作者：刘强，鲁信辉，孙颖楷，史铎
第一作者单位：广东万和新电气股份有限公司
摘自《煤气与热力》2023年12月刊
刘强，鲁信辉，孙颖楷，等. 正交实验法燃气热水器翅片仿真优化［J］. 煤气与热力，2023，43（12）：B01-B05，B15.近年来，家用快速燃气热水器（简称燃气热水器）凭借出热水快、温度波动小、可不间断加热等优点得到快速推广使用。燃气热水器的工作原理为利用燃气燃烧时产生的烟气与换热器中的水充分换热，将水加热到合适的温度。在我国碳达峰、碳中和背景下，换热器的强化换热研究对燃气热水器具有非常重要的意义。在燃气热水器中，烟气往往以较低的流速掠过翅片，翅片局部雷诺数比较低，流动状态大部分为层流，易导致翅片换热效果不佳。为此，应采取有效手段进行强化换热。
目前，科研工作者对翅片强化换热进行了大量研究，翅片强化换热手段丰富多样。基于仿生结构的新型换热［1］在强化换热以及降低阻力等方面收到了较好效果，但结构往往比较复杂。涡流发生器结构［2］在翅片强化换热中应用比较普遍，也受到众多学者的关注。涡流发生器强化换热原理可以概括为：打破速度和温度边界层，使流动状态以旋流和二次流为主，进而强化主流区域的换热。翅片设计中经常采用圆柱形扰流元件［3］进行强化换热，文献［4］采用数值模拟方法研究不同流体雷诺数下圆柱形扰流元件对壁面强化换热的影响，结果表明，涡流脱离周期和壁面涡岛的产生位置受流体雷诺数影响。文献［5］对串列双圆柱形扰流元件的自激振荡强化换热进行研究，发现第1个圆柱形扰流元件的尾流对第2个圆柱形扰流元件附近流动状态和传热过程的扰动，使第2个圆柱形扰流元件局部传热效果增强。文献［6］研究冲孔球凸凹结构对翅片换热能力的影响，结果表明，这种结构可以形成局部射流，促使涡结构破碎，进而起到强化换热的效果。许多学者对翼型涡流发生器的翼型［7］、倾角［8］、距离［9］以及涡流发生器长高比［10］进行研究，发现涡流发生器产生的主涡使得换热局部区域的温度梯度增大，进而达到强化换热效果。
不同扰流结构对翅片的换热能力、阻力特性影响不同，将各扰流结构的最优设计参数简单组合未必能收到最佳效果。为此，本文选取5种因素（V形翻边角、V形翻边高、圆柱翻边孔直径、倒V形翻边与水平方向夹角、压型凸包数量，每种因素有4种水平），采用正交实验法设计因素-水平组合方案。模拟计算各方案的烟气侧对流传热系数（评价翅片换热能力）、综合性能评价因子（综合考虑翅片换热能力、阻力特性）。采用极差法确定影响烟气侧对流传热系数的主要因素以及综合性能最佳的水平组合。
以14 L/min燃气热水器中的铜翅片管换热器为研究对象。翅片管换热器设计热负荷为28 kW，包含83片翅片。翅片管换热器外形见图1，翅片结构见图2。为节省计算时间，本文以单个翅片作为研究对象，单个翅片热负荷为337.3 W。翅片结构参数见表1。选取5种强化换热的扰流结构参数（即因素），且每种扰流结构参数有4种水平。为了减少方案数量，采用正交实验法设计因素-水平组合方案。5种因素F1~F5（见图2）分别为V形翻边角、V形翻边高、圆柱翻边孔直径、倒V形翻边与水平方向夹角、压型凸包数量（沿箭头所指方向为压型凸包数量增加方向），各因素水平取值见表2。仿真模型包含流体区域（烟气）、固体区域（材料为铜），并将计算域划分为入口计算域、换热计算域、出口计算域，计算域边界条件及相关尺寸见图3。烟气入口边界采用速度入口：烟气温度为1 386 ℃，入口烟气流速为3.86 m/s。烟气组成：二氧化碳体积分数5.51%、水蒸气体积分数11.03%、氧气体积分数8.82%、氮气体积分数74.64%。烟气出口边界采用压力出口（默认设置）。水侧边界相关参数设置见表3，换热管的管壁在软件中通过shell conduction替代，壁厚设置为0.6 mm，换热管对流传热系数考虑换热管管壁热导率。计算域两侧壁面与周围环境设置为自然对流，表面传热系数为15 W/（m2·K），环境温度设为30 ℃。相邻翅片之间距离较近，考虑翅片之间的辐射传热，翅片发射率为0.8。