Keywords:Slit Fin Tube Air Cooler, Numerical Simulation, Heat Transfer Enhancement, Longitudinal Vortex Generator
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開縫翅片是一種強化型翅片結構，翅片上的條帶和狹縫增強了翅片側流體的擾動并且破壞了邊界層的發展，可以達到強化翅片側換熱的目的，因此已經被廣泛應用于空冷器中 [1]。為了進一步提高開縫翅片管空冷器傳熱與阻力性能，國內外研究人員已經進行了大量研究 [2] [3] [4] [5] [6]。
在翅片管空冷器上安裝縱向渦發生器可以通過產生二次流的方式增強流體之間的混合并增強空冷器的傳熱性能。Wang等人 [7] 通過試驗比較了翅片間距為1.6 mm和2 mm，管排數為1、2和4，翅片形式分別為半球突渦發生器翅片、百葉窗翅片和平直翅片的空冷器在迎面風速為0.5~5 m/s時的傳熱性能，發現翅片間距為2 mm的單排管空冷器在迎面風速小于2 m/s的工況下，采用半球突渦發生器翅片時的空氣側對流換熱系數*高；而對于雙排管或4排管空冷器，采用半球突渦發生器翅片時的空氣側對流換熱系數低于百葉窗翅片管空冷器。何雅玲等人 [8] 通過數值模擬的方法對布置矩形翼縱向渦發生器的翅片管空冷器進行了研究，發現空冷器空氣側的對流換熱系數和流動阻力均隨著縱向渦發生器數目和攻角的提高而增加。Gong等人 [9] 對柱面矩形翼渦發生器翅片管空冷器進行了數值模擬，發現將這種縱向渦發生器布置在圓管下游區域可以增強二次流強度并減小尾跡區。蘇石川 [10] 等人通過數值模擬方法對柱面三角形翼和平直三角形小翼進行了對比，發現柱面三角形翼是一種高效低阻的結構形式。周國兵等人 [11] 通過數值模擬研究了安裝6種不同縱向渦發生器的單排蛇形翅片扁管的傳熱和阻力性能，結果顯示布置平直矩形翼縱向渦發生器的翅片扁管的傳熱性能*好而布置柱面梯形翼縱向渦發生器的翅片的綜合性能*好。馮知正等人 [12] 通過實驗研究了矩形通道內設置平直、柱面翼渦發生器對其綜合傳熱性能的影響，發現呈流線型的橢圓柱面翼渦發生器的綜合傳熱性能優于平直翼。
縱向渦發生器在空冷器上的應用受到了國內外學者的關注，但是目前關于在開縫翅片管空冷器上安裝渦發生器的研究較少。
本文對半球突渦發生器在雙向開縫翅片4排管空冷器的應用進行了數值模擬研究，并分析了渦發生器高度對半球突開縫翅片管空冷器傳熱和阻力性能的影響，采用Nu/f1/2評價了空冷器等壓降條件下的綜合性能，旨在為雙向開縫翅片4排管空冷器的傳熱與阻力性能的進一步優化提供參考。
本文所研究的空冷器開縫翅片原始結構如圖1所示。翅片長度為136 mm，翅片寬度為320 mm，換熱管排數為4排，管束呈錯列布置，管內、外流體分別為水和空氣，翅片材質為鋁。空冷器主要結構參數如表1所示。
圖1. 4排管空冷器雙向開縫翅片結構示意圖
表1. 空冷器主要結構參數
為了使進口處空氣流速均勻、防止出口處空氣產生回流，數值模擬的計算區域向氣流上游延長3倍管徑長度，向氣流下游延長7倍管徑長度 [13]。而且翅片管結構具有沿y軸方向呈對稱性分布、沿z軸方向呈周期性分布的特點，因此為了節省計算資源并提高計算效率，選擇如圖2所示的虛線內的區域，即相鄰翅片中心面之間的區域作為計算區域，計算區域寬度為32 mm (即橫向管間距的一半)，高度為3.8 mm (即翅片間距)，長度為390.5 mm。
為了進一步提高雙向開縫翅片4排管空冷器的性能，設想在所有管子周圍的翅片上沖壓出半球突渦發生器。半球突開縫翅片如圖3所示，本文研究的渦發生器高度HVG分別為0.2Pf、0.4Pf、0.6Pf和0.8Pf。
圖2. 計算區域示意圖
圖3. 4排管空冷器半球突開縫翅片結構示意圖
本文采用Fluent進行數值模擬，假定空氣流動過程為穩態、不可壓縮、湍流；計算模型使用標準k-ε湍流模型；控制方程包括連續性方程、動量守恒方程和能量守恒方程，對上述控制方程的離散均采用二階迎風差分格式，采用SIMPLE算法處理壓力與速度的耦合；收斂條件設置為能量方程殘差小于10?6，其他方程殘差小于10?4。
翅片及換熱管表面為無滑移邊界條件，其中翅片表面為流固耦合熱邊界條件，管內壁溫度恒定為60℃；沿z軸方向計算域上下面為周期性邊界條件；沿y軸方向計算域的左右面為對稱性邊界條件；計算域入口面為速度入口邊界條件，溫度恒定為25℃；計算域出口面為自由出流邊界條件。
本文中雷諾數Re、努賽爾數Nu、歐拉數Eu和摩擦因子 [14] f的定義如下：
R
e
=
u
m
d
/
v
N
u
=
h
d
/
λ
E
u
=
Δ
p
N
ρ
u
m
2
f
=
2
Δ
p
d
ρ
u
m
2
L
換熱量Q、對流換熱系數h、對數平均溫差ΔT和場協同角θ的定義如下
Q
=
m
c
p
(
T
o
?
