横纹管脉冲流流动与换热数值分析
层流脉动流动对流换热数值分析
（ ｅ ｉ ｉ ｉｅＬｂｒｔ ｙｏ ｕｌ ｒ ａｅ ｎ ｉ ｌ ｉ ｅｈ ｏ ｇ ， ａｂｎＥ ｇ ｅｒ ｇＵ ｉ ｒ ｔ， ａｂｎ１０ ０ ， ｈｎ ） Ｋ ｙＤｓ ｐ ｎ ａ ｏ ｏ ｆ ｃ ａ ｆ ｙａｄＳ ａ ｏ Ｔ ｃｎｌ ｙ Ｈ ｉ ｎ ｉ ｅｉ ｎ ｅｓｙ Ｈ ｉ ５ ０ １ Ｃ ｉａ ｃｌ ａｒ Ｎ ｅ Ｓ ｔ ｍｕ ｔ ｎ ｏ ｒ ｎ ｎ ｖ ｉ ｒ
Ｎｕ ｅ ｉａ ｎ ｌ ｓｓ ｏ ｏ ｖ ｃ ｉ ｅ ｈ ａ ｒ ｎ ｆ ｒ ｃ ａ ａ ｔ ｒｓ ｉｓ ｍ ｒ ｃ ｌａ ａ ｙ ｉ ｎ ｃ ｎ ｅ ｔｖ ｅ ｔ ｔ ａ ｓｅ ｈ ｒ ｃ ｅ ｉｔｃ
ｉ ｕ ｓ ｔｎ ａ ｉ ａ ｏ ｎ ａ ｐ ｌａ ｉ ｇ ｌ ｍ ｎ ｒ ｆ ｗ ｌ
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一
Ｋｅ ｗｏｒ ｙ ｄｓ： ｕ ｓ ｔｎ ｏ ；ｌｍｉａ ｏ ｐ ｌａｉ ｇ ｆ ｗ ｌ ａ ｎ ｒｆ ｗ；ｖ ｌ ｃｔ ａ ｉｌｄ ｓｒｂ ｔｏ ｌ ｅｏ ｉｙ ｒ ｄ ａ ｉｔｉ ｕ ｉｎ；ｔｍｐ ｒ ｔ ｒ ａ ｉｌｄ ｓｒｂｕ ｉｎ ｅ ｅ ａｕ ｅ ｒ ｄ ａ ｉｔｉ ｔ ｏ
频率越 大速度脉 动幅值越小 ， 但环状效应越 明显 ； 温度脉动幅度 随脉动频率 、 普朗特数 增加 而减小 键词 ： 脉动流 ； 层流 ； 径向速度分布 ； 向温度分布 径
中 图 分 类 号 ：Ｌ ３ 文 献标 识 码 ： 文 章 编 号 ： ０ －０ ３ ２ １ ）７０ ９ －５ Ｔ ３ Ａ １ ６７４ （０ ０ －８０ ０ １ ０
第 ３ 第 ７期 ２卷
２ １ 年 ７月 ０１
哈
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滨
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程
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横流对冲击射流换热特性影响机理的数值研究
第26卷第1期2011年1月航空动力学报Journal of Aerospace PowerVol.26No.1Jan.2011文章编号:1000 8055(2011)01 0065 07横流对冲击射流换热特性影响机理的数值研究张传杰,孙纪宁,谭 屏(北京航空航天大学能源与动力工程学院航空发动机气动热力科技重点实验室,北京100191)摘 要:采用数值模拟的方法对冲击腔上游冲击产生的横流对下游冲击射流的影响进行了研究.结果表明, 随横流增大,射流冲击靶面平均努塞尔数呈现复杂的变化规律. 横流对冲击靶面平均努塞尔数的影响主要体现在两个方面:随横流雷诺数增大,冲击下游的拉伸涡对强度呈现先增大后减小的趋势,对换热的影响也是先增大后减小;横流使冲击射流偏移,导致高换热区域后移.!射流和横流对于换热强度的影响随着横流增大不断变化,造成冲击靶面复杂的换热规律.关 键 词:横流;冲击射流;马蹄涡;数值模拟;换热中图分类号:V231 1 文献标识码:A收稿日期:2009 11 27;修订日期:2010 04 21基金项目:中央高校基本科研业务费专项资金(YW F 10 02 043);∀凡舟#青年科研基金(20080402)作者简介:张传杰(1984-),女,山东济南人,硕士生,主要研究方向为航空发动机高温部件冷却技术.通讯作者:孙纪宁(1975-),男,辽宁辽阳人,讲师,博士,主要研究方向为航空发动机高温部件冷却及高超声速飞行器热防护.Numerical investigation on heat transfer mechanism ofimpingement jet with cross flowZHAN G Chuan jie,SU N Ji ning,T AN Ping(N ational Key Laboratory of Science and Technolog y o n Aero Engines,School of Jet Propulsion,Beijing U niv ersity o f Aer onautics and Astr onautics,Beijing 100191,China)Abstract:Num er ation analysis w as made to sim ulate the influence induced by upstream jet o n dow nstream jets in im ping ement chamber.T he results show s that,(1)A s the cross flow increases,the heat tr ansfer efficiency on the imping ed surface changes in a very compli cated w ay.(2)Cr oss flow influences the heat transfer of the imping ed surface mainly in tw o aspects:as the cro ss flow Reynolds number increases,the strength of str etched vortex pair dow nstream of the jet fir stly increases and then decreases,resulting in the same influence on the heat tr ansfer o f the target surface;the deviation of the impinging jet induced by cross flow makes the hig h heat transfer zone mov e backw ard.(3)As cross flow increases,the heat transfer efficiency induced by im pingement and cross flo w changes,making the heat tr ansfer o n the targ et surface more com plicated.Key words:cross flow ;impingement jet;horsesho e vortex;numerical sim ulation;heat tr ansfer航 空 动 力 学 报第26卷在现代高性能发动机中,冲击射流靶面的滞止点附近具有很高的局部传热系数,因此射流冲击被广泛应用于热端部件内部冷却,包括燃烧室、涡轮叶片前缘和中弦区等.对于带横流的冲击冷却,很多学者做过实验和数值研究[1 9],T aslim[1]对叶片前缘的横流冲击模型进行了较为详细的实验和数值研究,谭蕾等[2]针对燃烧室火焰筒内的横流冲击模型进行了数值研究.为探讨叶片中弦区横流对冲击射流换热特性的影响,张大林等[3]对有均匀横流的冲击换热特性进行了实验研究,重点关注孔排总体换热特性.但这些研究大多集中在多排孔射流,多排孔射流有这样的特点: 相邻孔排之间存在相互作用;上游孔排产生的横流会对下游孔排的冲击换热产生影响;!每个孔的流量分配不易控制.因此采用多排孔的冲击换热实验会得到冲击靶面综合的换热效果,由于实验的局限性,每个孔的射流流量及所受横流的流量不好控制,因此不能得到带横流的单孔附近的换热情况.Go ldstein和Bouchez等人[10 11]对带横流的单孔冲击做过实验研究,这些实验研究大多集中在燃烧室,冲击雷诺数在30000以上,冲击距也比较大(Z/D∃6).