翼型涡发生器对半圆形螺旋通道的换热强化机理

李雅侠，张　腾，张春梅，张　丽，吴剑华

（1沈阳化工大学能源与动力工程学院，辽宁 沈阳 110142；2沈阳化工大学化学工程学院，辽宁 沈阳 110142）



翼型涡发生器对半圆形螺旋通道的换热强化机理

李雅侠1，张腾1，张春梅1，张丽2，吴剑华1

（1沈阳化工大学能源与动力工程学院，辽宁 沈阳 110142；2沈阳化工大学化学工程学院，辽宁 沈阳 110142）

为考察不同形状和布置方式的翼型涡发生器强化半圆形截面螺旋通道的换热特性，对单一以及安装了jxjs、jxjk、sjjs和sjjk 4种涡发生器的螺旋通道内流动与换热特性进行了数值研究，数值模拟结果与实验结果吻合较好。结果表明，研究范围内涡发生器前后180°范围内的换热壁面平均Nusselt数与单一通道的相应值之比的平均值在1.044～1.074之间，流动阻力系数f/f0在1.105～1.188之间。对传热效果而言，矩形翼优于三角形翼，对翼渐缩布置优于渐扩布置。涡发生器产生的纵向脱落涡旋改变了原有的二次流场结构，改善了速度场和温度场的协同性，强化了传热。安装jxjs和sjjs型涡发生器的复合二次流场分别为4涡和2个大涡结构，Re=8000时两者在通道内强化换热作用范围分别可达10.47和12.56倍翼高的距离。

螺旋通道；翼型涡发生器；传热；流动；数值模拟；场协同

DOI：10.11949/j.issn.0438-1157.20151623

引　言

螺旋通道广泛应用于化工、石油、动力等工业中，应用场合不同其横截面呈现的形状亦不同，如用于螺旋管式换热器的圆形、矩形截面螺旋通道，用于同轴螺旋套管换热器的环形截面螺旋通道等。一直以来，螺旋通道内流体的流动、传热传质特性及其强化传热研究都是国内外学者研究的热点问题之一［1-2］。流体在螺旋通道内流动时在离心力作用下会在与流动方向垂直的截面内产生二次流作用，二次流有利于促进流体质点的混合，提高传热传质性能［3］。半圆形截面的螺旋通道常用在精细化工等领域，作为反应釜的传热夹套，用来传递反应釜的反应热，以保证产品质量，此时半圆管的直壁面作为换热壁面。研究结果［4］表明，Reynolds数越高，半圆形螺旋管横截面上的二次涡越偏向绝热的外壁侧，从而导致二次流对直换热壁面的综合强化传热效果变差，特别是对换热壁面中心附近处的强化传热效果更差。研究发现，要强化半圆截面螺旋管道的传热性能，可从改善直换热壁面中心附近处的二次流动特性入手［5］。

纵向涡发生器是一种应用广泛的、有效的被动式强化传热方法，其强化传热的机理是通过产生的纵向脱落涡旋改善流场特性和增加湍流强度实现强化传热［6］，目前纵向涡发生器已广泛用来强化开放式和封闭式流场的传热［7-9］。研究结果表明，涡发生器的形状、尺寸和布置方式对强化传热效果影响显著［10-12］。张丽等［13-15］采用涡发生器强化套管换热器的研究结果表明，对于小曲率的螺旋通道，翼型涡发生器的综合强化传热效果好于柱形涡发生器。鉴于此，本研究采用翼型涡发生器强化半圆形截面螺旋通道内流体的换热，涡发生器布置在其直换热壁面的中心，考察涡发生器形状与布置方式对强化传热效果的影响，并基于场协同原理揭示翼型涡发生器强化半圆形截面螺旋通道传热的机理。本研究结果可为工程实际中相关传热装置的设计和应用提供理论参考。

1　物理模型及数值模拟方法

1.1物理模型

为研究翼型涡发生器的形状和布置方式对半圆形截面螺旋通道强化传热作用的影响，在其直换热壁面中心线分别安装矩形翼渐扩布置（jxjk）、矩形翼渐缩布置（jxjs）、三角形翼渐扩布置（sjjk）和三角形翼渐缩布置（sjjs）4种涡发生器，采用CFD软件Fluent前处理软件Gambit建立安装翼型涡发生器的半圆形截面螺旋通道的物理模型。

螺旋通道以及涡发器的形状和布置方式如图1所示。

图1　螺旋通道及涡发生器结构与布置方式Fig.1　Layouts and configurations of helical channel and vortex generators

