不同位置射流强化螺旋通道传热性能分析

李雅侠，韩泽民，王凯，张平，张丽，张静，2

（1 沈阳化工大学机械与动力工程学院，辽宁 沈阳 110142；
2 天津大学化工学院，天津 330350）

在能源紧张的当前，强化传热技术一直备受关注，按照是否需要消耗外界能量，强化传热技术主要分为主动式和被动式[1]。射流强化传热属于一种主动式强化技术，与被动式强化传热方式相比，射流强化具有效率高、便于实施和控制的优点，目前射流强化传热已被广泛应用于化工、食品、燃气轮机以及电子元件冷却等工业过程中。研究结果表明，射流的冲击作用具有较高的局域强化传热传质效果，大量文献报道了直接利用射流冲击作用实现强化传热的研究[2−3]。当射流空间受固体壁面限制且环境流体流动方向与射流成一定角度时，称为受限横流射流[4]。横流射流研究一直受到学者们的关注，研究结果表明，在设备或管道中实施射流，可以产生附加的纵向涡旋，从而改善流场特性以实现设备或管道一定流动范围内的强化传热。Angeles[5]采用数值模拟方法分析了横流射流中涡旋的演变以及横流速度对涡旋结构的影响。周冬等[6]采用射流强化了直通道的换热，结果表明，射流产生的涡旋能够在射流后一定区域内实现流体的对流换热强化。Wegner等[7]研究了三种不同入射角度下的射流与横流的混合过程，结果表明，涡旋结构、大小和位置均受射流角度的影响。李国能等[8]的实验结果表明，横流射流即使不是直接冲击传热面，也能够实现较大幅度的换热增强。钟华栋等[9]采用实验研究了横向射流对加热平板传热特性的影响，讨论了横向射流强化传热的物理机理。Luis等[10]认为射流生成的反向涡旋是射流区壁面传热增强的主要原因。Yadav 等[11]实验研究了涡旋结构对射流近区流场的影响，结果表明，通过射流产生两个纵向涡旋能有效破坏边界层，在一定区域内强化了对流传热。李淇淇等[12]通过实验和数值模拟方法研究了射流和横流不同流速比以及射流口的位置对涡旋产生的影响，确定了涡旋生成的最佳参量。通过文献分析可以发现，已有的横流射流流动及强化传热特性的研究主要集中在直管道或者横流为直线运动的流动中，而对曲线通道或者横流为曲线流动的相关射流研究则较少见到。

螺旋通道属于曲线通道，是一种工程实际中常见的强化传热传质装置。一直以来螺旋通道内流体流动及强化传热研究是国内外的研究热点之一[13]。在本文作者课题组[14]的前期研究工作中，基于对单一螺旋通道强化传热研究，提出在螺旋通道外表面安装射流涡发生器以实现进一步强化传热，研究了射流对矩形截面螺旋通道内流体换热的强化，指出射流的冲击和诱导作用改善了原有的离心二次涡旋结构，实现了换热强化，并基于“场协同原理”揭示了强化传热机理。进而采用数值模拟方法考察了矩形截面形状对射流强化螺旋通道传热的影响，指出随着截面高宽比的增大，纵向涡旋强度增大，射流强化传热效果增强[15]。通过在圆形螺旋通道外侧壁面加入射流强化了圆形截面螺旋通道内流体的换热，分析了螺旋通道内复合涡旋的演变规律，并数值研究了射流参数对换热系数和流动阻力的影响[16]。前期研究结果表明，尽管射流强化传热技术会增加设备的复杂性并需要消耗一定的外界功耗，但却能够高效地强化螺旋盘管式换热器或螺旋管式冷却装置的传热性能，并且射流便于实施和控制，因此具有较好的应用前景。本研究基于前期研究工作基础，为了进一步减小射流强化传热时引起的外界总功耗，提出将射流位置安装在圆形截面螺旋通道的内侧壁面。采用实验和数值模拟方法对比分析了内侧和外侧壁面分别实施的射流对螺旋通道的强化传热效果。同时通过文献总结可以发现，在已有的利用横流射流强化传热研究中，评价射流的综合强化传热效果时，几乎都没有考虑射流带来的外界功耗的影响。而实际上，射流流体速度越大，需要消耗的外界功耗就越大，因此为了更合理地评价主动式射流技术对螺旋通道的综合强化传热效果，本文提出以热功系数比（hpc）为新的评价指标进行评价。本文的研究属于曲线通道中的横流射流问题，研究结果既可以丰富射流理论，同时也可为螺旋通道强化传热技术的创新提供理论依据。