对带横流的单孔冲击的数值研究则相对较少,Sebastian等人[12]曾经做过这方面的研究,冲击雷诺数从33400到121300,横流雷诺数在40900以上,冲击距Z为6D和12D.对于叶片中弦区沿流向不同位置的冲击孔排影响换热的主要因素是冲击流量和横流流量,如果能够控制冲击流量和横流流量,那么用单排孔就可以模拟多排孔的情况.本文将叶片中弦区导管冲击模型简化为单排孔冲击模型,导管冲击的冲击距相对较短,本文采用冲击距Z=D,冲击雷诺数为6000,8000, 10000,12000四种情况,横流雷诺数从0到4800进行数值计算,并从流动角度对横流对冲击射流换热特性影响的机理进行了探讨.1 带横流的冲击冷却模型本文计算模型是一个带均匀横流的单排三孔冲击腔.如图1所示.横流从左侧入口进入冲击腔,从右侧出口排向大气.冲击射流从三个冲击孔进入冲击腔,冲击到靶面上,和横流一起流出右侧出口.其中中间冲击孔为主要研究对象,两侧冲击孔为辅助结构,可以为中间冲击孔提供近似对称边界条件.图1 计算模型图Fig.1 Computation model冲击孔直径为D j=D,沿展向孔间距S= 3 3D,冲击距Z=D.定义冲击靶面上三个不同区域分别为冲击区、冲击前区、冲击后区.三个区域的尺寸均为3 3D%3.3D,三个区域的相对位置如图1所示.本文模型采用六面体网格,二阶迎风格式进行空间离散.为了使计算更为精确,对冲击孔附近和换热靶面附近进行了局部加密,使冲击靶面的y plus在湍流模型要求的范围之内.本文首先对比了不同网格密度的计算结果,进行了网格无关解的分析.计算采用的节点数目分别为19万、27万、35万、41万.经验证得出,节点数为35万和41万时的计算结果相差已仅0.2%.综合考虑,最终计算选取了节点数为35万的网格进行计算.网格典型网格如图2所示.图2 计算模型的典型网格F ig.2 T ypical gr id of calculation model66第1期张传杰等:横流对冲击射流换热特性影响机理的数值研究冲击雷诺数、横流雷诺数的定义分别为Re j =u j D jj (1)Re c =u c Z c(2)式中u j 为冲击射流入口的速度;u c 为横流入口的速度.表面传热系数、努塞尔数、平均努塞尔数和无量纲温度的定义为h =q T w -T -(3)Nu =hD j (4)N u av =h av D j(5) =T -T c T j -T c(6)式中q 为热流密度,h av 为面积平均表面传热系数;T w 为壁面温度;T j 为冲击射流的入口温度;T c 为横流的入口温度;T -为横流和射流混合后的温度,公式如下:T -=m c T c +m j T jm c +m j(7)进口边界:射流孔入口无量纲温度 =1;横流入口无量纲温度 =0.出口边界:所有参数沿流向的一阶导数为零.壁面边界:冲击靶面无量纲温度 =0,其余壁面为无滑移绝热壁面.本文采用标准k !湍流模型,运用商业软件CFX 进行计算,壁面采用壁面函数处理,不断调整网格使冲击靶面的y plus 在湍流模型要求的范围内.2 结果分析2.1 冲击区分析图3是不同冲击雷诺数时,冲击区平均努塞尔数随横流雷诺数变化曲线.图中还对无横流时冲击雷诺数为5000的数值计算结果与Flors chuetz 等人[5]在1981年发表文献的实验结果进行对比,两者的差异在5%以内.从图3中可以看出,随着冲击雷诺数增大,平均努塞尔数不断增大.随横流雷诺数增大,平均努塞尔数呈现先增大后减小的趋势:当横流雷诺数较小时(如R e c <1700),平均努塞尔数随横流雷图3 冲击区平均努塞尔数随横流雷诺数变化曲线Fig.3 Dist ribution of av erag e Nusselt numberalong cr oss flo w Rey no lds number inimpingement zone诺数的增大而增大;当横流雷诺数较大时(如Re c >2000时),平均努塞尔数随横流雷诺数的增大而减小.图4(a)是Re c =0,R e j =8000时,冲击点附近的流线图.可以看到,当没有横流时,射流冲击壁面,会在冲击点周围形成明显的卷吸涡.在冲击射流自身形成的横流作用下,冲击点中下游的卷吸涡被拉伸,形成拉伸涡对.该拉伸涡对通过对流卷吸作用,可增强主流和冲击靶面贴壁流体的掺混,强化换热.当加入横流时(如Re c =220,Re j =8000),在冲击射流的作用下,冲击点前出现马蹄涡(如图4(b)图4 横流雷诺数较小时冲击点附近的流线图Fig.4 Streamline around imping ement po int atlo wer cross flow Reynolds number67航 空 动 力 学 报第26卷所示),且该马蹄涡的旋涡方向和冲击射流自身形成的卷吸涡拉伸涡对方向相同,对拉伸涡对起到增强作用.随拉伸涡对强度增大,冲击靶面的换热也将增强.当横流进一步增大(如Re c =1750,R e j =8000),从图5(a)可以看到,拉伸涡对变得细长,强度降低,其对换热的增强作用也迅速减弱.如再增大横流(如Re c =2620,Re j =8000),如图5(b)所示,拉伸涡对的强度不再有明显变化,其对换热的增强作用不再显现.图5 横流雷诺数较大时冲击点附近的流线图Fig.5 Streamline around imping ement point athigher cr oss f low Rey no lds number但从图6所示的冲击孔中心截面的速度矢量图中可以看出:当Re c =1750,Re j =8000时(如图6(a)),横流对冲击射流出现了一定的偏转作用.这将使冲击点后移,相应的高换热区域也随之后移.当Re c =2620,Re j =8000时(如图6(b)),冲击点后移更为严重,在冲击区域范围内,高换热区域所占比例越来越小,也将导致平均努塞尔数不断减小.图7为冲击点附近努塞尔数分布图,从图中可以明显看出随着横流的不断加大,冲击点附近的高换热区域不断后移.从上述讨论可知,横流通过两种作用对冲击靶面平均努塞尔数产生影响.一方面,横流和冲击射流相互作用产生的马蹄涡对冲击射流自身的拉图6 冲击孔中心截面的速度矢量图F ig.6 V elo city vector on centr al sect ion ofimping ement hole图7 冲击点附近努塞尔数分布图F ig.7 Distr ibution of N usselt numberar ound impingement point伸涡对产生增强作用,使换热增强,平均努塞尔数增大;当横流增大到一定程度,拉伸涡对强度降低,换热增幅减弱,对平均努塞尔数影响逐渐消失.另一方面,较大横流使冲击点后移,冲击区内的高换热区域所占比例减小,引起冲击区平均努塞尔数减小.68第1期张传杰等:横流对冲击射流换热特性影响机理的数值研究2.2 冲击前区分析图8是不同冲击雷诺数时,冲击前区平均努塞尔数随横流雷诺数变化曲线.从图8中可以看出,随着冲击雷诺数的加大,冲击前区的平均努塞尔数不断增大.随横流雷诺数增大,平均努塞尔数不断减小.从2.1节分析可知,随横流雷诺数增大,使冲击换热的高换热区域后移.相应的冲击射流在冲击前区的影响也随高换热区域后移而不断减小,冲击上游区域中的换热将由冲击主导逐渐过渡为横流主导.在本文研究范围内,横流流量增大引起的换热能力的增加远小于高换热区后移带来的冲击换热能力的减弱,这致使冲击前区的换热越来越差,平均努塞尔数不断下降.