繞流肋片通道內(nèi)的流動與換熱特性數(shù)值研究

梁釗, 王新軍

(西安交通大學(xué)能源與動力工程學(xué)院, 710049, 西安)

燃氣輪機因高功率輸出而被工業(yè)和軍事應(yīng)用多年,燃氣輪機技術(shù)的進一步發(fā)展需要更先進的渦輪機械技術(shù),提高進氣溫度是提高燃氣輪機效率的一種可行方法,但高溫工作流體通常會對燃氣輪機葉片產(chǎn)生負面影響。因此,一項成功而實用的冷卻技術(shù)對于確保燃氣輪機正常運行是不可或缺的。擾流肋內(nèi)部冷卻技術(shù)作為一種有效的冷卻方法,已在燃氣輪機領(lǐng)域應(yīng)用多年。近年來,越來越多的人致力于開發(fā)更高效的強化換熱技術(shù),改變擾流肋的形狀是提高換熱系數(shù)、減少壓力損失的常用方法。因此,應(yīng)從流動結(jié)構(gòu)和換熱特性方面深入了解帶肋矩形通道的內(nèi)部冷卻。

許多研究人員提出了很多不同形狀和大小的肋結(jié)構(gòu)來提高換熱效率和降低壓力損失。Kaewchoothong等發(fā)現(xiàn)在V型肋中,攻角為60°時的換熱系數(shù)和摩擦系數(shù)都達到了最大值[1]。Jansangsuk等對V型三角肋的研究發(fā)現(xiàn),在冷卻通道中使用波狀擋板可以提高熱力性能,特別是在肋高與通道高度之比e/H=0.2、肋間距與通道高度之比P/H=3時,熱力性能提高最大[2]。楊祺等的研究都表明正向V型肋壁面?zhèn)鳠岜确聪騐型肋的好[3-4],而劉聰?shù)难芯恳脖砻魅切谓孛胬弑诿娴钠骄鶕Q熱系數(shù)大于矩形截面肋的。李彥霖等對比了不同肋片矩形通道的換熱與流阻特性,發(fā)現(xiàn)W型肋通道具有最高的平均換熱性能和綜合熱力性能[5]。

Liu研究了半附著肋通道內(nèi)的流動換熱特性,發(fā)現(xiàn)這種肋可以消除肋下游的低換熱區(qū)域,但熱力性能低于完全附著肋和分離式肋的熱力性能[6]。蘇生等對交替大小肋片通道的研究發(fā)現(xiàn),在肋片上游合適的位置布置小肋片可以降低通道的阻力系數(shù),并提高通道的綜合熱力性能[7]。Xie等的研究也表明在兩個大形肋的中間放置半尺寸肋可以獲得最大的Nu和摩擦系數(shù)[8]。王龍飛提出的高性能波浪肋,相比于45°V型肋,在不增大壓力損失的情況下,換熱性能最多可提高33%[9]。

羅馬等對高阻塞比肋片通道的研究發(fā)現(xiàn),較大阻塞比肋片通道具有較高的對流換熱系數(shù),順排肋片通道的對流換熱系數(shù)明顯高于叉排肋片通道的對流換熱系數(shù)[10]。龔建英等利用Kriging代理模型和遺傳算法對寬高比為1、肋片角為45°的帶肋直通道進行了模擬優(yōu)化設(shè)計,發(fā)現(xiàn)在帶肋通道偶數(shù)號肋片遠端一側(cè)切除部分長度的肋片不僅不會降低對流換熱強度,還能提高壁面換熱強度,并降低通道的摩擦阻力[11]。席雷等分析了通道寬高比、肋角和雷諾數(shù)對帶肋通道流動換熱特性的綜合影響,并擬合了壁面平均努塞爾數(shù)和通道摩擦系數(shù)與上述因素的經(jīng)驗關(guān)聯(lián)式[12]。

