費繼友,曾俊雄,高鐵瑜,朱江楠,徐勛,肖萍

(1.西安交通大學(xué)能源與動力工程學(xué)院,710049,西安;2.大連交通大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院,116028,遼寧大連;3.中國石油寧夏石化公司,750026,銀川)

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渦旋核心分布對斜置肋片蒸汽冷卻通道換熱特性的影響

費繼友1,2,曾俊雄2,高鐵瑜1,朱江楠1,徐勛1,肖萍3

(1.西安交通大學(xué)能源與動力工程學(xué)院,710049,西安;2.大連交通大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院,116028,遼寧大連;3.中國石油寧夏石化公司,750026,銀川)

數(shù)值計算了寬高比為2∶1,雷諾數(shù)為1×104～6×104,肋角度分別為30°、60°、90°時蒸汽冷卻帶肋通道,采用流場渦旋核心顯示技術(shù)分析了各肋角度下帶肋通道渦旋的產(chǎn)生、演變過程、形態(tài)變化以及分布規(guī)律,研究了渦旋分布規(guī)律對通道換熱系數(shù)的影響。結(jié)果表明:肋角度對帶肋通道渦旋形態(tài)和分布規(guī)律有較大影響,90°通道主要由橫向渦組成,30°、60°通道主要由縱向渦和主渦組成;縱向渦的換熱特性比橫向渦更好,30°、60°通道平均換熱系數(shù)比90°通道高;30°通道縱向渦的分支以及流體的黏性耗散會導(dǎo)致縱向渦渦旋強(qiáng)度和尺度減小、縱向渦的換熱性能削弱,這使得30°通道平均換熱系數(shù)比未發(fā)生縱向渦分支的60°通道低;相對于邊界層的距離、渦旋半徑,渦旋強(qiáng)度、渦旋核心是影響渦旋強(qiáng)化換熱的更重要的參數(shù)。該結(jié)果可為主動控制帶肋通道渦旋強(qiáng)化換熱研究提供參考。

數(shù)值模擬;帶肋通道;渦旋結(jié)構(gòu);換熱特性

提高燃?xì)馔钙竭M(jìn)口溫度是提高燃?xì)廨啓C(jī)熱效率的有效方法,當(dāng)今先進(jìn)燃?xì)廨啓C(jī)透平的進(jìn)口溫度在1 500～1 700 ℃之間,遠(yuǎn)超過燃?xì)廨啓C(jī)葉片材料的許用溫度(約800 ℃),因此必須發(fā)展先進(jìn)燃機(jī)輪機(jī)葉片冷卻技術(shù),以保護(hù)葉片免受高溫腐蝕和損傷。燃?xì)廨啓C(jī)常用冷卻措施包括氣模、沖擊、強(qiáng)化對流、繞流柱等。在過去幾十年中,以空氣作為冷卻介質(zhì)的帶肋通道強(qiáng)化對流冷卻技術(shù),國內(nèi)外學(xué)者做了詳細(xì)的研究[1-5]。蒸汽的熱物性比空氣更好,因此以蒸汽作為冷卻介質(zhì)的帶肋通道冷卻技術(shù)比空冷具有明顯的優(yōu)勢[6-7]。史曉軍等通過實驗的方法建立了蒸汽冷卻帶肋通道反映雷諾數(shù)Re、肋角度和寬高比影響的傳熱和摩擦特性實驗關(guān)聯(lián)式[8]。稅琳琪等通過實驗和數(shù)值模擬的方法研究了肋角度α=90°時矩形通道內(nèi)蒸汽過熱度、壓力以及Re對蒸汽換熱性能的影響[9]。劉加增等通過實驗的方法研究了通道寬高比W∶H分別為1∶4、1∶2、1∶1,α=45°,60°時蒸汽沿矩形通道軸向和徑向傳熱系數(shù)的分布規(guī)律[10],結(jié)果表明45°肋矩形通道沿軸向中心線平均努塞爾數(shù)比60°肋矩形通道高15%～25%,沿著通道徑向換熱系數(shù)逐漸降低,這可能是斜置肋片沿肋展方向產(chǎn)生二次旋流引起的。Han等做了同樣類似的實驗[11],研究表明90°肋矩形通道內(nèi)空氣換熱系數(shù)沿通道徑向分布比較均勻,而斜置肋片通道內(nèi)空氣換熱系數(shù)沿徑向分布逐漸降低,這可能是斜置肋片產(chǎn)生二次流動引起的。朱江楠等采用渦旋核心分析方法研究了W∶H=1∶1、α=45°帶肋通道渦旋分布及其對努賽爾數(shù)Nu的影響,結(jié)果表明,高強(qiáng)度渦旋區(qū)域比沒有渦旋的區(qū)域的努賽爾數(shù)至少高一倍以上[12]。史曉軍等通過實驗研究了W∶H=2∶1、α=30°,45°,60°,90°時蒸汽與空氣的換熱性能,研究表明,蒸汽平均換熱系數(shù)是空氣的1.19～1.32倍,60°肋具有最優(yōu)的換熱性能[13]。

