螺旋纏繞波節(jié)管傳熱與流動(dòng)性能分析

王定標(biāo)，鄧靜，張燦燦，張喜迎，董楨，谷帆江（鄭州大學(xué)化工與能源學(xué)院，河南 鄭州 450001）

?

研究開(kāi)發(fā)

螺旋纏繞波節(jié)管傳熱與流動(dòng)性能分析

王定標(biāo)，鄧靜，張燦燦，張喜迎，董楨，谷帆江
（鄭州大學(xué)化工與能源學(xué)院，河南 鄭州 450001）

摘要：以水為工質(zhì)，對(duì)螺旋纏繞波節(jié)管湍流狀態(tài)下傳熱與流阻性能進(jìn)行數(shù)值計(jì)算，分析了其強(qiáng)化換熱的機(jī)理，并分析了波節(jié)深度H與波節(jié)間距P對(duì)其傳熱與流動(dòng)阻力的影響。結(jié)果表明：相同工況下，螺旋纏繞波節(jié)管的綜合換熱性能優(yōu)于螺旋纏繞光管；流體在管內(nèi)做螺旋運(yùn)動(dòng)，由于離心力的作用，在垂直流體主流方向上產(chǎn)生二次流；管橫截面周期性的擴(kuò)張與收縮，使流體在波節(jié)內(nèi)產(chǎn)生沿流體主流方向上的回流，它們對(duì)流體邊界層產(chǎn)生很強(qiáng)的破壞作用，使湍流程度增強(qiáng)，對(duì)換熱有較好的強(qiáng)化作用；隨著波節(jié)深度H的增大，Nu提高，f增大，綜合傳熱性能逐漸提高；隨著波節(jié)間距P的減小，Nu提高，f降低，綜合傳熱性能逐漸提高。

關(guān)鍵詞：螺旋纏繞波節(jié)管; 強(qiáng)化換熱; 波節(jié)深度; 波節(jié)間距

纏繞管換熱器是一種高效緊湊式換熱器，不易結(jié)垢，管束補(bǔ)償性好，管內(nèi)的操作壓力高，單位負(fù)荷金屬消耗少，特別適用于低溫氣體分離裝置。目前繞管式換熱器多用于深冷裝置，如甲醇洗和空分設(shè)備，也廣泛應(yīng)用于制藥、食品、石油、化工、冶金、電力和紡織等行業(yè)。特別是多種流體同時(shí)換熱的場(chǎng)合、在小溫差情況下取得較大換熱量的場(chǎng)合，以及高壓力操作的場(chǎng)合。國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)纏繞管換熱器管內(nèi)強(qiáng)化傳熱機(jī)理進(jìn)行了研究：流體在管內(nèi)做旋轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)，產(chǎn)生離心力，離心力導(dǎo)致的垂直主流方向的二次流強(qiáng)化流體傳熱[1-7]。LIN和EBADIAN[8]運(yùn)用數(shù)值計(jì)算對(duì)纏繞管內(nèi)湍流狀態(tài)下流體對(duì)流換熱進(jìn)行了研究，得到了努塞爾數(shù)的準(zhǔn)則關(guān)系式，并且該關(guān)聯(lián)式與ROGERS和MAYHEW的實(shí)驗(yàn)值吻合，最大誤差5%。BOLINDER與BENGT[9]運(yùn)用LDV技術(shù)對(duì)纏繞管內(nèi)流動(dòng)進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)研究，得到了流體流動(dòng)阻力系數(shù)的準(zhǔn)則關(guān)聯(lián)式。PAWAR與SUNNAPWAR[10]運(yùn)用實(shí)驗(yàn)與數(shù)值計(jì)算對(duì)纏繞管內(nèi)牛頓流體與非牛頓流體的傳熱進(jìn)行了研究，得到了兩種流體的努塞爾數(shù)關(guān)聯(lián)式。

