基于场协同原理的声强化瞬态共轭传热特性

李胤辰; 郭畅

doi:10.12404/j.issn.1671-1815.2507316

科学技术与工程 ›› 2026, Vol. 26 ›› Issue (25) :10872-10880 DOI: 10.12404/j.issn.1671-1815.2507316

能源与动力工程

基于场协同原理的声强化瞬态共轭传热特性

李胤辰 ,
郭畅 ^*

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Transient Conjugate Heat Transfer Characteristics Enhanced Acoustically Based on Field Synergy Principle

LI Yin-chen ,
GUO Chang ^*

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摘要

可听声波具有无接触、可控性强等优势,可以有效增强空气的热传递过程。通过建立声波入射模型结合场协同原理,探究空气-空气换热器中的瞬态流动和传热特性,揭示声波对瞬态传热特性的影响。结果表明,高振幅声波(140 dB)导致流动结构发生变化,热管后漩涡呈现周期性消失-再生的演变规律,因此该区域内协同程度发生较大变化。声波幅值变化对不同位置时均速度的影响较小,而时均协同角及热通量呈现较大变化。冷侧和热侧协同角分别小于或大于90°,且壁面热通量随冷侧和热侧协同程度提升而增大。此外,在一个声波周期内,热侧体积加权时均协同角(θ_tave)与热通量呈现相似变化规律,表明热管的协同程度对传热性能的影响更大。当声压级(sound pressure level,SPL)从0 dB增加到140 dB时,冷侧和热侧的θ_tave分别减小和增加约3.4%和5.9%,换热面热通量增加约31.5%。该研究可为声波强化空气-空气换热器性能提供指导。

Abstract

Audible sound waves have the advantages of non-contact and strong controllability, which can effectively enhance air heat transfer. Numerical models for the incidence of sound waves and field synergy analysis were established, and the transient flow and heat transfer characteristics in an air-to-air heat exchanger were explored to reveal the influence of sound waves on transient heat transfer characteristics. The results show that the flow structure is changed under high amplitude sound waves (140 dB), and the vortex behind the heat pipes disappears and re-generates, indicating that the synergy degree will change significantly in this region. The velocity, synergy angle, and heat flux fluctuate periodically under the effect of sound waves, and the time-averaged velocity changes slightly while the time-averaged synergy angle and heat flux vary with sound pressure levels (SPLs). The synergy angle on the cold and hot sides is less and larger than 90°, and the location on the heat transfer surface with higher heat flux has a better synergy degree on both sides. Besides, the variation of volume-averaged synergy angle (θ_tave) on the hot side is more consistent with that of heat flux in one acoustic period, which means that the synergy degree in heat pipes affects the heat transfer performance more. When the SPL increases from 0 dB to 140 dB, the θ_tave on the cold and hot sides decreases and increases by 3.4% and 5.9%, and the heat flux increases by 31.5%. This research can provide guidance for the optimization of air-to-air heat exchanger performance using sound waves.

Graphical abstract

关键词

强化传热 / 可听声波 / 场协同分析 / 振荡流

Key words

heat transfer enhancement / audible sound waves / field synergy analysis / oscillating flow

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李胤辰, 郭畅. 基于场协同原理的声强化瞬态共轭传热特性[J]. 科学技术与工程, 2026, 26(25): 10872-10880 DOI:10.12404/j.issn.1671-1815.2507316

LI Yin-chen, GUO Chang. Transient Conjugate Heat Transfer Characteristics Enhanced Acoustically Based on Field Synergy Principle[J]. Science Technology and Engineering, 2026, 26(25): 10872-10880 DOI:10.12404/j.issn.1671-1815.2507316

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空气换热器广泛地应用于火力发电、余热回收等领域,提高其换热效率对于推动能源高效利用具有重要作用。目前强化传热技术主要分为主动强化传热和被动强化传热两种,被动强化传热技术主要涉及改变换热器的几何结构、表面特性等^[1-2];而主动强化传热技术则是通过施加外力(例如电场、振动或声音激励)来实现^[3],其中施加外力声场凭借可控性强、无接触等优势受到了广泛关注。

