應(yīng)用Brinkman-extended Darcy流動(dòng)模型,對(duì)恒熱流密度條件下,方形軸流式多孔泡沫金屬換熱器內(nèi)流體與泡沫金屬之間的瞬時(shí)局部非熱力學(xué)平衡情況進(jìn)行了分析。結(jié)果表明:當(dāng)流體在低孔隙率、低ppi數(shù)的多孔泡沫金屬通道內(nèi)低速流動(dòng),以及當(dāng)流體和多孔泡沫金屬間存在較大的導(dǎo)熱能力差異時(shí),兩者間的瞬時(shí)局部溫差較大,不可忽略。
    多孔泡沫金屬;管殼式換熱器;非熱力學(xué)平衡
    關(guān)于多孔泡沫金屬內(nèi)流體的流動(dòng)和傳熱的研究始于20世紀(jì)后半葉[1-3]。目前,國(guó)內(nèi)外對(duì)多孔泡沫金屬換熱器內(nèi)傳熱的研究正在由瞬時(shí)局部熱力學(xué)平衡向著瞬時(shí)局部非熱力學(xué)平衡[4-8]的方向發(fā)展。瞬時(shí)局部熱力學(xué)平衡理論認(rèn)為,局部的流體與多孔泡沫金屬之間時(shí)刻保持著溫度相等的熱平衡狀態(tài)。但事實(shí)上,盡管在穩(wěn)態(tài)傳熱過(guò)程中,由于多孔泡沫金屬孔隙參數(shù)的影響,流體與多孔泡沫金屬之間存在著熱物性尤其是導(dǎo)熱能力的差異等,使得流體與多孔泡沫金屬之間不可能保持瞬時(shí)局部的熱平衡狀態(tài)。到目前為止,有關(guān)多孔泡沫金屬換熱器內(nèi)流體與多孔泡沫金屬之間的瞬時(shí)局部溫差具體有多大,以及與哪些因素有關(guān)等鮮見(jiàn)報(bào)道。本文應(yīng)用Brinkman- extended Darcy流動(dòng)模型,對(duì)處于恒熱流密度條件下,管內(nèi)、外分別填充多孔泡沫金屬的方形軸流式換熱器內(nèi)部流體與多孔泡沫金屬之間的瞬時(shí)局部非熱力學(xué)平衡情況進(jìn)行了分析。
    1基本假設(shè)及數(shù)學(xué)描述
    常壓換熱器通常為內(nèi)含多支圓形橫截面管和方形管外殼體通道的結(jié)構(gòu)。當(dāng)傳熱管為正方形或正三角排列時(shí),常壓多孔泡沫金屬換熱器的結(jié)構(gòu)如圖1所示。殼程流體的所有單元流通區(qū)域根據(jù)傳熱管的所在位置分為兩種:內(nèi)部管間區(qū)域(圖1中的位置1)和區(qū)域四周均為絕熱邊界的全角點(diǎn)管間區(qū)域。殼程平直邊界上的單元管間區(qū)域可認(rèn)為一部分符合內(nèi)部管間區(qū)域的特征,另一部分符合全角點(diǎn)管間區(qū)域的特征。 

    本文基本假設(shè)如下:(1)流體流動(dòng)服從Brink- man-extended Darcy模型;(2)多孔泡沫金屬為均勻介質(zhì);(3)流體為不可壓縮;(4)流體的流動(dòng)為定常;(5)流體和多孔泡沫金屬均為常物性;(6)忽略熱彌散效應(yīng);(7)整個(gè)管內(nèi)、外通道內(nèi)的流動(dòng)和傳熱都處于充分發(fā)展?fàn)顟B(tài);(8)忽略管壁的導(dǎo)熱熱阻和管壁與多孔泡沫金屬間的接觸熱阻。無(wú)論傳熱管是正方形排列還是正三角形排列,換熱器內(nèi)殼程的內(nèi)部管間區(qū)域?yàn)橐粋€(gè)中心去除管截面后的正方形或正六邊形,均可簡(jiǎn)化成與其    流通面積相當(dāng)?shù)膱A環(huán)區(qū)域,如圖2所示,傳熱管正方形排列 時(shí)    傳熱管正三角形排列時(shí)

    建立圓柱坐標(biāo)系(r,z),流體的動(dòng)量方程和流體與多孔泡沫金屬的能量方程分別如下:

