不同翼片扰流特性的PIV对比实验

利用粒子成像测速（PIV）技术对圆管内置梯形翼片后方流场进行了测量,分析了翼片迎流（UFW）和顺流（DFW）两种放置方式对流场的扰动特性。结果表明,迎流翼片形成的涡沿周向延展范围较大,持续性好,涡偶内侧为向壁流;顺流翼片形成的涡沿径向延展范围较大,在较短距离内扰动较为明显,涡偶内侧为背壁流。两种流动结构都能有效提高壁面附近的速度分量,促进主流和壁面附近流体的质量交换。随着Reynolds数增大,纵向涡的稳定性减弱,在Re=3000时,翼片的扰流效果均较好。     

圆管内置梯形翼片的流场特性PIV实验

诱导流体产生纵向涡结构可以有效强化对流换热,因此研究纵向涡发生器的扰流特性对于深化强化传热机理具有重要意义。利用粒子成像测速(PIV)技术,对圆管内置梯形翼片扰流后的流场进行了测量,实验中4个梯形翼片沿周向均布,与管壁夹角135°呈迎流放置,分析了横、纵截面内的流场结构和流动特点。结果显示,管内放置翼片能够诱导形成多纵向涡流动,在下游产生了4个对称的涡偶,每个涡偶对应的两个涡旋转方向相反,形成了内侧向壁流,外侧背壁流的流动结构,增大了垂直于主流方向上的速度分量。实验涉及的Reynolds数范围内,翼片下游横截面内的横向速度和径向速度分别达到主流均速的27%和20%以上;纵向涡沿壁面向下游发展可对流体产生持续扰动,使近壁流体的速度相对于光滑管提升了约1.0～3.6倍;翼片对流体的扰动作用随着Reynolds数的增大而增强,对于圆管内对流换热的强化具有促进作用。     

内插梯形扰流片的矩形通道内涡流和传热特性

利用Realizable k-ε湍流模型对带缺口的梯形扰流片进行流动和传热特性的数值模拟,研究了梯形扰流片的缺口位置及流动方式对矩形通道内流场以及传热的影响,同时通过对涡量、流线、流速分布、压力变化、湍流强度等的分析,揭示了扰流片强化传热的机理。结果表明,逆流时Nusselt数比顺流时提高了21.7%,同时摩擦因子也提高了25%。顺流时内侧缺口绕流片提高了传热系数的同时也增加了摩擦阻力,而外侧缺口的绕流片降低了传热系数同时也降低了形状阻力。研究发现较低Reynolds数下(10000相似文献   

三维凹壁面切向射流流动特性分析

在立式圆筒体分层器内设置半圆形截面切向入口,形成三维凹壁面切向射流,以提高非均相物料机械分离效率。为了揭示三维凹壁面切向射流流动机理,利用示踪剂浓度实验和大涡模拟研究了凹壁面切向射流流动特性,并对浓度场沿流向和展向扩展进行了评价。研究结果表明,示踪剂浓度半值宽随着入口Reynolds数的提高扩展范围增加,流向扩展率为0.019～0.033,展向扩展率为0.079～0.161。在离心力作用下,入口周向60°范围内浓度半值宽沿流向收缩至射流宽度的2/3。圆筒体内壁面存在多个周向滚动发展的流向涡旋,但无展向涡旋。切向速度半值宽和涡量边界值在流向涡旋中心位置出现峰值,展向无明显波动。入口周向180°范围内,未发现二次流涡旋,沿射流流向的切向速度半值宽与圆筒体半径之比小于0.1,未达到离心不稳定性二次流的形成条件。凹壁面切向射流有效降低了涡旋对分层器内主流体的扰动。     

三维凹壁面切向射流流动特性分析

在立式圆筒体分层器内设置半圆形截面切向入口，形成三维凹壁面切向射流，以提高非均相物料机械分离效率。为了揭示三维凹壁面切向射流流动机理，利用示踪剂浓度实验和大涡模拟研究了凹壁面切向射流流动特性，并对浓度场沿流向和展向扩展进行了评价。研究结果表明，示踪剂浓度半值宽随着入口Reynolds数的提高扩展范围增加，流向扩展率为0.019～0.033，展向扩展率为0.079～0.161。在离心力作用下，入口周向60°范围内浓度半值宽沿流向收缩至射流宽度的2/3。圆筒体内壁面存在多个周向滚动发展的流向涡旋，但无展向涡旋。切向速度半值宽和涡量边界值在流向涡旋中心位置出现峰值，展向无明显波动。入口周向180°范围内，未发现二次流涡旋，沿射流流向的切向速度半值宽与圆筒体半径之比小于0.1，未达到离心不稳定性二次流的形成条件。凹壁面切向射流有效降低了涡旋对分层器内主流体的扰动。     

