汽化器强化管结构优化数值模拟

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1、中国工程热物理学会 学科类别（传热传质学）学术会议论文 编号：123006汽化器强化管结构优化数值模拟李静，贺高明，余美玲（华南理工大学传热强化与过程节能教育部重点实验室，广州 510640）（Tel：02022236565，E-mail: ljing）摘 要：通过Fluent数值模拟方法对新型螺旋强化管和开架式汽化器普通管的传热和阻力性能进行分析，研究结构参数对前者的影响，结果表明：前者的螺旋流道结构产生的旋流效应提高了换热性能，同时其适中的基管间隙根本改变了流体在壁面处的运动情况，使前者的阻力损失明显小于后者,当5000Re2000时，导程S为100mm的刘璇强化管传热效果提高了约60%左

2、右5；陈亚平等设计了一种螺旋折流片新型换热器，发现在相同条件下与同尺寸光管通道相比，其传热系数约提高了40% 50%6； Eiamsa-ard和Promvonge实验研究了在装有螺旋翅片的同心双管式换热器的强化问题，发现装有螺旋片的有实心轴的换热器的换热系数比空心轴（光管）的高约10%，但是大大增大了摩擦损失7。国内外很多学者都对内螺旋强化管的换热流阻性质进行了研究，发现随着螺旋翅片数量、高度、螺距等变化，会形成不同规格的内螺旋强化管，其管内流体的流动和换热性质在不同的雷诺数Re下有所不同。目前仍然没有准确的理论公式或计算关系式来反应内螺旋强化管内努赛尔数Nu、流阻损失P与螺旋参数的关系，在不

3、同流动状态下究竟何种螺旋参数的内螺旋强化管才具有最强的换热性质，文献中没有_基金项目：国家自然科学基金（51176053）提到8。这就需要人们在进行大量实验数据分析的同时，对其加大数值模拟的研究。本文涉及的汽化器新型螺旋强化管，就是在开架式换热器基础上，通过将其花瓣状光管流道改为螺旋流道，并适当增大基管的间隙，达到既能强化换热性能，又能有效降低阻力特性的效果。笔者运用Fluent数值模拟的方法对两者流动规律、速度场、换热性能和阻力特性进行研究，其目的是研究能量转换的新途径和新技术，为新型超级开架式汽化器强化管的优化设计提供依据。1 几何模型本文涉及的新型螺旋强化管，与开架式汽化器的普通换热管相

4、比，其外翅和基管内径尺寸保持不变（见图1-1和1-2），但流道结构发生变化，原花瓣状光管流道改为螺旋状流道。两模型均长 400 mm，b1为 56.2 mm，b2为 42.8 mm，b3为 53.6mm，a为 37.6 mm。开架式汽化器的普通换热管基管内径 r1为5.0 mm，基管外径r2为 6.2 mm，r3为 7.35 mm，r4为 8.4 mm，r5为 1.1 mm，r6为 1.1 mm，r7为 2.0 mm，r8为 0.5 mm，其流道和基管径向分布示意图见图2-1。新型螺旋强化管的基管内径R1为 5.0 mm，基管外径R2为 6.2 mm，R3为 7.5 mm，R4为 1.5 mm

5、，螺旋管高度H为5.3 mm，相邻螺旋流道基面间的夹角A为33，其流道和基管径向分布示意图如图2-2所示，螺距P为25mm。两种模型流道结构局部示意图如图3所示。 1-1开架式汽化器普通换热管径向结构分布示意图 1-2新型螺旋强化管径向结构分布示意图Fig.1-1 Distribution sketch map of radial structure of well-catalogued carburetorFig.1-2 Distribution sketch map of radial structure of new type spiral enhanced tube图1 径向结构分布示

6、意图Fig.1 Distribution sketch map of radial structure 2-1开架式汽化器普通换热管流道和基管的径向结构 2-2 新型螺旋强化管流道和基管径向结构Fig.2-1 Radial structure of runner and parenttube of well-catalogued carburetorFig.2-2 Radial structure of runner and parenttube of new type spiral enhanced tube图2 流道和基管的径向分布示意图Fig.2 Radial distribution

