射流入射角度對螺旋管傳熱性能的影響

劉 磊 王宗勇 楊鵬達(dá) 韓 旭 王 超 張 偉

(沈陽化工大學(xué)機(jī)械與動力工程學(xué)院,沈陽 110142)

引 言

螺旋管在化工、石油、制藥、制冷、空調(diào)等行業(yè)領(lǐng)域得到廣泛應(yīng)用,常用于螺旋盤管式換熱器、螺旋纏繞管式換熱器、制冷蒸發(fā)器和制冷機(jī)等。 流體在螺旋管內(nèi)螺旋流動會產(chǎn)生離心力,進(jìn)而形成二次徑向流,與普通直管相比,螺旋管具有傳熱系數(shù)大、不易結(jié)垢、溫差應(yīng)力小、結(jié)構(gòu)緊湊等優(yōu)點。 研究者們從多個方面對螺旋管內(nèi)流體的傳熱和流動性能進(jìn)行了研究。 Piazza 等[1]和Pawar 等[2-3]探究了單一螺旋管內(nèi)的流動及換熱特性,發(fā)現(xiàn)螺旋管的結(jié)構(gòu)參數(shù)對管道內(nèi)流體的流動和換熱有很大的影響,并分析了二次流對管內(nèi)流體換熱強(qiáng)化的影響規(guī)律。 周云龍等[4]研究了無量綱螺距對矩形截面螺旋通道傳熱特性的影響規(guī)律,發(fā)現(xiàn)無量綱螺距的增加導(dǎo)致速度場、溫度場變化梯度增大,同時壁面換熱系數(shù)稍有增大;超過無量綱螺距臨界值,速度場和溫度場的變化梯度隨無量綱螺距的增加而減小;兩個渦旋中心連線與豎直方向的夾角隨著螺距的增大而增大。 曹興等[5]針對多種曲率下螺旋管內(nèi)流體的傳熱與流動特性進(jìn)行了數(shù)值模擬研究,結(jié)果表明在相同雷諾數(shù)下,管內(nèi)的努賽爾數(shù)、阻力系數(shù)和綜合性能評價因子(PEC)均隨曲率的增大而提高。

單一螺旋管僅依靠自身的螺旋結(jié)構(gòu)實現(xiàn)傳熱過程的強(qiáng)化,因受到空間和制造要求的限制,傳熱強(qiáng)化效果達(dá)到一定程度后很難再進(jìn)一步突破。 為此,一些研究者在螺旋流的基礎(chǔ)上引入了其他傳熱強(qiáng)化措施,如在螺旋管內(nèi)安裝內(nèi)插件或擴(kuò)展換熱表面等,期望通過復(fù)合強(qiáng)化傳熱進(jìn)一步提高螺旋管的換熱效果。 Kurnia 等[6]研究了層流狀態(tài)下內(nèi)置扭帶的螺旋管的換熱性能,指出插入扭帶后螺旋管換熱性能比傳統(tǒng)直管提高了4 倍。 Zhang 等[7]提出在螺旋管內(nèi)安裝流線型翼對式渦發(fā)生器的傳熱強(qiáng)化方法,研究了渦發(fā)生器排列方式對螺旋管換熱與流動特性的影響,結(jié)果表明,安裝流線型翼對式渦發(fā)生器后的換熱器與未安裝的相比,換熱系數(shù)提高了46%。 Khoshvaght-Aliabadi 等[8]提出周期性波紋壁的復(fù)合傳熱強(qiáng)化結(jié)構(gòu),考察了波紋幅值和線圈直徑對換熱效果的影響,結(jié)果表明在Re=400 的工況下,當(dāng)波紋幅值為2.4 mm、線圈直徑為10 mm 時,PEC 取得最大值1.46。 張麗等[9]研究了矩形截面螺旋通道內(nèi)安裝三角翼型渦發(fā)生器后流體的流動狀態(tài),指出安裝渦發(fā)生器后,截面內(nèi)壁處產(chǎn)生兩個新的二次渦,而且通道的曲率越小,渦發(fā)生器的有效作用距離越長。 王翠華等[10]研究了B 形翼和柱形渦發(fā)生器組合后強(qiáng)化矩形螺旋通道內(nèi)流體的換熱特性,研究結(jié)果表明在所研究范圍內(nèi),隨著B 形翼攻角α增大,組合渦發(fā)生器強(qiáng)化傳熱效果先增大后減小,在攻角α=40° ～45°時強(qiáng)化傳熱效果最優(yōu);當(dāng)α一定時,量綱曲率κ值越小,組合渦發(fā)生器的強(qiáng)化效果越好。 上述復(fù)合傳熱強(qiáng)化措施可以達(dá)到一定的強(qiáng)化換熱效果,但也存在相應(yīng)的一些缺點,如:擴(kuò)展壁面或內(nèi)插件等的加工難度較大;當(dāng)螺旋管內(nèi)流體流速過大時,內(nèi)插件受到較大的沖擊力易導(dǎo)致其脫落,若掉落的內(nèi)插件卡到管內(nèi),會急劇增大流動阻力從而影響綜合換熱效果,還會對后方設(shè)備造成較大安全隱患。

