酒窩型板式換熱器流動換熱特性分析及優化

劉 斌 耿士江 李政道 朱勝民 王子星 張 卓 陶文銓△

(1.浙江英特科技股份有限公司,安吉;2.西安交通大學熱流科學與工程教育部重點實驗室,西安)

0 引言

能源消耗越來越多,能源危機日益凸顯,并且對環境造成了巨大的影響。值得注意的是,在多個工業領域,都以熱能的形式消耗了大量的能源。在中國,工業領域能源消耗量占全社會能源消耗總量的65%左右,此外,中國70%的二氧化碳排放量都是這些與熱能消耗相關的過程產生的。除了產業結構不合理、生產工藝相對落后外,流動阻力偏高、換熱效果不佳也是造成能耗高的重要原因,如何提高換熱系統的熱效率成為亟待解決的問題。因此,提高換熱器效率,對助力“雙碳”目標的實現具有重要意義。

在這種背景下,換熱強化技術得到了快速的發展,到20世紀90年代初,與換熱強化有關的文獻每年都以成倍的速度增長[1-2]。這些研究總體上可分為主動技術與被動技術2類。主動技術通過消耗外部能量來影響流體流動,從而對換熱進行強化,主要包括機械振動、超聲波[3]及外部施加電場、磁場等;被動技術則通過擴展表面[4]或增加湍流度來對換熱進行強化,主要包括肋[5]、波紋、酒窩[6]、納米流體[7]等。酒窩作為被動技術的一種,具有制造成本小、維護簡單的優點,此外,它可以在低流動阻力損失下大大提高換熱速率,因此被認為是一種很有潛力的被動技術。下面以球形酒窩為例對酒窩的換熱強化機理進行簡要闡述。圖1所示為一球形酒窩結構,在流體流經該球形酒窩過程中,會產生回流,上游區域發生流動分離,該區域換熱較弱;而在下游,會產生沖擊流動區域、向上流動區域及流動再混合區域,在這些區域換熱較強,因此整體上酒窩將對流動換熱起到強化作用[8],要強化酒窩的換熱,應當朝著減小回流區、增大沖擊流動區域的方向改進。

圖1 酒窩內流動結構

許多實驗和數值研究已經證明了酒窩對于強化換熱的作用,以下是近幾年的研究成果。Katkhaw等人將45°橢球形酒窩交錯布置在光滑平板上,結果表明,與光滑平板相比,換熱系數可以提高21.7%[9]。Vorayos等人將球形酒窩設置在光滑平板上,分別進行錯排與順排的性能對比,結果表明,與光滑平板相比,錯排酒窩板和順排酒窩板換熱系數分別提高了26%和25%[10]。Shen等人將酒窩布置在燃氣輪機后緣冷卻通道內,結果表明,根據不同的結構,換熱增強范圍在30%～70%之間[11]。Isaev等人對酒窩深度與換熱效果及壓降間的關系進行了研究,結果表明,隨著酒窩深度的增大,換熱系數和壓降都會增大,但總換熱量的增加往往小于阻力損失的增加[12]。酒窩的凹凸分布也會對流動換熱產生影響,Du等人研究了酒窩分布及旋轉數對設置有短肋的通道換熱的影響,結果表明,在短肋的下游放置一個酒窩,會在酒窩的后部形成一個有利于換熱的小沖擊區域,可以借此強化換熱[13]。Li等人對比研究了橢圓形酒窩、球形酒窩和錐形酒窩內的流動結構及換熱情況,結果表明,與其他2種酒窩相比,橢圓形酒窩有著相近的換熱效果及相對更小的壓力損失[14]。

雖然酒窩具有較大的強化換熱潛力,但由于其強化是通過增強對流體的擾動來實現的,因此酒窩的使用勢必會帶來額外的壓降,如何平衡強化換熱與壓降提高的關系,在可接受的壓降范圍內設計出滿足換熱需求的酒窩成為了研究的重點。

本文以某公司實際使用的板式換熱器為研究基礎,基于該公司的板片結構及運行工況等信息,對其結構進行分析。在此基礎上提出2種新的酒窩結構以強化其換熱效果,利用ANSYS商業軟件對其換熱效果進行模擬分析,并以等泵功下性能評價指標作為衡量其換熱強化效果的指標,驗證了所設計酒窩的換熱效果,可為改進該換熱器設計提供參考。