计算域前后壁面设为周期性边界。采用Ansys Fluent v18.2进行数值求解，模型包含能量方程、组分输运模型、P1辐射模型、k-ω SST模型，求解方法选择Coupled耦合求解器。关于离散格式，Pressure项选择Second Order，Energy、Momentum、Turbulent Kinetic Energy、Turbulent Dissipation Rate项均使用Second Order Upwind，亚松弛因子均采用默认设置。收敛残差设置为：Energy项设置为10-6，Continuty项设置为10-3，其他各项均设置为10-5。使用Ansy Meshing对计算域进行网格划分，为节省计算资源且保证计算精度，采用的全局网格尺寸为0.4 mm，网格数量约361×104，在此网格尺寸下阻力基本达到稳定。按照正交实验设计原理设计因素-水平组合方案，通过仿真模拟获取相关数据并计算得到各评价指标。正交实验表及烟气侧对流传热系数见表4。由表4可知，在所有方案中，方案11烟气侧对流传热系数最大，说明方案11因素-水平组合的翅片换热性能最佳。采用极差分析法［11］分析各因素对换热能力的影响程度，极差分析法的两项指标分别为均值k、极差R。ki（h）表示某因素取水平i时对应方案的烟气侧对流传热系数平均值，i=1~4。对于同一因素，ki（h）越高，说明水平i对烟气侧对流传热系数的影响越大。R（h）表示某因素各水平的烟气侧对流传热系数最大值与最小值的差，R（h）越大说明该因素对烟气侧对流传热系数的影响越大。烟气侧对流传热系数均值、极差见表5。由表5可知，各因素烟气侧对流传热系数极差由大到小的顺序为RF5（h）、RF2（h）、RF1（h）、RF4（h）、RF3（h）。由此可知，影响翅片换热能力的主要因素为压型凸包数量、V形翻边高、V形翻边角，次要因素为倒V形翻边与水平方向夹角、圆柱翻边孔直径。由极差分析可知，压型凸包数量对翅片换热能力影响较大。翅片前端是承担换热的主要区域，同时高温烟气平行掠过翅片前端容易形成温度边界层，温度边界层的存在削弱了烟气与翅片间的换热效果，而在翅片前端增加扰流结构（如圆柱翻边孔、倒V翻边、压型凸包等）来破坏温度边界层，进而实现强化换热的效果。翅片前端最先与烟气接触，此时的烟气温度非常高，若翅片前端与换热管距离过大，翅片前端热量无法及时传递给换热管，导致翅片前端存在烧结风险，为此往往要求翅片前端与换热管距离不宜过大。压型凸包结构占用空间小，易于加工，非常容易布置在翅片前端。因此，采用压型凸包既可满足加工要求，又可以打破温度边界层和增大与烟气的接触面积，进而增强翅片的换热能力。V形翻边是影响翅片换热能力的另一扰流结构，V形翻边与换热管之间形成导流通道，且导流通道的截面沿烟气流动方向逐渐缩小。由传热理论可知，当换热管后部没有导流结构时，烟气在换热管后部易发生脱离，而在脱离位置后的区域，烟气流速低且易形成回流，这将导致烟气与换热管间的对流换热减小。而V形翻边可以将烟气导流到换热管后部，同时V形翻边与换热管间的渐缩通道可以提高烟气流速，进而起到强化对流换热的作用。通过调节V形翻边角可以改变烟气在换热管后部脱离位置，V形翻边角越大，烟气与换热管接触面积越大。通过调节V形翻边高可以改变烟气通过翅片的阻力，即V形翻边高越大，烟气通过翅片的阻力越大，烟气在翅片区域停留时间越长，合理的停留时间是烟气与翅片充分换热的保障。与压型凸包数量、V形翻边高、V形翻边角相比，倒V形翻边与水平方向夹角、圆柱翻边孔直径对翅片换热能力的影响较小，倒V形翻边与水平方向夹角对翅片换热能力的影响略强于圆柱翻边孔直径。但实际中，若取消倒V形翻边、圆柱翻边孔，将使翅片换热效率降低，因此保留这两种扰流结构是有必要的。仍采用极差分析法分析各因素对翅片综合性能的影响。ki（θ）表示某因素取水平i时对应方案的综合性能评价因子平均值，i=1~4。对于同一因素，ki（θ）越高，说明水平i对综合性能的影响越大。综合性能评价因子均值见表6。