图8 冲击前区平均努塞尔数随横流雷诺数变化曲线Fig.8 Distr ibution of av erag e Nusselt numberw ith cross flo w R eynolds number infro nt impingement zo ne2.3 冲击后区分析图9是不同冲击雷诺数时,冲击后区平均努塞尔数随横流雷诺数变化曲线.从图9中可以看出,随着横流雷诺数的增大,冲击后区平均努塞尔数呈现双波峰的变化趋势,且随着冲击雷诺数的增大,曲线两个波峰及一个波谷均后移.当横流雷诺数比较小时(如Re c =220,Re j =8000),随着横流雷诺数的增大,拉伸涡对强度在马蹄涡的作用下增强(如图4(b)),这将引起冲击后区换热增强,平均努塞尔数增大,平均努塞尔数曲线开始进入第一次上升过程.当横流雷诺数增大到一定程度(如R e c =880,R e j =8000)后,拉伸涡对在横流作用下,强度图9 冲击后区平均努塞尔数随横流雷诺数变化曲线Fig.9 Dist ribution of av erag e Nusselt numberalong cr oss flo w Rey no lds number in behind impingement zo ne不再增强,并出现减弱趋势,强化换热能力降低,相应的平均努塞尔数减小,平均努塞尔数曲线达到第一波峰,并开始进入第一次下降过程.当横流雷诺数达到1310时(Re j =8000),从速度矢量图(如图10所示)看,冲击射流在横流作用下开始出现偏移趋势.再增大横流雷诺数,则冲击射流出现比较明显的偏移(Re c =1750,R e j =8000,如图6(a)所示),相应的冲击射流的高换热区域也将从冲击区逐渐进入到冲击后区,引起冲击后区平均努塞尔数增大,平均努塞尔数曲线在达到波谷谷底后,再次升高,进入第二次上升过程.图10 Re c =1310,Re j =8000的速度矢量图F ig.10 V elo city v ecto r at Re c =1310,Re j =8000当横流雷诺数达到3920时,冲击射流在横流作用下偏移强烈,其对壁面的冲击换热能力开始下降,平均努塞尔数曲线也达到了第二波峰.当进一步增大横流雷诺数(如Re c =4790,Re j =8000,如图11所示),冲击射流将无法直接冲击到壁面,难以形成高换热区域,则冲击后区的总体换热能力减弱,平均努塞尔数开始出现减小趋势,平均努塞尔数曲线进入第二次下降过程.69航 空 动 力 学 报第26卷图11 Re c =4790,Re j =8000的速度矢量图F ig.11 V elo city v ecto r at Re c =4790,Re j =8000对于不同冲击雷诺数,当冲击雷诺数增大时,其产生的卷吸涡拉伸涡对强度也较大,需要较高的横流雷诺数才能将其拉伸至足够弱,因此平均努塞尔数双波峰曲线的第一波峰随冲击雷诺数增大呈现后移趋势.如图12所示,当R e c =880时,Re j =8000的拉伸涡对的强度已经很弱,但是Re j =12000的拉伸涡对的强度还很强.图12 横流雷诺数相同,冲击雷诺数不同时冲击点附近流线图F ig.12 Str eam line aro und impingement po int at the same cro ss flow Reynolds numberand differ ent imping ementReynolds number s同样,冲击射流的惯性随冲击雷诺数增大而增大,需要较高的横流雷诺数才能使高冲击雷诺数的冲击射流产生相似的偏移量,因此,其曲线中的波谷和第二波峰也随冲击雷诺数增大呈现后移趋势.相同横流雷诺数时,Re j =8000的偏移量(如图6(b)所示)明显小于R e j =12000的偏移量(如图13所示).图13 Re c =2620,R e j =12000时速度矢量图F ig.13 V elocit y vecto r at Re c =2620,Re j =120003 结 论1)横流对射流冲击靶面平均努塞尔数的影响非常复杂:随横流雷诺数增大,在冲击区域,平均努塞尔数呈现先增大后减小的趋势;在冲击上游区域,平均努塞尔数不断减小;在冲击下游区域,平均努塞尔数呈现双波峰曲线形式.2)横流对冲击靶面平均努塞尔数的影响主要体现在两个方面:随横流雷诺数增大,冲击后区的拉伸涡对强度呈现先增大后减小的趋势,对换热的影响也是先增大后减小;横流使冲击射流发生偏移,导致高换热区域后移,直至冲击射流无法直接冲击壁面,换热降低.3)拉伸涡对和射流偏移两方面强度随着横流增大不断变化,是引起冲击靶面复杂的换热规律的主要原因.参考文献:[1] T aslim M E,Bethka D.Ex perim ental and num erical impingement h eat tran sfer in an airfoil leading edge coolin g chan nel w ith cross flow[J ].ASM E Journal of T urbomach inery,2009,131(1):011021(7pages ).[2] 谭蕾,张靖周,谭晓茗.非均匀横流作用下冲击射流冷却的数值研究[J].航空动力学报,2006,21(3):528 532.T AN Lei,ZHANG Jingz hou,T AN Xiaoming.Nu merical in vestigation of jet impingement cooling with non u niform crossflow [J ].Journal of Aerospace Pow er,2006,21(3):528 532.(in Chinese)[3] 张大林,常海萍,韩东.有初始横流的冲击壁面强化的换热特性实验研究[J].航空动力学报,1996,11(1):269 272.ZH ANG Dalin,CH ANG H aiping,H AN Dong.An experi mental study of h eat trans fer by jet impingement on r oug hened s urface w ith initial cros sflow [J ].J ou rnal of Aerospace Pow er,1996,11(1):269 272.(in Ch ines e)[4] Pamula G,E kkad S V,Acharya S.Influence of crossflowin du ced sw irl and imping ement on heat transfer in a tw o pass chan nel conn ected b y tw o row s of holes [J].ASM E J ou rnal of Turb om achinery,2001,123(2):281 287.70第1期张传杰等:横流对冲击射流换热特性影响机理的数值研究[5] Florschu etz L W,T ruman C R,M etz ger D E.S treamw iseflow and h eat transfer distributions for jet array im pingement w ith cr os sflow[J].ASM E Journal of Heat Transfer,1981,103(2):337 342.[6] Flors chuetz L W,M etzger D E,Su C C.H eat transfercharacteristics for jet array impingemen t w ith initial crossflow[J].ASM E Journal of H eat Transfer,1984,106(1):34 41.