天津城建大学学报 第 22 卷 第 4 期 2016 年 8 月 Journal of Tianjin Chengjian University Vol.22 No.4 Aug. 2016 能源与机械 $ 翅片管强制对流散热器散热量确定方法 1 1 2 3 1 1 田 瑞 ，赵树兴 ，金 阳 ，马巧燕 ，杜 赫 ，沈明月 (1. 天津城建大学，天津 300384 ；2. 河北大地建设科技有限公司，石家庄 050021 ；3. 北京住总房地产开发有限责 任公司，北京 100020) 摘要 ：在研究分析翅片管内、外换热特性及其计算方法的基础上，通过对翅片管内水侧换热的 理论计算和翅片管外空气侧换热的数值模拟分析 ，提出了一种用来确定不同结构参数时翅片管 强制对流散热器散热量的有效方法并进行了实验验证分析，同时给出了该方法的应用算例． 翅片管强制对流散热器；理论计算；数值模拟；散热量 关 键 词 ： 中图分类号：TU832.23 ：TK124 文献标志码 ：A 文章编号 ：2095-719X (2016)04-0282-05 翅片管强制对流散热器是一种新型高效的供暖 强制对流散热器，其中又以铜管铝翅片强制对流散 系统末端装置．近年来，为了使其更加节能、高 热器最为常用．本文选用图 1 所示的 U 型铜管铝翅 效、紧凑，研究人员试图对其结构进行创新与优化． 片强制对流散热器作为研究对象，其主要的结构参 在进行结构优化研究中，翅片管强制对流散热 数如表 1 所示[1]． 器散热量的确定，既是重点又是难点．翅片管强制 对流散热器的热量传递过程主要包括管内热水与翅 片管内壁间的对流传热过程、翅片管内壁与外壁间 的导热过程以及翅片管外壁与冷空气间的对流传热 过程．其中，管内热水与翅片管内壁间的对流传热 过程以及翅片管内壁与外壁间导热过程的理论计算 已非常成熟，可通过已有公式精确算出翅片管内热 （a ）散热器主视图和侧视图 水散热量及管内热水与翅片管内壁间的表面传热系 数等参数．而翅片管外壁与空气间的对流换热过程 十分复杂，尚未形成统一、成熟的数学公式对其进 行理论计算．现有文献中运用 CFD 模拟软件对翅片 管内外同时建模来模拟得其散热量的内容涉及很 少，而且在实际建模中遇到很多困难．所以，单纯 依靠理论计算或数值模拟都不能有效得出翅片管强 制对流散热器的散热量．为解决这一问题，本文拟 （b ）翅片管结构详图 通过翅片管内水侧换热的理论计算和翅片管外空气 图 1 U 型铜管铝翅片强制对流散热器结构示意图 侧换热的数值模拟分析相结合的方法，以确定不同 表 1 铜管铝翅片强制对流散热器主要结构参数 mm 结构参数时强制对流散热器的散热量． d d d δ δ L D S S e 1 2 3 f g 1 2 f 16.5 17.8 18.4 0.3 0.65 150 108 75 50 3 ～6 1 研究对象的选取 注： d1 为铜管内径； d2 为铜管外径； d3 为翅片管外径； δf 为 翅片厚度； δg 为铜管壁厚；L 为翅片高度；D 为翅片宽度； S1 U 型翅片管强制对流散热器是目前常见的一种 为铜管的横向间距； S2 为铜管的竖向间距； ef 为翅片间距． 收稿日期：2015-09-04 ；修订日期：2015-09-24 作者简介： 田 瑞（1991— ），男，山东泰安人，天津城建大学硕士生. 通讯作者：赵树兴（1962— ），男，教授，从事建筑节能与集中供热新技术研究．E-mail ： 天津城建大学学报 田 瑞等：翅片管强制对流散热器散热量确定方法 ·283 · 下式[2] 2 翅片管内水侧换热理论计算 Δt = Q + Q ln d3 (5) 2hπd l 4πλl d 1 1 2.1 翅片管内热水的放热量 式中： Δt 为管内热水与翅片管外壁的温差， ℃ ；d3 在给定翅片管进、出水温度条件下，某一水流 为翅片管外径， mm ． 量对应的热水放热量可用下式计算 c ⋅G ⋅(tin − tout ) 3 翅片管外空气侧换热数值模拟 Q = (1) 3.6 式 中 ： Q 为 水 的 放 热 量 ， W ； c 为 水 的 比 热 ， 3.1 物理模型 kJ /(kg ⋅℃) ； G 为水的质量流量， kg / h ；tin 为翅片 由于翅片数目较多，若进行全尺寸的数值模 管进水温度， tin ＝60, ℃；tout 为翅片管出水温度， 拟，网格数量非常多，前期建模和网格划分的工作 tout ＝50,℃． 量将非常大，后期数值计算也会给处理工作带来很 2.2 管内热水与翅片管内壁间的表面传热系数 大的困难[3]．基于翅片管强制对流散热器几何结构 管内热水与翅片管内壁间的表面传热系数 h 需 的对称性，本文对翅片管进行分段建模，来揭示整 通过判断翅片管内热水流态来确定．判断翅片管内 个散热器中流体的散热状况．计算区域由每段所含 热水流态的依据为水流的雷诺数，如下式[2] 总的翅片数和其前后两个空气层的一半空间构成． ud1 Gd1 本文采用 CFD 模拟软件建立物理模型．在 Re = = (2) ν 2 × 3 600ρ Aν Gambit 建模过程中，为了保证物理模型的可靠性及 式中： Re 为水流的雷诺数； d 为翅片管内径， m ； 计算的稳定性，建模时考虑了空气入口区域和出口 1 ρ 为水的密度， kg / m3 ；A 为翅片管水流截面积， 区域两个延伸的区域：将进口区延长至 2 倍管径的 m2 ；ν 为水的运动黏度系数， m2 / s ． 