但對(duì)于纏繞管與其他強(qiáng)化傳熱手段結(jié)合的研究還很少，ZACHáR[11]提出了帶凹螺紋的螺旋纏繞管結(jié)構(gòu)，對(duì)其計(jì)算發(fā)現(xiàn)帶凹螺紋的纏繞管傳熱率比常規(guī)的螺旋纏繞管高出80%～100%。LI等[12]提出的在光管表面加上凸起的二次纏繞波紋的新結(jié)構(gòu)，研究發(fā)現(xiàn)其換熱性能比螺旋纏繞光管高出 30%～80%，同時(shí)流動(dòng)阻力增加50%～300%。PAISARN[13]提出了螺旋纏繞光管表面帶有螺旋翅片的換熱器。

流體在波節(jié)管中流動(dòng)傳熱時(shí)，在直管段中由于其長(zhǎng)度較短，管壁附近的層流邊界層尚未形成就進(jìn)入弧形段中，在弧形段進(jìn)口處管道截面突然擴(kuò)大，而在下一個(gè)直管段進(jìn)口管道截面突然縮小，這種結(jié)構(gòu)使得流體在管內(nèi)流動(dòng)時(shí)產(chǎn)生二次流，破壞了邊界層，增強(qiáng)了湍流強(qiáng)度，有效地提高了傳熱系數(shù)[14-17]。本文將其與螺旋纏繞光管結(jié)合，形成一種新結(jié)構(gòu)，如圖1所示。利用數(shù)值模擬的方法對(duì)其管內(nèi)流體在湍流狀態(tài)下的傳熱與流動(dòng)性能進(jìn)行分析。發(fā)現(xiàn)螺旋纏繞波節(jié)管換熱性能明顯優(yōu)于螺旋纏繞光管，同時(shí)阻力性能變差，但綜合傳熱性能優(yōu)于螺旋纏繞光管。

1 模型與求解

1.1 幾何模型

將螺旋纏繞光管與波節(jié)管相結(jié)合產(chǎn)生的螺旋纏繞波節(jié)管如圖1所示，其主要參數(shù)包括螺距S，纏繞直徑D，波節(jié)高度H與波節(jié)間距P。

本文建立的螺旋纏繞波節(jié)管模型基于Φ25mm×2.5mm的螺旋纏繞光管，纏繞圈數(shù)w=6。數(shù)值模擬所用各管的幾何參數(shù)如表1所示。為方便描述，本文規(guī)定該新結(jié)構(gòu)命名方式S96-D114-H5-P42.5，表示 S=96mm，D=114mm，H=5mm，P=42.5mm的螺旋纏繞波節(jié)管。

圖1 螺旋纏繞波節(jié)管的幾何模型

表1 幾何參數(shù)模型

1.2 數(shù)學(xué)模型與評(píng)價(jià)指標(biāo)

流體流動(dòng)與傳熱的連續(xù)方程、動(dòng)量方程與能量方程如式(1)[18]。

式中，ρ為流體密度；φ為通用變量；u、v、w分別表示流體沿x、y、z方向的流速；Γ為廣義擴(kuò)散系數(shù)；Sφ為廣義源項(xiàng)。上式中第一項(xiàng)和最后一項(xiàng)分別為流體的瞬態(tài)項(xiàng)（文中模型求解為穩(wěn)態(tài)，該項(xiàng)為零）和源項(xiàng)，等號(hào)左右三項(xiàng)分別是對(duì)流項(xiàng)及擴(kuò)散項(xiàng)。

努塞爾數(shù)Nu表示管內(nèi)流體的傳熱性能，該值越大，其傳熱性能越好；阻力系數(shù)f表示管內(nèi)流體流動(dòng)的阻力，該值越小，其阻力性能越好；綜合傳熱增強(qiáng)因子PEC結(jié)合了傳熱與流阻兩方面，表示綜合傳熱性能，該值大于1，說(shuō)明其綜合傳熱性能優(yōu)于基準(zhǔn)管，該值越大，其綜合傳熱性能越好[19]。努塞爾數(shù) Nu、阻力系數(shù)f、綜合傳熱增強(qiáng)因子PEC定義如式(2)。