沖擊射流常用于板類構(gòu)件或電子器件的冷卻過程,將其引入到螺旋流中形成射流和螺旋流復(fù)合流動是一種新穎的傳熱強(qiáng)化方式,具有較大的研究價值。 針對該種復(fù)合強(qiáng)化傳熱的研究還處于起步階段,其復(fù)合傳熱強(qiáng)化機(jī)理和參數(shù)影響規(guī)律有待深入探究。 李雅俠等[11-12]探究了在矩形截面螺旋通道安裝射流管后的傳熱強(qiáng)化效果,結(jié)果表明,對于單一矩形螺旋通道,當(dāng)橫截面積和流量相同時,僅高寬比γ≥1.6 的通道在高雷諾數(shù)下二次流會出現(xiàn)四渦結(jié)構(gòu),其余均為兩渦結(jié)構(gòu);對于單一螺旋通道,高寬比γ越大,流動阻力越小,同時換熱性能越差,加入射流后,矩形截面4 個壁面的換熱能力均有提高,高寬比γ越大,射流的傳熱強(qiáng)化效果越顯著,局部壁面換熱努賽爾數(shù)的平均值最高可為單一螺旋通道的2.51 倍。 該課題組還研究了射流管位于螺旋管的外側(cè)壁面(遠(yuǎn)離螺旋回轉(zhuǎn)軸側(cè))、射流入射角度α=30° ～60°、射流速比εj=3 ～6 時射流對螺旋管換熱的強(qiáng)化效果[13],結(jié)果表明射流明顯提高了螺旋管內(nèi)側(cè)壁面附近流體的換熱,且綜合強(qiáng)化傳熱因子JF 值隨α減小或εj增大而增大。

初期的研究結(jié)果表明這種螺旋流復(fù)合射流的傳熱強(qiáng)化方式具有傳熱效果好、結(jié)構(gòu)簡單、工作可靠等優(yōu)點,為了加深對其復(fù)合傳熱強(qiáng)化機(jī)理的理解和進(jìn)一步的工程應(yīng)用,本文以射流入射角度為切入點,分析其對射流和螺旋流復(fù)合傳熱的影響規(guī)律,與前人研究相比將射流拓展為內(nèi)側(cè)入射(射流管位于螺旋管內(nèi)側(cè)壁面),并擴(kuò)大了射流入射角度范圍(α=30°～150°),旨在為射流與螺旋流復(fù)合傳熱結(jié)構(gòu)設(shè)計提供一定的理論指導(dǎo)與技術(shù)支持。