綜上所述,不同肋角度帶肋通道渦旋(也稱二次流)的分布及其對換熱系數(shù)的影響鮮為人知,因此本文采用流場渦旋核心可視化分析方法研究了不同肋角度帶肋通道渦旋的產(chǎn)生、演變過程、分布規(guī)律以及對換熱系數(shù)的影響,研究結(jié)果可對進(jìn)一步優(yōu)化燃?xì)廨啓C(jī)帶肋通道冷卻結(jié)構(gòu)、提高冷卻效率提供參考。

1 計算方法及數(shù)據(jù)處理

1.1 物理模型

本文采用的物理模型均與文獻(xiàn)[13]中實驗研究物理模型相同,以研究W∶H=2∶1、α=30°,60°,90°帶肋通道內(nèi)渦旋分布規(guī)律及其對換熱性能的影響。計算模型參數(shù)如表1所示,表中e為肋高,D為通道水力直徑,p為肋間距,L為通道計算長度。計算幾何模型如圖1所示。

表1 計算模型參數(shù)

圖1 計算通道幾何模型

3種不同肋角度帶肋通道計算區(qū)域均采用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格,帶肋壁面和兩側(cè)光滑壁面處網(wǎng)格均進(jìn)行加密處理,以確保所有近壁面第一層網(wǎng)格滿足y+<1。

經(jīng)過網(wǎng)格無關(guān)性驗證后,α=30°,60°,90°帶肋通道的網(wǎng)格數(shù)分別為780萬、830萬和820萬,其中60°肋帶肋通道網(wǎng)格的局部細(xì)節(jié)如圖2所示。

圖2 60°肋帶肋通道網(wǎng)格局部細(xì)節(jié)

1.2 計算方法及邊界條件

采用商用軟件ANSYS CFX14.5中SSTk-ω湍

流模型求解三維定場不可壓縮黏性流體雷諾時均N-S方程,方程中的擴(kuò)散項和源項離散采用二階中心差分格式,對流項采用高精度離散格式,各項殘差收斂到10-5。為了驗證數(shù)值計算結(jié)果的可靠性,本文工況與文獻(xiàn)[13]實驗工況相同:3種不同肋角度帶肋通道內(nèi)流動工質(zhì)為蒸汽,蒸汽進(jìn)口溫度為174 ℃,進(jìn)口壓力為0.3 MPa,Re=1×104～6×104,熱流密度q=5 kW/m2。

1.3 計算結(jié)果數(shù)據(jù)處理

流場渦旋核心顯示采用CFD-POST中渦旋核心區(qū)(vortex core region)功能。局部流場渦旋核心檢測方法分為流線、跡線、Q判據(jù)、Δ判據(jù)、λ2判據(jù)、渦旋強(qiáng)度等,其中λ2判據(jù)被認(rèn)為是最有效、最可靠的流場渦旋核心檢測方法[14-15]。文獻(xiàn)[14]的研究表明:實對稱二階張量S2+Ω2的3個實特征值中,若存在2個負(fù)特征值的流場區(qū)域,則定義其為渦旋核心區(qū)域,即實對稱二階張量S2+Ω2的3個實特征值λ1>λ2>λ3,當(dāng)λ2<0時,存在渦核,其中u=S+Ω,S為應(yīng)變率張量,Ω為旋轉(zhuǎn)率張量。特別地,當(dāng)λ2=0時,流場λ2等值面所圍成的渦核區(qū)域為全場渦旋核心區(qū),λ2值越小,渦旋核心強(qiáng)度越強(qiáng)。因此,本文采用λ2判據(jù)作為計算域內(nèi)渦旋核心的檢測方法。