微通道内液-液泰勒流传热的计算流体力学模拟

微通道内的液-液两相流型在低流速时以泰勒流为主,本文使用计算流体力学方法,对微通道内液-液泰勒流的传热特性进行了研究。首先考察了分散相流速、物系和管径对微通道壁面温度的影响。结果表明:分散相流速和物系热导率增大使得微通道壁面温度降低,管径的改变对微通道壁面温度影响较小。然后针对当量直径为0.5mm的微通道内工作介质为甲苯和水的两相泰勒流模型,考察了微通道壁面剪切力、界面涡度和努塞尔数对壁面和内部温度的影响,并与文献中气-液两相泰勒流的传热性质作了比较。结果表明:壁面剪切力和界面涡度对管壁和界面温度的波动性变化有一定影响,壁面剪切力和界面涡度的波峰往往出现在温度的波峰附近,并且有一定的时间滞后性。甲苯-水两相泰勒流动下的壁面努塞尔数比气-液两相流大得多,液弹单元的平均努塞尔数是相同条件下单相流体流动的1.3倍。     

流线型涡发生器与螺旋片强化换热器壳侧传热

为降低翅翼型纵向涡发生器与螺旋片复合强化的套管式换热器壳侧传热阻力,提出一种新型翅翼型纵向涡发生器,即流线型涡发生器。采用实验和数值模拟方法研究了流线型涡发生器与螺旋片复合强化的换热器壳侧的传热和阻力特性并与三角翼型涡发生器(DWP)的强化效果进行比较,考察了流线型涡发生器common-flow-down(CFD)和common-flow-up(CFU)两种安装方式的强化效果,分析了流线型涡发生器的减阻机理。结果表明,在涡发生器面积和迎流角相同的情况下,流线型涡发生器可以取得与三角翼型涡发生器相同(Re8000)或略低(Re8000)的传热系数,但其产生的流动阻力比三角翼型涡发生器低21%;在相同压降条件下,common-flow-up安装方式的综合传热效果优于common-flow-down;流线型涡发生器减阻机理在于提高了速度场与压力场的协同性。     

腰槽开孔矩形翼涡流发生器的传热和流阻特性

涡流发生器是一种广泛应用的被动强化传热元件,在换热器的换热壁面上以阵列形式布置。涡流发生器靠诱导和产生涡旋来削减或破坏壁面边界层从而达到强化换热。本文对安装腰槽开孔矩形翼涡流发生器和未冲孔矩形翼涡流发生器以及圆孔矩形翼涡流发生器的矩形通道进行了传热和流阻特性的实验研究。实验雷诺数范围为Re=1000~4000。结果表明:在相同雷诺数下,安装有腰槽开孔矩形翼涡流发生器的矩形通道的换热效果和流阻特性优于未冲孔矩形翼涡流发生器和圆孔矩形翼涡流发生器,腰槽开孔矩形翼涡流发生器综合换热性能最好。涡流发生器布置攻角和纵向间距对腰槽开孔矩形翼涡流发生器传热和流阻有较大影响,对比不同涡流发生器布置攻角和纵向间距,得出90°攻角布置和纵向间距为80mm布置的腰槽开孔矩形翼涡流发生器总和换热性能最好。     

高效转子式选粉机的数值模拟的研究

设计高效转子式选粉机,利用ANSYS CFX11.0软件进行数值模拟研究高效转子式选粉机内部流场。发现转子转动条件下,转子附近分级区域的速度不是沿转子叶片均匀分布,其流场因转子的转动分成两部分：一部分进入转子,在转子内部形成巨大的涡,具有较小的切向速度。一部分与转子上部形成60°左右的夹角,与壁面之间形成一个涡,这两部分的流场形成双层强流场。通过对气固两相流运动模拟发现处于60 μm与100 μm之间颗粒部分通过转子区域。     

壁面微沟槽与表面活性剂耦合对管道中湍流减阻特性的影响

通过矩形管道压降实验研究了壁面微沟槽和表面活性剂的减阻性能及联合减阻的增益效果,用粒子成像测速仪分析了流场特性。实验所用的微沟槽为3种不同结构的顺流向V形沟槽,表面活性剂为十六烷基三甲基氯化胺(CTAC),水杨酸钠(NaSal)作为补偿离子。结果表明,壁面微沟槽和表面活性剂溶液均有减阻效果,二者耦合后减阻率进一步提升,最高减阻率为48.26%。微沟槽的减阻性能主要作用在近壁区,通过影响边界层平均流速、速度脉动强度和涡结构,减少表面活性剂的湍动能损耗。当超过表面活性剂的临界雷诺数后,沟槽尖端的高剪切力会加剧胶束结构分解。表面活性剂能抑制湍流涡的演变,扩大微沟槽有效减阻的雷诺数范围。     

