矩形通道內八邊形翼縱向渦發生器強化傳熱的試驗研究

閔春華, 孔祥飛, 董江峰, 齊承英

(河北工業大學能源與環境工程學院,天津300401)

縱向渦發生器是一種有效的被動式強化傳熱方式.為進一步增強其傳熱特性和優化其在換熱器中的應用,研究者進行了廣泛的研究.Tian等[1]利用場協同原理分析了在不同布置方式下矩形翼和三角形翼通道內的流動與傳熱特性.Wu和Tao[2]的研究表明,縱向渦發生器的沖孔能改善傳熱性能,而厚度對傳熱性能的影響可以忽略.Didarul等[3]發現鋸齒狀排列的矩形翼的傳熱效果優于按同角度排列的情況.Wang等[4]將縱向渦發生器用于狹窄通道時,發現其能明顯增強傳熱.Chompookham等[5]研究了楔形通道內布置三角肋和三角形翼縱向渦發生器時的流動與傳熱特性,發現兩者組合時傳熱增強,流動阻力增加,且均大于單個作用時的情況.田麗亭等[6]將三角形縱向渦發生器用于強化波紋管翅片換熱器的傳熱,發現傳熱增強的程度大于阻力增加的程度.Law son和Thole[7]研究了沖孔三角形翼的強化傳熱特性.最近,一種稱為斜截橢圓柱的新型縱向渦發生器被證明具有較好的流動與傳熱特性[8].Zhou等[9]對布置有縱向渦發生器的通道內添加表面活性劑后,進行了流動減阻特性試驗研究.

為進一步提高縱向渦發生器的傳熱特性,在矩形翼的基礎上,提出一種八邊形翼縱向渦發生器,通過試驗比較了八邊形翼和矩形翼縱向渦發生器的流動與傳熱特性.

1 試驗裝置

八邊形翼是在矩形翼的基礎上切掉4個角后得到的,如圖1所示,其中,l為翼長,w為翼寬,c為八邊形翼的切邊長.本文所研究的矩形翼和八邊形翼的具體尺寸見表1.其中,八邊形翼A的長和寬分別與矩形翼的長和寬相等,八邊形翼B和八邊形翼C的面積均與矩形翼的面積相等.

圖1 矩形翼和八邊形翼的示意圖Fig.1 Schematic diagram of the rectangular and octagonal w ing

表1 矩形翼和八邊形翼的尺寸Tab.1 Geometrical sizes of various rectangu lar and octagonal wings mm

縱向渦發生器的布置方式見圖2.縱向渦發生器垂直固定在上通道底部,翼片與來流呈一定的攻角α,試驗中α的取值有5種 ：25°,35°,45°,55°和65°.縱向渦發生器到入口的距離d為40 mm,兩翼之間的最小距離s為10 mm.

圖2 縱向渦發生器的布置示意圖Fig.2 A rrangement of longitudinal vortex generators

試驗裝置見圖3,主要包括喇叭形入口、進口段、測試段、過渡段和引風機等.加熱元件采用三明治結構,由兩塊鐵板內夾電阻絲構成,在鐵板表面再黏貼一層聚碳酸脂板.為避免光滑表面的反光作用對紅外熱像儀對溫度記錄的影響,對加熱元件表面進行了加黑處理.加熱板固定在通道中間,將通道分為上下相同的兩層,對上下通道都能均勻加熱.上下通道的進出口截面相同,可認為上下通道的壓力損失相等.縱向渦發生器固定在上通道加熱板上.測試段長 L=600 mm,寬 W=160mm,高 H=40mm.上通道頂壁用聚乙烯膜覆蓋,以保證紅外線能順利透過.空氣溫度利用T型熱電偶測量,空氣流速利用熱線風速儀測量.在上下通道進口各布置1根熱電偶,出口各布置27根熱電偶.標定后熱電偶的誤差為0.2 K,流速的誤差為0.01 m/s.

圖3 實驗系統Fig.3 Schematic diagram of the experim ental system

2 數據處理

雷諾數Re的定義為：

式中：U up為上通道的入口風速;D e為通道進口截面的當量直徑;ν為流體的運動黏度.

