屠琦瑯，袁益超，胡曉紅

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翅片結(jié)構(gòu)對(duì)雙向開縫翅片管換熱器性能的影響

屠琦瑯，袁益超，胡曉紅

（上海理工大學(xué)上海市動(dòng)力工程多相流動(dòng)與傳熱重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，上海200093）

為了獲得翅片結(jié)構(gòu)對(duì)雙向開縫翅片管換熱器傳熱與阻力性能的影響規(guī)律，對(duì)不同翅片間距f和開縫高度h的雙向開縫翅片管換熱器進(jìn)行了數(shù)值模擬，并對(duì)數(shù)值模擬結(jié)果進(jìn)行了模化試驗(yàn)驗(yàn)證。結(jié)果表明：當(dāng)<7200時(shí)，增大f會(huì)提高雙向開縫翅片管換熱器的傳熱與阻力性能；當(dāng)>7200時(shí)，減小f會(huì)提高其傳熱性能，降低其阻力性能；隨著h的增加，雙向開縫翅片管換熱器的傳熱性能先降低后提高，阻力性能先提高后降低；對(duì)于不同翅片結(jié)構(gòu)的5種雙向開縫翅片管換熱器，f越大，綜合流動(dòng)傳熱性能越高，但實(shí)際換熱面積會(huì)減小，需綜合考慮；在=2734～6712范圍內(nèi)數(shù)值模擬與試驗(yàn)結(jié)果吻合較好，數(shù)值模擬能較準(zhǔn)確地反映雙向開縫翅片管換熱器的傳熱與阻力特性。研究成果可為雙向開縫翅片管換熱器的結(jié)構(gòu)與性能優(yōu)化提供依據(jù)。

雙向開縫翅片管換熱器；傳熱；數(shù)值模擬；?；囼?yàn)；綜合流動(dòng)傳熱性能；優(yōu)化

引 言

翅片管換熱器廣泛應(yīng)用于化工、電力以及空調(diào)與制冷等行業(yè)。氣-液間壁式傳熱的主要熱阻集中在氣側(cè)，占50%～70%[1]，所以應(yīng)該強(qiáng)化氣側(cè)傳熱。氣側(cè)換熱表面采用整體套片式的翅片管具有結(jié)構(gòu)緊湊和傳熱效率高的特點(diǎn)。在整體套片式翅片管氣側(cè)平直翅片上開縫使其成為間斷式翅片是進(jìn)一步強(qiáng)化傳熱的一種有效方法[2-3]。由于翅片上的開縫結(jié)構(gòu)增強(qiáng)了流體的擾動(dòng)，破壞了翅片表面的流體邊界層，從而有效減薄了邊界層厚度，顯著增強(qiáng)了傳熱[4]。近年來，國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)開縫翅片管換熱器進(jìn)行了大量研究。Du等[5]研究了管排數(shù)對(duì)開縫翅片管換熱器傳熱性能的影響。Yun等[6]對(duì)不同翅片間距、開縫高度、開縫數(shù)量等的雙排開縫翅片管換熱器進(jìn)行了試驗(yàn)研究。Tang等[7]對(duì)螺旋翅片、平直翅片、開縫翅片、縱向渦發(fā)生器和混合型翅片等5種翅片管換熱器進(jìn)行了試驗(yàn)和數(shù)值模擬研究，并對(duì)縱向渦發(fā)生器進(jìn)行了結(jié)構(gòu)優(yōu)化，使其傳熱性能優(yōu)于開縫翅片。尹斌等[8]對(duì)3種不同型式的開縫翅片管換熱器進(jìn)行了數(shù)值模擬，發(fā)現(xiàn)雙邊交替開縫翅片的傳熱性能最好，單邊開縫翅片的阻力最小。鹿欽禮等[9]對(duì)不同開縫形式的翅片管換熱器進(jìn)行了三維數(shù)值模擬，并用場(chǎng)協(xié)同理論進(jìn)行分析，為工程實(shí)際運(yùn)用提供了一定的理論指導(dǎo)。楊立軍等[10]對(duì)6種不同管束結(jié)構(gòu)的Forge型翅片管束和橢圓形翅片管束進(jìn)行了試驗(yàn)及數(shù)值模擬研究，并得到了相關(guān)特征數(shù)關(guān)聯(lián)式，對(duì)相關(guān)空冷系統(tǒng)的選型及運(yùn)行具有指導(dǎo)意義。袁益超等[11-13]對(duì)不同結(jié)構(gòu)的開縫翅片管換熱器進(jìn)行了試驗(yàn)和數(shù)值模擬研究，得到了運(yùn)行工況以及翅片結(jié)構(gòu)對(duì)開縫翅片管換熱器傳熱與阻力性能的影響規(guī)律。