多旋臂气液旋流分离器内气相流动特性分析

为考察费托合成过程中用于油气分离的新型多旋臂气液旋流分离器内气相流场分布特性,明晰离心分离效果,采用RSM湍流模型对分离器气相流场进行模拟研究,所得压降与实验数据吻合较好,表明该模型适用于模拟该分离器。根据结构特点和压力分布特性,将分离器划分为四个区：进料管区、旋臂区、环隙区和分离区。结果表明,气体流经旋臂时运动方向改变产生的阻力损失占总阻力损失的60%以上;经旋臂排出后气体分为三股,即沿封闭罩逆时针上行流和下行流,以及沿旋臂与进料管之间区域顺时针上行流;环隙区轴向高度1.472 m,周向位置45°, 135°, 225°, 315°附近形成轴向速度为零的横向旋涡,同时气体在环隙区内径向位置|r/R|=0.972处出现切、轴向速度的最大值,且运动角度均稳定维持在37.43°附近;分离区内上下行流界限清晰(位于|r/R|=0.854)且切向速度符合Rankine涡结构,拟合得到平均准自由涡旋涡指数n=0.697;旋臂附近区靠近外侧壁面处(|r/R|=0.893)和环隙区内|r/R|=0.972处的切向速度均对入口气速的变化较敏感。     

矩形截面螺旋细通道内气液两相流液相分布及压降特性

为探究不同操作参数及结构下矩形截面螺旋细通道内气液两相流的液相分布及压降特性,建立了光滑螺旋通道及内置矩形涡发生器的螺旋通道2种模型,在进口速度u_(in)=0.22～0.32 m/s,进口含气率α=0.55～0.59的条件下,以空气-水两相流为工质进行了数值模拟。结果表明,在研究的范围内通道内液体受离心力的影响被甩向螺旋通道外侧,而气体分布于通道内侧。进口含气率的增加会减少通道外壁面的液膜厚度。通道内置的矩形涡发生器可使内部工质产生二次流从而增强混合,有效提升截面含气率。除此之外,进口速度的增大、进口含气率的减小及矩形涡发生器的加入均会使矩形螺旋细通道内两相压降增大。     

高效转子式选粉机的数值模拟的研究

设计高效转子式选粉机，利用ANSYS CFX11.0软件进行数值模拟研究高效转子式选粉机内部流场。发现转子转动条件下，转子附近分级区域的速度不是沿转子叶片均匀分布，其流场因转子的转动分成两部分：一部分进入转子，在转子内部形成巨大的涡，具有较小的切向速度。一部分与转子上部形成60°左右的夹角，与壁面之间形成一个涡，这两部分的流场形成双层强流场。通过对气固两相流运动模拟发现处于60 μm与100 μm之间颗粒部分通过转子区域。     

翼型涡发生器对半圆形螺旋通道的换热强化机理

为考察不同形状和布置方式的翼型涡发生器强化半圆形截面螺旋通道的换热特性,对单一以及安装了jxjs、jxjk、sjjs和sjjk 4种涡发生器的螺旋通道内流动与换热特性进行了数值研究,数值模拟结果与实验结果吻合较好。结果表明,研究范围内涡发生器前后180°范围内的换热壁面平均Nusselt数与单一通道的相应值之比的平均值在1.044~1.074之间,流动阻力系数f/f0在1.105~1.188之间。对传热效果而言,矩形翼优于三角形翼,对翼渐缩布置优于渐扩布置。涡发生器产生的纵向脱落涡旋改变了原有的二次流场结构,改善了速度场和温度场的协同性,强化了传热。安装jxjs和sjjs型涡发生器的复合二次流场分别为4涡和2个大涡结构,Re=8000时两者在通道内强化换热作用范围分别可达10.47和12.56倍翼高的距离。     

安装涡发生器的矩形截面螺旋通道内流体流动

对安装三角翼型涡发生器的曲率为0.05的矩形截面螺旋通道内的流场进行了实验测量,并将测量值与模拟值进行比较,二者吻合较好。利用数值模拟方法研究了矩形截面螺旋通道内涡量的演变过程,研究了曲率及Reynolds数对涡发生器有效作用距离的影响。结果表明,安装三角翼型涡发生器后,矩形截面内靠近内壁处新出现了两个common-flow-down型的二次涡,新出现的额外涡量的极值为原有涡量的2.0~2.8倍。Reynolds数越大,曲率越小,涡发生器的有效作用距离越长。当曲率为0.05,迎流角为10°,Reynolds数为5370时,其值可达翼高的79倍。     