    本文應(yīng)用有限差分法以平均溫度為50℃的空氣作為單相流體對(duì)上述方程組進(jìn)行了數(shù)值計(jì)算,由于各方程均為線性,且管、殼程的流動(dòng)和傳熱的邊界條件都較為簡(jiǎn)單,因而計(jì)算結(jié)果只存在迭代過(guò)程的累計(jì)誤差和舍入誤差。
    2管內(nèi)的非熱力學(xué)平衡
    圖3為恒熱流密度加熱條件下平均溫度為50℃的空氣以1 m/s的平均流速在管內(nèi)流動(dòng)時(shí)截面上無(wú)因次過(guò)余溫度的徑向分布,管內(nèi)填充的多孔泡沫金屬為8 ppi、孔隙率0.95的多孔泡沫銅。圖中的橫坐標(biāo)n是以管中心為起點(diǎn)的徑向節(jié)點(diǎn)數(shù)。從圖3可知,由于流體處在被加熱的條件,除管壁處以外,多孔泡沫金屬的溫度高于流體的溫度,兩者之間存在一個(gè)非常明顯的無(wú)因次過(guò)余溫差,尤其是在遠(yuǎn)離管內(nèi)壁的管中心大部分區(qū)域范圍內(nèi),這說(shuō)明考慮流體與多孔泡沫金屬之間的瞬時(shí)局部非熱力學(xué)平衡非常有必要。

    3管外的非熱力學(xué)平衡
    恒熱流密度加熱條件下管外單元區(qū)域內(nèi)流體與多孔泡沫金屬的無(wú)因次過(guò)余溫度的徑向分布如圖4,圖中橫坐標(biāo)n是以管外壁為起點(diǎn)的徑向節(jié)點(diǎn)數(shù),圖中的流體為平均溫度50℃的空氣,多孔泡沫金屬為8 ppi、孔隙率0.95的多孔泡沫銅,空氣的平均流速為0.5 m/s。由圖4可知,無(wú)論是內(nèi)部管間區(qū)域還是全角點(diǎn)管間區(qū)域,除管壁處以外,流體和泡沫之間也存在一個(gè)非常明顯的溫度差,尤其是遠(yuǎn)離壁面處。

   是在傳熱管管間距S/d=2.5的正方形排列方式時(shí),管外的內(nèi)部單元管間區(qū)域截面上多孔泡沫金屬與流體之間的平均無(wú)因次過(guò)余溫差(θs-θf(wàn))的變化情況。其中,圖5為無(wú)因次過(guò)余溫差隨截面上流體的平均流速的變化,此時(shí)流體與多孔泡沫金屬的導(dǎo)熱率比kf/ks=0.000 1。由圖5可知,流體的流速越小,溫差越大。圖6為無(wú)因次過(guò)余溫差隨多孔泡沫金屬的孔隙率的變化,此時(shí)的流體流速為1 m/s,流體與多孔泡沫金屬的導(dǎo)熱率比kf/ ks同圖5。由圖6可知,孔隙率ε越小,溫差越大。圖7為無(wú)因次過(guò)余溫差隨多孔泡沫金屬ppi數(shù)的變化情況,此時(shí)的流體與多孔泡沫金屬的導(dǎo)熱率比kf/ ks同圖5。圖8為無(wú)因次過(guò)余溫差隨流體與多孔泡沫金屬的導(dǎo)熱率比kf/ks的變化情況,此時(shí)的流體平均流速為5 m/s。由圖7和圖8可知,ppi數(shù)越小,溫差越大;流體與多孔泡沫金屬的導(dǎo)熱率比越小,溫差越大。由此可知,當(dāng)流體在低孔隙率、低ppi數(shù)的多孔泡沫金屬通道內(nèi)低速流動(dòng)、且流體與多孔泡沫金屬的導(dǎo)熱率差異較大時(shí),流體與多孔泡沫金屬之間的瞬時(shí)局部非熱力學(xué)平衡必須考慮,不能忽略。

    4結(jié)論
    本文應(yīng)用Brinkman-extended Darcy流動(dòng)模型,對(duì)軸流式方形多孔泡沫金屬換熱器內(nèi)傳熱管內(nèi)、外的流體與多孔泡沫金屬之間的瞬時(shí)局部非熱力學(xué)平衡進(jìn)行了分析,得出了該瞬時(shí)局部非熱力學(xué)平衡程度隨流體的流速、多孔泡沫金屬的孔隙參數(shù)、以及流體與泡沫金屬的相對(duì)導(dǎo)熱率之間的變化關(guān)系。流體的流速越小,溫差越大;多孔泡沫金屬的孔隙率ε越小,溫差越大;ppi數(shù)越小,溫差越大;流體與多孔泡沫金屬的導(dǎo)熱率比kf/ks越小,溫差越大。并可知,當(dāng)流體在低孔隙率、低ppi數(shù)的多孔泡沫金屬通道內(nèi)低速流動(dòng)、且流體與多孔泡沫金屬的導(dǎo)熱率差異較大時(shí),流體與多孔泡沫金屬之間的瞬時(shí)局部非熱力學(xué)平衡必須考慮,不能忽略。