目前，對(duì)雙向開縫翅片管換熱器傳熱與阻力性能的研究還處在不斷發(fā)展和完善的過程中，改變其結(jié)構(gòu)參數(shù)以進(jìn)一步提高其傳熱與阻力性能是研究的重點(diǎn)。翅片間距和開縫高度的不同會(huì)影響雙向開縫翅片管換熱器的換熱面積和空氣的擾動(dòng)強(qiáng)度，且與改變管徑、管間距以及開縫數(shù)量等方法相比，改變翅片間距和開縫高度相對(duì)較為方便[14]。合理的翅片間距和開縫高度可以使雙向開縫翅片管換熱器在較小的阻力增量范圍內(nèi)盡量提高換熱性能，以達(dá)到強(qiáng)化傳熱以及節(jié)能的目的。

本文采用數(shù)值模擬與模化試驗(yàn)相結(jié)合的方法研究翅片間距及開縫高度對(duì)雙向開縫翅片管換熱器傳熱與阻力特性的影響規(guī)律，同時(shí)綜合考慮其傳熱與阻力性能，以便為此類換熱器的結(jié)構(gòu)與性能優(yōu)化提供依據(jù)。

1 數(shù)值計(jì)算模型

1.1 物理模型

本文研究的雙向開縫翅片管換熱器的翅片結(jié)構(gòu)如圖1所示，?；囼?yàn)元件的主要結(jié)構(gòu)參數(shù)見表1。

表1 試驗(yàn)元件主要結(jié)構(gòu)參數(shù)

對(duì)整體的換熱管束進(jìn)行數(shù)值模擬需要龐大的計(jì)算容量，故通常選取能代表管束流動(dòng)與傳熱特性的單元空間作為計(jì)算區(qū)域?？紤]到雙向開縫翅片管換熱器幾何結(jié)構(gòu)的周期性和對(duì)稱性，選取實(shí)際換熱過程中一部分作為研究對(duì)象，如圖2所示。該計(jì)算區(qū)域沿方向選取相鄰兩列管中心線之間的區(qū)域，沿方向選取兩翅片中線之間的區(qū)域，沿方向選取空氣流經(jīng)的4排管子。為使得入口處空氣速度均勻且垂直于入口截面，在入口處延長(zhǎng)約3倍基管外徑長(zhǎng)度；在出口處延長(zhǎng)約7倍基管外徑長(zhǎng)度，以保證出口無回流[15]。同時(shí)為了使模型更接近試驗(yàn)條件，得到更準(zhǔn)確的結(jié)果，翅片上開縫的結(jié)構(gòu)與實(shí)物完全相同。因工藝要求，本研究的雙向開縫翅片管換熱器基管與翅片之間有翻邊結(jié)構(gòu)，不過因翻邊厚度很薄、緊貼基管表面，且翅片材質(zhì)為導(dǎo)熱性能優(yōu)異的鋁，故在數(shù)值模擬時(shí)忽略了此翻邊結(jié)構(gòu)，并認(rèn)為此忽略不會(huì)對(duì)其流動(dòng)和傳熱性能的變化趨勢(shì)產(chǎn)生明顯影響。用GAMBIT建立的開縫翅片三維模型如圖3所示。

