應(yīng)用Brinkman-extended Darcy流動模型,對恒熱流密度條件下,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局部非熱力學平衡情況進行了分析。結(jié)果表明:當流體在低孔隙率、低ppi數(shù)的多孔泡沫金屬通道內(nèi)低速流動,以及當流體和多孔泡沫金屬間存在較大的導熱能力差異時,兩者間的瞬時局部溫差較大,不可忽略。
    多孔泡沫金屬;管殼式換熱器;非熱力學平衡
    關(guān)于多孔泡沫金屬內(nèi)流體的流動和傳熱的研究始于20世紀后半葉[1-3]。目前,國內(nèi)外對多孔泡沫金屬換熱器內(nèi)傳熱的研究正在由瞬時局部熱力學平衡向著瞬時局部非熱力學平衡[4-8]的方向發(fā)展。瞬時局部熱力學平衡理論認為,局部的流體與多孔泡沫金屬之間時刻保持著溫度相等的熱平衡狀態(tài)。但事實上,盡管在穩(wěn)態(tài)傳熱過程中,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局部溫差具體有多大,以及與哪些因素有關(guān)等鮮見報道。本文應(yīng)用Brinkman- extended Darcy流動模型,對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局部非熱力學平衡情況進行了分析。
    1基本假設(shè)及數(shù)學描述
    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)。當傳熱管為正方形或正三角排列時,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管間區(qū)域。殼程平直邊界上的單元管間區(qū)域可認為一部分符合內(nèi)部管間區(qū)域的特征,另一部分符合全角點管間區(qū)域的特征。 

    本文基本假設(shè)如下:(1)流體流動服從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)整個管內(nèi)、外通道內(nèi)的流動和傳熱都處于充分發(fā)展狀態(tài);(8)忽略管壁的導熱熱阻和管壁與多孔泡沫金屬間的接觸熱阻。無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)域為一個中心去除管截面后的正方形或正六邊形,均可簡化成與其    流通面積相當?shù)膱A環(huán)區(qū)域,如圖2所示,傳熱管正方形排列 時    傳熱管正三角形排列時

    建立圓柱坐標系(r,z),流體的動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上述方程組進行了數(shù)值計算,由于各方程均為線性,且管、殼程的流動和傳熱的邊界條件都較為簡單,因而計算結(jié)果只存在迭代過程的累計誤差和舍入誤差。
    2管內(nèi)的非熱力學平衡
    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)流動時截面上無因次過余溫度的徑向分布,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n是以管中心為起點的徑向節(jié)點數(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,兩者之間存在一個非常明顯的無因次過余溫差,尤其是在遠離管內(nèi)壁的管中心大部分區(qū)域范圍內(nèi),這說明考慮流體與多孔泡沫金屬之間的瞬時局部非熱力學平衡非常有必要。

    3管外的非熱力學平衡
    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因次過余溫度的徑向分布如圖4,圖中橫坐標n是以管外壁為起點的徑向節(jié)點數(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,無論是內(nèi)部管間區(qū)域還是全角點管間區(qū)域,除管壁處以外,流體和泡沫之間也存在一個非常明顯的溫度差,尤其是遠離壁面處。

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

    4結(jié)論
    本文應(yīng)用Brinkman-extended Darcy流動模型,對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局部非熱力學平衡進行了分析,得出了該瞬時局部非熱力學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導熱率之間的變化關(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熱率比kf/ks越小,溫差越大。并可知,當流體在低孔隙率、低ppi數(shù)的多孔泡沫金屬通道內(nèi)低速流動、且流體與多孔泡沫金屬的導熱率差異較大時,流體與多孔泡沫金屬之間的瞬時局部非熱力學平衡必須考慮,不能忽略。