[7] M etzger D E,Florschuetz L W,Takeuchi D I,et al.H eattransfer characteristics for in line and staggered ar rays ofcircular jets w ith cross flow of spent air[J].ASM E J ou rnalof H eat Transfer,1979,101(3):526 531.[8] Katti V V,Prabhu S V.Influence of spanw ise pitch on local heat transfer for multiple jets w ith crossflow[J].Journal of Th ermophy sics and H eat T ransfer,2008,22(4):654 668.[9] Katti V V,Prab hu S V.Influence of streamw ise pitch onthe local heat transfer characteristics for in line arrays ofcircular jets with crossflow of spent air in on e direction[J].Heat M ass Trans fer,2009,45(9):1167 1184.[10] Golds tein R J,Behbahani A I.Impin gement of a circular jetw ith an d w ithout cross flow[J].In ternation al Jou rnal ofH eat and M ass T rans fer,1982,25(9):1377 1382.[11] Bouchez J P,Goldstein R J.Impingement cooling from acircular jet in a cros s flow[J].International Journal ofH eat and M ass T rans fer,1975,18(6):719 730.[12] S pring S,W eigand B,Krebs W,et al.CFD h eat transferpr edictions of a single circular jet impin ging w ith crossflow[C]&Proceedings of9th AIAA/ASM E Joint T herm ophy sics and H eat T rans fer Conference.San Francis co,CA,U SA:AIAA/ASM E,2006:1 11.71。
知识点：流体横掠单管时的换热计算PPT讲解
n 0.37
Prf Pr w
0.25
（1）
上式以圆管外径作为定型尺寸，而取流道最窄处的速度 最大值作为Re数中的w。 Pr ＞10时，其幂次取0.36。公式
知识点：流体横掠单管时的换热计算
流体横掠单管平均换热系数准则关联式
适用范围 0.7＜Pr＜500 Re=1～40 准则关联式
90o～80o 1.0
70o 0.97
60o 0.94
Re=103～2×105
Nu f 0.26Re f
0.6
Prf
0.325
Nu 0.23Re 0.6
0.25
Re=2×105～106
Nu f 0.076Re f
0.7
0.37 Prf Prf Pr w
0.4 0.37 Prf Nu f 0.75Re f Prf Pr w
表1
对空气或烟气的简化
0.25
Nu 0.66Re 0.4
0.25
Re=40～103
Nu f 0.51Re f
0.5
Prf
0.37
Prf Pr w
Nu 0.45Re 0.5
Nu 0.067Re 0.7
知识点：流体横掠单管时的换热计算
(1)的具体形式列于表1中。 如果流体对圆管的冲击角φ 不是900时，经实验证明，可 按冲击角φ 等于900计算α 值，然后再乘一修正系数ε φ ，该 值列于表2中。
冲击角修正系数 表2
45o 0.83 30o 0.70 15o 0.41
知识点：流体横掠单管时的换热计算
(参考资料)实验二 横管自然对流传热规律实验研究
个测温点，3#、4# 管有 4 个测温点， 室内空气温度 t 用数显温度计测量，加热电流和加
热电压直接从数显仪表上读取。
4．间隔 20 分钟再测一次，若两次数据误差小于 1%，则说明达到稳态，即不再测量。
用最后一次测的数据进行数据处理。若误差较大，可过 20 分钟再测一次。
5．测量完结束实验，但不要关闭电源，以备后面的同学进行实验。 6．测试数据记录表
Gr·Pr 数，把 4 组数据取对数绘在直角坐标纸上,得到以 lnNu 为纵坐标，以 ln(Gr·Pr)为横
坐标的一系列点，画一条直线，使大多数点落在这条直线上或周围，根据：
ln Nu ln C n ln(Gr Pr),这条直线的斜率即为 n，截距为 lnC。因此可以求出常数 C 和
n。
三、实验装置及测量仪表
A 一管表面积，m2； h 一自然对流传热系数,W/(m2·℃)；
根据相似理论，对于自然对流传热，努谢尔特数 Nu 是葛拉晓夫数 Gr、普朗特数 Pr 的
函数，可表示成：
Nu C(Gr Pr)n
其中 C、n 是通过实验所确定的常数。为了确定上述关系式的具体形式，根据所测的数 据，求出准则数：
1
Nu hd
实验二 横管自然对流传热规律实验研究
一、实验目的
1．了解空气沿横管表面自然对流传热规律的实验研究方法，巩固课堂上学过的传热学
知识。
2．测定横管的自然对流传热系数 h。
3．通过数据处理，整理出自然对流传热准则方程式。
二、实验原理
对横管进行电加热，热量应是以对流和辐射两种方式来散发的，所以对流换热量为总
热量与辐射热换量之差，即：
c r ,
c
hA(tw
t ) , r
波纹管管内层流流动和换热规律的实验研究及数值模拟
ｆ１１ Ｗｊｂｂ Ｒ Ｌ．Ｐｒｉｎｃｉｐｆｅｓ ｏｆ Ｅｎｈａｎｃｅｄ Ｈｃａｔ ＴｒＯｉｌｓｆｅｒ．Ｎｅｗ Ｙｏｒｋ：Ｊｏｈｎ Ｖ、｜ｑｌｆｅｙ＆Ｓｏｎｓ．Ｉｎｃ．１９９４
［２】Ｔａｏ Ｗ Ｑ Ｃｏｎｊｕｇａｔｅｄ Ｌａｍｉｎａｚ Ｆｏｒｃｅｄ Ｃｏｎｖｅｃｔｉｖｅ Ｈｅａｔ Ｔｒａｒｔｓｆｅｒ ｆｒｏｍ Ｉｎｔｅｒｎａｌｉｙ Ｆｉｎｎｅｄ Ｔｕｈｅｓ ＡＳＭＥ Ｊ Ｈｅａｔ Ｔｒａｎｓｆｅｒ，１９８７，１０９（３）：７９１ ７９５
ＩＮ ＣＯＲＲＵＧＡＴＥＤ ＴＵＢＥＳ
ＺＥＮＧ Ｍｉｎ ＳＨＩ Ｌｅｉ ＴＡＯ Ｗｅｎ—Ｑｕａｎ
（Ｓｔａｔｅ Ｋｅｙ Ｌａｂｏｒａｔｏｒｙ ｏｆＭｕｌｔｉｐｈａｓｅ Ｆｌｏｗ ｉｎ Ｐｏｗｅｒ Ｅｎ百ｎｃｃｒｉｎｇ，Ｘｉ＇ａｎ Ｊｉｍ，ｔｏｎｇ［ｈ２ｉｖｅｒｓｉ吼划ｋｎ ７１００４９、Ｃｈｉｎａ） Ａｂｓｔｒａｃｔ Ａｓ ａｎ ｅｆｆｅｃｔｉｖｅ ｃｏｎｆｉｇｕｒａｔｉｏｎ ｆｏｒ ｈｅａｔ ｔｒａｎｓｆｅｒ ｅｎｈａａ：ｌｃｅｒｎｅｎｔ．ｔｈｅ ｃｏｒｒｕｇａｔｅｄ ｔｕｂｅ ｉｓ ｗｉｄｅｌｙ ｅｍｐｌｏｙｅｄ ｉｎ ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ．Ｉｔ ｉｓ ｖｅｒｙ ｉｍｐｏｒｔａｎｔ ｔｏ ｓｔｕｄｙ ｔｈｅ ｆｌｏｗ ａｎｄ ｈｅａｔ ｔｒａｎｓｆｅｒ ｃｈａｒａｃｔｅｒｉｓｔｉｃｓ ｉｎ
坐标下求解波纹管内的流动和换热。嘲格系为同位
网格，采用ＳＩＭＰＬＦ，Ｃ来处理速度和压力的耦合问
题，对流项的离散格式为ＱＵＩＣＫ。计算时，计算区
间取１５个波节作为计算周期，相应的边界条件处理
如下：
入口条件：¨＝叫ｍ ｕ＝０，ｔ＝ｔ协；
（１）
