雷諾數時才更有效。HMCC通道的熵產增大數的最小值為SMCC通道的2.15倍，表明凹穴對直細通道的不可逆損失減少率約為螺旋細通道的2倍。換言之，直細通道與螺旋細通道相比，凹穴結構更能提高前者能量的有效利用程度。

圖9 總熵產率SG*與熵產增大數NS,a隨雷諾數Re的變化Fig.9 Variations of total entropy generation rate SG*and augmentation entropy generation number NS,awith Reynoldsnumber Re

4 結 論

1）對于螺旋細通道，凹穴明顯增大流阻，最大提高23%；而凹穴對傳熱性能幾乎沒有影響。對于直細通道，低雷諾數時凹穴能夠略減少流阻和稍弱化傳熱；而高雷諾數時凹穴明顯急劇增大流阻和傳熱性能，摩阻系數和努塞爾數最大分別提高50%和45%。

2）凹穴并不能提高螺旋細通道的綜合性能；盡管低雷諾數時凹穴稍降低直細通道的綜合性能，但高雷諾數時凹穴明顯提高直細通道的綜合性能，最大傳熱強化因子達到1.27。

3）熵產特性分析表明，凹穴能減少螺旋和直細通道流動和傳熱過程的不可逆損失，即能提高它們的能量綜合利用率；然而凹穴對直細通道的不可逆損失減少率大于螺旋細通道，前者的最大減少率約為后者的兩倍。

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Effects of fan cavities on fluid flow and heat transfer in helical and straight mini-channels of heat exchanger

Feng Zhenfei1,2,3, Zhu Li1, Lin Qingyu1,2, Li Huan1, Liu Penghui1, Hu Huayu1, Yang Mei1, Huang Zuqiang1※
(1. School of Chemistry and Chemical Engineering, Guangxi University, Nanning 530004, China; 2. Guangxi Key Laboratory of Petrochemical Resource Processing and Process Intensification Technology, Guangxi University, Nanning 530004, China; 3. School of Mechanical and Automotive Engineering, South China University of Technology, Guangzhou 510641, China)

With the rapid development of microminiaturization technology and the urgent requirements of industrial field, the sizes of many devices are reduced continually. This causes the thermal load to increase sharply when the device is working, and further leads to the decreasing of the working stability gradually. So the conventional heat exchanger can’t meet the heat transfer requirement for these micro-devices. Thus, the micro/mini-channel heat exchanger emerges as the times require. This exchanger has many advantages, such as compact structure, high efficiency for heat dissipation, low power consumption and few coolant requirements. These advantages motivate many researchers to conduct numerous studies on the micro/mini-channel heat exchanger continuously to further enhance heat transfer performance. Adding cavities, fins or ribs on the wall of the channel is a solution for enhancing heat transfer performance in the micro/mini-channel heat exchanger. As we know, the helical and straight channels are widely applied to the heat exchanger. The difference between both channels is the existence of secondary flow in former, inducing heat transfer enhancement. Therefore, it is important to understand the effects of cavities or fins on the fluid flow and heat transfer enhancement in the helical and straight micro/mini-channel heat exchangers. As a consequence, the cavities are added on the both sidewalls of helical and straight mini-channels in this work, and the effects of the cavities on the fluid flow and heat transfer in the helical and straight mini-channels are studied using numerical simulation method. Specifically, the comparative analysis in the effects of cavities on the flow, heat transfer, entropy generation and overall performance in the helical and straight mini-channels is performed based on the first and second thermodynamics law. This aims to analyze the different effects of cavities on both mini-channels. The cross-sections for both mini-channels are the same, and the width and height of this cross-section are 3 and 3 mm, respectively. The working conditions include the Reynolds number of 168-2017, the heat flux density of 1.145 98×105and 1×105W/m2for helical and straight mini-channels, respectively, based on the condition of different heating area and same power input. The numerical results show that for helical mini-channel, the cavities can increase flow resistance, and the maximum increasement reaches up to 23%. But they have no obvious influence on heat transfer performance. For straight mini-channel, the cavities can slightly reduce flow resistance and heat transfer performance when the Reynolds number is less than 1 008. However, they rapidly increase flow resistance and heat transfer performance when the Reynolds number is greater than 1 008, and the friction factor and Nusselt number grow to 50% and 45% respectively. In the whole Reynolds number range, the cavities can’t improve the overall performance in the helical mini-channel. Although the cavities slightly weaken the overall performance in the straight mini-channel at low Reynolds number, they obviously enhance the overall performance at high Reynolds number, and the maximum heat transfer augmentation factor grows to 1.27. The results of entropy generation analysis indicate that the cavities can reduce irreversible loss in the flow and heat transfer process for helical and straight mini-channels, thereby improving effective utilization of thermal energy. However, the decrement rate of irreversible loss for straight mini-channel with the cavities is greater than that for helical mini-channel, for the former’s decrement rate is about 2 times that of the latter. This work provides a reference for improving the performance of heat exchanger with mini/micro-channels.

heat transfer; heat exchanger; fluids; mini-channel; cavity; entropy generation; numerical simulation

10.11975/j.issn.1002-6819.2017.11.033

TK124

A

1002-6819(2017)-11-0254-08

馮振飛，朱 禮，林清宇，李 歡，劉鵬輝，胡華宇，楊 梅，黃祖強. 換熱設備螺旋和直細通道內扇形凹穴對流體流動和傳熱的影響[J]. 農業工程學報，2017，33(11)：254－261.

10.11975/j.issn.1002-6819.2017.11.033 http://www.tcsae.org

Feng Zhenfei, Zhu Li, Lin Qingyu, Li Huan, Liu Penghui, Hu Huayu, Yang Mei, Huang Zuqiang. Effects of fan cavities on fluid flow and heat transfer in helical and straight mini-channels of heat exchanger[J]. Transactions of the Chinese Society of Agricultural Engineering (Transactions of the CSAE), 2017, 33(11): 254－261. (in Chinese with English abstract) doi：10.11975/j.issn.1002-6819.2017.11.033 http://www.tcsae.org

2016-11-10

2017-05-15

國家自然科學基金 (51463003)；廣西自然科學基金(2014GXNSFBA118051，2016GXNSFAA380210，2016GXNSFAA380217)；廣西石化資源加工及過程強化技術重點實驗室主任基金(2015Z012)；南寧市科技攻關項目(20155345)

馮振飛，男，廣西博白人，講師，博士生，主要從事強化傳熱與節能研究。南寧 廣西大學化學化工學院，530004。Email：zffeng@gxu.edu.cn※通信作者：黃祖強，男，廣西陸川人，教授，博士，博士生導師，從事機械活化固相反應體系及其設備開發等研究。南寧 廣西大學化學化工學院，530004。Email：huangzq@gxu.edu.cn