為了便于處理計算結(jié)果,定義相關(guān)參數(shù)如下。

Re=ρuD/μ,其中μ為蒸汽的動力黏性系數(shù),D=2WH/(W+H)。

由Dittus-Boelter公式可知,光滑通道充分發(fā)展段的Nuo=0.023Re0.8Pr0.4。

由Filonenko經(jīng)驗關(guān)聯(lián)式[16],定義光滑通道內(nèi)充分發(fā)展階段的fo=(1.58lnRe-3.28)-2。

2 數(shù)值計算結(jié)果可靠性驗證

(a)α=30°

(b)α=60°

(c)α=90° 圖3 3種不同肋角度帶肋通道中心線上Nu計算結(jié)果與實驗對比

圖3為α=30°、Re=20 818,α=60°、Re=24 279,α=90°、Re=26 131帶肋通道中心線上Nu的計算結(jié)果與文獻(xiàn)[13]實驗結(jié)果對比。從圖中可以看出,數(shù)值計算平均值與實驗值吻合良好,但是在帶肋通道進(jìn)口和出口處Nu與實驗值誤差偏大。這可能是氣流受到不同進(jìn)口效應(yīng)擾動以及出口處數(shù)值計算通道幾何形狀的變化所致。α=30°,60°,90°帶肋通道中心線上Nu的數(shù)值計算平均值比文獻(xiàn)[13]實驗結(jié)果分別高出8.1%、17.14%、9.02%,α=60°帶肋通道數(shù)值計算與實驗結(jié)果誤差相對較大。這里可能存在兩方面的原因:一是實驗本身存在8%的不確定度誤差;二是實驗研究帶肋通道帶肋面厚度為3 mm,存在三維導(dǎo)熱問題,實驗熱電偶測得的溫度實際上是經(jīng)過導(dǎo)熱均勻化后的溫度,而數(shù)值計算并沒有考慮帶肋壁面導(dǎo)熱問題,這就導(dǎo)致了計算結(jié)果偏高。但是,本文數(shù)值計算誤差是可以接受的。

3 計算結(jié)果與分析

3.1 渦旋分布規(guī)律分析

本文數(shù)值計算了α=30°,60°,90°帶肋通道,Re=1×104～6×104時的工況,并研究了Re=6×104時不同肋角度帶肋通道流場渦旋的產(chǎn)生、演變、形態(tài)及分布規(guī)律。

(a)α=30°

(b)α=60°

(c)α=90°圖4 3種不同肋角度帶肋通道全場渦旋分布

圖4為α=30°,60°,90°帶肋通道全場渦旋分布圖。從總體上看,不同α帶肋通道渦旋分布規(guī)律差別較大,但α=30°和α=60°帶肋通道渦旋分布存在一定的相似性,主要由左側(cè)光滑壁面上的離散渦、帶肋面上縱向渦、主流通道主渦組成。它們之間所不同的是:α=30°帶肋通道充分發(fā)展段存在第1主渦和第2主渦,主渦均由縱向渦發(fā)展而來,主渦的旋轉(zhuǎn)中心軸線與主流方向平行;縱向渦分布在肋頂上,且沿著肋展方向發(fā)展,其旋轉(zhuǎn)中心軸線與肋展方向平行。圖4c中α=90°帶肋通道渦旋分布規(guī)律與α=30°,60°完全不同,其充分發(fā)展段渦旋分布具有明顯的周期性,主要由分布在肋頂上的橫向渦組成。橫向渦與縱向渦的區(qū)別在于其旋轉(zhuǎn)中心軸線與主流方向垂直。由于3種不同帶肋通道的進(jìn)口段斜置肋片的角度不同,所以進(jìn)口段的渦旋形態(tài)有所不同。

為了進(jìn)一步分析和闡明帶肋通道渦旋的產(chǎn)生、演變機(jī)理,本文將分別闡述了3種不同帶肋通道的進(jìn)口段和充分發(fā)展段渦旋的異同。