1.1 实验装置及流程

对外侧壁面加入射流的螺旋通道内流体流动阻力与传热特性进行了实验研究，实验装置及流程如图1(a)和(b)所示，主要由恒温水浴、储水槽、冷却水箱、实验件、泵、流量计、压差计、阀门以及连接管道组成。实验件为带有射流管的圆形截面螺旋通道，其材质为紫铜，放在80℃的恒温水浴内。螺旋通道的圈数为3.5 圈，其中螺旋半径为150mm，螺距为40mm，螺旋管外径为22mm，壁厚为1.2mm。射流管为外径12mm、壁厚1.0mm、长度l=60mm的圆形直管，焊接安装在螺旋通道外侧壁面，并与壁面法线成60°夹角。

图1 实验系统流程图

实验装置中主要有两个回路，即螺旋通道的主流回路及射流水回路。实验过程中，主回路的水由泵从储水槽泵入螺旋通道内，由下入口进入，上出口流出。当螺旋通道内主流回路的流动稳定后，开启射流回路的流量调节阀，射流回路的水由水泵经过射流管射入螺旋管主流。通过主流调节阀和射流调节阀可分别改变两个回路的流量，两个回路分别装有流量计用来测量所通过的流量。螺旋通道主流流体的进出口压差采用压差计测量。实验中共布置四个测温点，见图1(b)、(c)，分别用于测量主流进口温度（T1）、射流管后10°位置截面处流体温度（T2）、射流管后20°位置截面处流体温度（T3）以及主流出口流体温度（T4）。

1.2 实验不确定度分析

实验系统中所采用的涡轮流量计精度为±0.5%，压差计的精度为2.5 级。实验过程中为了确保主流流量稳定，设置了压力调节旁路。实验过程中，在通道内流动稳定后开始数据采集，并采用多次重复测量的方法以减小实验误差。

2.1 物理模型

安装射流管的圆形截面螺旋通道的物理模型如图2 所示，螺旋通道的圈数为3.5 圈，螺旋半径为Rc，螺距为P，圆形管道内径为d。射流管是内径为dj、长度为l的圆形直管。以一定的入射角度α分别安装于螺旋通道的内侧和外侧壁面，见图3。定义射流质量流量Qjm与主流质量流量Qm之比为εjm=Qjm/Qm。本研究中螺旋通道及射流管几何尺寸保持不变，螺旋通道内流体的主流流量（Qm=0.16kg/s）恒定，研究过程中主要考察射流参数α和εjm的影响，相关结构参数及变量取值范围见表1。

图2 带有射流管的螺旋通道的物理模型

图3 射流管的布置图

表1 数值模拟中参数及取值范围

2.2 数值模拟方法

采用CFD 软件Fluent16.2，基于Realizableκ−ε湍流模型[17]对安装射流管的螺旋通道内流体流动与换热特性进行数值模拟。其中压力速度耦合使用SIMPLEC 算法。连续性方程、动量方程和能量方程以二阶迎风方式求解。以不可压缩流体水为工作介质，螺旋通道主流和射流管入口边界条件均设定为质量流量入口，主流流体入口温度和射流流体入口温度均设定为Tin=Tinj=293K，出口设定为压力出口，壁面设定为恒壁温的边界条件，壁面温度Tw=353K。在数值模拟计算过程中，先获得单一螺旋通道内稳定的流场和温度场后，再加入射流流体进行计算，直到得到新的稳定流场和温度场。在模拟计算过程中，连续性方程的收敛残差设定为10−4，其他方程的收敛残差设定为10−6。