图1（a）中Rc为螺旋通道曲率半径，P为螺距，2r0为半圆管直径，螺旋通道取为4圈，涡发生器布置在距离入口θ=720°处半圆形直换热壁面中心。图1（b）中δ为涡发生器厚度，β和s分别为对翼间夹角和最小间距，l和b分别为矩形翼长和宽以及三角翼边长，本研究取b=l。

本研究中，为了对比分析矩形翼涡发生器和三角形翼涡发生器的强化传热效果，将两种涡发生器的直角边垂直放置作为上游迎流端，如图1（b）所示，以考察涡发生器迎流端条件相同时脱流边界分别为垂直和斜边两种条件对流动阻力与传热特性的影响。数值模拟中各变量的取值见表1。

表1　R螺旋通道及涡发生器参数Table 1　Parameters of helical channel and vortex generators

1.2数值模拟方法及网格划分

数值模拟以不可压缩流体水为工作介质，采用Realizable k-ε湍流模型［16］，近壁面处采用增强壁面函数。压力和速度的解耦采用SIMPLE算法，采用二阶迎风格式离散动量和能量方程。入口边界条件取为速度和温度入口，出口设定为压力出口。换热边界条件取为半圆形直壁面及涡发生器为恒定壁温、弯曲半圆形壁面为绝热的边界条件。为了保证计算精度，采用分块划分网格，即对不含涡发生器的光滑螺旋通道采用结构化网格，而对涡发生器所在的一小段空间区域采用非结构化网格，并对涡发生器附近进行网格局部加密，如图2所示。网格独立性实验结果表明2559316个体网格可以满足计算精度的要求。

图2　涡发生器附近区域网格示意图Fig.2　Schematic diagram of grid for calculation near vortex generator

2　实验验证

2.1实验流程及数据处理

为了验证数值模拟的正确性，对单一半圆形截面螺旋通道的传热特性进行了实验研究。实验系统如图3所示，主要由水箱1、水泵2、转子流量计4、传热筒体5、实验段6、减压阀7、调节阀8、蒸汽发生器9以及热电偶、压力传感器、显示仪表及相关管线组成。其中实验段的半圆形截面螺旋通道，制作时先将圆管割成两半，而后将半管螺旋缠绕在传热筒体5上，螺旋半圆与筒体外壁组成半圆形截面的螺旋通道。实验中所用筒体和半圆形截面螺旋通道材质为紫铜，其结构参数与数值模拟中参数相同。为了尽可能减少热量损失，在螺旋通道外壁敷设保温材料。

图3　实验系统图Fig.3　Schematic diagram of experiment system 1—water tank；2—pump；3—valve；4—flow meter；5—heat transfer shell；6—helical channel with semicircular cross section；7—pressure-reducing valve；8—safety valve；9—steam generator

实验中冷流体水由水箱1经过转子流量计4测量流量以及热电偶测量温度后由泵打入半圆形截面螺旋通道内，由下至上与筒体内水蒸气进行热量交换，在出口处经过热电偶测量温度。通过压差传感器测量冷却水入口和出口处的压力降。为了确保数值模拟中恒定壁温的边界条件，由蒸汽发生器9产生的水蒸气，经过减压阀7后在筒体内由上至下恒压冷凝，通过筒体外壁上布置的3对铜-康铜热电偶多次测温并取平均值作为筒体外壁温度。

实验中测量的温度和压力值由数据采集系统获得，其中压力差Δp的测量误差为0.01 Pa，流量的测量误差为0.01 m3·h-1，温度的测量误差为0.1 K。

定义当量直径dh为

量纲1变量Reynolds数Re、换热壁面平均Nusselt数Nu、流动阻力系数f定义如下

式中，um为截面平均速度；Δp为进出口压降；Δl为螺旋通道长度；hm为对流传热系数，hm=q/（SΔT），其中S为总传热面积，换热量q=ρqvcp（Tout-Tin），ΔT =Tw-Tm，Tin和Tout分别为冷却水进、出口平均温度，qv为体积流量，Tw为壁面温度，Tm为进、出口温度的算术平均值。

计算中流体的定性温度取为

2.2数值模拟结果与实验结果的对比

图4给出了单一半圆形截面螺旋通道内换热壁面平均Nusselt数Nu0与流动阻力系数f0的数值模拟结果与实验结果的对比。数值模拟时采用的螺旋通道结构参数和换热参数与实验参数相同。从图中可以看出两者吻合较好。分析结果表明，以实验结果为基础，f0和Nu0的相对偏差的绝对值分别在5.08%～7.38%和6.78%～9.69%之间，平均相对偏差的绝对值为6.58%和8.22%。这说明本研究数值模拟采用的模型和模拟方法对此类换热设备换热特性的研究是可靠的。