熱流密度為：

式中：T out和T in分別為通道出口和進口溫度;下標i表示上通道或下通道.

努塞爾數Nu的定義為：式中：λ為空氣的導熱系數;h為局部對流傳熱系數;T為加熱面的局部溫度,由紅外熱像儀測量獲得;T b x為空氣的截面平均溫度.

假設T b x沿流動方向呈線性分布,則：

平均努塞爾數Nu m為：

摩擦因數 f為：

式中：Δp為壓降;L為通道長度;ρ為空氣密度.

由于上下通道(即布置有縱向渦發生器的通道和光通道)的幾何尺寸相同,壓降相等,因而可得到上下通道的阻力系數之比ζ為：

Re、Nu和ζ的不確定度分別為6.0%、5.3%和6.4%.

3 結果與分析

3.1 縱向渦發生器的強化傳熱特性分析

在Re相同的情況下,比較不同縱向渦發生器的傳熱特性,結果示于圖4.由圖4可以看出,縱向渦發生器的存在明顯增強了傳熱.對于矩形翼,當攻角α=55°時,Num/Num0最大,與光通道相比,Num增大了46%～55%.對于3種八邊形翼,Nu m/Nu m0均隨著攻角的增大而增大.與光通道相比,當α=65°時,八邊形翼A、B和C的Num分別增大了42%～59%、45%～94%和47%～69%.由此可見,八邊形翼A的傳熱效果與矩形翼相當,而八邊形翼B和C的傳熱效果明顯優于矩形翼.

圖5給出了4種縱向渦發生器的傳熱量比.由于上下通道的壓力損失相等,故可認為是在壓力損失相同的情況下,比較布置縱向渦發生器的通道和光通道的傳熱特性.由圖5可以看出,在壓力損失相同的情況下,傳熱量增加的程度低于N u m增大的程度.矩形翼的最佳攻角為45°,此時傳熱量提高了4.5%～9%.八邊形翼A和B的最佳攻角均為55°,八邊形翼C的最佳攻角為65°,3種八邊形翼在最佳攻角時的傳熱量分別提高了9.5%～14%、4%～17%和11.5%～23%.這表明對于矩形翼和八邊形翼,在壓力損失相同的條件下得到的傳熱增強率小于在Re相同的條件下得到的傳熱增強率.這是因為縱向渦發生器的存在增大了阻力系數,在流動阻力相同的情況下減小了通道流速,因此與Re相同的情況相比傳熱增強率降低.

圖 4 Nu m/N u m0與 Re的關系Fig.4 Nu m/Nu m0 vs.Re

3.2 縱向渦發生器的流動特性分析

不同縱向渦發生器的阻力特性示于圖6.由圖6可以看出,縱向渦發生器的存在使流動阻力增加.矩形翼和八邊形翼A在攻角為55°時阻力系數比最大,且變化范圍分別為1.82～2.3和1.65～1.89;八邊形翼B和八邊形翼C在攻角為65°時阻力系數比最大,且變化范圍分別為2.03～2.74和1.69～1.9.八邊形翼B的阻力系數稍大于矩形翼,八邊形翼A和C的阻力系數均小于矩形翼.考慮到八邊形翼A的傳熱性能與矩形翼相當,而八邊形翼B和C的傳熱效果明顯優于矩形翼,因此,本文提出的八邊形翼具有良好的流動與傳熱綜合特性.

圖5 四種縱向渦發生器的傳熱量比Fig.5 Heat transfer rates of fou r different longitudinal vortex generato rs

圖6 阻力系數比ζ與Re的關系Fig.6 ζvs.Re

3.3 縱向渦發生器的強化傳熱機理

為進一步分析矩形翼和八邊形翼的強化傳熱機理,以矩形翼和八邊形翼A為例分析加熱板的局部Nu分布,結果示于圖 7.由圖 7可以看出,八邊形翼A的Nu稍大于矩形翼,這正是八邊形翼的傳熱強于矩形翼的主要原因.在不同縱向渦發生器后,Nu均呈波紋狀分布,八邊形翼A最遠處波峰到中心線的距離大于矩形翼.在加熱板中心,由于氣流速度增大,傳熱增強,故Nu較大;在距離中心z=±40mm附近區域,由于縱向渦的作用,傳熱增強.分析 x=76 mm、x=82 mm和x=97mm處的 Nu分布可知,隨著x的增加,中心線附近的Nu減小,而離中心線不遠處的Nu增大,即隨著x的增加,Nu增大的范圍變大.造成這種現象的原因是：流體速度從中心線向兩側逐漸減小,而縱向渦形成后不斷發展,影響范圍逐漸加大.在x=106mm處,Nu最大,表明縱向渦在x=106mm處達到最強.