帶穿孔型肋的冷卻通道具有更好的熱力性能,因為這種肋會比實心肋產(chǎn)生更小的壓降。Hwang等通過實驗研究了開口面積比為0.5的肋條交替布置的矩形通道的熱力性能,結(jié)果表明,穿孔肋通道的換熱系數(shù)比實心肋的略微增加,但壓降顯著降低,從而提高了冷卻通道的綜合換熱性能[13]。隨后,Buchlin對5種不同類型的穿孔肋進行了研究,發(fā)現(xiàn)Chevron型孔的肋擁有最好的強化換熱效果[14]。Liu等對傾斜的圓孔和方形孔肋通道進行了研究,發(fā)現(xiàn)所有傾斜孔的平均Nu均高于直孔的[15]。

文獻[16]發(fā)現(xiàn),穿孔型肋比劈縫型肋具有更高的強化換熱效果,但因為劈縫型肋具有較低的摩擦損失,對劈縫型肋的研究仍具有重要意義。Hwang等和Yang等分別進行了實驗和數(shù)值模擬,研究了不同肋片開縫面積比β和肋間距與肋高之比p/e的冷卻通道的熱力性能,發(fā)現(xiàn)隨著開孔面積比的增大,平均Nu增大,摩擦系數(shù)減小[17-18]。Tariq等進行了類似的實驗,但只在一根肋中開一條縫,結(jié)果表明劈縫肋比實心肋通道具有更高的強化換熱效果,當(dāng)β為20%時,換熱效果最佳[19]。Sharma等對不同結(jié)構(gòu)實心肋和收斂劈縫肋通道的研究表明,實心肋與劈縫肋交替排列的通道相比只有劈縫肋的通道具有更好的換熱性能[20]。Li等數(shù)值研究了不同肋高和劈縫開口面積對冷卻通道熱力性能的影響,發(fā)現(xiàn)e=10 mm的低實心肋通道具有最佳的綜合熱力性能,但在這個肋高下開劈縫會降低平均Nu。相反,在e=20 mm的高肋開劈縫不僅能減小摩擦系數(shù),也能提高平均Nu,但隨著劈縫面積的增加,平均Nu有下降的趨勢[21]。

從上述文獻的調(diào)研中發(fā)現(xiàn),對于帶肋通道熱力性能的提高大都是從單一方面入手,要么提高換熱性能,要么降低摩擦系數(shù)/壓力損失,較少有從這兩方面同時提高冷卻通道的熱力性能的。再者,實心肋片由于在肋片前后緣底部換熱面附近都會形成一個小的回流渦,并且這個回流渦會使肋片前后緣底部附近形成一個傳熱惡化區(qū)域。因此,本文主要研究了4種繞流肋結(jié)構(gòu),其都能消除肋片前后緣底部換熱面附近的回流渦,在消除傳熱惡化區(qū)域的同時,還能降低壓力損失,減小換熱性能的降低,甚至還能提高換熱性能。本文主要采用ANSYS-CFX數(shù)值研究了4種繞流結(jié)構(gòu)肋片對冷卻通道內(nèi)換熱和阻力特性的影響。

1 計算模型和數(shù)值方法

1.1 計算模型

(a)計算模型

(b)實心肋與繞流肋交界橫截面示意圖圖1 計算模型示意圖Fig.1 Schematic diagram of calculation model

圖1為計算模型示意圖。模型為水力直徑Dh=128 mm的矩形通道,通道寬W/Dh=2.5、高H/Dh=0.625。通道分為3個部分,包括長度Lu/Dh=4.687 5的進口延長段、長度Lh/Dh=4.687 5的加熱段以及長度Ld/Dh=3.125的出口延長段。在加熱段的底面放置了6根P/e均為10的肋。中間區(qū)域肋片長度Lr=0.9W。6種肋結(jié)構(gòu)的橫截面示意圖如圖1b所示,表1給出了6種肋結(jié)構(gòu)的特點,其中結(jié)構(gòu)0和1作為對照組肋結(jié)構(gòu),結(jié)構(gòu)2、3、4、5為本文提出并主要研究的肋結(jié)構(gòu)。

表1 6種肋結(jié)構(gòu)的特點

1.2 參數(shù)定義

肋片橫截面積減少比例為

(1)

式中:A1為中心附近肋片減少的橫截面積;A2為實心肋橫截面積。

雷諾數(shù)定義為

(2)