1.2 數(shù)學(xué)模型及數(shù)值模擬方法

本文采用Fluent軟件對(duì)雙向開縫翅片管換熱器的流動(dòng)與傳熱過程進(jìn)行數(shù)值模擬。計(jì)算模型為三維穩(wěn)態(tài)湍流不可壓縮流動(dòng)，數(shù)值模擬控制方程由連續(xù)性方程、動(dòng)量守恒方程和能量守恒方程組成[16]，湍流模型選用標(biāo)準(zhǔn)-模型，壓力與速度的耦合采用SIMPEL算法[17]。邊界條件設(shè)置如圖4所示：空氣入口為速度入口，分別取7個(gè)不同的迎風(fēng)面風(fēng)速(1.0、1.3、1.5、1.7、1.9、2.1、2.3 m·s-1)；空氣出口設(shè)為自由出流；基管和翅片表面均為無滑移壁面?？諝馊肟跍囟冉y(tǒng)一設(shè)為25℃，基管內(nèi)表面溫度設(shè)為恒壁溫58℃（參照本文試驗(yàn)時(shí)基管內(nèi)循環(huán)水的平均溫度），翅片表面為對(duì)流換熱的流固耦合邊界[18]；在方向上的邊界為對(duì)稱性邊界條件；在方向上為周期性邊界條件；換熱管壁和翅片材料均為鋁，并忽略管壁與翅片之間的接觸熱阻。

1.3 網(wǎng)格劃分及無關(guān)性驗(yàn)證

由于所研究的雙向開縫翅片管換熱器結(jié)構(gòu)的復(fù)雜性，特別是翅片的開縫結(jié)構(gòu)，所以在劃分網(wǎng)格的過程中采用分塊及局部細(xì)化的方法。網(wǎng)格劃分的基本原則為：翅片和基管表面的網(wǎng)格劃分細(xì)密，流體區(qū)域的網(wǎng)格隨著離翅片管表面距離的增大而趨于稀疏，以達(dá)到節(jié)省計(jì)算時(shí)間、提高計(jì)算精度的目的。對(duì)翅片、基管及流體區(qū)域均采用適應(yīng)性較好的非結(jié)構(gòu)化四面體網(wǎng)格。

為了得到網(wǎng)格的獨(dú)立解，消除網(wǎng)格劃分?jǐn)?shù)目對(duì)模擬結(jié)果的影響，以試驗(yàn)元件結(jié)構(gòu)參數(shù)為例進(jìn)行網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證，對(duì)網(wǎng)格數(shù)目分別為420萬、460萬、520萬的3個(gè)模型進(jìn)行模擬，模擬結(jié)果表明和的變化均在3%以內(nèi)，滿足網(wǎng)格無關(guān)性要求。為了兼顧計(jì)算速度與精度，選取網(wǎng)格數(shù)目為460萬的模型進(jìn)行后續(xù)模擬。

1.4 數(shù)據(jù)處理方法

根據(jù)數(shù)值模擬結(jié)果可以得到模型的換熱量、空氣出口溫度以及模型前后壓差，從而可以計(jì)算出模型的Reynolds數(shù)、Nusselt數(shù)、Euler數(shù)以及摩擦因子。

Reynolds數(shù)

Nusselt數(shù)

(2)

Euler數(shù)

摩擦因子

(4)

式中，o為基管外徑，m；o為管外空氣側(cè)對(duì)流傳熱系數(shù)，W·m-2·K-1；為管束間最小流通截面空氣流速，m·s-1；為管外空氣運(yùn)動(dòng)黏度，m2·s-1；為管外空氣熱導(dǎo)率，W·m-1·K-1；為管外空氣密度，kg·m-3；為沿空氣流動(dòng)方向管排數(shù)；Δ為管外空氣側(cè)流動(dòng)阻力，Pa；ca為空氣流動(dòng)方向的翅片長(zhǎng)度，m。

1.5 ?；囼?yàn)驗(yàn)證

1.5.1 模化試驗(yàn)系統(tǒng) 為驗(yàn)證本文數(shù)值模擬方法的準(zhǔn)確性，對(duì)表1所示雙向開縫翅片管換熱器試件的傳熱與阻力特性進(jìn)行了?；囼?yàn)。試驗(yàn)系統(tǒng)如圖5所示。該系統(tǒng)包括4個(gè)部分：冷卻空氣系統(tǒng)、循環(huán)水系統(tǒng)、控制系統(tǒng)、數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)。

1—air heater; 2—uniform flow field device; 3—thermocouple; 4—test element; 5—differential pressure transmitter; 6—nozzle box; 7—pressure transmitter; 8—induced draft fan; 9—electric motor; 10—water tank; 11—water heater; 12—pump; 13—valve; 14—electromagnetic flowmeter; 15—platinum resistor