长度，目的是为了使空气来流分布均勾，减小气流 当水流的雷诺数 Re 大于 2,300 时，水流态处于 不均匀性的影响，避免入口处的入口效应；出口延 过渡区或紊流区，水的努谢尔特数 Nu 可采用格林尼 长至 7 倍管径的长度，该区域的设定是为了减小空 [4] 斯基提供的经验公式，如下式[2] 气回流对模拟计算结果精度和准确性的影响 ．单 元计算模型 (仅含一片翅片)如图 2 所示． 0.87 0.4 ⎡ d1 2/3 ⎤ Prf 0.11 Nu = 0.012(Re - 280) ⋅ Prf ⎢1+ ( l ) ⎥ (Pr ) (3) ⎣ ⎦ w 式中： Nu 为水的努谢尔特数； Pr 为定性温度为 55, f ℃时水的普朗特数； Prw 为定性温度为管内壁温时 水的普朗特数； l 为翅片管长度， l ＝1.3m ． 式 (3 )的适用条件： 1.5＜Prf ＜500 ，0.05 ＜ Pr f ＜20 ，2,300 ＜Re ＜10,000． Pr w 管内热水与翅片管内壁间的平均表面传热系数 图 2 单元计算模型示意图 h 可由下式求得[2] 3.2 网格划分 h = Nu λ (4) 网格划分质量的好坏直接关系到数值模拟计算 d 1 结果的精确度与可信度．本文使用 Fluent 默认前处 式中： h 为管内热水与翅片管内壁间的对流换热系 理程序 Gambit 来进行网格划分：采用 Hex/Wedge 数，W / (m2 ⋅℃）；λ 为水的导热系数，W /(m ⋅℃) ． 网格单元，Cooper 网格类型划分翅片及空气区域． 2.3 管内热水与翅片管外壁的温差 3.3 数学模型及基本假设 在确定管内热水与翅片管外壁的温差时，涉及 针对本文所模拟的内容进行简化并且给出如下 到两个传热过程，即管内热水与翅片管内壁间的对 基本假设[5] ： 流传热过程和翅片管内壁与外壁间的导热过程，因 (1)流动和换热处于稳定状态，流体为不可压缩 此管内热水与翅片管外壁的温差由两部分组成，如 的常物性气体． ·284 · 天津城建大学学报 2016 年 第 22 卷 第 4 期 (2)入口各处空气流速和物性相同，速度分布 的散热量实验测试值与模拟计算值整理如表 2 所 均匀． 示．通过实验测试值与模拟计算值的比较，验证数 (3)流体在固体壁面上没有滑移． 值模拟的正确性[8-9]． (4)翅片具有温度，其温度非均匀分布，具 表 2 散热器实验测试值与模拟计算值的对比 置温度由耦合传热计算得出． 进出水温 散热量实验 散热量模拟 散热量相差 (5)翅片材料的物性参数为常数． 度/ ℃ 测试值/W 计算值/W 百分比/%, (6)假定翅片和铜管表面光滑且接触良好，忽略 95.0/70.2 2,919.8 3,053.4 4.4 翅片与铜管之间的接触热阻． 75.0/56.7 2,129.6 2,170.3 1.9 (7)由于散热器翅片侧是强制对流散热，所 以可 57.0/45.6 1,336.2 1,387.9 3.7 以忽略模型和空气之间的辐射换热． 由表 2 可知 ，3 种工况下散热器散热量的实验 3.4 边界条件及求解方法 测试 值与模拟计算值相差均不 超 过 5%, ，由此可 空 气 入 口 设 为 速 度 入 口 边 界 条 件 (velocity 见 ，本文所提出的确定强制对流散热器散热量的计 inlet)；空气出口设为出流边界条件 (outflow)；翅片 算方法是正确的． 和空气接触面设为耦合面 (coupled)，这种边界条件 可 以实现流体和固体的耦合换热；翅片管外壁设为 默认边界条件，假设翅片管外壁温度沿水流方向线 应用算例 性变化，并可由管内热水与翅片管外壁间温差 Δt 求 得；其余 表面设置为对称边界 条件， 能使计算模 翅片间距是影响强制对流散热器散热性能 的重 型、网格数均减小一半，节省计算时间． 要 因素 ，因此，本文以翅片间距与强制对流散热器 因 本 文研 的 是 不 可 压 流 动 问 题 ，故 采 用 散热量之 间的关系为例 ，来说明上述散热器散热量 Segregated 求解器进行求解 ；湍流模型为标准 k-ε 模 计算方法 的应用．理论计算和模拟分析 的基本条件 型；壁函数选用标准壁 函数；控制方程采用单精度 为：散热器翅片管进水温度为 60, ℃，出水温度为 分离式算法 ；压力 与速度的耦合采用 SIMPLE 算 3 50,℃；散热器风机风量恒定为 600 m / h ，进风风速 法 ；压力插值格式选用 standard 格式，动量方程与 为 2.2 m /s ，进风温度为 16,℃；翅片间距 e 变化范 f k-ε 方程的对流项离散采用二阶迎风差分格式． 围为 3 ～6 mm ，本文分别取 3.0 ，3.5 ，4.0 ，4.5 ，5.0 ， 本文中，散热器放置在完全 敞开空间，周围环 5.5 ，6.0 mm 进行计算，散热器其他结构参数不变． 境为一个大气压，所以设定工作压力为 101,325,Pa ； 4.1 管内热水放热量理论计算 考虑重力 的影响；由于翅片表面温度是由管壁对翅 本文管内热水流量取值范围为 100 ～250 kg / h ， 片的导热所获得，翅片的温度分布沿导热热流传递 根据上述翅片管内水侧换热理论计算公式可得：在 的方向是不断变化的，而翅片表面的温度场分布对 给定散热器进、出水温度的情况下，翅片管内热水 于翅片管散热器的散热量有一定的影响，在数值模 放热量在 1,160 ～2,900 W 之间变化，如图 3 所示； 拟过程中，需考虑翅片与翅片管管壁的导热作用[6]． 