T
i
)
h
=
Q
A
Δ
T
Δ
T
=
(
T
w
?
T
i
)
?
(
T
w
?
T
o
)
ln
[
(
T
w
?
T
i
)
/
(
T
w
?
T
o
)
]
式中：um——管束間*小截面風速，m/s；d——管外徑，mm；ν——空氣運動粘度，m2/s；λ——空氣熱導率，W/(m·K)；Δp——空氣側流動阻力，Pa；N——沿空氣流動方向管排數；ρ——空氣密度，kg/m3；cp——空氣比熱，kJ/(kg?℃)；m——空氣質量流量，kg/s；A——空冷器空氣側傳熱面積，m2；Ti——空氣入口溫度，℃；To——空氣出口溫度，℃；Tw——管壁溫度，℃。
由于翅片結構本身比較復雜，因此采用四面體非結構化網格系統以提高網格質量。為了捕捉空冷器中傳熱和流動過程的細節，對翅片和管壁附近的網格進行了加密處理。
為了驗證網格的獨立性，在計算前分別對數量為542萬、573萬和599萬的網格進行了考察，Nu的*大偏差為1.20%，Eu的*大偏差為0.59%，達到了網格獨立的要求。為了保證計算精度的同時提高計算速度，選擇網格數量為573萬的網格系統進行數值模擬研究。
為了驗證數值模擬結果的準確性，對結構參數如表1所示的開縫翅片管空冷器進行了模化對比試驗。
模化試驗系統如圖4所示。外界空氣被引風機吸入風道中，由電加熱器加熱到試驗工況所需溫度，經過整流后橫向沖刷試驗元件吸收熱量后進入噴嘴流量箱，*后經風機排至外界環境。循環水在穩壓水箱中由水加熱器加熱到試驗工況所需溫度后，經過水泵和電磁流量計后進入試驗元件管束內放出熱量，*后回到水箱完成一次循環。
試驗元件進、出口空氣溫度由經標定的銅–康銅熱電偶網測得。試驗段進出口壓差、噴嘴進出口壓差由0.2級精度的EJA120A型差壓變送器測得。空氣流量通過噴嘴流量箱測得。噴嘴進口壓力由0.15級精度的PTX1400型壓力變送器測得。試驗元件進、出口水溫由精度A級的Pt100鉑電阻測得。水體積流量由0.2級精度的AFX040G型電磁流量計測得。
利用ADAM-4118型模塊采集所有測量儀表的輸出信號，通過ADAM-4520I型模塊轉換后接入計算機進行數據自動采集、計算、動態顯示及儲存。在試驗過程中，當空氣吸熱量與水放熱量的誤差在 ± 2.00%以內時，認為試驗工況已經穩定，可以進行試驗數據采集。
圖4. 試驗系統
試驗結果與數值模擬結果的對比見圖5，由圖中可知，努賽爾數Nu的偏差為?1.47%~9.79%，歐拉數Eu的偏差為?5.51%~0.71%，說明數值模擬結果與試驗結果吻合較好，滿足工程應用的要求，因此本文所采用的數值模擬方法是可行的。
數值模擬結果與試驗結果存在誤差主要原因有：1) 數值模擬中采用了對稱邊界，而實際試驗中邊界存在流體交換；2) 數值模擬中管壁設為溫度恒定，而實際過程中管壁溫度沿水流方向存在變化；3) 由于加工工藝的局限導致試件與數值模擬模型存在差異；4) 數值模擬中未考慮試件的翅片與管壁之間的接觸熱阻；5) 試驗中參數的測量存在誤差。
圖5. 試驗結果與數值模擬結果對比
圖6為雙向開縫翅片4排管空冷器的原始模型以及布置有高度HVG分別為0.8Pf、0.6Pf、0.4Pf和0.2Pf縱向渦發生器的空氣側努賽爾數Nu和歐拉數Eu隨*小流通截面處雷諾數Re變化的情況。
圖6. 縱向渦發生器高度對雙向開縫翅片管換熱器傳熱和阻力性能的影響
由圖6可知，隨著雷諾數的增加，不同縱向渦發生器高度下的空冷器的傳熱和阻力性能均提升；相同雷諾數下，布置有縱向渦發生器的空冷器的Nu和Eu均高于原始結構。