翼型涡发生器对半圆形螺旋通道的换热强化机理

为考察不同形状和布置方式的翼型涡发生器强化半圆形截面螺旋通道的换热特性,对单一以及安装了jxjs、jxjk、sjjs和sjjk 4种涡发生器的螺旋通道内流动与换热特性进行了数值研究,数值模拟结果与实验结果吻合较好。结果表明,研究范围内涡发生器前后180°范围内的换热壁面平均Nusselt数与单一通道的相应值之比的平均值在1.044～1.074之间,流动阻力系数f/f₀在1.105～1.188之间。对传热效果而言,矩形翼优于三角形翼,对翼渐缩布置优于渐扩布置。涡发生器产生的纵向脱落涡旋改变了原有的二次流场结构,改善了速度场和温度场的协同性,强化了传热。安装jxjs和sjjs型涡发生器的复合二次流场分别为4涡和2个大涡结构,Re=8000时两者在通道内强化换热作用范围分别可达10.47和12.56倍翼高的距离。     

基于PIV法的管内插螺旋液固两相流流场特征

为探究管内插螺旋与液固两相流复合技术对流场与传热的影响机理,采用粒子图像处理技术(PIV)实验研究管内流体的涡量场及速度场分布规律。对比实验结果表明:内插螺旋液固两相流使流体呈螺旋流动,且增大流体的运动强度。在雷诺数Re=26 400～33 000,总平均涡量比光管增大21.4%～35.8%;径向速度呈正负波动分布,平均径向速度为光管的6.5～19.8倍,径向速度波动为光管的51～609倍;轴向速度沿壁面向管中心递增,轴向速度波动比光管增大41.5%～60.6%;平均湍动能比光管增大162.7%～254.6%,因此内插螺旋液固两相流复合技术更有利于传热。     

流线型涡发生器与螺旋片强化换热器壳侧传热

为降低翅翼型纵向涡发生器与螺旋片复合强化的套管式换热器壳侧传热阻力,提出一种新型翅翼型纵向涡发生器,即流线型涡发生器。采用实验和数值模拟方法研究了流线型涡发生器与螺旋片复合强化的换热器壳侧的传热和阻力特性并与三角翼型涡发生器（DWP）的强化效果进行比较,考察了流线型涡发生器common-flow-down（CFD）和common-flow-up（CFU）两种安装方式的强化效果,分析了流线型涡发生器的减阻机理。结果表明,在涡发生器面积和迎流角相同的情况下,流线型涡发生器可以取得与三角翼型涡发生器相同（Re<8000）或略低（Re>8000）的传热系数,但其产生的流动阻力比三角翼型涡发生器低21%;在相同压降条件下,common-flow-up安装方式的综合传热效果优于common-flow-down;流线型涡发生器减阻机理在于提高了速度场与压力场的协同性。     

Kenics型静态混合器充分发展段纵向涡演变分析

为分析Kenics型静态混合器内充分发展段沿轴向二次流纵向涡的形成诱因及演变过程,运用大涡模拟对混合器内流场进行研究,数值模拟结果与实验结果吻合较好. 结果表明,在第7个扭旋叶片所在区域内含3种旋涡,分别为叶片入口分割上一段流体后产生的合并旋涡、随扭旋叶片一起旋转的内流旋涡和绕流旋涡. 绕流旋涡是扭旋叶片高扭率产生的科氏力导致单侧流体压力不平衡,使边界层产生分离形成的诱导旋涡. 沿轴向将第7个扭旋叶片所在区域流场平均分成4段,第一和第二段的横截面上存在5个纵向涡,涡量和湍动强度平均值分别比第三和第四段高23.0%和8.93%. 在相邻叶片的分界面处,旋涡破碎和聚合产生能量损耗,使近壁面的涡量陡增,高出平均值73.0%.     

聚合物两圆筒环槽切向流传热的简化计算

本文应用有限差分法对聚合物在两圆筒环槽间具有粘滞耗散热的切向流,简化为两平行平板拖动流而进行传热计算.首先得出熔融体拖动流顺流方向的温度分布,并导出两壁面处温度梯度的近似计算式,从而求出两壁面处的努塞尔准数Nu和换热系数α值.本文可供聚合物螺杆机械、剪切机头、以及模腔流道等具有耗散热传热计算时参考.