管内热水与翅片管外壁的温差在 19 ～23, ℃之 间变 3.5 实验验证 化，如图 4 所示． 为验证数值模拟的正确性，委托散热器生产厂 家生产出了翅片间距 ef ＝3 mm ，其他结构参数如表 1 所示的散热器样品 ，在散热器热工性能测试实验 台上，按照 GB/T13754—2008 《采 暖散热器散热量 测定方法》[7] 中的具体规定对该样品进行测试． 实验选取进出口温度分别 为 95.0, ℃/70.2, ℃、 75.0,℃/56.7,℃和 57.0,℃/45.6,℃共 3 种工况对散热 器进行测试 ，分别得到不同工况下散热器的实验测 试散热量．根据散热器样品建立物理模型，在 3 种 工况下对其进行数值模拟计算，分别得到不同工况 图 3 热水流量-热水放热量关系曲线 下散热器的模拟计算散热量．将不同工况下散热器 天津城建大学学报 田 瑞等：翅片管强制对流散热器散热量确定方法 ·285 · 图 4 热水放热量-管内热水与翅片管外壁温差关系曲线 翅片间距-散热器散热量关系曲线 管外空气得热量模拟计算 根据初步测算，管内热水与翅片管外壁温差大 5 结 论 概在 19 ～22,℃之间变化，本文选取 19，20 ，21 ， 22,℃ 共 4 种情况进行模拟，得出了 4 种温差时不 在翅片管强制对流散热器结构优化研 中，其 同翅片间距下管外空气得热量，如图 5 所示． 散热量的确定是个难题．本文对翅片管内水侧换热 采用理论计算方法 ，而对翅片管外空气侧换热采用 数值模拟分析方法 ，并将两者有机结合，进而给出 了一种确定强制对流散热器散热量的方法．通过实 验验证，该方法是正确的、有效的，对于翅片管强 制对流散热器结构优化研 具有借鉴意义． 参考文献： ［1 ］ 赵加宁 . 低温热水采暖末端装置 [M]. 北京：中国建 图 5 翅片间距-空气得热量关系曲线 散热器散热量确定 ［2 ］ 章熙民，任泽霈，梅飞明 . 传热学 [M]. 北京：中国 根据能量平衡原理，即：散热器散热量＝管外 建筑工业出版社，2007. ［3 ］ 陈 健. 板肋管换热器传热流动特性的实验研究与计 空气得热量＝管内热水放热量，利用图 3、图 4 和 算 [D]. 杭州：浙江大学，2012. 图 5 便可确定某一翅片间距下的散热器散热量．具 ［4 ］ 何泽明. 空气横掠平直翅片管流动与换热的数值研究 体方法如下： [D]. 太原：太原理工大学，2013. 首先利用图 3 ，可查得某一热水流量 G 下的热 0 ［5 ］ 王云龙. 翅片管式换热器设计软件开发及影响参数研 水放热量 Q0 (它也是空气得热量)，再利用图 4 由Q0 究 [D]. 大连：大连理工大学，2013. 查得管内热水与翅片管外壁温差 Δt0 ，最后利用图 ［6 ］ 李锋平，刘金祥，陈 鹏，等. 肋片几何参数对肋片 5 ，由 Q0 和 Δt0 确定一点 ，该点所对应的翅片间距为 管 表 冷 器 性 能 影 响 的 数 值 模 拟 [J]. 建 筑 科 学 ， 2010 (8)：88-91. ef ，进而得到翅片间距为 ef 时的散热量为 Q0 ． 0 0 ［7 ］ 采暖散热器散热量测定方法：GB/T13754—2008 [S]. 由此可知 ，在给定散热器进、出水温度和其他 8 ］ 吴小舟，赵加宁，魏建民. 供暖型风机盘管散热量计 ［ 参数不变 的条件下，翅片间距与散热器散热量存在 算方法的探讨 [J]. 暖通空调，2010 (7)：63-66. 一一对应的关系．根据图 3、图 4 和图 5 ，可进一步 ［9 ］ 许冬梅，王 侃，霍尚龙，等. 双铜管铜铝复合柱翼 整理得到翅片间距与散热器散热量的关系 曲线 ，如 型散热器的结构优化 [J]. 暖通空调，2010 (1) ：134- 图 6 所示． 136. Study on Determination Method of Heat Dissipation Capacity of Fin Tube Forced Convection Radiator 1 1 2 3 1 1 TIAN Rui ，ZHAO Shuxing ，JIN Yang ，MA Qiaoyan ，DU He ，SHEN Mingyue (1．Tianjin Chengjian University ，Tianjin 300384 ，China ；2 ．Heibei Dadi Construction Technology Co. ，Ltd. ， Shijiazhuang 050021 ，China ；3．