式中:ρ為主流密度;U為主流進口速度;μ為主流的動力黏性系數(shù)。

局部努塞爾數(shù)定義為

(3)

式中:q為加熱面熱通量;Tw,x為加熱面局部溫度;Tf為流體進出口質(zhì)量平均溫度;λ為氣流的導(dǎo)熱率。

面積平均努塞爾數(shù)的定義為

(4)

式中A為加熱面面積。

摩擦系數(shù)定義為

(5)

式中:Δp為加熱段進出口的壓降;L為加熱段長度。

熱力性能因子定義為

(6)

式中Nu0和f0分別表示光滑通道的努塞爾數(shù)和摩擦系數(shù)。本文的Nu0和f0分別由Dittus-Boelter和Blasius關(guān)聯(lián)式計算得到

Nu0=0.023Re0.8Pr0.4

(7)

f0=0.316Re-0.25

(8)

1.3 數(shù)值方法驗證

采用CFX軟件對穩(wěn)態(tài)雷諾時均N-S方程中的RNGk-ε、BSL、GEKO、SSTk-ω、標(biāo)準(zhǔn)k-ω湍流模型進行驗證。以文獻[15]中的實驗數(shù)據(jù)為依據(jù),對文獻中的實心肋和穿孔肋兩個結(jié)構(gòu)進行了湍流驗證,并對比了Nu和f的值,如圖2和圖3所示。可以看出,標(biāo)準(zhǔn)k-ω湍流模型的計算結(jié)果與實驗結(jié)果符合較好,因此本文后續(xù)數(shù)值研究均采用標(biāo)準(zhǔn)k-ω湍流模型。

(a)實心肋肋間沿流向Nu驗證結(jié)果

(b)穿孔肋肋間沿流向Nu驗證結(jié)果圖2 Nu計算值與實驗值對比Fig.2 Comparison of Nusselt numbers between calculated and experimental values

圖3 摩擦系數(shù)計算值與實驗值對比Fig.3 Comparison of friction factors between calculated and experimental values

1.4 網(wǎng)格無關(guān)性驗證

選取結(jié)構(gòu)1,以標(biāo)準(zhǔn)k-ω湍流模型進行網(wǎng)格無關(guān)性驗證。設(shè)置了260萬、340萬、458萬、601萬及800萬5套網(wǎng)格,驗證結(jié)果如圖4所示,當(dāng)網(wǎng)格數(shù)大于601萬時,Nu和f的變化已經(jīng)相當(dāng)小。為了在保證計算精度的同時減少計算時間,后續(xù)數(shù)值計算選用601萬的網(wǎng)格,但不同模型略有差別。

圖4 網(wǎng)格無關(guān)性驗證Fig.4 Mesh independence validation

圖5為結(jié)構(gòu)1的局部網(wǎng)格示意圖。采用商用軟件ICEM-CFD劃分結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格,為了保證精度,網(wǎng)格近壁面的y+在大部分區(qū)域小于2。

圖5 局部網(wǎng)格示意圖Fig.5 Schematic diagram of local mesh

1.5 邊界條件

采用的工質(zhì)為理想氣體,通道進口溫度Tin為298.15 K,進口湍流強度為3%,進口雷諾數(shù)分別為20 000、40 000、60 000、80 000。出口給定靜壓p=101.325 kPa,加熱面設(shè)置為恒定熱通量q=1 kW/m2,其他壁面假設(shè)為絕熱且無滑移壁面。由于進出口流體溫差不到1 K,工質(zhì)熱物性按流體進口溫度給定。

2 計算結(jié)果與分析

2.1 流場特性分析

圖6展示了Re=80 000時y=0 mm的中心平面第3、4根肋之間的流向速度分布,圖7展示了Re=80 000時z=0.5 mm的近壁平面第3、4根肋之間的流向速度分布。除了結(jié)構(gòu)2,從圖6和圖7可明顯地看到再循環(huán)區(qū)域和再附著區(qū)域。相比于其他結(jié)構(gòu),在結(jié)構(gòu)0中可以看到肋下游的再循環(huán)區(qū)域非常大,且肋上游形成了一個小的回流區(qū)。對于結(jié)構(gòu)1,由于劈縫的開口面積較大,通過劈縫的高速流體直接沖擊再循環(huán)區(qū)域,大大削弱了再循環(huán)區(qū)域,而肋上游由于肋的劈縫減弱了肋的阻擋作用,使肋上游的回流區(qū)也被明顯削弱。