式中，q為流體熱流密度；DH為通道當(dāng)量直徑；Twall為壁面溫度；Tref為參考溫度；λ為流體熱導(dǎo)率；ΔP為進(jìn)出口壓降；ρ為流體密度；U為流道截面上的平均速度；L為計(jì)算長(zhǎng)度；Nu0、f0分別表示螺旋纏繞光管的努塞爾數(shù)與阻力系數(shù)。

1.3 求解設(shè)置

計(jì)算時(shí)假設(shè)：①流體物性為常數(shù)；②管內(nèi)流動(dòng)是穩(wěn)態(tài)流動(dòng)；③不考慮流體的黏性耗散和質(zhì)量力。

數(shù)值計(jì)算時(shí)水作為工作介質(zhì)，湍流模型為Realizablek ε-[20-21]，邊界條件設(shè)置如下：進(jìn)口速度為給定速度（根據(jù)Re轉(zhuǎn)換得到），溫度293.15K，本文所計(jì)算的雷諾數(shù)范圍為Re=10000～40000；管道壁面邊界條件為恒壁溫Tw=353.15K；出口壓力為給定靜壓，并給定適當(dāng)?shù)幕亓鳁l件。

求解方法選擇壓力速度耦合。對(duì)于包含湍流或附加物理模型的復(fù)雜流動(dòng)，與SIMPLE算法相比，運(yùn)用SIMPLEC算法其收斂性會(huì)得到提高，結(jié)果更加精確，故文中計(jì)算時(shí)選擇SIMPLEC算法。

1.4 網(wǎng)格獨(dú)立性考核與模型準(zhǔn)確性驗(yàn)證

計(jì)算區(qū)域網(wǎng)格劃分采用非結(jié)構(gòu)化四面體網(wǎng)格，為消除網(wǎng)格數(shù)量對(duì)結(jié)果的影響，對(duì)其進(jìn)行網(wǎng)格獨(dú)立性考核。以S96-D114-H5-P42.5為例，Re=20000時(shí)進(jìn)行網(wǎng)格考核，結(jié)果如圖2所示，當(dāng)網(wǎng)格數(shù)為120萬(wàn)左右時(shí)，Nu變化非常小，說(shuō)明此時(shí)網(wǎng)格密度已經(jīng)能夠滿(mǎn)足計(jì)算精度的要求。

由于該新結(jié)構(gòu)是首次提出，沒(méi)有相關(guān)的實(shí)驗(yàn)與文獻(xiàn)，故采用螺旋纏繞光管對(duì)其計(jì)算方法進(jìn)行準(zhǔn)確性驗(yàn)證。對(duì)螺距 S=96mm，纏繞直徑 D=114mm，外徑d=25mm的螺旋纏繞光管按照上述設(shè)置進(jìn)行模擬，并將其結(jié)果與LIN[8]和BOLINDER[9]所得的Nu、f關(guān)聯(lián)式進(jìn)行對(duì)比。其結(jié)果如圖3所示，模擬值與經(jīng)驗(yàn)公式結(jié)果趨勢(shì)一致，雷諾數(shù)Re較低時(shí)相對(duì)偏差稍大，Re較高時(shí)相對(duì)偏差較小。Nu相對(duì)偏差最大為19%，f相對(duì)偏差最大為18%，且二者偏差都比較均勻。經(jīng)比較可認(rèn)為本文所用模擬方法具有一定的可靠性。

2 計(jì)算結(jié)果分析

2.1 傳熱流動(dòng)機(jī)理分析

文中以螺距S=96mm，纏繞直徑D=114mm的螺旋纏繞光管與相同螺距、相同直徑、波節(jié)深度H=5mm、波節(jié)間距P=42.5mm的螺旋纏繞波節(jié)管為例，雷諾數(shù)Re=20000，工作介質(zhì)與邊界條件完全相同時(shí)，對(duì)這兩種管進(jìn)行對(duì)比，分析螺旋纏繞波節(jié)管內(nèi)傳熱流動(dòng)性能及強(qiáng)化換熱機(jī)理。