7、of runner and parenttube 3-1花瓣状光管流道 3-2螺旋状流道Fig.3-1 Petaline shaped bare tube runner Fig.3-2 spiral runner图3 局部流道模型示意图Fig.3 Partial flow model diagram2 网格划分和边界条件设置2.1 网格的划分应用Gambit软件对模型进行网格划分，考虑到模型界面是由复杂的外翅结构和螺旋状曲面组成，为了保证划分网格的方便和计算的合理性，采用有限容积法对计算区域进行离散，用正四面体和六面体相结合的方式进行分块网格划分。考虑到边界层的影响，近壁面附近采用网格加密划分

8、，新型螺旋强化管共划分了约150万个网格。采用分离变量法隐式求解，保证收敛的稳定性；标准的k-湍流模型考虑湍流效应对流动与传热的影响，压力和速度耦合采用SIMPLE方法9；动量方程和能量方程均采用二阶迎分差格式10；定义收敛条件为质量残差绝对值小于110-5，能量计算残差绝对值小于110-6。在求解过程中，当连续性方程、动量方程和能量方程中变量残差不发生变化时认为计算收敛11。2.2 边界条件的设置流道内的工作介质为液体甲烷（占LNG 的95 wt %），流体进口温度是110 K。外翅和基管均为铝合金；进口采取速度入口边界条件，出口采用压力出口条件，操作条件为标准大气压 ；管壁采用无滑移的固定

9、壁面，外翅壁面为恒温加热，温度为180 K，基管内壁面为绝热壁面，流体与外翅、基管接触壁面采取流固耦合壁面条件。为了简化计算，对计算流道内流体的工况做如下假设：1)流体的热物理参数，如 等均为定值，是理想流体；2）流体为牛顿流体；3）流体的流动具有连续性，是稳态流动；4）忽略重力影响；5）流体为不可压缩性流体，各相同性；两模型分别保留长度为25 mm 的入口段。3 计算结果与分析3.1管内流场分析图4局部速度矢量分布图Fig.4 Partial velocity vector map图4所示为Re=8000时新型螺旋强化管管内流体的局部速度矢量分布图，可以看出，流体在螺旋流道的指引下呈周期性变

10、化。流体在螺旋凸肋处由于离心绕流作用产生分层，有效减薄了边界层，强化流体在径向的混合，加速壁面热量传给流体主体。5-1花瓣状光管流道出口处速度等值线局部放大图Fig.5-1 Partial enlarged graph of velocity contours of petaline shaped bare tube at the exit 5-2 螺旋流道出口处速度等值线局部放大图Fig.5-2 Partial enlarged graph of velocity contours of spiral enhanced heat exchanger at the exit 图5 流道出口处速

11、度等值线局部放大图Fig.5 Partial enlarged graph of velocity contours at the flow exit图5所示是Re=8000时两种流道出口处沿管径方向截面的速度等值线的局部放大图。在图5-1可以看到，开架式汽化器的普通换热管的花瓣状光管流道中主体流体的速度场为同心圆，没有垂直于主流方向的二次流，速度梯度不大，流体径向换热程度较小，并且在基管近壁面处流体速度非常小，近乎呈滞留状态，严重阻碍局部换热效果。同时，流体速度分布参差不齐，中心区域的主体流体具有较大的流速，而越靠近壁面处流体速度越小，近基管壁面处的流体未能及时与周围流体换热近乎形成滞留区，

12、严重破坏流体局部换热，使流体换热整体效果变差。在图5-2中，由于受到螺旋流道的绕流作用，流体的流向和速度都在不断发生变化，产生了旋流和垂直于主流的二次流，加强了流体径向混合的力度，增大了速度梯度，提高了湍流度，减薄了温度边界层，使得周围更多的流体参与换热。同时，在整个流道内流体速度分布均匀，中心区域流体和近壁面流体速度相差不大；在近基管壁面处，由于新型螺旋强化管适当增大了流道和基管的间隙，局部流动阻力显著降低，流体粘附力影响大为下降，没有形成滞留区，近基管壁面处的流体能够及时与周围流体换热，换热效率有了明显提高。3.2 结构参数对换热和流阻性能的影响图6 不同螺距下Nu和Re的关系图Fig.6