冷卻空氣系統(tǒng)主要由空氣電加熱器、整流格柵、試驗(yàn)段、噴嘴流量箱和引風(fēng)機(jī)組成；由引風(fēng)機(jī)從外界環(huán)境中引入的空氣，被電加熱器加熱到試驗(yàn)所需溫度，沿風(fēng)道經(jīng)整流格柵，使流體流速分布均勻，到達(dá)試驗(yàn)段，橫向沖刷雙向開縫翅片管換熱器?？諝鈱⒐苁鴥?nèi)循環(huán)水的熱量帶走后進(jìn)入噴嘴流量箱，最后經(jīng)引風(fēng)機(jī)排至外界環(huán)境，完成整個(gè)吸熱過程。循環(huán)水系統(tǒng)主要由穩(wěn)壓水箱、水泵、電加熱器、電磁流量計(jì)及試驗(yàn)段組成。循環(huán)水在穩(wěn)壓水箱中經(jīng)電加熱器加熱到試驗(yàn)所需溫度，由水泵從穩(wěn)壓水箱中引出，經(jīng)電磁流量計(jì)后，進(jìn)入試驗(yàn)段，被空氣冷卻后回到穩(wěn)壓水箱，完成循環(huán)?？刂葡到y(tǒng)主要功能是通過實(shí)時(shí)監(jiān)測(cè)、控制和調(diào)節(jié)水溫、水速、風(fēng)溫、風(fēng)速，以滿足試驗(yàn)所需工況。

在試驗(yàn)過程中，當(dāng)循環(huán)水放熱量和空氣吸熱量之間的誤差保持在±2%以內(nèi)，認(rèn)為試驗(yàn)工況已經(jīng)穩(wěn)定，即可采集數(shù)據(jù)。空氣流量由噴嘴測(cè)量，試驗(yàn)段進(jìn)、出口空氣溫度由經(jīng)標(biāo)定的銅-康銅熱電偶網(wǎng)測(cè)量，空氣側(cè)壓降由精度為0.2級(jí)的EJA-120A型差壓變送器測(cè)量，進(jìn)、出口水溫由A級(jí)精度的Pt100鉑電阻測(cè)量。水流量由精度為0.2級(jí)的AXF040G型電磁流量計(jì)測(cè)量。測(cè)量?jī)x表的輸出信號(hào)通過ADAM-4118型模塊采集，經(jīng)ADAM-4520型模塊轉(zhuǎn)換后，由計(jì)算機(jī)程序采集。

試驗(yàn)過程不可避免地存在誤差。本試驗(yàn)的誤差主要有試驗(yàn)段進(jìn)口風(fēng)溫ai和出口風(fēng)溫ao的誤差、試驗(yàn)段進(jìn)出口水溫降Δw的誤差、水流量w的誤差、空氣流量a的誤差、水側(cè)放熱量w的誤差、空氣側(cè)吸熱量a的誤差以及傳熱系數(shù)的誤差，根據(jù)試驗(yàn)參數(shù)及試驗(yàn)過程所涉及的儀表精度，由誤差傳遞理論[19]可計(jì)算各參數(shù)的相對(duì)誤差，見表2。

表2 各參數(shù)相對(duì)誤差

1.5.2 數(shù)值模擬與?；囼?yàn)結(jié)果的比較 本文模化試驗(yàn)工況為進(jìn)口風(fēng)溫25℃，進(jìn)口水溫60℃，數(shù)值模擬與模化試驗(yàn)結(jié)果比較如圖6所示。

由圖可以看出，在=2734～6712時(shí)，數(shù)值模擬與?；囼?yàn)的相對(duì)誤差在9.6%以內(nèi)，的相對(duì)誤差在-3.28%～0.63%范圍內(nèi)，兩者吻合較好?？梢?，本文采用的數(shù)值模擬方法能夠較好地反映雙向開縫翅片管換熱器的傳熱與阻力特性。