圖5為α=30°,60°,90°帶肋通道進(jìn)口渦旋分布圖。從圖中可以看出,3種不同帶肋通道進(jìn)口處均存在一個擾動渦,擾動渦是進(jìn)口處氣流受到通道第1根斜置肋片的擾動產(chǎn)生的,其發(fā)展方向分別與斜置肋片展向方向相同,最后隨主流一起流入下游而耗散掉。從圖5a、圖5b可以看出,α=30°,60°帶肋通道進(jìn)口處渦系均由縱向渦和主渦組成,這些縱向渦是氣流在每一根肋片前緣出現(xiàn)流動分離而產(chǎn)生的,并沿著肋展方向發(fā)展且最后匯入主渦,這就使得主渦沿著主流發(fā)展的過程中的尺度越來越大,在出口處的體積能為通道寬度處的1/2左右,見圖4a、圖4b。進(jìn)口處的縱向渦與充分發(fā)展段縱向渦有所不同的是,進(jìn)口處縱向渦受主流的影響較大,幾乎能橫跨2、3根肋片。α=30°,60°帶肋通道進(jìn)口處縱向渦的區(qū)別是:α=30°帶肋通道進(jìn)口縱向渦在沿著肋展方向發(fā)展的過程中出現(xiàn)了分支縱向渦,這些分支縱向渦一部分橫跨2根肋片并匯入位于主流中心區(qū)域的第1主渦,另一部分沿著肋展方向發(fā)展,最后匯入第2主渦,見圖5a;α=60°帶肋通道進(jìn)口處縱向渦并沒有出現(xiàn)分支現(xiàn)象,縱向渦沿著肋展方向發(fā)展,最后匯入位于通道右側(cè)光滑壁面的主渦,并隨著主渦一起運動到通道下游。從圖5c可以看出,α=90°帶肋通道進(jìn)口處第1個橫向渦同樣因受到主流的影響而橫跨了2根肋片,以至于在第2根肋片前緣處氣流流動分離受阻,由此阻礙了第2個橫向渦的形成,而從第3根肋片開始,橫向渦在通道內(nèi)出現(xiàn)周期性變化。

(a)α=30°

(b)α=60°

圖6為不同α帶肋通道充分發(fā)展段渦旋分布。α=90°帶肋通道充分發(fā)展段橫向渦旋分布呈周期性變化,渦旋結(jié)構(gòu)相對單一,這里不再贅述。為了進(jìn)一步分析α=30°,60°帶肋通道充分發(fā)展段渦旋分布特征,將圖6a所有渦旋細(xì)化為圖6b所示的渦旋分布,此時λ2=-157 364。從圖6b、圖6c可以看出,α=30°,60°帶肋通道充分發(fā)展段渦系主要由縱向渦、角渦、誘導(dǎo)渦、主渦、離散渦組成?？v向渦是氣流在肋片前緣處出現(xiàn)流動分離而產(chǎn)生的,在α=30°帶肋通道沿著肋展方向的下游區(qū)域,一部分分支縱向渦與角渦匯合,最后一起匯入主渦,另外一部分在肋頂上發(fā)展至主渦。角渦在每一根肋片前緣肋根處的高壓區(qū)(局部滯止區(qū))形成,并沿著前緣肋根方向發(fā)展,直至匯入右側(cè)光滑壁面處的主渦中。誘導(dǎo)渦在每一根肋片后緣肋根處的低壓區(qū)形成(見圖6b),最后也匯入主渦,而在圖6c中誘導(dǎo)渦被縱向渦覆蓋。離散渦在主流左側(cè)光滑壁面與每一根肋片的結(jié)合處的正上方形成,這可能是氣流在此區(qū)域受到擾動產(chǎn)生的,它處于離散狀態(tài),最后在主流中耗散掉。

(a)α=30°(λ2=0)

(b)α=30°(λ2=-157 364)

(c)α=60°(λ2=0)圖6 不同肋角度帶肋通道充分發(fā)展段渦旋分布

3.2 渦旋分布對帶肋壁面Nu的影響

(a)α=30°

(b)α=60°

(c)α=90°圖7 不同肋角帶肋通道充分發(fā)展段渦旋與Nu分布

Gentry等研究了平板上由三角翼渦旋發(fā)生器產(chǎn)生的縱向渦與熱邊界層的相互作用關(guān)系,結(jié)果表明,相對于熱邊界層的位置δ*,縱向渦渦旋強(qiáng)度和渦旋核心是影響渦旋強(qiáng)化換熱的重要參數(shù),渦旋強(qiáng)度越大,渦旋核心離熱邊界層越近,渦旋換熱效果越好[17]。按照文獻(xiàn)[17]定義,渦旋強(qiáng)度環(huán)量Γ=2πrVθ,δ*=δc/δb,δc為渦旋核心到壁面的距離,δb為熱邊界層厚度。