如圖6(a)所示，相比于原始結構，相同雷諾數下布置高度HVG分別為0.2Pf、0.4Pf、0.6Pf和0.8Pf縱向渦發生器的空冷器的Nu分別增加了0.54%~0.73%、1.03%~1.32%、3.08%~3.19%和4.16%~4.33%。與原始結構相比，布置了半球突渦發生器的空冷器傳熱性能得到了增強，其原因是氣流經過半球突渦發生器時產生旋渦，氣流的擾動增強；同時半球突渦發生器引導主流區的空氣穿過沖孔，增強主流區與邊界層區流體的混合。在形成縱向渦和二次流的作用下，冷熱流體之間的混合加劇，空氣的邊界層減薄，空冷器的傳熱性能得到提升。
如圖6(b)所示，相比于原始結構，相同雷諾數下布置高度HVG分別為0.2Pf、0.4Pf、0.6Pf和0.8Pf縱向渦發生器的空冷器的Eu分別增加了0.13%~0.52%、0.62%~0.86%、1.97%~2.49%和3.16%~4.54%。空冷器的阻力性能隨著渦發生器高度的增加而降低，這是由于隨著渦發生器高度的增加，空氣流經渦發生器時受到的局部阻力增大。
在空冷器的實際應用中，需要在滿足換熱量需求的同時盡可能降低空氣側流動阻力從而降低空冷塔的高度和建造成本。因此引入等壓降約束條件下的綜合性能評價指標 [14] Nu/f 1/2評價空冷器的綜合性能，圖7為具有不同縱向渦發生器的雙向開縫翅片4排管空冷器的綜合性能Nu/f 1/2隨*小流通截面處Re變化的情況。由圖可知，空冷器的綜合性能隨著渦發生器高度的提高而提高，HVG分別為0.2Pf、0.4Pf、0.6Pf和0.8Pf縱向渦發生器的空冷器的綜合性能評價指標Nu/f 1/2分別增加了0.48%~0.49%、0.61%~1.03%、1.95%~2.09%和2.06%~2.56%。布置渦發生器的空冷器的綜合性能均優于原始結構，這表明布置半球突縱向渦發生器能夠以較小的阻力升高為代價實現空冷器空氣側傳熱性能的較大提高，是一種高效低阻的強化換熱方法。
圖7. 不同縱向渦發生器高度下的雙向開縫翅片管空冷器綜合性能
在分析對流換熱物理機制的基礎上，過增元等人 [15] 提出了場協同原理，指出降低速度矢量與溫度梯度方向的夾角可以使換熱強化。協同角θ的定義式如下：
θ
=
arccos
|
u
?
?
T
|
|
u
|
|
T
|
式中：u為速度矢量，T為溫度。
圖8為進口風速為2.1 m/s時，翅片中間截面(z = 1.9 mm)協同角分布的對比。由圖8(b)~(e)可見，安裝有渦流發生器的空冷器，渦發生器附近的協同角比較低。因此在渦發生器產生的縱向渦和導流的作用下，增強了空氣的擾動，使空冷器的傳熱性能提高，可以歸結為半球突渦發生器改善了空氣側的速度場與溫度場的協同性。
圖8. 翅片間中間截面空氣協同角分布
1) 在開縫翅片管空冷器上布置半球突渦發生器后能夠提升空冷器空氣側的傳熱性能和等壓降條件下的綜合性能。
2) 當渦發生器高度在0.2 Pf~0.8 Pf的范圍內時，空冷器的傳熱性能和等壓降條件下的綜合性能隨著渦發生器高度的增大而提高。
3) 在雙向開縫翅片管空冷器上布置半球突縱向渦發生器使經過的流體產生二次流并改善空冷器空氣側速度場與溫度場的協同性。
李 巖. 翅片結構對開縫翅片管空冷器性能的影響
Effects of Fin Structure on Heat Transfer and Resistance Characteristics of Super Slit Finned Tube Air Cooler[J]. 建模與仿真, 2021, 10(03): 639-648.