1 原始板片分析

1.1 原始板片結構分析

圖2a為換熱器原始板片一側俯視圖,其上主要有3種結構,分別為大型棒狀酒窩、圓臺酒窩及小型棒狀酒窩,局部放大圖見圖2b,3種酒窩的幾何結構如圖2c～e所示,尺寸參數如表1～3所示。將板片旋轉90°并放置于原板片上,使2個板片的大型棒狀酒窩與圓臺酒窩相互接觸,即可形成熱通道,再將一原始板片放置其上即可形成冷通道,如圖3所示,通過這種方式不斷構造冷熱通道,冷熱流體為交叉流動。

表1 大型棒狀酒窩尺寸參數 mm

表2 圓臺酒窩尺寸參數 mm

表3 小型棒狀酒窩尺寸參數 mm

圖2 板片結構

圖3 冷熱流道

由于板片尺寸較大,同時考慮到幾何結構的某種對稱性與周期性,為節省計算資源,取換熱器板間流道的1個典型部分進行研究,以其流動換熱特性來代表板間流道的整體換熱特性。此外大型棒狀酒窩及圓臺酒窩深度較大,其對流體流動的影響遠強于小型棒狀酒窩,因此忽略小型棒狀酒窩的不對稱分布,根據大型棒狀酒窩及圓臺酒窩的對稱特性劃分出3類流道,圖2a中1、2、3即為所劃分出的3類流道。

由于第2類流道占據了總流道67%的面積,因此對第2類流道進行模擬計算。此外,由于該板片為中心對稱結構,因此冷熱流道結構相同,對熱流道進行模擬計算即可代表冷熱流道的換熱性能。

該換熱器的結構參數及冷熱風基本條件如表4所示。

表4 基本參數

1.2 物理模型

數值計算區域長度為1 205.0 mm、寬度為80.0 mm、高度為7.5 mm,如圖4所示。以熱流體板間換熱為研究對象,圖4a中深色部分為板間流體域,其長度為705 mm,兩側界面為對稱邊界;上下界面為第一類邊界條件,假定板片溫度為289.15 K,由于采用了給定壁溫的條件,因此不需要固體區域與流體區域的耦合計算。對于湍流換熱,根據文獻[15],邊界條件設置對計算結果的影響可以忽略;入口處為均勻速度入口,溫度為熱流體溫度,即308.15 K,由體積流量及板間距可得速度為2.48 m/s。為使仿真結果更接近工程實際,進口沒有增加延伸段。為消除出口處回流對計算穩定性的影響,在出口處增加了1段長度為500 mm的延長段,如圖4a中灰色部分所示,其兩側界面為對稱邊界,上下界面為絕熱邊界,出口處設為壓力出口。由于延長段沒有換熱,因此延長段不影響換熱量的計算。流動雷諾數為4 871,為湍流流動,采用具有較高精度的K-ωSST方法進行計算[14,16]。此外,采用SIMPLE算法實現壓力-速度耦合,采用二階迎風離散對流項,采用中心差分離散擴散項。

圖4 計算域

1.3 控制方程

對于穩態、常物性、無內熱源的不可壓縮流動換熱問題,控制方程包括連續性方程、動量方程、能量方程[17]。

1.4 網格無關性考核

采用非結構網格對流道進行區域離散,原始板片流道的局部網格如圖5a所示,并對其進行網格無關性考核,連續性方程、動量方程與能量方程的收斂標準分別為誤差小于10-4、10-3及10-6。計算了網格數量分別為4 860萬、6 837萬、8 276萬個時的進出口壓差,其結果如圖5b所示,最終選擇8 276萬個網格進行計算。

圖5 模擬計算網格

2 換熱計算

換熱量為

Φ=qmhcph(Th1-Th2)

(1)

式中Φ為換熱量,W;qmh為熱流體質量流量,kg/s;cph為熱流體比定壓熱容,J/(kg·K);Th1為熱流體入口溫度,K;Th2為熱流體出口溫度,K。

對流換熱的平均溫差為[15,18]

(2)

式中 ΔTmh為對流換熱的平均溫差,K;Tw為板片壁面溫度,K。

面積平均對流換熱系數為

(3)

式中h為面積平均對流換熱系數,W/(m2·K);A為等效投影面積,m2。

3 2種改進板片熱工特性分析

3.1 改進板片1的流動換熱特性分析

Xie等人研究了酒窩內突出結構對換熱的影響,結果表明,在酒窩內添加突出結構,會抑制上游區的回流,從而提高換熱效果[19]。因此,改進板片1在小型棒狀酒窩內兩側各添加1個球形突出結構,兩側的半球形結構改為半橢球形結構,排列方式改為凹凸間隔排列。該小型棒狀酒窩的軸測圖如圖6a所示,其幾何視圖如圖6b所示,尺寸參數如表5所示。