图4　数值模拟结果与实验结果的对比Fig.4　Comparison of simulation values and experiment values

3　计算结果分析

3.1换热性能及流动阻力

为了考察翼型涡发生器对螺旋通道的强化传热效果和流动阻力的影响，图5和图6分别给出了涡发生器前后θ=±180°范围的螺旋通道换热壁面平均Nusselt数Num与单一螺旋通道对应值Nu0的比值以及流动阻力系数f的变化曲线。从图5可以看出，研究范围内Num/Nu0比值均大于1，说明翼型涡发生器能够强化半圆形截面螺旋通道的传热。分析结果表明，研究范围内安装jxjs、jxjk、sjjs和sjjk型涡发生器的Num/Nu0的平均值分别为1.074、1.069、1.047和1.044。可以看出，单就强化传热效果而言，当对翼形状相同时，沿流动方向渐缩布置优于渐扩布置。从图5还可以看出，涡发生器的形状对强化传热的影响程度大于其布置方式的影响。当布置方式相同时，矩形翼对换热的提高效果优于三角形翼，特别是低Reynolds数条件下差异更为显著。

图5　Num/Nu0的变化曲线Fig.5　Change of Num/Nu0

图6　流动阻力系数f的变化曲线Fig.6　Change of flow resistance coefficient f

导致上述强化传热效果存在差异的原因有：涡发生器布置方式相同时，矩形对翼的传热面积稍大于三角形对翼，有利于提高换热；涡发生器结构相同，对翼渐缩布置时，流体在横截面积不断减小的通道内流动，速度逐渐增大，在离开对翼时会产生类似射流作用，有利于促进流体的混合，增强换热；此外更重要的原因是流体绕过不同结构、不同布置方式的涡发生器后会产生不同结构的纵向脱落涡旋，因而会导致不同的强化传热效果。

从图6可以看出，安装翼型涡发生器后，半圆形截面螺旋通道内流体的流动阻力系数明显增加。涡发生器形状相同时，布置方式对流动阻力的影响较小，而安装矩形翼后导致流动阻力增加的幅度明显高于三角形翼。分析结果表明，研究范围内安装了jxjk、jxjs、sjjk和sjjs型涡发生器的f/f0的平均值分别为1.188、1.169、1.117和1.105。可见，以水为工作介质，采用翼型涡发生器强化半圆形截面螺旋通道换热时，流动阻力的增加幅度高于换热的提高程度。因此，在工程实际中应综合考虑换热和阻力两方面因素选择合适的翼型涡发生器结构和布置方式。

由流体力学知识可知，流体绕流物体时产生的阻力主要包括两部分，即由于流体黏性产生的摩擦阻力损失以及由于流体脱离物体时发生边界层分离产生脱落涡旋造成的压差阻力损失。本研究中的涡发生器尺寸与整个螺旋通道相比很小，而且流体与对翼的接触面积相差不大，因而流体绕过4种类型涡发生器时产生的摩擦阻力损失的差值较小，可见压差阻力是导致安装涡发生器后流动阻力增加并存在差异的主要因素。研究结果表明［17］，压差阻力的大小与绕流物体的形状密切相关，特别是流体脱离侧物体的形状，这是由于流体脱离侧物体形状不同，产生的脱落涡旋结构会存在显著差异。由此可见，在半圆形截面螺旋通道内安装涡发生器时，其后产生的脱落涡旋结构对流动阻力及强化传热性能有重要影响。

3.2强化传热机理分析

研究结果表明，螺旋通道强化传热的机理主要是依靠离心力作用产生的二次流作用［18］。将翼型涡发生器安装于半圆形截面螺旋通道后，脱落的纵向涡旋会改变螺旋通道原有的二次流场结构，从而对传热和流动阻力产生影响，因而研究加入翼型涡发生器后螺旋通道复合的二次流场分布将有助于其强化传热机理的探究。