1 物理模型

本文的研究對象為帶有一個射流入口的螺旋管,如圖1 所示。 為了便于對螺旋管結(jié)構(gòu)及傳熱性能進(jìn)行分析,建立空間直角坐標(biāo)系o-xyz,其中z軸與螺旋回轉(zhuǎn)軸重合,螺旋管入口截面位于xoz平面上,y軸通過入口截面中心。 螺旋管以z軸為回轉(zhuǎn)軸纏繞3 圈,即螺旋管進(jìn)出口間旋轉(zhuǎn)角度Δθ=6π,在距離螺旋管入口1.75 圈即沿螺旋線方向的軸向截面位置θ=3.5π 的螺旋管內(nèi)側(cè)壁面(靠近螺旋回轉(zhuǎn)軸側(cè))處設(shè)置一個射流管,射流流體通過射流管以一定的射流入射角度α噴射到螺旋管內(nèi)。 射流管中心線與螺旋管螺旋中心線相交于o1點,過o1點建立螺旋管中心線的Frenet 標(biāo)架,主法線N與切線T構(gòu)成切平面。 本文分析的射流管中心線位于切面內(nèi),射流入射角度α定義為射流管中心線與螺旋中心線切線T正向的夾角,射流管安裝角度范圍選取依據(jù)是在盡可能大的角度范圍內(nèi)探索射流角度對螺旋管傳熱效果的影響規(guī)律(包括射流與螺旋流處于并流、錯流和逆流狀態(tài)),同時還要保證射流管與螺旋管的焊接連接空間要求(角度過大或過小會導(dǎo)致射流管與螺旋管干涉),因此本文研究的射流入射角度位于30°～150°范圍內(nèi),射流管與螺旋管位置關(guān)系如圖2 所示,螺旋管及射流管的結(jié)構(gòu)參數(shù)如表1 所示。

表1 帶有射流管的螺旋管結(jié)構(gòu)參數(shù)Table 1 Structure parameters of the spiral pipe with a jet pipe

圖1 帶有射流管的螺旋管的物理模型Fig.1 Physical model of the spiral pipe with a jet pipe

圖2 射流管與螺旋管的位置關(guān)系Fig.2 Relative positions of the jet pipe and spiral pipe

前人研究結(jié)果表明,在層流狀態(tài)下,單一螺旋通道內(nèi)距離入口2.5 倍螺距處流體的流動已達(dá)到充分發(fā)展流動狀態(tài)[14],且與層流流動相比湍流流動更容易達(dá)到充分發(fā)展流動[15],本研究中射流安裝在距離螺旋管入口大于38 倍螺距位置處,由此本文選擇將射流管置于距離螺旋管入口1.75 圈處,不僅消除了入口效應(yīng)(未充分發(fā)展)對傳熱強(qiáng)化效果的影響,而且射流管置于該位置或之后某個位置傳熱強(qiáng)化效果基本不變,表明該位置已經(jīng)進(jìn)入充分發(fā)展?fàn)顟B(tài)。 射流速比ε定義為射流管與螺旋管內(nèi)流體的平均流速之比,該參數(shù)決定了射流對于螺旋主流的沖擊及卷吸強(qiáng)度,直接影響螺旋管的傳熱強(qiáng)化性能。 在研究過程中螺旋管結(jié)構(gòu)參數(shù)(無量綱曲率δ=d/(2Rc) =0.070 1,無量綱螺距τ=H/(2Rc) =0.143)及射流速比(ε= 4)保持不變,在雷諾數(shù)Re= 19 000 ～26 000 范圍內(nèi),分析不同射流入射角度(α=30° ～150°)對螺旋管內(nèi)傳熱特性的影響規(guī)律。

2 數(shù)學(xué)模型及數(shù)值模擬

2.1 數(shù)學(xué)模型

采用計算流體動力學(xué)軟件Fluent 進(jìn)行模擬,工作介質(zhì)選擇不可壓縮流體水,湍流模型選用Realizableκ-ε模型[16]。 該湍流模型可保持雷諾應(yīng)力與真實湍流一致,更準(zhǔn)確地模擬平面和圓形射流的擴(kuò)散速度,同時處理存在二次流的流場和分離流計算的效果較好,計算結(jié)果更符合真實情況。 模型流動與傳熱計算的基本控制方程如下。