采用混合网格分块划分计算域，对射流入口附近螺旋通道网格采用四面体网格，其余部分采用六面体网格。计算过程中对射流影响显著的螺旋通道主体部分采用速度自适应加密网格。采用4套网格对α=60°、εjm=1.5的工况进行数值模拟，网格数量分别约为221万、270万、320万和395万，网格独立性分析结果表明，数量为约320万的网格可以满足计算精度要求。

3.1 实验结果与数值模拟结果的对比

为了验证数值模拟结果的准确性，将在外侧壁面实施射流的螺旋通道内流体流动和换热的数值模拟结果与实验结果进行了对比。图4给出了不同射流质量流量比εjm值下，螺旋通道主流进、出口总压降Δp值的对比曲线。从图中可以看出，Δp值的数值模拟值和实验值有相同的变化趋势，即随着射流速比的增加，Δp值逐渐增大。计算结果表明，Δp的数值模拟结果与实验值的相对偏差的绝对值在3.6%～4.9%之间，说明数值模拟结果与实验结果吻合较好。图5 给出了射流后10°位置(测温点T2)、后20°位置（测温点T3）以及主流出口处流体温度（测温点T4）随εjm值的变化曲线。从图中可以看出，三个位置处温度值的数值模拟结果与实验测量值吻合较好。计算结果表明，三个位置处温度的相对偏差绝对值的最大值分别为5.1%、4.8%和5.6%。说明本文采用的数值模拟方法是可靠的。从图中可以看出，同一εjm值下，螺旋通道主流出口温度T4高于T2和T3处流体温度，而T3位置的流体温度却低于T2位置的流体温度，尽管沿主流流动方向T3位置略微靠后。这是由于射流流体的温度低于入射处螺旋通道内主流流体温度，射流倾斜入射进入螺旋通道与主流流体混合后降低了主流流体温度。

图4 Δp的实验值和数值模拟结果对比曲线

图5 测温点T2、T3和T4的实验与数值模拟结果对比

3.2 流场和温度场特性

基于数值模拟结果，图6给出了在螺旋通道内侧和外侧壁面分别加入射流后，沿流动方向不同位置横截面内流体平均温度Tm、平均压强pm和平均湍流强度Im的变化曲线。其中β=0°位置为射流管的安装位置，β>0°表示射流管后的横截面位置，β<0°表示射流管前的横截面位置。从图中可以看出，不论是内侧壁面加入的射流还是外侧壁面加入的射流，较低温度的射流流体与主流流体混合后降低了混合后流体的平均温度Tm，在β=20°附近时Tm达到最低值，而后沿流动方向流体与壁面进行热量交换使Tm值逐渐增加。

已有研究结果表明，在受限横流射流中，截面平均压强与温度的变化趋势相反[18]。从图6中可以看出，在螺旋通道加入射流后，沿流动方向截面平均压强pm先降低而后迅速升高，在β=20°附近位置时达到最大值，而后随着流动的发展，由于流动阻力损失的存在，pm值逐渐降低。这是由于射流刚进入螺旋通道时，对主流流体的冲击作用使得射流入口处压强迅速降低，而后由于射流流体与主流流体的相互作用，将一部分射流流体的动能转化为主流流体压强能，所以压强pm逐渐增大；
当射流流体速度降低至最小时，压强pm达到最大值。从图中还可以看出，εjm值越大，Tm的最低值越小，而pm的最高值越大。