圖6 Re=80 000時y=0 mm中心平面第3、4根肋之間的流向速度分布Fig.6 Contours of streamwise velocity between the 3rd and 4th ribs on the center plane of y=0 mm at Re=80 000

圖7 Re=80 000時z=0.5mm近壁平面第3、4根肋之間的流向速度分布Fig.7 Contours of streamwise velocity between the 3rd and 4th ribs on the plane with a distance of z=0.5 mm from the bottom wall at Re=80 000

對于結(jié)構(gòu)2、3、4、5,肋作為繞流障礙物,流體繞流通過肋進入下游,肋底部與壁面形成了一個狹窄的射流通道,通過肋底部的流體具有比較高的流速。高速流體從肋的底部沖擊再循環(huán)區(qū)域,高速射流沖散了部分再循環(huán)區(qū)域,并且在緊貼肋后緣壁面生成了尾跡渦以及肋下游較遠處的再循環(huán)區(qū)域。在圖7中除了實心肋部分,在繞流肋部分幾乎觀察不到由再循環(huán)區(qū)域作用形成的低速區(qū)。由于射流通道的加速作用,肋前緣底部壁面附近的流體也具有較高流速,這使肋上游的回流區(qū)被明顯削弱。

圖8和圖9分別給出了Re=80 000時y=0 mm的中心平面第3、4根肋之間的流線和歸一化湍動能分布,以及z=0.5 mm的近壁面第3、4根肋之間的歸一化湍動能分布。由圖中可明顯看出,除了結(jié)構(gòu)2,其他5種結(jié)構(gòu)近壁面氣流被肋片抬升后出現(xiàn)了不同程度的流動分離,并在相鄰肋之間的中間區(qū)域附近出現(xiàn)再附著。除此之外,結(jié)構(gòu)1、2、3、4、5在肋下游出現(xiàn)了不同程度的尾跡渦。另外,結(jié)構(gòu)0和結(jié)構(gòu)3、4、5的湍動能水平明顯比結(jié)構(gòu)1和結(jié)構(gòu)2要高,結(jié)構(gòu)1的湍動能水平最低。從圖8中也能明顯看到,6種結(jié)構(gòu)的湍動能在肋頂附近都比較大,除結(jié)構(gòu)1外,肋頂部附近的高湍動能都能延伸至下游。結(jié)構(gòu)0在肋下游產(chǎn)生了一個小的回流區(qū)和一個大的再循環(huán)區(qū),在肋上游產(chǎn)生了一個小的回流區(qū),而結(jié)構(gòu)0的湍動能在回流區(qū)都比較低,在再附著點附近都比較高。結(jié)構(gòu)1的湍動能水平在大部分區(qū)域都很小,只在肋頂附近有較高水平。

圖8 Re=80 000時y=0 mm中心平面第3、4根肋之間的流線和歸一化湍動能分布Fig.8 Streamline and contours of dimensionless turbulent kinetic energy between the 3rd and 4th ribs on the center plane of y=0 mm at Re=80 000

圖9 Re=80 000時z=0.5 mm近壁面第3、4根肋之間的歸一化湍動能分布Fig.9 Contours of dimensionless turbulent kinetic energy between the 3rd and 4th ribs on the plane with a distance of z=0.5 mm from the bottom wall at Re=80 000

