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      哈雷釬焊板式換熱器
      專業生產:換熱器;分水器;過水熱;冷卻器
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      新型軸對稱內翅管換熱過程的數值模擬

      點擊:1668 日期:[ 2014-04-26 22:00:55 ]
                                   新型軸對稱內翅管換熱過程的數值模擬                                 趙欽新 范慶偉 周屈蘭 張蕾                         (西安交通大學能源與動力工程學院,西安710049)     摘要:采用數值模擬的方法,對新型整體式軸對稱不等高內展翅片換熱管的管內流動、換熱及阻 力特性進行了研究,并將模擬結果分別與實驗測量值和光管經驗公式計算值進行了比較,結果表明:數值模擬結果與實驗測量結果和經驗公式計算結果符合得較好;新型內翅片管的強化換熱效果 最好,其換熱系數約為光管的1.67~2.27倍,為中心對稱翅片管的1.17~1.35倍;內翅片管的阻 力系數是光管的1.44~2.20倍,中心對稱和新型內翅片管具有基本相同的阻力系數;8翅和10翅 新型內翅片管的綜合性能參數較優.     關鍵詞:工程熱物理;內展翅片管;對流換熱;數值模擬     中圖分類號:TK172 文獻標識碼:A     管式換熱器普遍用于石油、化工、冶金、電力等行業中,具有結構簡單、制造容易、安全可靠、材料廣 泛、適應性強等特點[1].但在使用過程中,經常遇到 2種換熱介質之間換熱系數相差較大的情況,特別 是在氣(汽)/液換熱器中,一般氣(汽)體的對流換熱 系數在10~70 W/(m2·℃),而液體(以水為例)一 般可以達到4 800~8 000 W/(m2·℃),二者相差 上百倍之多,大大限制了換熱效果的提高[2].擴展氣 (汽)側的換熱表面是管式換熱器常用的強化措施之 一,分為外擴展表面和內擴展表面:外擴展表面即在 管外側加翅片以強化管外換熱,是最普遍的方法,其 研究已非常成熟[3];而采用內擴展表面,即利用內翅 片管來強化換熱的研究工作則開展的比較晚,研究 成果也比較少[4-8].內展翅片換熱管是20世紀末開 始在國內出現的一種強化換熱技術,與外展翅片技 術相比,具有以下優點:換熱效率高、節能、節水;承 壓性能好、阻力系數小;換熱器體積小、占地面積小; 投資省、回報期短;降低用戶的維護成本等[2,9].因 此,內展翅片管換熱具有很好的發展前景.     基于對內展翅片換熱管強化換熱機理的分析, 作者突破了傳統的中心對稱翅片結構型式,設計了一種整體式軸對稱不等高內展翅片換熱管單元,見圖1.內展翅片直接插入管內中心區,將高溫介質分割在狹長的窄縫形空間內,介質的中心高溫區被有效地分割,強化了換熱效果,實現了截面溫度場均勻化.同時,新型內展翅片換熱管有效地改善了管內介質的流動,在翅片間的流動空間內形成較高流速的 流動,從而加強了擾動,強化了流體間的物質和能量交換.筆者利用數值模擬的方法,對這種新型整體式 軸對稱不等高內展翅片換熱管的換熱、流動和阻力特性進行了初步研究,以期得到最優化的結構參數、換熱特性等數據,為今后的試驗研究和工程應用提供參考.                       1 數值模擬方法     采用FLUENT軟件對內展翅片換熱管內的流動、換熱過程進行了數值模擬.由圖1可知,本文所研究的翅片管關于截面的中心線軸對稱,故選取管子左半部分為數值計算區域,以表1中所列的幾何參數構建等體積三維實體模型.取管內氣流的流動 方向為Z軸正方向,入口端面平行于翅片中心軸的 方向為X軸方向,入口端面管子中心為坐標原點, 建立三維直角坐標系.為建模方便,將梯形翅片簡化 為矩形翅,采用TGrid子程序中的四面體非結構化網格對計算區域進行網格劃分,計算域網格劃分節點數為:管內工質的三維網格以0.8的尺度沿長度方向生成,網格數約為105萬個;內翅片管的三維網格以1的尺度生成,網格數約為99萬個.                           計算中既包括氣相的流動、傳熱過程,也包括固 相的傳熱過程,故采用氣固耦合計算模型,將氣體和固體作為一個整體計算域,進行全場求解.控制方程 的通用形式如下:                                        計算采用三維穩態強制對流湍流模型,管內工質(空氣)的物性參數通過線性插值方法處理.采用有限容積法對控制方程進行離散,并采用標準k-ε模型進行計算,采用二階迎風格式對對流項進行離散,并利用SIMPLE算法求解速度和壓力的耦合問題.     計算模型的邊界條件定義如下:固體壁面采用 壁面邊界(Wall);入口選用速度進口邊界(Velocity Inlet Boundary Condition);出口為速度局部單向化 (Outflow).