出几条件：速度和温度均采用充分发展的边界 条件；
壁面条件：【ｌ！ｄ体壁面上的速度采用无滑移边界 条件，等热流的热边界条件采用附加源项法来处理；
横纹槽管管外强化传热数值模拟与场协同分析
中图分类号
近几年来 ， 着世界 经 济的快 速发展 ， 源紧 随 能 张的 问题也越 来 越 突 出 ， 何 采 取更 有 效 的节 能 如
维建 模 ， 以减少 计算 量 。
措 施 、 计更先 进 的换 热设 备 已成 为 国 内外 众 多 设
学 者研 究 的难题 。 横 纹槽管是 上 世纪 ７ ０年 代 中期 出现 的一 种
机 、计算 流体力 学 （ Ｆ Ｃ Ｄ） 和计 算传热 学 的迅速
发展 ，数值 模拟 已经成 为研 究流 体流 动和传 热 的
重要 方法 。
、 几 ｎ 厂一
文 献 ［ ，］ １２ 对横 纹槽 管 进 行 了 比较 深入 的研
究 ， 都从 比较 传 统 的换 热 原 理 角 度去 分 析 横 纹 但 槽 管换 热特性 。笔 者应用 Ｆ Ｕ Ｎ Ｌ Ｅ Ｔ软件对 横纹槽
管外 的换热特 性进 行模 拟 ， 出换热 系数 ， 得 并从 场
图 ２ 二 维模 型 及 边 界 条 件 设 置
１ ２ 网格 划分 及边界 条件 ．
采用 结构 化 网格 对所 建立 的几何 模 型计算 区 域进 行离 散 ， 虑边 界层 对传热 和 流动 的影响 ， 考 将
壁面 附近 网格 加 密 。利 用 有 限体 积 法 离 散方 程 ，
协同原 理的角 度分 析其强 化换 热机理 。
１ 模 拟计算 过程 １ １ 模型结 构 ． 横纹 槽 管 结 构 如 图 １所 示 ， 管 外 径 为 其
非耦合 的稳 态 隐式格 式 求解 。采 用标 准 ｋ８湍流 －
模 型计 算模 拟横 纹槽管 管外 湍流 时 的流动 和传热
１ｍ 槽 宽 为 ２ ６ ｍ， ｍｍ， 邻 槽 间 的 距 离 为 １ ｍｍ。 相 ０ 笔者 研究 的 是 横 纹 槽 管 管 外 流 体 流 动 和 传 热 问 题 ， 计算 区域 为 环形 空 间 。 由于 结 构具 有 轴 对 其
空气横掠管束时换热的实验研究
空气横掠管束时换热的实验研究能动建环08-01班吕林200826060118摘要流体横掠管束时的对流传热与横掠单管时不同，除管径影响传热系数外，管距、管排数和排列方式也影响对流传热系数。
由于相邻管子的影响，流体在管间的流动截面交叉地减少，流体在管间交替地加速和减速。
管距的大小影响流体流动截面的变化程度和流体加速与减速的程度。
在保持风速不变，功率改变时，随Ｐr w增加换热系数减少，管束排列方式对h的影响比较明显。
关键词：横掠光管叉排顺排换热系数Ｎu数Ｒe数一、实验原理在空气横掠管束时，从第二排起，后排管子都处于前排管子的尾流中。
在尾流涡旋的作用下，后排管子的对流传热系数h比前排高，也就是说，第二排管子受第一排尾部涡流的影响，h2＞h1；第三排管子受第二排尾部涡流影响，而且由于这种涡流经第一排和第二排管束的共同作用，扰动更强烈，所以h3＞h2。
同样＞h3…，但经过几h排管子以后扰动基本稳定，h z几乎不再变化。
管束排列方式对h的影响比较明显。
叉排时流体在管间交替收缩和扩张的弯曲流道中流动，顺牌时则流道相对平直。
无论是叉排还是顺排，第一排的管子具有流体流过单管时的流动特性和欢乐特征。
但从第二排开始，顺排每排管子正对来流的一面处于前排管子的漩涡区，所受的冲击变弱，流动方向较为稳定。
而叉排时，由于流动方向的不断改变，虽然流动阻力大，但混合较顺排为佳。
一般来说，叉排的平均换热系数要比顺排的时候大。
而当R e很大时，由于强烈的漩涡区的扰动，顺排管束的平均换热系数有可能超过叉排，而且在管间距较大时更为明显。
二、实验装置及测量系统1、电源开关2、仪表开关3、交流供电开关4、交流调压旋钮5、直流大功率电源6、差压表7、交流功率表8、电流表9、电压表10、十六路温度巡检仪11、四路温度巡检仪12、毕托管13、风道14、热电偶（测来流温）15、热电偶（测管壁温）16、管束试件（顺、叉排）17、交流0~220V（连续可调）供电电极18、变频器，实验台采用的排列方式和尺寸如图。
波纹管内流动与换热的数值模拟研究
关键词 ： 纹管 ； 波 湍流 强度 ； 热 ； 值 模 拟 换 数
中 图分 类号 ： Ｈ ３ Ｔ １
文献标识码 ： Ａ
文 章编 号 ：０ ６— ４４ ２ ｌ ）２一 ｏ １— ２ １０ ４ １ （ｏ １ ｏ ｏ ３ ０
Ｎｕｍ ｅ ｉａｌｓｍ ｕ ａ ｉ ｅ ｅ ｃ ｎ ｏ ａ ａ ｒ ｎ ｆ ｒ ｉ ｏｒ ｕｇ ｔ ｄ ｔ ｂｅ ｒｃ ｉ ｌ ｔｏｎ ｒ ｓ ａｒ ｈ ｏ ｆ ｗ ｎｄ ｈｅ ｔｔ ａ ｓｅ ｎ ｃ ｒ ａ ｅ ｕ ｓ ｌ
一
●
｜ ．
０． ８ ０２
－－
－ ０２ － ０２ ０． ４ － ０． ０ ． Ｏ１ ０． ６ － ０ｌ ｏ． ２ ０． ２ － ． ２ ＿ ． １ － ． １ ０６ ００２ ｏＯ８ ００４
） Ｗｔ ＇ ／
（）２管 １ 截面ｊ径向游漉强度 ｂ ＃ 、２ 晋
图４ 两管 ｌ２截 面描径 向湍流强度 、
ａ ｔ ｂ ｉｈ ｔ ｓｅ —ｔｐ ｎ ｅ ｔ ｆｅ ｔ ｆ ｐ ｏ ｅ ｔ ａ ｉ ｔ ｎ ｎ ｕ ｅ ｗ ｔ ｗｉ ｄ ｔ ａ ｅ ｉ ｓ ｒ ：ｅ ｃ ｓ ｏ ｒ ｐ ｒｙ ｖ ｒａ ｉ ｓ ａ ｄ ｏ
图， 可知入口处 已为充分发展湍流。对 Ｆ ｅｔ ｌ ｎ 计算数 ｕ 据进 行处 理后 ， 可得到 ＾ 数 之 间关 系 。 一 由图 ３可 知 ，襻 的传热效 果 优 于 １管 ， 是 由 ２管 ＃ 这 于 ２ 管 湍动 剧烈 所 致 ， 管 １ ２截 面 （ 截 面为波 纹 ＃ 两 、 １ 管喉 孔处截 面 ， 面位 于两 相 邻 喉孔 截 面 中间 ） ２截 的 湍流 强度 ， 图 ４所 示 。 如 取 数与 ｐ ｏ （ ，普 朗 特数 ） 正 比 ］ 回归 ｒ‘ Ｐ ， ・ 成 ，
知识点：流体横掠管束时的换热计算PPT讲解
0.25
0.6
Re=2×105 ～2×106
0.84 0.36 Prf Nuf 0.22Re f Prf Pr w
Nuf 0.019Re f
0.84
知识点：流体横掠管束时的换热计算
于修正系数的数值见表2。
排数修正系数数值
管排数
顺排 叉排
表2
8
0.96 0.96
知识点：流体横掠管束时的换热计算
流体受迫横掠管束的对流换热，除管径、流体的物性、 管子的排列方式外，还有管子间距，顺流流动方向的管排数 等都是影响管束换热的因素。根据流体横掠管束时的实验结 果，可整理成下列综合式
Prf Nu f C Re nf Prfm Pr w
0.25
S1 S z 2
（1）
上式中ε z为排数影响修正系数。 由实验给出上式的具体形式如表1所示。 需要说明的是在使用表1中的公式时，定型尺寸取圆管 的外直径；流体的速度取流道最窄处的速度；定性温度取流 体的平均温度；上表中的关联式的管排数均为大于20排，如 果管排数小于20，应该将上述关联式乘以一个修正系数。对
1
0.69 0.62Biblioteka 20.8 0.76
3
0.86 0.84
4
0.9 0.88
5
0.93 0.92
6
0.95 0.95
12
0.98 0.98
16
0.99 0.99
20
1.0 1.0
一般说来，在条件相同的情况下，叉排管束的对流换热 系数较顺排管束大，但叉排管束的流动阻力比顺排大。就单 位能耗所传递的热量而论，叉排不一定优于顺排。因此，在 设计管束换热器时，需经具体计算后才能确定管束排列形式。
T型三通管横向射流流动与传热实验研究