結(jié)構(gòu)3、4、5的湍動能分布類似,但結(jié)構(gòu)5的湍動能水平最高。由于結(jié)構(gòu)3、4、5的肋結(jié)構(gòu)是在結(jié)構(gòu)0的實心肋結(jié)構(gòu)上進行了一定程度的削減,肋對下游擾動的作用也會有一定程度的減弱,所以結(jié)構(gòu)3、4、5并不如結(jié)構(gòu)0那樣有大范圍的高湍動能區(qū)域。結(jié)構(gòu)5削減的面積小,高湍動能區(qū)域比結(jié)構(gòu)3和4要大。另外,肋底部即射流通道內(nèi)也有一個高湍動能區(qū)域,這與結(jié)構(gòu)2的情況類似。由于在射流通道內(nèi)速度較大,與上下壁面的剪切應(yīng)力也較大,摻混較快,湍流耗散也大。除此之外,由于結(jié)構(gòu)2、3、5都是方形肋,在氣流進入肋前緣底部的射流通道前會繞過方形的邊角,產(chǎn)生角渦,局部提高了肋前緣近壁處的湍動能。

2.2 換熱特性分析

根據(jù)Nu的定義,Nu只與加熱面的壁溫有關(guān),因此Nu分布可以用加熱面的壁溫分布來表示,低的局部壁溫意味著高的局部Nu。

圖10展示了Re=80 000時第3、4根肋之間的加熱壁面的溫度分布,可以看出,溫度分布與湍動能分布非常相似。由于湍動能高的區(qū)域,分子摻混較快,分子間換熱增強,因此湍動能高的區(qū)域,換熱較好溫度較低;湍動能低的區(qū)域,換熱較差溫度較高。結(jié)構(gòu)1的中溫區(qū)域比其他結(jié)構(gòu)的要大,換熱性能最差。結(jié)構(gòu)0和1的肋下游有一段高溫區(qū)域,在這個區(qū)域中都存在一個小的回流區(qū),這也是湍動能低的區(qū)域。結(jié)構(gòu)0在肋間有大片的低溫區(qū)域,因此整體換熱性能比結(jié)構(gòu)1要好。

圖10 Re=80 000時第3、4根肋之間的加熱壁面的溫度分布Fig.10 Contours of temperature on the heated surface between the 3rd and 4th ribs at Re=80 000

相比于結(jié)構(gòu)0和1,結(jié)構(gòu)2、3、4、5的肋后緣附近區(qū)域溫度較低,減少了傳熱惡化區(qū)域。另外,由圖7可知,結(jié)構(gòu)2、3、4、5的肋底部射流通道的流速較快,壁面剪切應(yīng)力較大,流體摻混較快,與流動邊界層對應(yīng)的換熱邊界層內(nèi)的換熱增大,對應(yīng)的加熱面換熱性能較好,溫度較低。在這4個結(jié)構(gòu)中,結(jié)構(gòu)5的高溫區(qū)域較少,換熱性能最好;結(jié)構(gòu)2的高溫區(qū)域較大,換熱性能最差;結(jié)構(gòu)3和4的溫度分布比較相似,換熱性能居中。

圖11對比了6種結(jié)構(gòu)在Re=80 000時第3、4根肋之間的展向平均Nu沿流向的變化,可以看出,結(jié)構(gòu)0的肋前后緣附近都出現(xiàn)了Nu的極小值,這與2.1節(jié)討論的低湍動能的回流區(qū)有關(guān),最佳的傳熱區(qū)域存在于相鄰肋之間的中間區(qū)域。肋下游Nu沿流向是增大的,原因是沿著流向,再循環(huán)區(qū)的擾動作用使壁面附近流體與主流的摻混增強,從而增強了換熱;當(dāng)沿流向到達再附著點時,Nu達到最大值,之后邊界層不斷變厚,換熱逐漸變差,Nu逐漸減小。在肋上游附近沿流向Nu有小范圍的上升,是因為氣流沖擊肋片前緣產(chǎn)生回流增強了回流區(qū)之前區(qū)域的擾動,提高了Nu,但這會形成一個低湍動能的回流區(qū),隨后Nu急劇下降。結(jié)構(gòu)1的分析與結(jié)構(gòu)0的類似,但是由于結(jié)構(gòu)1的劈縫射流沖擊大大削弱了再循環(huán)區(qū)規(guī)模,減少了再循環(huán)區(qū)的擾動,降低了換熱性能,并且再循環(huán)區(qū)的削弱使得再附著點位置提前,因此結(jié)構(gòu)1的Nu峰值沿流向出現(xiàn)得比結(jié)構(gòu)0要早。