2.1.1 流動(dòng)性能分析

圖4顯示的是水在螺旋纏繞光管和螺旋纏繞波節(jié)管中流動(dòng)傳熱時(shí)，從進(jìn)口至出口每流過(guò)一周橫截面的速度云圖分布情況?？梢钥闯鰞煞N管其速度分布情況相似，靠近外測(cè)（圖中左側(cè)）的速度梯度較大，且橫截面最大速度也靠近外測(cè)。這是因?yàn)榱黧w流過(guò)螺旋纏繞管時(shí)，產(chǎn)生的離心力使流體向外測(cè)流動(dòng)。流體流過(guò)螺旋纏繞管，產(chǎn)生離心力的大小取決于流體的速度大小與管的曲率。由于管壁面存在摩擦阻力，管中心流體速度大于管壁附近流體速度，因此管中心流體所受離心力大于管壁附近流體。在離心力的作用下，管中心流體向外測(cè)流動(dòng)，外測(cè)管壁附近的流體離心力不能平衡橫截面上的壓力梯度，使流體在橫截面外測(cè)分流后向內(nèi)側(cè)流動(dòng)。由于流體的連續(xù)性，在管內(nèi)側(cè)匯合后的流體沿橫截面中心水平線(xiàn)流向外壁測(cè)，最終在橫截面上形成2個(gè)流動(dòng)方向相反的渦，即如圖5所示的二次流。

圖2 幾何模型網(wǎng)格考核

圖3 計(jì)算方法驗(yàn)證

由圖4可以看出，光管內(nèi)速度云圖分布呈馬鞍形，波節(jié)管內(nèi)呈新月形；流體流過(guò)螺旋纏繞波節(jié)管，其橫截面靠外測(cè)的速度梯度比相同位置處螺旋纏繞光管的大，且其最大速度也較大。由圖5可以看出，由于波節(jié)的存在，螺旋纏繞波節(jié)管二次流范圍擴(kuò)大，且渦流的中心隨橫截面而變化。

圖4 螺旋纏繞光管與螺旋纏繞波節(jié)管每一周橫截面速度云圖

圖5 螺旋纏繞光管與螺旋纏繞波節(jié)管第三周與第五周橫截面二次流

圖 6顯示的是兩種管在纏繞直徑 D=114mm截面上速度云圖分布情況。由圖6可以看出，螺旋纏繞光管軸線(xiàn)方向速度分布比較均勻，而螺旋纏繞波節(jié)管軸線(xiàn)方向速度呈周期性分布。螺旋纏繞波節(jié)管流道截面周期性的擴(kuò)張與收縮，對(duì)管內(nèi)流體形成周期性的干擾。流體從直管段流入弧形段時(shí)，由于慣性，它不能按照管道形狀突然擴(kuò)張，而是離開(kāi)直管段后逐漸擴(kuò)張；流束擴(kuò)張沖刷弧形段尾部，形成反向壓力梯度，即弧形段前部壓力較低，使尾部流體向前部低壓區(qū)流動(dòng)，形成如圖7所示的回流。產(chǎn)生的回流對(duì)流體邊界層和壁面污垢產(chǎn)生很強(qiáng)的破壞作用，并且使管內(nèi)湍流強(qiáng)度增強(qiáng)，這極大地提高了傳熱系數(shù)。