圖 7 當 Re=12 500、α=45°時,局部 Nu的分布Fig.7 Distribution of local Nu at Re=12 500 and α=45°

在加熱板表面布置縱向渦發生器后,流動產生旋渦,破壞了邊界層的發展,使加熱板中間溫度局部降低,這正是傳熱強化的原因.八邊形翼的局部Nu大于矩形翼,這是因為八邊形翼的切角在壁面附近引起了強烈的旋渦.另外,矩形翼切除4個角后,對主流區域流體擾動的因素減少,使流動阻力減小.

4 結 論

(1)在Re相同時,縱向渦發生器能明顯增強傳熱.在最佳攻角下,矩形翼、八邊形翼A、八邊形翼 B和八邊形翼C的 Nu m分別增大46%～55%、42%～59%、45%～94%和47%～69%.

(2)矩形翼、八邊形翼A、八邊形翼B和八邊形翼C在各自攻角下對應的最大阻力系數比分別為1.82～2.3、1.65～1.89、2.03～2.74和1.69～1.9.

(3)在阻力損失相同的條件下,各縱向渦發生器均能提高傳熱量,但傳熱增強率小于在Re相同時的傳熱增強率.

(4)與矩形翼相比,八邊形翼因切除了4個角,對主流區域流體的擾動因素減少,而對壁面附近流體的擾動增強,因此使對流傳熱增強而阻力并未增加.

[1] TIAN L T,HE Y L,LEI Y G,et a l.Numerical study of f luid f low and heat transfer in a flat-plate channel with longitudinal vortex generators by applying field synergy princip le analysis[J].International Communications in Heat and Mass Transfer,2009,36(2)：111-120.

[2] WU JM,TAO W Q.Numerical study on lam inar convection heat transfer in a rectangular channel with longitudinal vortex generator.Part A：verification of field synergy principle[J].International Journal of Heat and M ass Transfer,2008,51(5/6)：1179-1191.

[3] DIDARUL IM,KENYU O,M INORU Y,et a l.Study on heat transfer and fluid flow characteristics with short rec tangular p late fin of different pattern[J].Experimental Therma l and Fluid Science,2007,1(4)：367-379.

[4] WANG Q,CHEN Q,WANG L,et a l.Experimental study of heat transfer enhancement in narrow rectangular channelwith longitudinal vortex generators[J].Nuclear Engineering and Design,2007,237(7)：686-693.

[5] CHOM POOKHAM T,TH IANPONG C,KWANKAOMENG S,et a l.Heat transfer augmentation in a wedge-ribbed channel using winglet vortex generators[J].International Communications in Heat and Mass Transfer,2010,37(2)：163-169.

[6] TIAN L T,H E Y L,CHU P,et a l.Heat transfer performance comparison of wavy finned tube heat exchanger w ith delta w inglets under different arrays[J].Journal of Power Engineering,2009,29(1)：78-83.

[7] LAWSON M J,THOLE K A.Heat transfer augmentation along the tube w all of a louvered fin heat exchanger using p ractical deltaw ing lets[J].International Journal ofHeat and MassTransfer,2008,51(9/10)：2346-2360.

[8] WANG J,LIU Z,ZHANG J,eta l.Largeeddy simulation on heat transfer enhancement on inclined-cut ellipsoidal vortex generator[J].Chinese Journa l of Mechanical Engineering,2007,43(10)：55-61.

[9] ZHOU T,LEONG K C,YEO K H.Experimental study of heat transfer enhancement in a d rag-reduction two-dimensional channel flow[J].International Journal of Heat and M ass Transfer,2006,49(7/8)：1462-1471.