①对于V形翻边角，k（θ）变化范围比较小，当V形翻边角为130°、140°时，k（θ）几乎相同。随着V形翻边角增大，V形翻边与换热管的距离将缩小，不仅加工难度增加而且流动阻力也增大。因此，综合考虑综合性能评价因子及加工难度，V形翻边角取130°。②V形翻边高并不是越大越好，这主要是由于V形翻边高增大，烟气穿过翅片的阻力相应增大，不利于燃气燃烧和烟气流动。V形翻边高为1.8 mm时，k（θ）达到最大。因此，V形翻边高取1.8 mm。③虽然圆柱翻边孔直径为4.5 mm的k（θ）高于5.0 mm的k（θ），但孔径越小越不易加工。因此，圆柱翻边孔直径取5.0 mm。④倒V形翻边与水平方向夹角为45°时，k（θ）达到最大。因此，倒V形翻边与水平方向夹角取45°。⑤对于压型凸包数量，k（θ）随压型凸包数量增加而增大，当压型凸包数量为3时，k（θ）达到最大。因此，压型凸包数量取3。由以上分析可知，综合性能最佳的水平组合为F1：水平3、F2：水平2、F3：水平3、F4：水平2、F5：水平4。由模拟结果可知，综合性能最佳方案的翅片阻力为23.93 Pa，翅片热效率为90.42%。但应注意的是，采用极差分析法确定的综合性能最佳方案有可能不在正交实验表覆盖范围内。①影响翅片换热能力的主要因素为压型凸包数量、V形翻边高、V形翻边角，次要因素为倒V形翻边与水平方向夹角、圆柱翻边孔直径。②综合性能最佳的水平组合为V形翻边角：水平3、 V形翻边高：水平2、圆柱翻边孔直径：水平3、倒V形翻边与水平方向夹角：水平2、压型凸包数量：水平4。综合性能最佳方案的翅片阻力为23.93 Pa，翅片热效率为90.42%。［ 1 ］李娟，朱章钰，翟昊，等. 基于仿生学的强化传热与减阻技术研究进展［J］. 化工进展，2021（5）：2375-2388.［ 2 ］喻凡坤，耿玥，张剑昕. 涡流发生器强化换热及流动控制研究及应用［J］. 交通节能与环保，2018（2）：16-18.［ 3 ］包雅媛，陶俊龙，谢纬安，等. 圆柱形扰流元件强化传热的研究进展［J］. 科技与创新，2019（4）：1-3.［ 4 ］许慧，周磊，喜冠南. 过渡流下近壁插入圆柱对壁面强化传热的影响［J］. 工程热物理学报，2021（2）：454-461.［ 5 ］谢纬安，喜冠南. 近壁串列双圆柱绕流自激振荡及强化传热研究［J］. 机械设计与制造，2022（3）：50-54.［ 6 ］陈梦杰，白钊远，裴斌斌，等. 冲孔球凸/球凹翅片强化传热研究［J］. 工程热物理学报，2020（8）：1924-1930.［ 7 ］KHOSHVAGHT A M，SARTIPAZADEH O，ALIZADEH A. An Experimental Study on Vortex-Generator Insert with Different Arrangements of Delta-Winglets［J］. Energy，2015，82：629-639.［ 8 ］高辰，罗超，史维娜，等. 涡产生器倾角对换热器内流动与换热特性的影响［J］. 推进技术，2020（4）：868-874.［ 9 ］赵兰萍，王贝，杨志刚. 纵向涡发生器在翅片管束中的位置优化［J］. 同济大学学报（自然科学版），2018（12）：1722-1730.［10］ME Z，CHEN C L，LI K，et al. Vortex Dynamics and Heat Transfer of Longitudinal Vortex Generators in a Rectangular Channel［J］. International Journal of Heat and Mass Transfer，2018，132：871-885.［11］姜同川. 正交试验设计［M］. 济南：山东科学技术出版社，1985：10-44.维普免费下载《煤气与热力》论文（现刊和过刊均可）
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