2.1.2 傳熱性能分析

圖6 螺旋纏繞光管與螺旋纏繞波節(jié)管在D=114mm截面上的速度云圖

圖7 螺旋纏繞波節(jié)管在D=114mm截面上局部速度矢量圖

圖8顯示的是水在螺旋纏繞光管和螺旋纏繞波節(jié)管中流動(dòng)傳熱時(shí)，從進(jìn)口至出口每一周橫截面的溫度云圖分布情況?？梢钥闯鰞煞N管其速度分布情況相似，靠近外測(cè)（圖中左側(cè)）處溫度梯度較大，且橫截面低溫區(qū)也靠近外測(cè)，這是因?yàn)槎瘟髌茐牧诉吔鐚邮沽黧w傳熱得到強(qiáng)化。圖9顯示的是兩種管在纏繞直徑D=114mm截面上的溫度云圖分布情況。由圖8、圖9可以看出，在相同位置處的橫截面，螺旋纏繞波節(jié)管的溫度比螺旋纏繞管的高，且其分布非常均勻；相同工況下，相同纏繞圈數(shù)的兩種結(jié)構(gòu)，以相同的方式對(duì)管內(nèi)流體加熱，螺旋纏繞波節(jié)管出口溫度遠(yuǎn)高于螺旋纏繞光管，即螺旋纏繞波節(jié)管傳熱性能優(yōu)于螺旋纏繞光管。由圖10可以看出管外側(cè)換熱量高于內(nèi)側(cè)，且弧形段尾部換熱量高于弧形段前部。外測(cè)換熱量高是由離心力產(chǎn)生的垂直于主流方向的二次流所導(dǎo)致的，弧形段尾部換熱量大是因?yàn)榱黧w流束擴(kuò)張沖刷尾部壁面，并在波節(jié)內(nèi)形成沿主流方向的回流，破壞了邊界層，增強(qiáng)了湍流強(qiáng)度，使換熱得到強(qiáng)化。

圖8 螺旋纏繞光管與螺旋纏繞波節(jié)管從進(jìn)口至出口每一周橫截面溫度云圖

圖9 螺旋纏繞光管與螺旋纏繞波節(jié)管在D=114mm截面上的溫度云圖

2.2 結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)傳熱流動(dòng)性能的影響

2.2.1 波節(jié)深度H對(duì)傳熱阻力性能的影響

螺距S=96mm、纏繞直徑D=114mm、波節(jié)間距P=42.5mm、波節(jié)深度H分別為1mm、3mm、5mm、7mm的螺旋纏繞波節(jié)管在Re分別為15000、20000、25000、30000、35000、40000時(shí)進(jìn)行數(shù)值計(jì)算，結(jié)果如圖11。由圖11可知，隨著Re的增大，Nu也增大，而且當(dāng)波節(jié)深度 H增大時(shí)，Nu逐漸增大，即隨著波節(jié)深度的增大，螺旋纏繞波節(jié)管內(nèi)湍流傳熱性能逐漸提高。同時(shí)可以看出隨著Re的增大，f逐漸減小，且減小的趨勢(shì)相同；隨著 H的增大，f逐漸增大，即阻力逐漸增大。各波節(jié)深度下的螺旋纏繞波節(jié)管，其PEC值均大于 1，即其綜合換熱性能均優(yōu)于螺旋纏繞光管；且隨著H的增大，綜合換熱性能得到顯著的提高。與螺旋纏繞光管相比，該新結(jié)構(gòu) Nu提高 5%～70%，f增大 1%～24%，而綜合換熱效果提升了4%～58%。

圖10 螺旋纏繞光管與螺旋纏繞波節(jié)管壁面換熱量云圖

2.2.2 波節(jié)間距P對(duì)傳熱阻力性能的影響

對(duì)波節(jié)間距P分別為35mm、42.5mm、50mm、57.5mm，螺距S=96mm，纏繞直徑D=114mm，波節(jié)深度H=5mm的螺旋纏繞波節(jié)管在Re分別為15000、20000、25000、30000、35000、40000時(shí)進(jìn)行數(shù)值模擬計(jì)算，結(jié)果如圖12所示。由圖 12可知，隨著Re的增大，Nu增大，而且當(dāng)P減小時(shí)，Nu逐漸增大，即隨著波節(jié)間距的減小，螺旋纏繞管內(nèi)湍流傳熱性能逐漸提高。同時(shí)可以看出隨著Re的增大，f逐漸減小，且減小的趨勢(shì)相同；隨著P的減小，f逐漸減小，即流動(dòng)阻力逐漸降低。各波節(jié)間距下的螺旋纏繞波節(jié)管，其PEC值均大于 1，即其綜合換熱性能均優(yōu)于螺旋纏繞光管；且隨著P的減小，綜合換熱性能得到顯著的提高。與螺旋纏繞光管相比，該新結(jié)構(gòu) Nu提高 37%～69%，f增大16%～23%，而綜合換熱效果提升了28%～59%。