Beijing Zhuzong Real Estate Development Co. ，Ltd. ，Beijing 100020 ，China) ·286 · 天津城建大学学报 2016 年 第 22 卷 第 4 期 Abstract ：Based on the research and analysis of the heat transfer characteristics in the out of the fin tube and the calculation method of the capacity ，through the theoretical calculation of the water side’s heat transfer in the fin tube and the numerical simulation analysis of the air side’s heat transfer out of the finned tube ，this paper puts forward an effective method to de- termine the heat dissipating capacity of the fin tube forced convection radiator under different structural parameters．What’s more ，this paper does the experimental verification．At the same time ，this paper gives an application example of this method. Key words ：fin tube forced convection radiator ；theoretical calculation ；numerical simulation ；heat dissipating capacity （上接第 264 页） Research On Seismic Isolation Characteristics of Large-span Continuous Girder Bridge Based on Fiber Element Model RONG Jie ，LÜ Yang ，LI Zhongxian (School of Civil Engineering ，TCU ，Tianjin 300384 ，China) Abstract ：In this paper ，a finite element analysis model is established for an approach span of a cross-sea bridge with the beam ，pier and pile simulated by fiber beam elements ，the pile cap simulated by layered shell element ，and the lead rubber bearings simulated by Bouc-Wen model．Through the dynamic elastic-plastic analysis ，the influence rule of the dynamic characteristics and seismic isolation effect of the two parameters of the yield force of Lead Rubber Bearing (LRB)and post-yield stiffness on the bridge structure was discussed．The results show that LRB has obvious seismic reduction effects on large-span continuous girder bridge ，such as the significant decrease of the relative dis- placement of the pier and the shear force at the bottom of the pier．The smaller the yield force of LRB ，the dis- placement of the pier and the shear force at the bottom of the pier ，the better the seismic reduction effect will be．The smaller the post-yield stiffness of LRB ，the better the seismic isolation effect will be．Unreasonably reducing the yield strength of LRB may increase its displacement ，causing its damage beforehand ，even beam lowering. Key words ：fiber element model ；LS-DYNA ；large-span continuous girder bridge ；LRB ；seismic isolation char- acteristics （上接第 281 页） Stress Analysis on Incremental Launching Construction Process

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