圖11 Re=80 000時第3、4根肋之間的展向平均Nu沿流向的變化Fig.11 Streamwise distribution of local Nusselt number between the 3rd and 4th ribs at Re=80 000

對于結(jié)構(gòu)2、3、4、5,由2.1節(jié)的流動分析可知,在肋下游附近,射流通道的加速作用使流體高速沖擊再循環(huán)區(qū)域,加強了再循環(huán)區(qū)域上游流體的摻混,并且消除了實心肋后緣對應(yīng)的低湍動能回流區(qū),提高了換熱性能,圖11中表現(xiàn)為肋下游初始段Nu非常大,但由于射流能量有限,射流能量沿流向逐漸減少,摻混強度也逐漸減弱,Nu也逐漸減小,直到射流能量被消耗殆盡,Nu達到最小值。由于結(jié)構(gòu)2的射流通道大,通過流體多,射流能量大,能量衰減慢,射程遠,因此Nu最小值出現(xiàn)位置比其他結(jié)構(gòu)靠后。從圖11中還可以看出,結(jié)構(gòu)2、3、5的Nu在肋前緣附近都有較大的提高,這是由于在氣流繞過方形肋邊角進入射流通道時會產(chǎn)生角渦,增強了近壁處的擾動,強化了換熱。與結(jié)構(gòu)0相似,氣流沖擊肋片前緣產(chǎn)生回流進一步增強了擾動,因此Nu沿流向有比較大的提升。

在相鄰肋間的中心附近,結(jié)構(gòu)2、3、4、5的Nu都小于結(jié)構(gòu)0的Nu,這是由于結(jié)構(gòu)2、3、4、5的肋頂相對于結(jié)構(gòu)0都有不同程度的削減,結(jié)構(gòu)5的橫截面積削減程度最小,結(jié)構(gòu)2的最大,結(jié)構(gòu)3和4居中。因此,在結(jié)構(gòu)2、3、4、5中,對于相鄰肋間中心附近的Nu,結(jié)構(gòu)5的最大,結(jié)構(gòu)2的最小,結(jié)構(gòu)3和結(jié)構(gòu)4的居中。這說明對肋頂不同程度的削減影響了上游對下游的擾動,對肋頂削去越少,上游對下游的擾動越接近于結(jié)構(gòu)0的上游對下游的擾動,下游擾動越大,Nu相比于結(jié)構(gòu)0減小得也越少。盡管如此,結(jié)構(gòu)2、3、4、5在肋前后緣附近的Nu有較大的增加,并且相鄰肋間中心附近最小的Nu都比結(jié)構(gòu)0的大。以減小部分Nu為代價,可緩解結(jié)構(gòu)0的部分區(qū)域傳熱惡化的問題。

圖12對比了6種結(jié)構(gòu)下加熱面面積平均Nu隨Re的變化情況。由圖可知:結(jié)構(gòu)1、2、3的面積平均Nu隨著Re的增加而增大;結(jié)構(gòu)0和結(jié)構(gòu)5的面積平均Nu隨Re的增大先減小后增大;結(jié)構(gòu)4的面積平均Nu隨著Re的增大而減小。在所研究的6種結(jié)構(gòu)中,結(jié)構(gòu)5具有最佳的換熱性能,面積平均Nu比結(jié)構(gòu)0的提高了0.92%～2.73%,且隨Re的增大,提高比率也增加。這不僅是由于結(jié)構(gòu)5的肋削去的部分較少,換熱性能接近于結(jié)構(gòu)0,而且由于肋片底部增加的換熱面積具有非常好的換熱效果。由2.1節(jié)的流動分析可知,結(jié)構(gòu)1和2都大大削弱了再循環(huán)區(qū),減少了擾動,因而換熱性能相對較差。綜上所述,對于帶肋通道來說,要具有良好的換熱性能,需要一定規(guī)模的再循環(huán)區(qū)域來增強擾動,提高換熱性能;另外,在換熱壁面形成射流沖擊,增強近壁面的剪切應(yīng)力來增加近壁面的摻混進而強化壁面換熱,也是一種有效的強化換熱方法。