收稿日期:2001-03-25;修订日期:2001-05-15基金项目:国家自然科学基金资助项目(59995460-3)作者简介:王海军(1971-),男,辽宁北宁人,西安交通大学讲师.文章编号:1001-2060(2002)01-0014-04T 型三通管横向射流流动与传热实验研究王海军,陈听宽,罗毓珊,吴 梅(西安交通大学动力工程多相流国家重点实验室,陕西西安 710049)摘 要:对不同射流与主流流速比下T 型三通管中横向射流的流动与传热进行了实验研究,得到了流动的基本特性以及不同流速比下局部点的温度波动特性,测量了几个关键处的局部传热系数。
关键词:T 型三通管;横向射流;流动;传热;温度波动中图分类号:TK 124 文献标识码:A符号说明d -管直径/mm t -温度/℃v -流速/m ・s -1h -换热系数/W ・(m 2・℃)-1Nh -无量纲换热系数下角标i -射流p -主流f -流体w -壁面1 引言横向射流广泛的存在于工程实践以及自然界之中。
例如,废弃物排入水中,气体透平叶片的冷却,化学工业中两种流体的混合以及燃料注入燃烧室的过程等等。
由于实际工程的需要,人们针对这种流动形式进行了大量的实验研究及数值计算。
例如Andreopoulos [1～2]对于射流垂直入射至主流体中,射流与主流流速比为0125、015、1和2时的平均速度,紊动能及平均温度分布情况进行了研究。
Sherif 和Pletech [3]等人在水洞中对热水垂直向上注入冷流体中,流速比为1、4和7时的平均及波动温度进行了研究。
还有许多研究者进行了类似的研究。
大多数人研究的重点在于射流的轨迹以及射流在主流中的传播情况。
然而,在某些时候了解射流管,主流管以及两者相交处的近壁面流动和传热情况也是很重要的。
例如,锅炉及核电厂等动力设备中的三通管中入射流体与主流体具有一定的温差,导致构件承受热应力的作用。
而长期承受热应力有可能使构件发生疲劳破坏。
横掠圆管和非圆管对流换热的数值分析
横掠圆管和非圆管对流换热的数值分析
横掠圆管和非圆管对流换热是一类典型的立式管对流传热问题，通常都可以采用数值方法来求解，比如采用有限元法、微分格式等方法。
基于有限元法的数值分析常常有以下几个步骤：首先，需要确定计算区域的参数。
其次，需要确定边界条件，以及建立有限元参数，特别是非圆管中需要使用曲面单元来建模管道内壁。
然后，需要利用有限元法流体力学和传热分析模块，结合流体介质和热质传量模型，提取流体温度场、流速场和热流密度场分布，以及管壁温度场。
最后，计算有效传热系数等换热参数，并画出温度场、流速场和热流密度场在管道内的分布趋势，以把握管道传热特性。
应用有限元法来进行横掠圆管和非圆管对流换热的数值分析不仅可以有效的模拟管道中的温度场流速场和热流密度场的分布，而且也可以估算出管内的有效传热系数，并获得管道内部换热特性，从而研究不同管子形状对流换热信息。
空气横掠单管时换热的准则方程式
空气横掠单管时换热的准则方程式
换热的准则方程式主要是指对于空气流经单管时的换热过程，主要通过经验公式来描述。
其中最常用的是Nuusselt数的公式表示。
Nuusselt数（Nu）是一个无量纲数，用来描述流体流动的强度对传热的影响，特别是在流动有壁面上传热时。
对于空气在单管中的换热过程，需要考虑传热系数（h）和流体的动力粘度（ν），上管壁温度（Tw）和流体温度（T）之间的温差
（ΔT）。
Nuusselt数的计算公式通常为：
Nu = (h × D) / k
其中，D是管径，k是导热系数。
具体的Nuusselt数公式根据流动形式的不同而有所差异，主要包括：
1. 对于流动在水平管中，居里-昂塞尔特（Curlie-Angelbert）公式适用：
Nu = 0.023 × Re^0.8 × Pr^0.4
2. 对于流动在垂直下降管中，格鲁卡斯-科斯特（Groukas-Koumoutsos）公式适用：
Nu = 0.210 × Re^0.666 × Pr^0.333
其中，Re表示雷诺数，Pr表示普朗特数。
这些公式是通过实验数据的拟合得出的经验公式，仅适用于特定条件下的换热过程。
需要注意的是，这些公式仅给出了Nuusselt数的计算方法，具体的换热过程需要根据具体的工程条件和实际情况进行综合考虑和计算。
知识点：流体横掠单管时的换热特点PPT.
知识点：流体横掠单管时的换热特点
在实际工程中常遇到流体横向流过管束时的换热过程， 在空调机组中表面式换热器的加热或冷却过程，在锅炉的省 煤器以及烟气横向冲刷锅炉对流管束的换热过程，蒸汽横向 从管外流过壳管式换热器的管束等都属此类换热的实例。下 面先就流体横向流过单管时的对流换热进行分析，流体横向 流过管束时的对流换热在下个知识点单独进行分析。 横掠单管流动边界层的特 征如图 1所示。流体绕流圆管 时，圆管的后侧出现旋涡流动 由图上可以看出，流体流过圆 管面的前半周和后半周的情况 图1 流体横掠单管时 的流动情况 完全不同。在圆管的前半周，
知识点：流体横掠单管时的换热特点
流体以层流边界层的方式与圆 管接触。圆管迎着流体流动方 向的最前端，管切线与流体流 动方向的夹角（称为冲击角） φ =00处，流速为零,边界层的 厚度为零。沿管外壁面，随着 φ 角的增大，层流边界层逐渐 增厚，在角约等于φ =820处层 流边界层达最大值，流体开始 脱离管表面，此点就是绕流分 离点，分离点的位置，受边界 层内流体流态的改变而强烈影
知识点：流体横掠单管时的换热特点
原因是由于流体的导热系数比较 低，所有温度降都发生在边界层 内，而圆管前半周的层流边界层 厚度是逐渐增加的，故换热系数 就逐渐降低。在圆管的后半周层 流边界层消失，涡流逐渐增强， 故换热系数逐渐增大。 此外圆管周围的换热情况还 与Re有关。图3 中所示为不同Re 时α φ /α 随角φ 的变化曲线。当 Re ≤5时，圆管周围几乎全被层 流边界层包围管周围换热系数较
横纹管管壳式换热器设计计算方法简介
横纹管管壳式换热器设计计算方法简介江 楠1,张术宽1,俞惠敏2(1.华南理工大学工控系,广东广州 510641;2.茂名学院机械系,广东茂名 525000)) 摘 要:介绍了横纹管管壳式换热器的设计计算方法,并与光管换热器进行了比较,为工程设计提供了参考。
关键词:横纹管;换热器;设计计算中图分类号:T E965 文献标识码:B 文章编号:1006-8805(2002)01-0006-031 前言横纹管是20世纪70年代中期出现的一种高效换热器元件,可以在泵功率不增加的情况下,显著地强化管内单相流体的传热效果。
横纹管加工简单,用普通圆管作毛坯,经过简单的滚轧而成。
管子轧制前后管端外径不变(轧制后的内径比光管约小2mm ),从而可以保证在不改变管壳式换热器现有装配技术的前提下,改造成新型高效的横纹管换热器。
因此,在国内外化工、石油、动力等行业引起广泛的重视,并已在石油炼制、石油化工等装置中得到应用。
由于横纹管换热器仍处于研究阶段,尚未规范化和标准化,因此不少使用单位对横纹管的传热与阻力计算不熟悉,影响和阻碍了这种强化传热管的推广使用。
本文根据国内外的有关资料,介绍横纹管管壳式换热器的设计计算方法,并与光管换热器进行了比较,其结果可供工程参考。
2 横纹管的结构与强化传热原理横纹管是以普通光管为毛坯,经简单滚压在管外壁滚轧出与管子轴线垂直的凹槽,同时在管内壁形成一圈圈突起的环肋,其结构见图1。
横纹管的内外表面积比相同尺寸的光管约大15%～20%。
横纹管的强化传热机理为:当管内流体流经横向环肋时,管壁附近形成轴向涡流,增加了流体边界层的扰动,使边界层分离,从而使流体传热强化。
当涡流即将消失时,流体又流经下一个横向环肋,因此不断地产生轴向涡流,保持了连续稳定的强化作用。
此外,由于涡流主要在管内壁附近形成,对流体的主流影响很小,所以不会产生流体主体无谓的能量损耗,所以横纹管的流体阻力较相同节距和槽深的螺旋槽管要小的多〔1,2〕。
知识点：流体横掠管束时的换热特点PPT.