導(dǎo)致數(shù)值模擬和?；囼?yàn)結(jié)果之間誤差的原因主要在于：①數(shù)值模擬所采用的計(jì)算模型是經(jīng)過簡(jiǎn)化處理的，如采用對(duì)稱性邊界條件以減少網(wǎng)格數(shù)量、縮短計(jì)算時(shí)間，而試驗(yàn)時(shí)對(duì)應(yīng)的對(duì)稱面上不可能沒有流體的交換；②數(shù)值模擬時(shí)管壁內(nèi)表面溫度設(shè)置為常數(shù)，而試驗(yàn)時(shí)管壁溫度沿流程方向是變化的；③由于制造工藝水平，試驗(yàn)元件翅片及管壁表面存在著一定的粗糙度，且翅片與管壁之間有一定的接觸熱阻，而數(shù)值模擬的物理模型表面是絕對(duì)光滑的，且不考慮翅片與管壁之間的接觸熱阻。④試驗(yàn)系統(tǒng)及數(shù)值模擬本身存在一定的誤差。

2 數(shù)值模擬結(jié)果與分析

鑒于在本文研究的范圍內(nèi)數(shù)值模擬與試驗(yàn)結(jié)果吻合較好，故采用上述數(shù)值模擬方法分析了翅片間距和開縫高度對(duì)雙向開縫翅片管換熱器傳熱與阻力特性的影響規(guī)律。

2.1 翅片間距f對(duì)雙向開縫翅片管換熱器傳熱與阻力特性的影響

通過數(shù)值模擬，獲得了如圖7所示的翅片間距對(duì)雙向開縫翅片管換熱器傳熱與阻力特性的影響規(guī)律。其中，試件編號(hào)f=2.3、f=3.3、f=4.3表示翅片間距分別為2.3、3.3、4.3 mm，其余結(jié)構(gòu)參數(shù)均相同（表1），且模擬工況也相同。

由圖7(a)中可以看出，翅片間距對(duì)雙向開縫翅片管換熱器傳熱特性的影響與有關(guān)。當(dāng)<7200時(shí)，空氣側(cè)隨著翅片間距的增大而增大，這是因?yàn)閒=2.3的翅片間距較小，上下邊界層將會(huì)重合，傳熱形式主要為流體的導(dǎo)熱，傳熱效果大大降低，即使有開縫的交錯(cuò)存在，對(duì)流體邊界層有一定的破壞作用，但因?yàn)闅饬髁魍ㄍǖ肋^于狹小，流體不能充分沖刷翅片表面進(jìn)行對(duì)流換熱，故f=2.3的空氣側(cè)較?。欢S著翅片間距的增大，這一問題得到了有效解決；不過，對(duì)于整個(gè)換熱器而言，在外形尺寸一定的情況下，翅片間距增大，盡管傳熱系數(shù)得到了提高，但因翅片數(shù)量的減少，空氣側(cè)總的換熱面積也隨之減少，兩者綜合影響可能會(huì)導(dǎo)致總換熱量的減小。當(dāng)>7200時(shí)，f=2.3的空氣側(cè)超過了f=3.3和f=4.3的空氣側(cè)，該規(guī)律與文獻(xiàn)[20]獲得的翅片間距對(duì)開縫翅片管換熱器的傳熱特性的影響規(guī)律相似；隨著的增大，旋渦流動(dòng)成為主要流動(dòng)方式，而翅片間距為2.3 mm、開縫高度為1.92 mm時(shí)，開縫橋面交錯(cuò)分布在相鄰兩翅片之間，相比于翅片間距為3.3、4.3 mm時(shí)，開縫導(dǎo)致的氣流擾動(dòng)更為劇烈，對(duì)翅片表面的沖刷更為全面，同時(shí)對(duì)邊界層的破壞更為嚴(yán)重。

由圖7(b)中可以看出，在同一下，空氣側(cè)隨著翅片間距的增大而減小，即空氣側(cè)流動(dòng)阻力隨之減小，這是因?yàn)?，在同一下，翅片間距越小，流通截面越小，擾動(dòng)增強(qiáng)，因而使得空氣側(cè)流動(dòng)阻力增大。