對計算區域內的流體-固體傳熱進行了耦合求解.     對光管,中心對稱翅片管,6、8、10、12翅內翅片管的換熱特性進行了計算.計算工況為:熱空氣在管內流動,通過內翅片和管壁與管外的冷卻水發生熱交換.冷卻水流量為55 L/h,冷卻水入口溫度為300 K,熱空氣的入口流速為6~18 m/s,空氣入口溫度 為800 K.     2 數值計算結果與分析     圖2所示為光管、中心對稱內翅片管和8翅新型內翅片管的管內溫度分布圖,其中熱空氣入口速 度為10 m/s.由圖可以看出,光管內高溫區的控制范圍最大,且高溫區沿管道軸線方向的長度非常長, 管子出口處氣體溫度仍然很高,大約為750 K左右. 換熱區域基本只局限在管壁附近的局部區域,因而 換熱效果較差;中心對稱內翅片管較光管有一定程度的提高,溫度較低的金屬翅片(300~450 K)的換熱面積有所增加,翅片周圍的高溫煙氣可以更多地 參與換熱,強化了換熱效果.但管道軸心線區域仍然存在一個局部高溫區,該高溫區域的煙氣直至管子出口位置時溫度仍然很高(750K),沒有達到良好的換熱效果;新型內翅片管由于翅片的插入深度更大, 完全破壞了管子中心的高溫控制區,使得高溫空氣被分割在狹長的窄縫空間內,從而可以使空氣更有效地與翅片之間進行熱量傳遞,局部高溫區的控制 范圍大大減小.熱空氣流動至100 mm處時,中心處的熱空氣溫度已降為700 K,流動至200 mm處時 降為600 K,這是前2種換熱管無法達到的,可見, 新型內翅片管具有很好的強化換熱能力.                         換熱系數是內翅片管重要的評價指標,筆者對 10翅片管的模擬結果進行了平行試驗,試驗采用圖 1所示翅片管作為基本換熱單元.空氣經電加熱爐 加熱至800 K后供入新型內翅片管,與管外冷卻水 進行熱量交換,通過測量冷卻水進出、口溫度變化即 可得到內翅片管的換熱系數,其中空氣進口流速、冷 卻水流量和進口溫度均與模擬條件相同,試驗結果 見圖3.此外,還將光管內流動換熱過程的模擬結果 與已有經驗公式的計算值做了對比性驗證,光管內 格尼斯基(Gnielinski)實驗關聯式[10]為:                                               由圖3可見,10翅片管換熱系數的試驗測量值 與模擬值符合得較好,遠遠高于中心對稱內翅片管 和光管內的換熱系數值.光管內對流換熱的數值模 擬結果與實驗關聯式計算結果的最大誤差約為18. 9%,位于允許誤差范圍內(±20%),由此可見數值 模擬結果是可信的.由圖3還可以發現,隨著空氣進 口流速的提高,換熱系數增加.流速提高使得管內流 動的Re數增加,強制換熱效果增強,氣流流動的湍 流脈動效果也增強,動量、能量交換加快,因此換熱 效果得以強化,換熱系數增加.整體式軸對稱不等高 內翅片管的強化換熱效果最好,約為普通光管的1. 67~2.27倍,為中心對稱翅片管的1.17~1.35倍, 10翅內翅片管的換熱系數最大.                          除了強化換熱效果外,管內的流動和阻力特性 也是非常重要的評價內翅片管性能優劣的指標.圖 4所示為換熱管橫截面上的速度等值線圖,在進口 流速相同的情況下,光管內的氣流在流過一段距離 后(200 mm),大部分區域的流動速度依舊很高,只 在壁面附近存在較大的速度梯度.8翅中心對稱內 翅片管中的流場與光管有較大差別,翅片分割的每 個扇形區域內都存在一個局部的中心高速區,壁面 附近有較大的溫度梯度,即每個扇形空間內的氣體 都按管內流動規律發展,管道中心區由于翅片的限 制形成了一個局部低速區,結合圖2可知該區域速 度較低,換熱系數較小,即使高溫空氣與壁面接觸 存在較大的溫差,但實際傳遞的熱量也非常有限,所 以中心對稱內翅片管中心線區域的氣流溫度很高 新型內翅片管由于翅片的插入深度大,翅片間的間 隙窄,所以經過一段距離之后,氣流的速度場相對比 較均勻,截面上的速度梯度較小,沒有局部高速區的存在.                         圖4 z=200 mm截面速度分布(從左到右依次為光管、8翅中心對稱、8翅軸對稱) Fig.4 Velocity contour atz=200mm (From left to right they are bare  tube, centrally symmetric finned tube with 8 fins and axisymmetrical  finned tube with 8 fins respectively)     圖4也可以反映出管道阻力特性方面的信息, 光管內速度較高,可以推斷光管內的阻力損失最小. 這主要是因為光管內氣流跟管壁接觸的面積較小, 因此流動阻力較小.8翅中心對稱和新型內翅片管 中氣流與管壁的接觸面積較光管有較大的增加,因 此流動阻力比光管的大,速度分布特性也可以證明 這一點.