知识点：流体横掠管束时的换热特点
冲刷比较接近。由图1可以看出，叉排时流体在管间弯曲、交 替扩张和收缩的通道中流动要比顺排时在管间直通道中流动 时的扰动剧烈得多。因此换热过程叉排也比顺排强烈。
d S2 S2 S2 S2 d
S1
S1
1
2
3
4
5
1
2
3
4
5
（a）顺排
（b）叉排
图1 管束的排列方式及流体在管束间的流动
0
0
ห้องสมุดไป่ตู้
φ 90
0
φ 90 3-7
3-7 2 1
0.8 2 0.6 0.4 0.2 1
30
0
60
0
90
0
0 0 0 120 150 180 φ
0
0
30
0
60
0
90
0
0 0 0 120 150 180 φ
（a）顺排 图2 管束中各排换热情况
（b）叉排
知识点：流体横掠管束时的换热特点
图2表示出了顺排与叉排管束中的各管周围α φ /α 的变 化情况。图中曲线标号1、2、3-7等表示管排次序。第3排以 后各排的换热状况逐步趋于稳定。 从图中可以看出，顺排管束的第一排管，其局部换热系 数α φ 的变化与单管时的变化情况几乎一样。叉排也是如此 但变化来得更加突然。第二排及以后各排，曲线的形状发生 了变化(见图2中曲线2)，顺排时最大的α φ 位置约在500处， 而不像第一排那样在00处。这是因为前排管的阻挡，而使φ =00处没有受到直接冲刷的缘故。至于叉排的情况就不同了， 因为叉排中，各排管正面都受到冲刷，所以的变化都与单管 时近似，最大值出现在φ =00处，见图2（b）。 流体流过管束时，从第二排管起，以后各排管周围流体
传热综合实验——横管对流传热系数的测定
专业：姓名：学号：日期：Array地点：表1 竖管对流传热系数测定实验装置流程图符号说明表空气-水蒸气换热流程：来自蒸汽发生器的水蒸气进入套管换热器，与被风机抽进的空气进行换热交换，冷凝水经排出阀排入盛水装置。
空气由风机提供，流量通过变频器改变风机转速达到自动控制，空气经孔板流量计进入套管换热器内管，热交换后从风机出口排出。
注意：本实验中，普通和强化实验通过管路上的切换阀门进行切换。
三、实验内容和原理在工业生产过程中，大量情况下，采用间壁式换热方式进行换热。
所谓间壁式换热，就是冷、热两种流体之间有一固体壁面，两流体分别在固体壁面的两侧流动，两流体不直接接触，通过固体壁面（传热元件）进行热量交换。
本装置主要研究汽—气综合换热，包括普通管和加强管。
其中，水蒸汽和空气通过紫铜管间接换热，空气走紫铜管内，水蒸汽走紫铜管外，采用逆流换热。
所谓加强管，是在紫铜管内加了弹簧，增大了绝对粗糙度，进而增大了空气流动的湍流程度，使换热效果更明显。
1、 空气在传热管内对流传热系数的测定如图2所示，间壁式传热过程由热流体对固体壁面的对流传热，固体壁面的热传导和固体壁面对冷流体的对流传热所组成。
Tt图1间壁式传热过程示意图图2 间壁式传热过程示意图间壁式传热元件，在传热过程达到稳态后，有热流体与固体壁面的对数平均温差可由（2）式计算：固体壁面与冷流体的对数平均温差可由（3）式计算：热、冷流体间的对数平均温差可由（4）式计算：冷流体（空气）的质量流量可由（5）式计算：注意：空气在无纸记录仪上显示的体积流量，与空气流过孔板时的密度有关，考虑到实际过程中，空气的进口温度不是定值，为了处理上的方便，无纸记录仪上显示的体积流量是将孔板处的空气密度ρ0当作1kg/m3时的读数，因此，如果空气实际密度不等于该值，则空气的实际体积流量应按下式进行校正：当内管材料导热性能很好，即λ值很大，且管壁厚度较薄时，可认为同一截面处换热管二侧壁温近似相等，即TW2≈ tW1，TW1≈ tW2,在传热过程达到稳定后，由式（1）可得：即：一般情况下，直接测量固体壁面温度，尤其是管内壁温度，实验技术难度较大，因此，工程上也常采用通过测量相对较易测定的冷热流体温度来间接推算流体与固体壁面间的对流传热系数。
横掠单圆管流动与换热的热力学优化设计
横掠单圆管流动与换热的热力学优化设计
横掠单圆管流动与换热的热力学优化设计
应用热力学第一、第二定律,采用对管外流体温度进行加权平均的方法,对选定参数的横掠单圆管流动与换热进行了热力学优化分析.得到了管内,管外流体的温度分布图,系统的熵产率分布图,和一系列优化参数的计算式.