图7给出了Re=8000时单一螺旋通道充分发展段以及安装不同类型涡发生器后5°横截面内二次流矢量图。可以看出，对于单一半圆形截面螺旋通道，在与螺旋线垂直的横截面内二次流场为旋转方向相反的两涡结构。由于二次涡心位置靠近弯曲的绝热外壁侧，不利于较大范围的强化直换热壁面的传热，导致二次流的强化传热效果相对减弱［19］。从图中还可以看出，安装sjjs型涡发生器后的二次流场虽然仍为两涡结构，但二次涡的涡心位置明显移向直换热壁面，而且二次涡的影响范围明显扩大，因而将会有利于提高换热。而安装jxjs型涡发生器后的二次流场则演变为四涡结构，即横截面内除了原有的一对大的离心二次涡外还出现了一对涡发生器诱导产生的向心纵向小涡旋，更有利于破坏或减薄热边界层，因而渐缩布置的矩形对翼的强化传热效果优于渐缩布置的三角形对翼。可见翼型涡发生器的存在改变了半圆形截面螺旋通道内原有的二次流场结构，并使直换热壁面附近受二次流的影响范围明显增加，因而会进一步起到强化传热作用。然而，尽管附加的纵向涡旋有利于强化传热，但同时它的存在也增大了壁面附近流体的速度梯度，使流动阻力也相应增大，因而矩形对翼的流动阻力大于三角形对翼。

图7　单一螺旋通道及涡发生器后5°截面内的二次流场Fig.7　Secondary flow quiver in cross section of smooth helical channel and 5° behind VG

从图7还可以看出，当涡发生器形状相同时，渐缩布置方式使产生的纵向涡旋更为集中在半圆形截面的直换热壁面中心附近，即更有利于改善通道内换热部位最差处的流场分布，因而渐缩布置方式的强化传热效果与渐扩方式相比略微显著。同时还可以看出，渐扩布置方式使靠近绝热的弯曲壁面处产生附加涡旋，此涡旋对强化传热贡献微小，但却增加了通道内流体的流动阻力，因而导致涡发生器结构相同时渐扩布置方式的流动阻力大于渐缩布置方式。

为了分析二次流场分布特性对螺旋通道传热的强化效果，图8给出了Re=8000时单一螺旋通道以及jxjs型涡发生器后5°截面内换热壁面上局部Nusselt数Nulocal的分布曲线。从图中可以看出，安装jxjs型涡发生器后的螺旋通道直换热壁面上各点Nulocal值均较空螺旋通道有显著增加，特别是壁面中心点附近处的Nulocal值大幅度提高。对比图7中的二次流场可以看出，Nulocal值的分布受二次涡的数量和涡心位置影响。对于单一螺旋通道Nulocal有2个峰值，而安装jxjs型涡发生器的螺旋通道Nulocal存在4个峰值。分析结果表明，安装jxjs型涡发生器后换热壁面上的Nulocal最大值为未安装时最大值的2.79倍，壁面上Nulocal的最大提高幅度约为原值的4.21倍。

图8　换热壁面上Nulocal分布曲线 （Re=8000）Fig.8　Distribution of Nulocalon heated wall at Re=8000

为了进一步揭示翼型涡发生器强化半圆形截面螺旋通道的传热机理，应用场协同原理对其进行分析。场协同原理［20］指出，相同条件下，对流换热过程中，速度场与温度场之间的协同性越好，对流换热强度就越强。图9给出了Re=8000时单一螺旋通道充分发展段以及sjjs型和jxjs型涡发生器后5°横截面内二次流速度场与温度场之间的协同角α的分布云图。α的计算式为

研究结果表明，α值越小，说明场协同程度越好［21］。从图9可以明显看出安装翼型涡发生器后换热壁面附近的α值明显减小，说明速度场和温度场的协同性得到明显改善，有利于强化传热。

图9　单一螺旋通道及涡发生器后5°横截面内场协同角α分布云图（Re=8000）Fig.9 Distribution of α in cross section of smooth helical channel and 5° behind VG at Re=8000

3.3涡发生器作用的距离

在工程实际中往往会采用多个涡发生器进行强化传热，因而研究单个涡发生器在通道内能够起到强化传热作用的范围对于如何布置涡发生器具有重要意义，众多学者［22-23］对此方面问题进行了研究。

图10　壁面平均Nusselt数Nuθm沿流动方向的变化（Re=8000）Fig.10　Change of Nuθmalong flow direction at Re=8000

为了分析翼型涡发生器在半圆形截面螺旋通道强化传热的作用范围，图10给出了Re=8000时jxjs型和sjjs型涡发生器后换热壁面平均Nusselt数Nuθm沿流体流动方向的变化曲线，其中横坐标L/l表示沿螺旋线的流动长度L与涡发生器高度l的比值。可以看出，沿流动方向Nuθm逐渐衰减，直至达到单一螺旋通道的换热水平。这是由于经过涡发生器产生的纵向涡旋在主流流体的带动下向前流动，其强度会逐渐衰减，导致强化传热的效果逐渐减弱直至消失。图10的分析结果表明Re=8000时jxjs型和sjjs型涡发生器在半圆形截面螺旋通道强化传热的长度分别可达到10.47倍和12.56倍翼高。