連續(xù)性方程

動量方程

湍動能方程

湍流耗散率方程

能量方程

式中,u為速度,m/s;p為壓強(qiáng),Pa;ρ為流體的密度,kg/m3;v為流體的運動黏度,m2/s;μt和μ分別為流體的湍流黏度和動力黏度,kg/(m·s);ε為湍流耗散率,κ為湍動能,cp為定壓比熱容,J/(kg·K);T為溫度,K;λ和λt分別為流體導(dǎo)熱系數(shù)和湍流導(dǎo)熱率。 湍流模型中涉及到的模型變量S的定義及經(jīng)驗常數(shù)C1、C2、σk、σε的取值見文獻(xiàn)[17]。

用于計算螺旋通道雷諾數(shù)Re、壁面平均努賽爾數(shù)Num、流動阻力系數(shù)f的公式如下。

式中,um為螺旋管內(nèi)流體的平均速度,m/s;h為對流換熱系數(shù),J/(m2·s·K)。

2.2 邊界條件及模擬方法

采用CFD 軟件中的Fluent 對研究對象進(jìn)行數(shù)值模擬。 速度與壓力的耦合求解選用SIMPLEC 算法,離散動量方程與能量方程選用二階迎風(fēng)格式。螺旋管與射流管采用均勻速度入口邊界條件,螺旋管出口采用Outflow 的邊界條件,螺旋管的壁溫Tw設(shè)為355.15 K,主流與射流流體入口溫度Tin設(shè)定為293.15 K。 螺旋管內(nèi)流體流動的雷諾數(shù)Re=19 000 ～26 000,根據(jù)Srinivasan 等[18]提出的螺旋管臨界雷諾數(shù)計算公式(式(9))可驗證主流為湍流流動。 收斂殘差均設(shè)定為10-6。

2.3 網(wǎng)格的劃分

本文使用ICEM 軟件對物理模型進(jìn)行非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分,并對螺旋管換熱壁面附近區(qū)域以及射流管與螺旋管連接處進(jìn)行網(wǎng)格加密處理,即在螺旋管換熱壁面設(shè)置5 層邊界層,第一層邊界層的厚度根據(jù)不同的雷諾數(shù)在CFD Online Y +模擬軟件上計算,每層邊界層厚度的增長率設(shè)置為1.1,以此提高計算精度。 網(wǎng)格的單元類型選擇三角形與四面體單元網(wǎng)格,其具有劃分簡單、便于保留模型結(jié)構(gòu)特征以及成本較低等優(yōu)點,具體的局部網(wǎng)格劃分如圖3 所示。 物理模型網(wǎng)格質(zhì)量均大于0.4,符合網(wǎng)格質(zhì)量使用標(biāo)準(zhǔn),具體網(wǎng)格質(zhì)量結(jié)果如圖4 所示。

圖3 局部非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格劃分示意圖Fig.3 Schematic diagram of local unstructured meshing

圖4 網(wǎng)格質(zhì)量結(jié)果示意圖Fig.4 Schematic diagram of grid quality results

2.4 網(wǎng)格獨立性驗證

網(wǎng)格劃分質(zhì)量決定了計算結(jié)果的穩(wěn)定性、準(zhǔn)確性、收斂精度以及收斂所需要的時間,增大網(wǎng)格數(shù)量可以提高計算結(jié)果的準(zhǔn)確性,但也會增加運算時間,因此在確定網(wǎng)格數(shù)量時應(yīng)對計算精度與運算時間綜合考慮。 對加入射流后的螺旋管進(jìn)行網(wǎng)格獨立性驗證,消除網(wǎng)格數(shù)量對計算精度的影響,提高計算結(jié)果的可靠性。 本文采用7 套不同數(shù)量的網(wǎng)格對Re=21 000、射流速比ε=4、射流入射角α=π/2 的工況進(jìn)行數(shù)值模擬。 圖5 為螺旋角度θ=4π ～5π 區(qū)間螺旋管平均努賽爾數(shù)Num和阻力系數(shù)f隨網(wǎng)格數(shù)量的變化關(guān)系。 由圖可知,當(dāng)網(wǎng)格數(shù)大于330 萬之后Num與f的計算結(jié)果趨于穩(wěn)定,網(wǎng)格數(shù)量對計算結(jié)果的影響已經(jīng)消除。 綜合考慮計算精度與計算工作量,本文選用約330 萬數(shù)量的網(wǎng)格進(jìn)行模擬計算。