作者：蔡伟华徐国强陶智丁水汀作者单位：北京航空航天大学,动力系,北京,100083 刊名：航空动力学报 ISTIC EI PKU英文刊名：JOURNAL OF AEROSPACE POWER 年，卷(期)：2002 17(4) 分类号：V231.1 关键词：叉流换热器熵产分析优化设计。
水-乙二醇溶液在横向内肋圆管内强化传热和流动的数值分析
（7）
θ (0, r ) = θ ( p, r )
对于周期性的流动，压力分为两个部分如下式，
（8）
P( x, r ) = − ∆P( x / p) + Pl ( x, r )
（9）
等式右边第一项所涉及的是总流量，第二项所涉及的是局部流动特性，同时这两项必 须满足周期性的条件，用公式表示为，
水-乙二醇溶液在横向内肋圆管内强化传热和流动的数值分析
马军 1，赵红霞 1，韩吉田 1
（山东大学能源与动力工程学院，山东 济南 250061） 摘要：利用二维轴对称模型对在横向内肋圆管内流动的具有较大 Pr 的水-乙二醇溶液的强化传热和流动特 性进行了数值分析。 在表面等温的条件下， 利用 Fluent6.2 研究水-乙二醇溶液在圆管某段周期性流动的特性， 并且计算得到平均摩擦系数和传热系数。研究了不同的肋片高度 e 和节距 p 对强化传热的影响，结果发现 与具有小 Pr 的空气和水不同，水-乙二醇溶液没有像空气那样存在确定的 e/d 临界值，管内摩擦系数和肋高 直径比 e/d、肋高节距比 p/d 以及 Re 的值可以利用一个等式进行关联。而且不能利用计算空气的努塞尔数 时所采用的公式来确定其与 Re, e/d 和 p/d 的关系。 关键词：强化传热；水乙醇溶液；横向肋片；摩擦系数；努塞尔数
Numerical Study of Enhanced Heat Transfer and Flow of Water-glycol Mixture in Transversely Ribbed Circular Tubes
MA Jun1 ,ZHAO Hongxia1 ,HAN Jitian1
（1 School of Power and Energy, Shandong University, Jinan250061，Shandong，china）
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等 丢（Ｕ） Ｔ ＋ ￣ ｉ一 Ｏ） Ｏ Ｔ （ Ｃ ｐ
（ ３ ）
脉 冲流动 对对 流 传 热 的影 响 目前 还 没 有 一 致
结 论 ： ） 接 成 、 ｍａ ｒ Ｃ ａｔｐ ｄ ｙ ｙ等 认 为 １俞 Ｈｉ ｄｉ ｈ ｔｏ ａ ｈ ａ
脉 冲流 动对 传 热 过 程 没 有 影 响＿ ］ ２ Ｍａ ｋｅ ５ ； ） ｅ ｌｙＭ
＋ ｐ 砉（ ）ａ ｃ 矗ｃ￣一 一ｐ ２ ｕ， ｕ ｋ
能 量 方 程
速度 分 布存 在 速 度 环 效 应 ， 最 大 速 度 不 在 管 中 即
心 ， 在 靠 近 壁 面 处 ， ｈｄ 获 得 了 圆 管 内 脉 冲 流 而 Ｕｃ ｉａ 动速 度分 布 的解 析解 ， 明 了这一 现象 ｌ ］ 证 ３．
ｍｍ ， 包 含 １ ５个 横 纹 ， 端 分 别 有 Ｚ 一 ３ 共 ４ 两 ０ ｍｍ 和 ｚ一 ３ 。 ６ｍｍ 的 直 管 段 ． 算 时 做 如 下 假 设 ： ） 计 １ 流 动 与 换 热 在 管 内 充 分 发 展 ； ） 略 体 积 力 和 粘 性 ２忽 耗 散 ． 动与换 热 控制 方程 的 张量形 式 为口 ： 流 质 量 守 恒 方 程
第３ ３卷 第 ５ 期
２１ ０ １年 Ｏ ５月
武
汉
Ｊ ．
工
程
大
学
学
报
Ｖ ０１３３ Ｎ ｏ． ． ５
Ｍ ａ ２０１ ｙ １
Ｗ ｕ ａ Ｉｓ． ｈｎ ｎｔ
Ｔｅ ｈ ｃ．
文章 编 号 ：６ ４—２ ６ （ ０ １ ０ —０ ８ —０ １７ ８９２１）５ ０９ ５
横 纹 管 脉 冲 流 流 动 与 换 热 数 值 分 析
中图 分 类 号 ： ＴＫ１ ２ ４ ７ ． 文献标识码 ： Ａ ｄ ｉ１ ． ９ ９ ｊ ｉｓ ． ６ ４ ２ ６ ． ０ １ ０ ． ２ ｏ ： ０ ３ ６ ／．ｓ ｎ １ ７ — ８ ９ ２ １ ． ５ ０ ３
Ｏ 引 言
横纹 管是 ２ Ｏ世 纪 ７ Ｏ年 代 中 期 出 现 的 一 种 高
过层 流底层 而 进人 流体 主 体ｌ ］ 】． ～ 脉 冲 流 动 是 指 在 一 定 的 速 度 基 础 上 叠 加 一 正 动 量 方 程
去（ 一 ）ｏ
（ １ ）
（ ） 余 弦变 化 的速 度 的流动 ． ｃ ａ ｄｏ Ｒｉ ｒｓ ｎ和 Ｔｙｅ 通 ｈ ｌｒ
过 实 布 ， 现 发
冲 流 对 管 内单 相 流 流 动 和 换 热 的 影 响 ．
用 Ｇａ ｉ 进 行 网格 划 分 ， 横 纹 管 简 化 成 二 ｍｂｔ 将
Ｆｉ．１ Ｓｃ ｍ ａ ｉ ａｎ ｖ ｓ ｕｂ ｇ ｈｅ ｔｃ ｏｆＴｒ ｓ ｅｒ ｅＴ ｅ
２ 数 值 计 算
维 模 型 ， 对 其 进 行 全 尺 寸 模 拟 ， 格 单 元 类 型 为 并 网
引 起 出 口压 力 正 （ ） 波 动 ， 动 幅 度 随 脉 冲流 振 幅 、 率 的 增 大 而 增 大 ； 冲 流 动 能 够 使 流 体 在 低 速 和 低 振 余 弦 波 频 脉 动 雷 诺 数 下 产 生漩 涡 ， 周 期 性 生 成 、 移 和 脱 落 ； 于 漩 涡 的作 用 ， 强 了流 体 的径 向 扰 动 和 相 对 扰 动 ， 大 并 迁 由 增 增
基 金 项 目 ： 家 自然 科 学 基 金 （ ｏ ５ ９ ６ ８ ） 国 Ｎ ． ０ ７ ０ ０
作 者 简 介 ： 纬 （ ９ ７一 ， ， 北 公 安 人 ， 士 研 究 生 ． 究 方 向 ： 化 传 热 技 术 ． 林 １ ８ ）男 湖 硕 研 强
效换 热元 件． ｌ ｉ 贾 檀 等 对横 纹 管 的传 热 Ｋａｉ ｎＥ Ｋ、 ｎ
与 流 体 力 学 特 性 进 行 了 研 究 ， 究 表 明 横 纹 管 对 研 流 体 的 扰 动 效 果 优 于 光 管 ， 且 管 内 流 体 流 动 会 而
引起 层流 底 层 处 流 体 的 径 向脉 冲 ， 利 于热 量 通 有
１ 物 理 模 型 和 控 制 方 程
横 纹管 的物 理模 型如 图 １ 其 总长 度 Ｌ一１８ ０ ， ０
收 稿 日 期 ： ０ ０—１ ２１ ２—２ ８
结 构 化 四 边 形 网 格 ． 格 化 分 时 ， 虑 到 边 界 对 流 网 考 动 和 传 热 的 影 响 ， 时 为 了 便 于 捕 捉 漩 涡 的 生 成 同
Ｒ、 ｏ ｉ Ａ Ｅ 等 认 为 脉 冲 流 能 强 化 传 热 Ｚ ｈｒ ；） ３
图 １ 横 纹 管 尺 寸 图
Ｈｉ ｄ ｉ ｈ ｔｏ ａ ｈ ａ 、 ｌｅ ａＥ Ｐ等认 为脉 冲 ｍａ ｒ Ｃ ａｔｐ ｄ ｙ ｙ Ｖａｕ ｖ
流 弱 化 或 强 化 传 热 取 决 于 脉 冲 传 热 对 应 的 边 界 条 件 和 脉 冲 流 参 数 ［ ］ ６ ． ’ 本 研 究 应 用 Ｆｕ ｎ 软 件 对 等 壁 温 条 件 下 ， ｌｅ ｔ 横 纹 管 内脉 冲 流 进 行 数 值 模 拟 ， 究 层 流 条 件 下 ， 研 脉
了横 纹 管 内壁 切 应 力 ， 引起 壁 面 切 应 力 的周 期 性 变 化 ， 薄边 界 层 ， 强 流体 质 量 、 减 增 能量 输 运 ； 着 脉 冲 流 振 幅 随
的增加 ， 化传热系数最高 可以达到 １９． 强 ．７ 关 键 词 ： 纹 管 ； 冲 流 ； 热 ； 动 横 脉 换 流
林 纬， 喻九阳 ， 艳阳， 倩 吴 刘
（ 汉 工程 大 学机 电 工 程 学 院 ， 北 武 汉 ４ ０ ７ ） 武 湖 ３ ０ ４
摘 要 ： 过 数 值 模 拟 计 算 ， 究 低 振 动 雷 诺 数 下 横 纹 管 内 脉 冲 流 流 动 和 换 热 ． 值 计 算 结 果 表 明 ： 冲 流 动 通 研 数 脉