2.2 開縫高度h對(duì)雙向開縫翅片管換熱器傳熱與阻力特性的影響

開縫高度對(duì)雙向開縫翅片管換熱器傳熱與阻力特性的影響如圖8所示。其中，試件編號(hào)h=1.60、h=1.92、h=2.24表示開縫高度分別為1.60、1.92、2.24 mm，其余結(jié)構(gòu)參數(shù)均相同（表1），且模擬工況也相同。

由圖8(a)可以看出，隨著的增大，不同開縫高度的翅片管換熱器空氣側(cè)均隨之增大；在同一下，隨著翅片開縫高度的增加，空氣側(cè)先減小后增大，這是因?yàn)?，h=1.92的上、下翅片的開縫橋面處于同一平面上，而相對(duì)于h=1.92，開縫高度的升高或降低，都會(huì)導(dǎo)致相鄰兩橋面分開布置（圖9），翅片間的擾動(dòng)會(huì)變得更為劇烈，熱邊界層的破壞程度也更為嚴(yán)重；又因?yàn)楣苁臒徇吔鐚邮茄刂崞砻姘l(fā)展的，h=2.24的開縫與其相鄰翅片距離更近，而h=1.60的開縫橋面與其本身的翅片距離較近，兩者都有效減薄了翅片表面的熱邊界層厚度；越大，流體的擾動(dòng)越劇烈，會(huì)形成復(fù)雜的流體旋渦流動(dòng)，而開縫高度的增加，使得這一現(xiàn)象更為明顯，從而有效地強(qiáng)化了空氣側(cè)對(duì)流換熱。

由圖8(b)可以看出，在同一下，隨著開縫高度的增大，空氣側(cè)先減小后增大，即空氣側(cè)流動(dòng)阻力先減小后增大。這是因?yàn)閔=2.24的相鄰兩橋面互相交錯(cuò)，h=1.60的相鄰兩橋面互相分離，兩者均減小了氣流在翅片間的流通面積，增加了流體的擾動(dòng)，從而增加了阻力；而h=2.24的流通截面最小，故其阻力最大。

2.3 翅片結(jié)構(gòu)對(duì)換熱器綜合流動(dòng)傳熱性能的影響

為了比較雙向開縫翅片管換熱器的綜合流動(dòng)傳熱性能，本文采用性能評(píng)價(jià)指標(biāo)·-1/3對(duì)不同翅片結(jié)構(gòu)的換熱器進(jìn)行性能分析?！?1/3的值反映了流體在流經(jīng)傳熱表面時(shí)，單位功耗的對(duì)流換熱的強(qiáng)弱。對(duì)于所研究的單個(gè)翅片單元，·-1/3的值越大，說明管束的綜合流動(dòng)傳熱性能越優(yōu)[10]。

根據(jù)數(shù)值模擬結(jié)果，=2734～6712范圍內(nèi)，5種翅片結(jié)構(gòu)的換熱器的綜合流動(dòng)傳熱性能的評(píng)價(jià)準(zhǔn)則·-1/3如圖10所示。從圖中可以看出，隨著的增大，評(píng)價(jià)準(zhǔn)則·-1/3增大，即翅片管束綜合流動(dòng)傳熱性能提高，這是因?yàn)殡S著的增大而增大，隨著的增大而減小；在同一下，改變翅片開縫高度，其綜合流動(dòng)傳熱性能相近，因此，在實(shí)際工程應(yīng)用時(shí)，可根據(jù)實(shí)際情況選擇不同的開縫高度，如要求傳熱性能較好，可考慮采用h=2.24開縫翅片管換熱器，如要求阻力盡可能小，則可以選擇h=1.92開縫翅片管換熱器；f=4.3的綜合流動(dòng)傳熱性能最佳，主要是因?yàn)楹洼^小翅片間距的翅片管束相比，盡管其傳熱性能提高不明顯，但其阻力明顯減小了，不過在換熱器外形尺寸一定時(shí)，翅片間距的增大會(huì)使翅片數(shù)減少，換熱面積減小，反而會(huì)降低雙向開縫翅片管換熱器的換熱能力，因此f=4.3單個(gè)翅片單元的換熱器綜合流動(dòng)傳熱性能最優(yōu)，但對(duì)于外形尺寸相同的雙向開縫翅片管換熱器而言其傳熱性能不一定最好。在本研究中，在一定范圍內(nèi)，存在最優(yōu)翅片間距，需綜合考慮。