圖8 α=30°帶肋通道充分發(fā)展段x=0.2 m,0.3 m,0.4 m處橫截面位置示意

圖9 α=30°帶肋通道不同橫截面縱向渦旋強(qiáng)度分布

圖8、圖9分別為α=30°帶肋通道充分發(fā)展段在x=0.2 m,0.3 m,0.4 m處橫截面位置與對應(yīng)橫截面上渦旋強(qiáng)度的分布規(guī)律。圖9a中:數(shù)字1～5表示圖8中x=0.2 m橫截面上縱向渦沿著通道徑向變化的編號,括號里的數(shù)值分別代表縱向渦渦旋強(qiáng)度;數(shù)字6～9代表x=0.2 m橫截面上誘導(dǎo)渦;數(shù)字10、11代表x=0.2 m橫截面上角渦。圖9b、圖9c所在橫截面上渦旋分布規(guī)律與圖9a相同,縱向渦渦旋強(qiáng)度如圖中的數(shù)值所示。從圖9可以看出,各橫截面上2號縱向渦由1號縱向渦發(fā)展而來,3號縱向渦由2號縱向渦發(fā)展而來,以此類推。沿著通道徑向方向,縱向渦渦旋強(qiáng)度逐漸減弱,各橫截面上最左端1號縱向渦渦旋強(qiáng)度是5號縱向渦渦旋強(qiáng)度的3.0～4.6倍,但是在圖9b、圖9c第4和第5根肋片頂端縱向渦渦旋強(qiáng)度有所增大,這可能是該區(qū)域縱向渦受到了沿著主流方向發(fā)展越來越大的主渦的影響。總體看來,α=30°帶肋通內(nèi)隨著分支縱向渦向下游的發(fā)展,渦旋強(qiáng)度會逐漸衰減,一方面是由氣流的黏性耗散導(dǎo)致,另一方面α=30°帶肋通縱向渦分支太多,而且沿肋展方向上游區(qū)域的分支縱向渦有一部分匯入第1主渦中,這都會導(dǎo)致縱向渦渦旋強(qiáng)度沿渦旋發(fā)展方向逐漸減弱。另外,隨著分支縱向渦向下游的發(fā)展,熱邊界層逐漸增厚,溫度梯度逐漸減小。綜合以上因素,最終導(dǎo)致圖7a中α=30°帶肋通道Nu沿著徑向逐漸減小,換熱效果逐漸變差。從通道縱向上看,除了圖9c中1號縱向渦渦旋強(qiáng)度明顯大于圖9a、圖9b外,各橫截面上的縱向渦渦旋強(qiáng)度和渦旋尺度差異不大,但是沿著主流方向,處在通道最右端的主渦渦旋強(qiáng)度和尺度變化較大,該尺度沿主流方向逐漸增大,這是由縱向渦匯入主渦造成的。盡管主渦有足夠大的渦旋強(qiáng)度和尺度,但是它處在主流通道中心區(qū)域,距離帶肋壁面熱邊界層較遠(yuǎn),即δ*較大,這一方面會削弱主渦對近壁面附近熱邊界層的擾動或者破壞作用,另一方面大尺度主渦同時也極大地增加了通道內(nèi)的流動阻力,而流動阻力的增加遠(yuǎn)大于換熱的增強(qiáng)。因此,綜合看來,通道內(nèi)主渦對帶肋壁面強(qiáng)化換熱貢獻(xiàn)不大。相反,位于近壁面附近的縱向渦具有良好的強(qiáng)化換熱能力。事實上,對于湍流強(qiáng)化換熱而言,由于湍流流動的劇烈摻混作用,使得通道中大分部(除層流底層外)區(qū)域已經(jīng)混合得很充分,這樣再增加該區(qū)域的擾動只會進(jìn)一步增加流動阻力,對強(qiáng)化換熱作用不大,即只有在層流底層附近產(chǎn)生縱向渦才能實現(xiàn)同功耗下進(jìn)一步增強(qiáng)強(qiáng)化傳熱效果,從而達(dá)到節(jié)能的目的。