图6 沿主流方向温度、压强和湍流强度的变化（α=60°）

从图6中流体平均湍流强度Im的变化曲线可以看出，射流流体加入螺旋通道后，其冲击和扰动作用明显增强了一定范围内主流流体的湍流强度。对比温度变化曲线可以看出，射流加入螺旋通道后，在曲线横流的作用下，温度场的扩散明显快于速度场扩散，这与直通道中的横流射流流动是相似的[19]。为了便于评价和分析射流的强化传热效果，依据Im的变化将实施射流后的螺旋通道流场分为三个区域，即射流前区、射流影响区和射流远区。射流前区为没有受射流影响的单一螺旋通道的流动区域，而射流远区则相当于增加射流流量后的单一螺旋通道内流动与换热区域，射流影响区即为射流在螺旋通道内发挥强化传热作用的主要区域。区域划分时，射流影响区与射流前区、射流远区的相邻截面Im值相对偏差小于0.1%。从图6中可以看出，射流影响区的长度随着εjm值变化而变化，εjm值越大，射流影响区越长。分析结果表明，当εjm=1.5 时，射流影响区β的大致范围为−10°～100°；
而εjm=0.5时，β的大致范围为−3°～90°。通过对比湍流强度Im的变化曲线还可以发现，内侧壁面实施的射流引起流体湍流强度的增强明显高于外侧壁面实施的射流。这主要是由于湍流强度的定义为脉动速度的均方根与平均速度的比值，对于有旋流的管内流动，切向速度的脉动分量是湍流强度的主要分量[20]。图7中给出了螺旋通道不同位置横截面内的量纲为1切向速度（vθ/vm）分布云图，可以看出相同εjm值下，与外侧壁面实施的射流相比，内侧壁面射流的影响区内，相同位置横截面内vθ/vm的平均值更大，因此相应的Im值较大。计算结果表明，此时在螺旋通道内侧和外侧壁面分别加入射流后，射流影响区内流体的Im较射流前区和远区的相应值最高分别增加了257%和245%。

为了对比分析两种位置射流下螺旋通道内二次流场的演变规律，图7还给出了不同位置横截面内的二次流线图。图中β=−30°和β=360°位置的流动由于不受射流影响，其二次流结构为离心力作用下的旋转方向相反的一对纵向涡旋，且涡旋中心靠近截面的上下壁面，这不利于主流流体与壁面处流体的混合。加入射流后，横截面内的二次流场得到明显改善，在外侧壁面加入射流的初始阶段，射流的冲击作用抑制了通道内原有的纵向涡旋，产生了一对与之旋转方向相反的纵向涡旋，而后随着流动发展，射流影响逐渐减弱，二次流场逐渐演变为原有结构[16]；
而在内侧壁面加入射流后，纵向涡旋的旋转方向没有改变，但射流的冲击和卷吸作用明显增大了涡旋强度和范围。