表5 改進板片1小型棒狀酒窩尺寸參數 mm

圖6 改進板片1小型棒狀酒窩

保持大型棒狀酒窩及圓臺酒窩深度不變,縮小其長度和寬度,使其在保持支撐作用的同時減小整體壓降,為小型棒狀酒窩的結構改進留出足夠的壓降空間,從而實現整體換熱效果的增強,其結構分別如圖7a、b所示,局部結構的俯視圖見圖7c,尺寸參數如表6、7所示。改進板片2的大型棒狀酒窩及圓臺酒窩也作相同處理。

表6 大型棒狀酒窩尺寸參數

表7 圓臺酒窩尺寸參數

圖7 改進板片1

下面以Re=4 871的數值模擬情況為例,對改進板片1的流動換熱特性進行分析。圖7c區域流體流動方向自下向上,分別對原始板片及改進板片1中小型棒狀酒窩內流動進行分析,在區域1和區域4,酒窩內流線分別如圖8a、b所示。

圖8 改進板片1酒窩內流線圖(Re=4 871)

由圖8可以看出,增加突出結構后,減小了回流區,且在突出結構上會產生一部分額外的沖擊流動區域,有利于強化換熱。

3.2 改進板片2的流動換熱特性分析

3.1節中已經指出,在酒窩內添加突出結構,可以抑制上游區的回流,起到強化換熱的作用,那么不妨將這種突出結構進行延長,使其橫貫整個小型棒狀酒窩,當流體沿垂直于小型棒狀酒窩方向流動時,可以在每一個位置都起到強化換熱的作用。因此設計了改進板片2的小型棒狀酒窩,圖9a、b分別為其軸測圖與幾何結構圖,圖9c為改進板片2局部俯視圖。表8給出了該小型棒狀酒窩尺寸參數。

表8 改進板片2小型棒狀酒窩尺寸參數 mm

圖9 改進板片2

下面以Re=4 871的數值模擬情況為例,對改進板片2的流動換熱特性進行分析。圖9c區域內流體流動方向自下向上,當小型棒狀酒窩整體作為突出結構時,在區域2和區域3,原始板片與改進板片2中小型棒狀酒窩周圍流線分別如圖10a、b所示。

圖10 改進板片2酒窩外流線圖(Re=4 871)

由圖10可以看出,在小型棒狀酒窩下側新增長條突出結構后,會增加該小型棒狀酒窩整體的沖擊區面積,并且會破壞流經該長條凹坑的流動邊界層,有助于強化換熱。

4 數值模擬結果分析

利用等泵功下能否強化換熱的準則作為衡量綜合換熱效果的性能評價指標P,其計算式為[20-21]

(4)

式中Nu為努塞爾數;f為達西摩擦系數;下標r表示作為參照的原始板片。

對原始板片及2種改進板片進行模擬計算,換熱結果如表9所示。

表9 換熱結果

5 Nu及P隨Re的變化

圖11顯示了2種改進板片與原始板片對流換熱系數的對比及P隨Re的變化,可見在較寬的Re變化范圍內,2種改進板片均可起到一定的強化換熱效果。

圖11 改進板片強化換熱性能

最后需要指出,根據文獻[21],為了便于將強化結構與基準結構的換熱特性作對比,計算強化結構中流動Re及Nu的特征尺度應為相應的基準結構的當量直徑,并不受強化結構形式的影響。

6 結論

本文以某公司實際使用的板式換熱器為研究基礎,對其板片進行了結構分析,并對板片上的強化換熱結構(酒窩)進行了研究,在此基礎上提出了2種改進板片,并利用計算傳熱學的方法對這3種板片進行了湍流換熱模擬,得到如下結論:

1) 改進板片1在原始板片小型棒狀酒窩兩側各增加1個球形突出結構,換熱系數增大了14.14%,壓降增大了13.36%,P為1.09。

2) 改進板片2在原始板片小型棒狀酒窩下側增加1個長條突出結構,換熱系數增大了10.94%,壓降增大了1.77%,P為1.10。

與原始換熱器板片相比,2種改進板片均可達到較好的換熱強化作用,其中改進板片2可以在壓降幾乎不變的基礎上將換熱系數提高10.94%,可為改進該換熱器設計提供參考。