圖10、圖11分別為α=60°帶肋通道充分發(fā)展段在x=0.2 m,0.3 m,0.4 m處橫截面位置與對應(yīng)橫截面上渦旋強(qiáng)度的分布規(guī)律。各橫截面上由離散渦、縱向渦、主渦組成,縱向渦和主渦強(qiáng)度如圖11中的數(shù)值所示。從縱向看,縱向渦渦旋強(qiáng)度和尺度差異不大,但主渦尺度沿主流方向逐漸增大。從圖10可以看出,α=60°帶肋通道縱向渦并沒有出現(xiàn)分支,使得縱向渦渦旋強(qiáng)度因分支而產(chǎn)生的損失減小。從圖11可以看出,縱向渦在近壁面處的尺度較大,且呈扁平狀覆蓋在肋片后緣的下游區(qū)域,這比α=30°帶肋通道縱向渦對下游的影響區(qū)域要大得多。綜合以上兩點得出,α=60°帶肋通道換熱效果比α=30°更好,但是α=60°帶肋通道在靠近右側(cè)帶肋壁面的Nu相對較低(見圖7d),這是氣流的黏性耗散造成渦旋強(qiáng)度衰減和主渦仍然距帶肋壁面較遠(yuǎn)導(dǎo)致。

圖10 α=60°帶肋通道充分發(fā)展段x=0.2 m,0.3 m,0.4 m處橫截面位置示意

圖11 α=60°帶肋通道不同橫截面縱向渦旋強(qiáng)度分布

由圖7c可知,α=90°帶肋通道的Nu沿徑向分布比較均勻,橫向渦尺度和形態(tài)沿徑向相同,因此可以推測出橫向渦渦旋強(qiáng)度沿徑向分布相同。事實上,對于橫向渦和縱向渦,它們的換熱機(jī)理截然不同[18]。橫向渦強(qiáng)化換熱是由流場的不穩(wěn)定性以及氣流的自激振動產(chǎn)生的。橫向渦的一側(cè)向下掃,將主流較高動量氣流和較低溫度氣流同時帶入邊界層,與在邊界層內(nèi)的氣流進(jìn)行強(qiáng)烈的動量和能量的交換,以增大邊界層內(nèi)的溫度梯度,減小邊界層內(nèi)速度矢量與溫度梯度的夾角,從而增強(qiáng)換熱;橫向渦的另一側(cè)向上卷起,將邊界層內(nèi)較低動量氣流和較高溫度氣流帶入主流,與主流氣流再次進(jìn)行強(qiáng)烈的動量和能量交換。

與橫向渦相比,縱向渦除了以上換熱機(jī)理以外,還具有以螺旋運動的方式向主流下游輸運冷熱流體的附加對流換熱機(jī)制,這對下游熱壁面邊界層具有持續(xù)的破壞作用,因此在整個帶肋通道內(nèi)縱向渦比橫向渦具有更好的換熱效果。

3.3 不同肋角度帶肋通道換熱性能比較

圖12為α=30°,60°,90°帶肋通道努塞爾數(shù)比隨Re的變化。從圖中可以看出,α=60°帶肋通道努塞爾數(shù)比最高,α=30°其次,α=90°最低,α=60°帶肋通道平均Nu比分別比α=30°、90°提高了18%和63%。由上文分析可知,這是因為α=60°帶肋通道縱向渦結(jié)構(gòu)比α=30°通道分支縱向渦結(jié)構(gòu)和α=90°通道橫向渦結(jié)構(gòu)具有更好的換熱效果。不同肋角度帶肋通道平均Nu數(shù)值計算結(jié)果與其通道內(nèi)渦旋強(qiáng)化換熱特性相一致。從圖12還可以看出,努塞爾數(shù)比具有隨Re的增加而逐漸降低的趨勢,努塞爾數(shù)比降幅在3.9%～14.2%之間。

圖12 不同肋角度通道努賽爾數(shù)比隨雷諾數(shù)的變化

圖13 不同肋角度通道摩擦系數(shù)比隨雷諾數(shù)的變化

圖13為α=30°,60°,90°帶肋通道摩擦系數(shù)比隨Re的變化。從圖中可以看出,α=60°,90°通道摩擦系數(shù)比大約是α=30°通道的2.2～2.4倍,這說明α=30°帶肋通道壓損很小。α=60°,90°通道摩擦系數(shù)比相差不大,約5.7%～8.8%,這表明維持α=60°,90°通道縱向渦和橫向渦結(jié)構(gòu)的運動,需要比α=30°帶肋通道消耗更多的能量。