3 結(jié) 論

采用數(shù)值模擬與模化試驗(yàn)相結(jié)合的方法研究了開縫結(jié)構(gòu)對(duì)雙向開縫翅片管換熱器傳熱與阻力特性的影響規(guī)律，得出以下結(jié)論。

（1）空氣側(cè)的變化對(duì)雙向開縫翅片管換熱器的傳熱與阻力性能有顯著影響。由于熱阻主要集中在空氣側(cè)，所以增大空氣流速可顯著提高雙向開縫翅片管換熱器的傳熱性能，同時(shí)，空氣側(cè)流動(dòng)阻力也會(huì)逐漸增加。

（2）翅片間距在2.3～4.3 mm范圍內(nèi)，當(dāng)<7200時(shí)，空氣側(cè)隨著翅片間距的增大而增大，而當(dāng)>7200時(shí)，f=2.3的空氣側(cè)超過了f=3.3和f=4.3的空氣側(cè)；空氣側(cè)流動(dòng)阻力隨著翅片間距的增大而減小。對(duì)換熱器一個(gè)翅片單元空間而言，f=4.3的綜合流動(dòng)傳熱性能最佳，但是當(dāng)換熱器外形尺寸一定時(shí)，由于換熱面積的減小，其換熱量可能減小，所以需要結(jié)合實(shí)際情況綜合考慮。

（3）開縫高度在1.60～2.24 mm范圍內(nèi)，隨著翅片開縫高度的增大，空氣側(cè)和流動(dòng)阻力均先減小后增大；3個(gè)開縫高度翅片的換熱器綜合流動(dòng)傳熱性能相近，此時(shí)應(yīng)視具體情況選擇翅片結(jié)構(gòu)，如需換熱性能好，可選擇h=1.60或h=2.24，如要求阻力小，可選擇h=1.92。

（4）本文的數(shù)值模擬方法有一定的準(zhǔn)確性，可用于拓展研究其他因素對(duì)雙向開縫翅片管換熱器傳熱與阻力特性的影響規(guī)律。

符 號(hào) 說 明

do——翅片管基管外徑，mm Eu——Euler數(shù) f——范寧摩擦因子 Nu——Nusselt數(shù) Pf——翅片間距，mm Re——Reynolds數(shù) Sh——開縫高度，mm Sw——開縫寬度，mm S1——管束橫向間距，mm S2——管束縱向間距，mm δ——翅片管基管壁厚，mm δf——翅片厚度，mm

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Effects of fin structure on heat transfer and resistance characteristics of super slit finned tube heat exchangers

TU Qilang, YUAN Yichao, HU Xiaohong

(Shanghai Key Laboratory of Multiphase Flow and Heat Transfer in Power Engineering, University of Shanghai for Science and Technology, Shanghai 200093, China)

To understand the effect of fin structure on heat transfer and resistance, numerical simulation and validation experiments were performed on super slit finned tube heat exchangers with different fin pitchesfand slit heightsh. Whenwas less than 7200, heat transfer and resistance performance was improved withfincrease. Whenwas greater than 7200, heat transfer was improved but resistance was declined withfdecrease. In case ofhincrease, heat transfer declined first and enhanced later, whereas resistance showed an opposite trend. With regard to five super slit finned tube heat exchangers with different fin structures, the comprehensive flow and heat transfer performance were improved while the actual heat transfer area was decreased withfincrease, which a consideration of all factors should be required. A good agreement was observed between the numerical simulation and experimental results whenwas in the range of 2734—6712, indicating that the numerical simulation method could predict the heat transfer and resistance characteristics of super slit finned tube heat exchangers. These results would set a basis for optimization between structure and performance of these heat exchangers.

super slit finned tube heat exchangers; heat transfer; numerical simulation; modeling experiment; comprehensive flow and heat transfer performance; optimization

2016-05-31.

10.11949/j.issn.0438-1157.20160756

TK 223

A

0438—1157（2016）11—4615—08

屠琦瑯（1992—），男，碩士研究生。

2016-05-31收到初稿，2016-07-08收到修改稿。

聯(lián)系人：袁益超。

Prof. YUAN Yichao, ychyuan@163.com