圖12 加熱面面積平均Nu隨Re的變化Fig.12 Variation of the area-averaged Nusselt number ratio on the heated surface with Reynolds number

2.3 阻力特性和熱力性能分析

圖13比較了6種結(jié)構(gòu)加熱段摩擦系數(shù)隨Re的變化,可以看出,6種結(jié)構(gòu)的摩擦系數(shù)均隨Re的增大而增大。由2.1節(jié)的流動分析可知,結(jié)構(gòu)0的主流湍動能最大,造成的流動損失也最大,隨后是結(jié)構(gòu)5、結(jié)構(gòu)3、結(jié)構(gòu)4、結(jié)構(gòu)2和結(jié)構(gòu)1。對比結(jié)構(gòu)0、3、5可知,隨著繞流肋邊長的增加(實心肋可視為繞流肋邊長為e的繞流肋),通道流通面積減小,流動損失增加。

對比結(jié)構(gòu)1、2、3、4可知,肋片橫截面積減少比例相同但肋的形狀不同所造成的流動損失是不一樣的,在相鄰肋片之間產(chǎn)生更小湍動能的冷卻通道會有更小的流動損失,但同時也減弱了換熱效果。

圖13 加熱段摩擦系數(shù)隨Re的變化Fig.13 Variation of friction factor ratio of the heated channel with Reynolds number

為了綜合考慮不同結(jié)構(gòu)對冷卻通道換熱和阻力特性的影響,并選出最優(yōu)的綜合性能的通道結(jié)構(gòu),需要研究不同結(jié)構(gòu)對通道熱力性能因子的影響,圖14給出了6種結(jié)構(gòu)通道熱力性能因子隨Re的變化情況。從圖中可以看出,6種結(jié)構(gòu)的熱力性能因子均隨著Re的增加而減小,其中結(jié)構(gòu)5具有最佳的熱力性能,隨后是3、4、0、2和1。結(jié)構(gòu)3、4、5相對于結(jié)構(gòu)0熱力性能因子分別提高了2.51%～5.41%、2.52%～3.74%、4.92%～6.75%,說明這3種繞流肋結(jié)構(gòu)具有比實心肋片更優(yōu)越的流動換熱性能。

圖14 加熱段熱力性能因子隨Re的變化Fig.14 Variation of thermal performance factor of the heated channel with Reynolds number

3 結(jié) 論

本文研究了不同形狀繞流肋結(jié)構(gòu)對提高通道熱力性能的作用,數(shù)值分析了6種結(jié)構(gòu)肋片在Re為20 000～80 000時的流動與換熱特性,得到以下結(jié)論。

(1)相鄰肋之間的再循環(huán)區(qū)域?qū)Q熱性能影響較大,大范圍削弱再循環(huán)區(qū)域的規(guī)模可使摩擦系數(shù)減小,但同時換熱性能減弱更多,從而使綜合熱力性能減弱。

(2)肋片橫截面積減少比例相同但肋的形狀不同對流動換熱性能產(chǎn)生不一樣的影響。繞流肋片底部與通道底部形成的射流通道增強了射流通道內(nèi)的換熱性能,且能消除實心肋后緣附近的高溫區(qū)域。對繞流肋來說,肋片橫截面積減小得越少,通道的熱力性能越好,同時流動損失也越大。盡管在肋中間開縫可以大大減小流動損失,但也削弱了再循環(huán)區(qū)域,降低了下游的換熱性能。

(3)正方形繞流肋和實心肋通道都具有較好的換熱性能,而圓形和正方形繞流肋通道具有較好的綜合熱力性能。肋片橫截面積減小比例相同的情況下,正方形繞流肋比圓形繞流肋的綜合熱力性能要好。在本文所研究的結(jié)構(gòu)中,邊長越大的正方形繞流肋片通道的換熱性能和綜合熱力性能越好,邊長為實心肋片邊長0.8倍的正方形繞流肋片通道獲得了最佳的換熱性能和綜合熱力性能,相比于實心肋通道,面積平均Nu提高了0.92%～2.73%,加熱段摩擦系數(shù)減小了10.89%～11.01%,從而熱力性能因子提高了4.92%～6.75%。