3.3 强化传热特性

为了考察射流作用对螺旋通道内流体对流换热的强化效果，定义局部努塞尔数Nulocal，见式(1)。

式中，qlocal为壁面局部热流密度，W/m2；
Tw为壁面温度，K；
Tm为流体截面平均温度，K；
λ为流体的热导率，W/(m·K)。

图8(a)和(b)给出了不同εjm值下，内侧和外侧壁面分别实施射流时，Nulocal值在壁面圆周方向上分布曲线的对比。横坐标γ=0°与360°的位置相同，均为螺旋通道横截面的最外侧壁面点，γ=180°位置为截面最内侧的壁面点。图中β=−30°和β=360°的截面位置分别处于射流前区和远区，而β=10°、20°和30°为射流影响区截面位置。射流前区和远区内相当于单一螺旋通道内流体换热，从图8(a)中可以看出，横截面上外侧壁面附近Nulocal值明显高于内侧壁面（γ=180°）附近的相应值[21]，这主要是受二次流结构影响的结果。从图7中可以看出，此区域内横截面上的纵向涡旋直接冲击外侧壁面，因此有利于减薄换热边界层，提高此处换热效果。相同εjm值下，射流远区的Nulocal值均高于射流前区的相应值，这主要是由于增加了射流流量的缘故。对比两种位置射流远区的Nulocal值可以发现，内侧壁面加入射流时Nulocal值略高，说明其强化传热效果更好。在射流影响区内，外侧壁面实施的射流显著提高了内侧壁面（γ=180°）附近流体的换热能力，但略微降低了外侧壁面附近流体的换热能力；
内侧壁面实施的射流使整个壁面上的Nulocal值均有所提高，且外侧壁面附近的增加幅度更为显著。对比流场分布图可以看出，外侧壁面加入射流时二次流直接冲击内侧壁面，增大了内侧壁面附近流体的速度梯度，因此有利于强化此处流体换热；
而内侧壁面加入的射流不但明显增加了外侧壁面附近流体的速度梯度，同时也使内侧壁面附近流体的速度梯度得到增加，因此提高了整体换热。计算结果表明，与射流前区和远区相比，外侧壁面加入射流后，周向相应位置的Nulocal值最高分别提高了165%和83%，而内侧壁面加入射流后的提高值分别为217%和118%。从图8(b)还可以看出，β=20°位置的Nulocal值略高于β=10°和30°位置的相应值，这是由于此处流体湍动能力最强的缘故，见图6。对比图8(a)和(b)还可以看出，εjm值越大，射流的强化传热效果越显著，特别是对于内侧壁面实施的射流，当εjm=1.5时射流影响区的内侧壁面（γ=180°）处Nulocal值会明显提高。结合流场分布特征可以发现，高εjm值下，内侧壁面附近处流体的量纲为1速度梯度明显增大，并且横截面内的二次流对内侧壁面的影响更显著，因此强化传热效果得到增强。

图7 不同位置横截面内量纲为1切向速度云图和二次流线图（各截面左侧为内侧壁面）

图8 Nulocal沿圆周壁面的分布曲线( α=60°)

为了分析射流对螺旋通道内流体对流换热的整体增强效果，图9和图10分别给出了不同α值和εjm值下螺旋通道内三个区域的壁面平均换热努塞尔数Num的变化曲线。计算不同工况下射流影响区的Num值时，应先确定影响区长度进而计算；
而对于射流前区和远区的Num值则是分别基于两个区域内充分发展换热段获得。从图中可以看出，射流影响区的Num值明显高于射流前区和远区的相应值，这主要是由于射流的冲击和诱导作用减薄了换热边界层，同时促进了主流流体与壁面流体的混合，利于强化换热。从图9和图10中还可以看出，同一射流角度α下，εjm值越大，对流换热的强化效果越好；
射流质量比εjm值相同时，α值越小，对流换热的强化效果越显著。研究范围内，外侧壁面实施射流时，射流影响区的Num值较射流前区和远区的相应值分别平均提高了24%和11%，而内侧壁面实施射流时，则分别平均提高了33%和19%。由此可见，内侧壁面实施的射流对螺旋通道有更好的对流强化传热效果，这是主要由于射流强化传热与流体湍动能力的提高直接相关[22]，而内侧壁面射流对流体的扰动能力更强。

图9 εjm对平均对流换热系数Num的影响(α=60°)

图10 α对平均对流换热系数Num的影响(ɛjm=0.5)

3.4 综合强化传热性能

与被动式强化传热方式相比，主动式强化方式不仅会增大流体流动阻力，还会消耗一定的外界功耗。为了能够更合理地评价射流对螺旋通道内流体的综合强化传热效果，考虑外界附加功耗，提出以热功系数比hpc为评价指标进行评价。hpc定义为单位功耗下单位时间换热量之比，见式(2)。

式中，Φ表示单位时间内通过螺旋通道壁面的换热量，W；
W表示发生换热量Φ所需的总功耗，W；
下角标j 表示有射流影响下螺旋通道区域的相应值。换热量Φ可由热流密度qc与换热面积A求得，即Φ=qcA。W和Wj的计算如式(3)、式(4)所示。