圖11 波節(jié)深度H對(duì)傳熱阻力性能的影響

圖12 波節(jié)間距P對(duì)傳熱阻力性能的影響

3 結(jié) 論

本文對(duì)螺旋纏繞波節(jié)管在湍流狀態(tài)下的傳熱和流阻性能進(jìn)行了數(shù)值模擬，結(jié)果表明如下。

（1）流體在螺旋纏繞波節(jié)管內(nèi)做螺旋運(yùn)動(dòng)，由于離心力的作用，在垂直流體主流方向上產(chǎn)生二次流；管橫截面周期性地?cái)U(kuò)張與收縮，使流體在波節(jié)內(nèi)產(chǎn)生沿流體主流方向上的回流，它們對(duì)流體邊界層產(chǎn)生很強(qiáng)的破壞作用，使湍流程度增強(qiáng)，對(duì)換熱有較好的強(qiáng)化作用。

（2）相同工況下，螺旋纏繞波節(jié)管綜合換熱性能優(yōu)于螺旋纏繞光管；在螺旋纏繞波節(jié)管外測(cè)的波節(jié)尾端，換熱效果優(yōu)于其他位置。

（3）隨著波節(jié)深度H的增大，Nu提高，f增大，綜合傳熱性能得到顯著的提升；隨著波節(jié)間距P的減小，Nu提高，f降低，綜合傳熱性能得到顯著的提升。

參考文獻(xiàn)

[1] DRAVID A N，SMITH K A，MERRILL E W，et al.Effect of secondary fluid on laminar flow heat transfer in helically coiled tubes[J].AIChE Journal，1971，17（5）：1114-1122.

[2] RINDT C C M，SILLEKENS J J M，VAN Steenhoven A A.The influence of the wall temperature on the development of heat transfer and secondary flow in a coiled heat exchanger[J].International Communications in Heat and Mass Transfer，1999，26（2）：187-198.

[3] YANG G，EBADIAN M A.Turbulent forced convection in a helicoidal pipe with substantial pitch[J].International Journal of Heat and Mass Transfer，1996，39（10）：2015-2022.

[4] UJHIDY A，NEMETH J，SZEPVOLGYI J.Fluid flow in tubes with helical elements[J].Chemical Engineering and Processing，2003，42（1）：1-7.

[5] HUTTL TJ，F(xiàn)RIEDRICH R.Influence of curvature and torsion on turbulent flow in helically coiled pipes[J].International Journal of Heat and Fluid Flow，2000，21：345-353.

[6] HUTTL TJ，F(xiàn)RIEDRICH R.Direct numerical simulation of turbulent flows in curved and helically coiled pipes[J].Computers & Fluids，2001，30（5）：591-605.

[7] 郭小勇，趙創(chuàng)要，王良璧，等.螺旋管中二次流強(qiáng)度的數(shù)值研究[J].甘肅科學(xué)學(xué)報(bào)，2011，23（3）：87-92.

[8] LIN CX，EBADIAN MA.Developing turbulent convective heat transfer in helical pipes[J].International Journal of Heat and Mass Transfer，1997，40（16）：3861-3873.

[9] JONAS BOLINDER，BENGT Sundén.Flow visualization and LDV measurements of laminar flow in a helical square duct with finite pitch[J].Experimental Thermal and Fluid Science，1995，11：348-363.

[10] PAWAR SS，SUNNAPWAR VK.Experimental and CFD investigation of convective heat transfer in helically coiled tube heat exchanger[J].Chemical Engineering Research and Design，2014，92（11）：2294-2312.