圖5 網(wǎng)格無關(guān)性驗證Fig.5 Grid independence verification

2.5 模擬結(jié)果驗證

為了更好地驗證本文模擬方法的可靠性及模擬結(jié)果的準(zhǔn)確性,分別對單一螺旋管(無射流管)和文獻(xiàn)[13]中帶有射流的螺旋管兩種模型進(jìn)行模擬驗證。 首先對單一螺旋管(無射流管)進(jìn)行模擬實驗,獲取充分發(fā)展段的f與Num與文獻(xiàn)給出的擬合公式(10)、(11)[19]結(jié)果進(jìn)行對比,對比結(jié)果如圖6 所示。 由圖可以看出,模擬結(jié)果與擬合公式結(jié)果相比,f的最大偏差為4.9%,Num的最大偏差為4.5%,且變化趨勢基本相同。

圖6 單一螺旋管的Num與f 的結(jié)果驗證Fig.6 Verification of the results of Num and f of a single spiral tube

式中,Pr為朗特數(shù);l為螺旋管長度,m。

其次,對文獻(xiàn)中帶有射流管的模型進(jìn)行數(shù)值模擬分析,得到所對應(yīng)的壁面平均努賽爾數(shù)Num和阻力系數(shù)f與文獻(xiàn)中的結(jié)果進(jìn)行對比分析,對比結(jié)果如圖7 所示。 從圖中可以看出,數(shù)值模擬結(jié)果與文獻(xiàn)所得結(jié)果相比,Num的最大偏差為1.3%,f的最大偏差為4.02%,并且變化趨勢基本相同。

圖7 文獻(xiàn)[13]帶有射流的螺旋管的Num與f 的結(jié)果驗證Fig.7 Verification of results of Num and f for spiral tubes with jets as reported in the literature [13]

綜合以上兩種驗證方法,說明本文的計算方法和所選模型是可靠的。

3 結(jié)果與討論

3.1 射流入射角度對壁面平均努賽爾數(shù)的影響

圖8 反映了不同射流入射角度螺旋管的壁面平均努賽爾數(shù)Num隨著雷諾數(shù)Re的變化趨勢。 由圖可知,無論有無射流,Num均隨著雷諾數(shù)Re的增大而增大。 產(chǎn)生這種趨勢的原因是隨著Re的增大,流體的湍動強(qiáng)度增大,強(qiáng)化了流體的對流換熱能力,同時增大了對熱邊界層的擾動程度,進(jìn)而導(dǎo)致Num隨Re的增大而提高。 由圖還可看出,有射流的螺旋管的換熱效果明顯好于無射流情況,這是因為加入射流后,螺旋主流在射流流體的卷吸與沖擊作用下,射流入射點附近的螺旋主流產(chǎn)生了較強(qiáng)的徑向流動,根據(jù)場協(xié)同原理,溫度梯度方向與速度梯度方向越趨近于一致,傳熱效果越好,因此Num相比無射流情況明顯增大。 分析各射流角度下的傳熱曲線可知,帶射流螺旋管的Num的平均值與單一螺旋管相比提升了13.7%左右,隨著射流入射角度α的增大,Num相應(yīng)增大,但增大幅度不夠顯著。 形成這種結(jié)果的原因分析如下:當(dāng)射流角度α＜90°時,螺旋主流在射流勢流核心區(qū)作用下,一方面增大了對于螺旋外側(cè)壁面的沖擊作用,但另一方面也降低了射流入口位置附近即內(nèi)側(cè)壁面的流動速度,增大了傳熱邊界層,前一種的傳熱強(qiáng)化作用強(qiáng)于后一種的削弱作用,這兩種作用的差別隨著α的增大而增強(qiáng),所以α越大傳熱效果越好;當(dāng)α≥90°時,射流與螺旋流整體呈逆流狀態(tài),由于射流流速明顯高于螺旋流,射流會卷吸一部分螺旋流沖擊螺旋管外壁面,同時另一部分螺旋流在射流作用下會抬升沖擊內(nèi)壁面,內(nèi)外壁面均得到傳熱強(qiáng)化,這種強(qiáng)化作用也是隨著射流角度增大而增強(qiáng)。