13、 Diagrams of Nu and Re in different screw pitch在图6中可以看出：随着Re的增大，新型螺旋强化管和开架式汽化器普通管的Nu都越来越大，且前者的Nu明显都大于后者；Re一定时，新型螺旋强化管的Nu随着螺距P的增大而减小，并且在数值模拟范围内，螺距P = 20 mm的新型螺旋强化管的Nu约为开架式换热器普通管的1.1 1.4倍。这是因为在螺旋流道中，螺旋曲率随着螺距P的减小而增大，流道扭曲程度加强，致使产生更大的旋流效应，使流体在主体流区域的温度分布比较均匀，也使近壁面边界层具有较大的温度梯度；同时，旋流产生的二次流增大了流体的紊流度，进一步破坏边界层

14、，边界层附加率降低，径向扰动程度增大，使更多的流体参与换热，提高了对流换热效果，从而使其换热性能得到增强。图7 不同螺距下P和Re关系图Fig.7 Diagrams of P and Re in different screw pitch在图7中，随着Re的增大，新型螺旋强化管和开架式汽化器普通管的P越来越大，且前者的P明显都小于后者，并且在数值模拟范围内，开架式换热器普通管的P约为新型螺旋强化管的1.4 4倍。新型螺旋强化管的阻力损失主要来自两个方面：一个是螺旋结构的旋流效应引起的涡流阻力损失；另一个是流体与壁面摩擦产生的粘附损失。新型螺旋强化管适当增大了流道和基管的间隙，流体在近基管壁面的

15、扰动情况发生了变化，从近乎滞留态逐步过度成核心流扰动，使得原本在近基管壁面处因较大速度梯度而急剧增大的产生的粘附力大大降低，有效减小近基管壁面处的局部压力损失，从而在总体上使新型螺旋管的P比开架式换热器普通管小，这一现象与文献12相符。从图7中还可以看出，当Re一定时，新型螺旋强化管的P随着螺距P的增大而减小，这是因为螺距P越小，流道扭曲率越大，螺旋流道扭曲程度增大，旋流效应得到增强，近壁面流体湍流度增大，流体微团碰撞加剧致使折流损失增加，从而使压降损失增大。3.3 新型结构传热及流动综合性能分析现在分析换热器传热和流动综合性能的方法常采用作为强化传热性质的评价标准，当值大于1时，表明在相同的

16、输送功率下强化传热管的强化传热效果优于对比管，值越大，传热效果越好13,14。 (1)其中：Nu螺旋状流道的努赛尔准数；f螺旋状流道的表面摩擦系数；Nu0花瓣状光管流道的努赛尔准数；f0花瓣状光管流道的表面摩擦系数；图8 不同螺距下和Re的关系图Fig.8 Diagrams of and Re in different screw pitch由图8所示，在不同螺距和螺旋高度下，强化传热综合性能评价因子值都大于1，根据强化传热的评价标准可知在模拟速度范围内，新型螺旋强化管比开架式汽化器普通管具有更好的传热效果。螺距P对强化传热综合性能大致影响趋势是先增大后减小，在模拟范围内，当螺距P = 25

17、mm时，新型螺旋强化管强化传热综合性能最佳。4 结 论本文对比研究了新型螺旋强化管和开架式汽化器普通管的传热特性和阻力特性，分析流体在螺旋流道和花瓣状光管流道的流场分布、速度分布等情况，通过对计算结果分析得到以下结论：1）新型螺旋强化管的螺旋状流道，不仅增大了换热面积，同时具有绕流作用，破坏温度边界层，提高换热性能；2）在雷诺数Re下，新型螺旋强化管的压降阻力损失小于开架式汽化器普通管。3）通过数值模拟，得到新型螺旋强化管的结构参数对传热性能的影响。结果表明：当Re相同，其他参数不变时，螺距P越小，换热性能越好，阻力越大；4）在模拟范围内，与开架式汽化器普通管相比，新型螺旋强化管的强化传热综合

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