[11] ZACHáR A.Analysis of coiled-tube heat exchangers to improve heat transfer rate with spirally corrugated wall[J].International Journal of Heat and Mass Transfer，2010，53（19）：3928-3939.

[12] LI Yaxia，WU Jianhua，WANG Hang，et al.Fluid flow and heat transfer characteristics in helical tubes cooperating with spiral corrugation[J].Energy Procedia，2012，17：791-800.

[13] PAISARN Naphon.Thermal performance and pressure drop of the helical-coil heat exchangers with and without helically crimped fins[J].International Communications in Heat and Mass Transfer，2007，34（3）：321-330.

[14] HAN Huaizhi，LI Bingxi，YU Biyong，et al.Numerical study of flow and heat transfer characteristics in outward convex corrugated tubes[J].International Journal of Heat and Mass Transfer，2012，55 （25/26）：7782-7802.

[15] HAN Huaizhi，LI Bingxi，WU Hao，et al.Multi-objective shape optimization of double pipe heat exchanger with inner corrugated tube using RSM method[J].International Journal of Thermal Sciences，2015，90：173-186.

[16] 高陽(yáng).波節(jié)管換熱器的強(qiáng)化換熱分析[J].節(jié)能技術(shù)，2000，3：18-19.

[17] 邵偉.波節(jié)管管束流動(dòng)與傳熱特性及結(jié)構(gòu)優(yōu)化研究[D].哈爾濱：哈爾濱工業(yè)大學(xué)，2014.

[18] 王福軍.計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)分析[M].北京：清華大學(xué)出版社，2004：54.

[19] 姜逢章.蜂窩板傳熱元件的性能研究[D].鄭州：鄭州大學(xué)，2010.

[20] 馬飛.螺旋纏繞管換熱器傳熱數(shù)值模擬[D].鄭州：鄭州大學(xué)，2014.

[21] 王定標(biāo)，夏春杰，董永申.凹凸板換熱器強(qiáng)化傳熱的數(shù)值模擬[J].化工進(jìn)展，2014，33（s1）：106-112.

第一作者及聯(lián)系人：王定標(biāo)（1967—），男，教授，博士生導(dǎo)師，主要從事過(guò)程工程節(jié)能技術(shù)及高效裝備研究等工作。E-mail Wangdb@zzu.edu.cn。

中圖分類(lèi)號(hào)：TQ 051.5

文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A

文章編號(hào)：1000-6613（2016）07-1994-07

DOI：10.16085/j.issn.1000-6613.2016.07.009

收稿日期：2015-10-22；修改稿日期：2016-01-22。

基金項(xiàng)目：國(guó)家自然科學(xué)基金項(xiàng)目（21576245）。

Heat transfer and flow characteristics analyses of helical tube with corrugation

WANG Dingbiao，DENG Jing，ZHANG Cancan，ZHANG Xiying，DONG Zhen，GU Fanjiang
（School of Chemical Engineering and Energy，Zhengzhou University，Zhengzhou 450001，Henan，China）

Abstract:Using water as the working fluid，the turbulent heat transfer and flow characteristic of helical tube with corrugation were numerically investigated.The heat transfer enhancement mechanism was analyzed，and the effects of corrugation height H and corrugation pitch P on heat transfer and flow characteristics were discussed.The simulation results indicated that the overall heat transfer performance of helical tube with corrugation was better than that of smooth helical tube in the same working condition，and that the centrifugal force coursed by the helical movement of fluid led to secondary flow in the vertical flow direction.Meanwhile，the back flow in main flowing direction was resulted from the periodic expansion and contraction of tube cross section，which destroyed the flow boundary layer，enlarged the turbulence intensity and strengthened the heat transfer process greatly.With increasing H，Nu and f the overall heat transfer performance increased.With decreasing P，Nu increased，f decreased and the overall heat transfer performance were improved greatly.

Key words:helical tube with corrugation；heat transfer enhancement；corrugation height；corrugation pitch