圖14 不同肋角度通道換熱因子隨雷諾數(shù)的變化

4 結(jié) 論

本文通過數(shù)值模擬方法、采用流場渦旋核心顯示技術(shù),詳細(xì)地闡述了α=30°,60°,90°帶肋通道內(nèi)不同類型渦旋的產(chǎn)生、演變過程、形態(tài)變化以及分布規(guī)律,分析了帶肋通道不同類型渦旋結(jié)構(gòu)對換熱系數(shù)的影響,并得出以下結(jié)論。

(1)不同角度的斜置肋片對帶肋通道內(nèi)渦旋形態(tài)以及分布規(guī)律具有重要影響,其中:α=90°帶肋通道主要以橫向渦旋結(jié)構(gòu)為主,沿著主流方向呈周期性分布;α=30°,60°帶肋通道主要以縱向渦和主渦結(jié)構(gòu)為主,縱向渦沿著肋展方向發(fā)展,最后匯入主渦且以螺旋運動的方式流向下游。

(2)縱向渦比橫向渦具有更好的換熱特性,因此α=30°,60°帶肋通道Nu比α=90°的高。α=30°通道出現(xiàn)縱向渦分支,這使得近壁面的縱向渦渦旋強(qiáng)度和渦旋尺度在沿著渦旋螺旋前進(jìn)方向逐漸減小,由此削弱了對邊界層的擾動能力,同時也減小了對邊界層的影響區(qū)域。所以,α=30°通道Nu要比未發(fā)生縱向渦分支的α=60°低。

(3)α=30°、60°帶肋通道在靠近右側(cè)光滑壁面的主渦位于通道主流區(qū)域,距離邊界層較遠(yuǎn),對強(qiáng)化換熱貢獻(xiàn)不大,這也會導(dǎo)致靠近右側(cè)光滑壁面的帶肋面Nu較低。

(4)相對于邊界層的位置δ*、渦旋核心半徑r,渦旋強(qiáng)度、渦旋核心是影響渦旋強(qiáng)化換熱的更重要的參數(shù),該結(jié)果可為主動控制渦旋強(qiáng)化換熱研究提供參考。

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(編輯 苗凌)

Effect of Vortex Core Distribution on Heat Transfer Performance in Steam-Cooled Channels with Inclined Ribs

FEI Jiyou1,2, ZENG Junxiong2, GAO Tieyu1, ZHU Jiangnan1, XU Xun1, XIAO Ping3

(1. School of Energy and Power Engineering, Xi’an Jiaotong University, Xi’an 710049, China; 2. School of Mechanical Engineering, Dalian Jiaotong University, Dalian, Liaoning 116028, China; 3. Petro China Ningxia Petrochemical Company, Yinchuan 750026, China)

The steam-cooled channels with rib angles of 30°, 60° and 90°, ducts aspect ratio 2∶1 and Reynolds number ranging from 1×104to 6×104are numerically simulated. The vortex generation, evolution, morphological changes and its distribution are numerically analyzed with flow field vortex core technology and the effect of vortex distribution of ribbed channels on heat transfer performance are also investigated. The result indicates that morphology and distribution of vortex in ribbed channels strongly depend upon the rib angles. In 90° channels transverse vortex dominates, and in 30° and 60° channels longitudinal vortex and main vortex do; the average heat transfer coefficient in 30° and 60° channels is higher than that in 90° channel because of better heat transfer performance of longitudinal vortex than that of transverse vortex; the average heat transfer coefficient in 30° channel is lower than in 60° channel without bifurcated longitudinal vortex because the bifurcated longitudinal vortex in 30° channel and viscous dissipation of fluid result in the decreased strength and scale of the longitudinal vortex to weaken the heat transfer performance; the vortex strength, vortex core location relative to boundary layer and radius of vortex are all the important parameters for vortex heat transfer performance.

numerical simulation; ribbed channel; structure of vortex; heat transfer

2014-10-09。

費繼友(1964—),男,博士后;高鐵瑜(通信作者),男,副教授。

國家自然科學(xué)基金資助項目(51376028);教育部大學(xué)創(chuàng)新研究團(tuán)隊資助項目(IRT1280)。

時間:2015-02-27

10.7652/xjtuxb201505002

TK47

A

0253-987X(2015)05-0007-09

網(wǎng)絡(luò)出版地址:http:∥www.cnki.net/kcms/detail/61.1069.T.20150227.0845.002.html