圖8 不同射流入射角度螺旋管的Num隨Re 的變化曲線Fig.8 Variation of Num with Re for spiral pipes with different α

3.2 射流入射角度對截面周向局部努賽爾數(shù)的影響

由于射流沖擊產(chǎn)生的誘導(dǎo)渦旋在螺旋管內(nèi)不斷演變,螺旋管沿圓周壁面的周向局部換熱能力差別較大。 圖9 為在Re=22 600、α=30°條件下,沿螺旋管主流方向不同截面位置上周向局部努賽爾Nuc沿圓周壁面的分布情況。 其中γ代表圓周角度,γ=0°為最內(nèi)側(cè)壁面點,γ=180°為最外側(cè)壁面點;θ代表沿螺旋線方向的軸向截面位置,θ=3.5π 為射流管安裝位置,θ＜3.5π 表示此位置在射流管上游位置,θ＞3.5π 表示此位置在射流管下游位置。 由圖可知,射流管上游位置(θ=3π)外側(cè)壁面附近處的Nuc遠(yuǎn)大于內(nèi)側(cè)壁面附近處。 受到射流影響后,射流的沖擊與卷吸作用顯著強(qiáng)化了螺旋管內(nèi)側(cè)壁面附近流體的換熱,且在受射流影響的一定范圍內(nèi)螺旋管的內(nèi)側(cè)壁面(γ=0°)附近Nuc明顯增大,內(nèi)側(cè)壁面某一點Nuc最大值是射流管上游內(nèi)側(cè)壁面(γ=0°)Nuc值的5 倍。 從圖中還可以看出,隨著射流影響的不斷演變,內(nèi)側(cè)壁面附近處的Nuc逐漸減小,θ=4.5π時的螺旋管除了射流管所在的內(nèi)側(cè)壁面位置外,其余圓周方向上的Nuc均顯著增大,外側(cè)壁面(γ=180°)處與θ=3π 處相比,Nuc提升了53%。

圖9 不同截面位置的周向局部努賽爾數(shù)Nuc分布Fig.9 Circumferential local Nusselt number Nuc distribution at different section positions

圖10 給出了在Re=22 600 時,θ=4.5π 截面位置處不同射流入射角度α下截面周向局部努賽爾數(shù)Nuc的分布情況。 由圖可知,在靠近射流管的半個圓周范圍內(nèi)(0° ～90°,270° ～360°),射流入射角度的變化對Nuc的影響十分微弱,而在遠(yuǎn)離射流管的半個圓周范圍內(nèi)(90° ～270°),隨著α的增大,Nuc隨之增大且變化較為明顯。 這是因為當(dāng)射流流體進(jìn)入螺旋管時,由于射流的勢流核心區(qū)流速較大,導(dǎo)致勢流核心區(qū)兩側(cè)流體的徑向速度較小,因此在靠近射流管半個圓周范圍內(nèi)的Nuc較小;而當(dāng)射流帶動主流流體沖擊外側(cè)壁面時,促使外側(cè)壁面附近流體的徑向速度增大,渦流強(qiáng)度增大,進(jìn)而導(dǎo)致在遠(yuǎn)離射流管的半個圓周范圍內(nèi)(90° ～270°)Nuc較大且變化明顯。 隨著α的增大,Nuc增大,這是由于α越大,射流沖擊的強(qiáng)度越大,熱邊界層越容易被破壞,進(jìn)而強(qiáng)化傳熱。 當(dāng)射流入射角度α＜90°時,Nuc增加幅度很小,當(dāng)α≥90°時,Nuc的增加幅度相對明顯;當(dāng)α=150°時,與未加入射流時相比,周向局部努賽爾數(shù)Nuc提高了70%以上。

圖10 α 對周向局部努賽爾數(shù)Nuc分布的影響Fig.10 Effect of α on the distribution of the circumferential local Nusselt number Nuc