式中，Qvj和Qv分别为射流流量和加入射流后螺旋通道内的流体体积流量，m3/s；
Δp和Δpj分别为所研究的单一螺旋通道和射流影响下的螺旋通道区域内的流体流动阻力损失，Pa；
vj为射流入口速度，m/s。Wj中还包括了射流流体动能增加需要消耗的功耗以及射流入口处产生的局部阻力损失Δpj1。为了将射流影响下的螺旋通道的综合强化传热性能与单一螺旋通道进行对比，所选取的单一螺旋通道区域位置、长度以及流量与射流影响区的相应值均相同。

图11 和图12 分别给出了εjm和α对总功耗的影响。从图11 中可以明显看出，α值一定时，随着εjm的增大，射流工况下所消耗的总功耗Wj逐渐增大。相同εjm值下，由于附加外界功耗的影响，加入射流时的总功耗Wj均高于单一螺旋通道的总功耗W。特别值得注意的是，当εjm=1.5时，Wj显著增加，这主要是由于此时射流流体动能大，因此需要更多的外界功耗来提供动能。由此可见，在工程实际中采用射流强化传热时，高流量比下的外界功耗不容忽视。同时可以看出，相同条件下，内侧壁面实施射流时的总功耗Wj低于外侧壁面实施射流时的Wj值，这主要是由于在螺旋通道内，由于离心力的作用，流体质点由内壁侧向外壁侧运动，导致外侧壁面附近处静压增大，因此与内侧壁面实施的射流相比，外侧壁面实施的射流需要消耗更多的功耗。从图12 中可以看出，α值变化对Wj的影响明显小于εjm值变化的影响。εjm值一定时，α值越大，射流对主流流体的冲击作用越弱，因此相应所消耗的总功耗Wj越小。

图11 ɛjm对总功耗的影响(α=60°)

图12 α以及射流位置对总功耗的影响(ɛjm=0.5)

图13 对比分析了内侧和外侧壁面分别实施的射流对螺旋通道的综合强化传热性能。从图中可以看出，研究范围内，同一α值下，随着εjm的增大hpc值均先增加后减小，εjm=0.5 时，hpc取得最大值。当εjm≤0.5 时，hpc值均大于1，说明即使考虑附加功耗的影响，射流影响下的螺旋通道区域内单位功率下单位时间内的传热量仍大于相同条件下单一螺旋通道内的相应值，即射流强化传热有意义。但需要注意的是，当εjm≥1时hpc值迅速降低。这说明尽管εjm值大的射流具有较强的对流换热强化效果，但从总能耗角度考虑，其换热增强需要消耗更多的外界功耗，得不偿失。从图13中还可以看出，同一εjm值下，内侧壁面实施的射流对螺旋通道的综合强化传热效果优于外侧壁面实施的射流。研究范围内，从综合强化传热效果考虑，α=60°是最佳的射流入射角度。当α=60°且εjm=0.5时hpc获得最大值，内侧、外侧壁面实施射流的hpc值分别为1.39和1.32。

图13 内侧、外侧壁面射流的hpc值对比

（1）与在螺旋通道外侧壁面实施的射流相比，内侧壁面实施射流时，对流体的扰动更强，强化对流换热效果更好，同时总功耗更小。

（2）外侧壁面实施的射流显著提高了内侧壁面附近的Nulocal值，而内侧壁面实施的射流使壁面Nulocal值整体提高。研究范围内，内侧和外侧壁面射流影响区的Num值较射流远区分别平均提高了19%和11%。

（3）热功系数比hpc值随着εjm的增大先增加后减小。研究范围内εjm=0.5、α=60°时，综合强化传热效果最佳，内侧壁面、外侧壁面射流的hpc最大值分别为1.39和1.32。

（4）采用射流强化螺旋通道换热时，实施于内侧壁面且具有较小流量比的射流能够获得更好的综合强化传热效果。

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