4　结　论

在半圆形截面螺旋通道直换热壁面的中心线位置分别安装了4种类型的翼型涡发生器，以实现进一步强化其内流体的传热。考察了涡发生器结构和布置方式对强化传热特性的影响，探究了翼型涡发生器强化半圆形截面螺旋通道传热的机理，得到如下结论。

（1）翼型涡发生器前后±180°范围的螺旋通道Num与对应的单一螺旋通道Nu0比值Num/Nu0的平均值在1.044～1.074之间，阻力系数比f/f0在1.105～1.188之间。

（2）对提高传热效果而言，矩形翼优于三角形翼，沿流动方向对翼渐缩布置优于渐扩布置。

（3）在半圆形截面螺旋通道内安装jxjs型和sjjs型涡发生器后，二次流场分别为四涡和两大涡结构。

（4）Re=8000时，jxjs型和sjjs型涡发生器在螺旋通道内起强化传热作用的范围分别可达10.47倍和12.56倍翼高的长度。

符号说明

cp——比定压热容，J·kg-1·℃-1

dh——半圆管当量直径，m

f ——流动阻力系数

hm——对流传热系数，W·m-2·℃-1

L ——涡发生器后沿螺旋线方向长度，m

l ——翼高度，m

Nu ——Nusselt数

P ——螺旋通道螺距，m

p ——压力，Pa

Rc——螺旋通道曲率半径，m

Re ——Reynolds数

r0——半圆管半径，m

s ——对翼最小间距，m

T ——温度，℃

U ——正交螺旋坐标系下的速度矢量，m·s-1

um——截面平均速度，m·s-1

α——场协同角，（°）

β——对翼间夹角，（°）

δ ——涡发生器厚度，m

ρ ——密度，kg·m-3

υ——流体运动黏度，m2·s-1

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Enhanced heat transfer mechanism of winglet vortex generator in helical channel with semicircular cross section

LI Yaxia1， ZHANG Teng1， ZHANG Chunmei1， ZHANG Li2， WU Jianhua1
（1College of Energy and Power Engineering， Shenyang University of Chemical Technology， Shenyang 110142， Liaoning， China；2College of Chemical Engineering， Shenyang University of Chemical Technology， Shenyang 110142， Liaoning， China）

The purpose of this paper is to obtain the enhanced heat transfer characteristic of the winglet vortex generator （VG） in the helical channel with semicircular cross section. The shape and layout of the VG are concerned. CFD software is adopted to simulate the fluid flow and heat transfer characteristic in the smooth helical channel and that installed with four kinds of winglet vortex generator. The four styles of vortex generator are characterized as jxjs， jxjk， sjjs and sjjk VG， respectively. The simulated data coincide well with the experimental data. The results based on the current research show that after installing the vortex generator， the average ratio of Numto Nu0is in the range of 1.044—1.074 where Numis the surface average Nusselt number of helical channel within the scope of ±180º away from the vortex generator and Nu0is the corresponding value of smooth helical channel. However， the specific value between the flow resistance coefficient of helical channel with VG and the corresponding value of smooth channel， i.e. f/f0is in the range of 1.105—1.188. The rectangular winglet VG is superior to the triangular winglet VG only in terms of heat transfer enhanced. Along with the flow direction， the convergent layout of VG is superior to the divergent layout for heat transferring. Based on the field

date： 2015-10-30.

Prof. WU Jianhua， syhgdx_wjh@163.com

supported by the National Natural Science Foundation of China （51506133）， the Foundation of Liaoning Educational Committee（L2014165） and the Doctoral Science Research Foundation of Liaoning Province （20141085）.

synergy principle， the secondary flow field structure would be changed by the vortices shedding from the VG. Thus， the cooperativity of flow and temperature fields would be better and the heat transfer would be improved. For the helical channel with rectangular and triangular winglet VG， the compound secondary flow fields are four vortices and two large vortices， respectively， and the length of heat transfer effect is 10.47 and 12.56 times of winglet height， respectively.

helical channel；winglet vortex generator；heat transfer；flow；numerical simulation；field synergy

TK 124

A

0438—1157（2016）05—1814—08

2015-10-30收到初稿，2015-12-16收到修改稿。

联系人：吴剑华。第一作者：李雅侠（1977—），女，博士，副教授。

国家自然科学基金项目（51506133）；辽宁省教育厅一般项目（L2014165）；辽宁省博士科研启动基金项目（20141085）。