3.3 射流入射角度對阻力系數(shù)的影響

圖11 為不同Re下,阻力系數(shù)f與射流入射角度α的變化關(guān)系曲線。 由圖可知,f隨α的增大呈增大的趨勢,當(dāng)α=30°時f最小,α=150°時f最大,在α=60° ～90°范圍內(nèi)射流入射角度變化對阻力系數(shù)的影響程度最大。 這是因為當(dāng)α＜90°時,射流流體進(jìn)入螺旋管后與主流流體匯合,流體阻力主要是改變流動方向以及與壁面的沖擊消耗能量所產(chǎn)生的;而當(dāng)α≥90°時,射流流體與主流形成逆流狀態(tài),除了上述能量的消耗外,還有兩種流體相互摻混所形成的能量衰減,此外在射流和螺旋流整體逆流情況下,射流對于螺旋流所形成的分流和繞流作用也是產(chǎn)生較大流動阻力的一個因素。 上述幾種因素作用均會隨著射流角度的增大而增強(qiáng),因而f隨α的增大而增大。 從圖中還可以看出,在一定的雷諾數(shù)范圍內(nèi),雷諾數(shù)對于阻力系數(shù)f的影響較小,這也是所有湍流流動的一個基本特征。

圖11 f 隨α 的變化曲線Fig.11 Variation of f as a function of α

3.4 射流入射角度對綜合傳熱性能評價因子的影響

為了綜合評價強(qiáng)化傳熱性能,平衡換熱增強(qiáng)和流動阻力,保證在較小的流動阻力下獲得更好的傳熱效果,有學(xué)者定義了通用的綜合性能評價因子(PEC)[20],其計算公式為

以單一螺旋管為比較基準(zhǔn),式中的Nu0、Pr0和f0分別表示單一螺旋管的努賽爾數(shù)、普朗特數(shù)和阻力系數(shù)。

圖12 為不同雷諾數(shù)下螺旋管道的綜合性能評價因子隨射流入射角度的變化曲線。 由圖可知,在所研究的Re范圍內(nèi),隨著射流入射角的增大,PEC均不斷減小,這是由于隨著α的增加,阻力系數(shù)的增大程度要大于努賽爾數(shù)的增大程度。 在所研究的Re范圍內(nèi),所有射流入射角度下螺旋管的PEC 值處于1.08 ～1.65 范圍內(nèi),其值均大于1,說明加入射流后螺旋管的綜合傳熱效果要強(qiáng)于單一螺旋管。 當(dāng)α=30°時,PEC 值最大,其平均值是單一螺旋管(未加入射流)的1.62 倍,綜合強(qiáng)化傳熱效果最好。

圖12 PEC 隨α 的變化曲線Fig.12 Variation of PEC as a function of α

4 結(jié)論

(1)在所研究范圍(Re=19 000 ～26 000,α=30°～150°)內(nèi),由于射流的沖擊與卷吸作用,加入射流后螺旋管的壁面平均努賽爾數(shù)Num均大于單一螺旋管(未加入射流),并隨著射流入射角度α的增大而逐漸增大,其平均值與單一螺旋管相比提升了13.7%左右。

(2)在射流管安裝位置下游內(nèi)側(cè)壁面處(γ=0°)附近周向局部努賽爾數(shù)Nuc明顯增大,最大值是射流管上游對應(yīng)位置處的5 倍。

(3)隨著α的增大,截面周向局部努賽爾數(shù)Nuc增大,在遠(yuǎn)離射流管的半個圓周范圍內(nèi)(90° ～270°)Nuc增加相對明顯,當(dāng)α=150°時,與未加入射流時相比,Nuc提升了70%以上。

(4)在Re=19 000 ～26 000 范圍內(nèi),阻力系數(shù)f均隨著α的增大而增大,在α=60° ～90°范圍內(nèi)射流入射角度變化對阻力系數(shù)f的影響程度最大。

(5)在所研究范圍內(nèi),綜合性能評價因子隨α增大而減小,但其值均大于1(單一螺旋管的PEC 為1)。 當(dāng)α=30°時,PEC 最大,其平均值是單一螺旋管(未加入射流)的1.62 倍。