但后2種換熱管的阻力特性大小不能從速 度分布圖上得出.為此,圖5給出了不同結構換熱管 阻力系數的對比圖,熱空氣流經長度為L的試驗段 后產生的壓降為Δp,單位為Pa,其阻力系數采用 Darcy定義[11]:                            式中,ρ為流體的密度;u為流體的平均速度.由圖5 可知,內翅片管的阻力系數普遍大于光管的阻力系 數,約為光管阻力系數的1.44~2.20倍,并且隨著 翅片數的增加,阻力系數呈增加的趨勢.8翅中心對 稱內翅片管和新型內翅片管有基本相同的阻力系 數,但新型內翅片管的換熱系數較高(見圖2),由此 可以證明,新型內翅片管的綜合特性較優.新型內翅 片管中不同翅數換熱管的換熱系數差別不大,10翅 的稍高,阻力系數隨翅片數的增加呈線性變化的趨 勢.綜合考慮換熱系數和阻力系數的變化趨勢,8翅 稱內翅片管和新型內翅片管有基本相同的阻力系 數,但新型內翅片管的換熱系數較高(見圖2),由此 可以證明,新型內翅片管的綜合特性較優.新型內翅 片管中不同翅數換熱管的換熱系數差別不大,10翅 的稍高,阻力系數隨翅片數的增加呈線性變化的趨 勢.綜合考慮換熱系數和阻力系數的變化趨勢,8翅和10翅新型內翅片管的綜合特性較好.                                 3 結 論     利用數值模擬的方法,對新型整體式軸對稱不 等高內展翅片換熱管內的流動、換熱、阻力等特性進 行了初步研究,并與試驗結果和經驗公式計算值進 行了對比,通過對模擬結果的分析得到以下結論:     (1)新型內展翅片管對高溫空氣的分割效果明 顯,改變了管內從軸心到管壁的層狀溫度場分布(光 管),使得翅片間隙內空氣溫度分布的均勻性得到提 高.     (2)數值模擬結果與試驗測量結果和經驗公式 計算結果符合得較好.新型內翅片管的強化換熱效 果最好,約為光管的1.67~2.27倍,為中心對稱翅 片管的1.17~1.35倍,且10翅新型內翅片管的換 熱系數最大.     (3)通過對管內氣體速度場的比較發現:3種 換熱管的管內流場差別較大,光管中氣流速度衰減 慢,高速區控制范圍大;中心對稱翅片管每個扇形分 區內的流場基本按管內流動過程分布,但在中心區 域卻產生了一個低速區;新型翅片管中氣流流速較 低但分布比較均勻.     (4)內翅片管的阻力系數是光管的1.44~2.2 倍,中心對稱和新型內翅片管具有基本相同的阻力 系數,但新型內翅片管的換熱系數高,所以新型翅片 管的性能較好.     (5)綜合考慮換熱系數和阻力系數的變化趨 勢,8翅和10翅新型內翅片管的綜合性能參數較優.     通過本文的研究工作,可以初步證實新型內翅片管優異的換熱特性,并基本確定最優幾何參數值, 為下一步的試驗研究和工程應用提供了有益的參 考.     參考文獻:     [ 1 ] 張良棟,胡光忠,王維慧.內翅片換熱管力學性能的研 究[J].中原工學院學報,2007,18(3):20-23.     [ 2 ] 張生龍.內展翅片換熱器的特點及應用[J].應用能 源技術,2004(4):18-20.     [ 3 ] 李慧君,張明智,周蘭欣.燃氣鍋爐的煙氣凝結換熱 [J].動力工程,2007,27(5):697-701.     [ 4 ] 李鋼燕,趙 雪.內翅片管換熱器傳熱性能實驗研究 [J].冶金能源,2003,22(5):26-31.     [ 5 ] 姜 瑩.內展翅片式空氣冷卻器的應用[J].節能與環 保,2003(9):33-34.     [ 6 ] 李 智.波紋內翅片管的管內對流換熱特性研究[J]. 河南化工,2005,22:16-18.     [ 7 ] 田 林,王秋旺,謝公南,等.三種內翅片管管內流動 與換熱特性[J].化工學報,2006,57 (11):2543 - 2547.     [ 8 ] 李曉燕,李 智,張慶剛.新型內翅式氮氣換熱器對流 換熱性能研究[J].哈爾濱商業大學學報,2006,22 (1):115-117.     [ 9 ] 李虹戈,劉傳廣.內展翅片換熱器[J].油氣田地面工 程,2006,25(11):61.     [10] Al-Sarkhi A, Abu-Nada E. Characteristics of forced convection heat transfer in vertical internally finned tube [J].International Communications in Heat and Mass Transfer, 2005, 32: 557-564.     [11] 張 凱.S型內展翅片管強化傳熱的換熱特性和阻力 特性研究[D].濟南:山東大學,2005. 
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