目前强声波已在电站锅炉中得到了一定应用,将气流的机械能转换为声能用于提升清灰效果^[4-5],表明强声波可通过扰动流场改善流体输运性能。Hou等^[6]提出了以声学为支持的紧凑型热交换器,具有低能耗和长运行时间的特点。近年来,国内外的学者针对不同幅值和频率的声波强化传热特性进行了广泛的研究,陈真真等^[7]对超声波激励换热过程强化的研究进展进行了系统综述,表明超声波可以有效地强化传热特性。但超声波在空气中的衰减较快,相比之下可听声波在空气中的衰减较慢,姜羽等^[8]研究了可听声波对圆柱绕流流动和传热特性的影响,结果表明传热效率随声波幅值的增大而增加。杨延锋等^[9]探究了不同频率下非线性声流对流动传热的影响,结果表明低频声波产生的声流效应对传热过程的强化效果更加显著。Li等^[10]总结了不同声压级(sound pressure level,SPL)、频率及入口温度下声波强化传热效率的变化趋势,并提出了强化传热的最佳频率。Hou等^[11]对比了层流与湍流下声波对传热性能的影响效果,研究表明层流与湍流下声波强化传热的最佳频率不同,且层流下强化传热效果更好。Ou等^[12]通过数值模拟以及实验测量,研究声波对管阵单元结构交错排列表面对流传热的影响,实验结果验证了声波强化圆柱形排列表面对流传热的能力。

目前研究多侧重于分析变幅值与频率下声波对流动与传热特性的影响规律,而对于强化传热机理探究相对较少。Guo等^[13]提出场协同原理,指出传热性能与速度场和温度场的协同程度有关,为传热强化机理分析提供了新思路,近年来场协同原理在主动强化传热研究中得到了广泛应用。Li等^[14]探讨了车辆散热器的振动增强传热效果,研究得出振动扰动了速度场和温度场,并提高了对流传热的场协同作用,最终实现强化传热。Fu等^[15]探究了振动对矩形单元换热通道传热的影响,发现振动产生的垂直于主流方向的速度梯度场与温度梯度场协同作用,增强了系统的传热特性。Zhang等^[16]结合超声波和结构优化,以增强微通道散热器的散热能力,结果表明声流效应改善了速度场和温度场之间的协同作用,且在不同结构下场协同程度随振幅增加,尤其在雷诺数较大的情况下更为显著。Luo等^[17]在换热管道的外腔内设置了3个不同的声源入口,分析了不同布置下的温差数据,结果表明在最佳声频和声压级下,声波信号布置与循环水流方向的夹角越大,传热效果越好。然而,目前文献尚未涉及可听声波对空气换热器的流场与温度场协同特性影响研究,限制了强化传热技术的进一步发展。

因此,现建立空气-空气换热系统,并构建声波入射与场协同分析耦合数值计算模型,探究双侧声波作用对流场与温度场分布特性的影响规律,剖析换热器内部流场、温度场协同程度变化与传热性能的耦合关系,从而丰富强化传热理论,并为空气换热器性能优化提供指导。

1 物理模型和空间离散化

建立了空气-空气换热系统,三维模型如图1(a)所示。图1(b)和图1(c)分别显示了冷侧和热侧的边界条件。冷空气(2 m/s,300 K)从左向右流动。冷流体域内设置3根热管(从左到右编号为1、2、3,半径均为15 mm),热空气(2 m/s,363 K)从后向前流动。

使用ICEM生成四面体网格,确保固体域和流体域界面上的节点匹配。此外,在换热壁面两侧划分10层边界层单元以准确模拟换热表面附近的流动和传热特性,其中第一层边界层单元高度为0.07 mm,边界层单元高度增长率为1.3,对应无因次壁面距离y⁺接近1。图2对比了不同网格数量下换热表面热通量变化趋势。可知,不同热管的热通量随着网格数量的增加趋于稳定。为兼顾模拟精度与时间成本,选择具有471万个单元的网格系统用于后续模拟,该网格系统中最大单元体积约7.12×10^-9 m³,最小单元体网格系统如图3所示。

2 数值模拟方法

2.1 流场模拟

使用雷诺平均法来求解流动与传热控制方程。雷诺平均纳维-斯托克斯方程表示为

(1)$\frac{\partial \left(\mathit{\rho }\overline{{\mathit{v}}_{\mathit{i}}}\right)}{\partial {\mathit{x}}_{\mathit{i}}}=0$

(2)$\begin{array}{c} \frac{\partial\left(\rho \overline{v_{i}}\right)}{\partial t}+\frac{\partial\left(\rho \overline{v_{i}} \overline{v_{j}}\right)}{\partial x_{j}}=\frac{\partial}{\partial x_{j}}\left[\mu \left(\frac{\partial \overline{v_{i}}}{\partial x_{j}}+\frac{\partial \overline{v_{j}}}{\partial x_{i}}-\right.\right. \\ \left.\left.\frac{2}{3} \delta_{i j} \frac{\partial \overline{v_{k}}}{\partial x_{k}}\right)-\rho \overline{v_{i}^{\prime} v_{j}^{\prime}}\right]-\frac{\partial \bar{p}}{\partial x_{i}}+F_{i} \end{array}$

(3)$\mathit{\rho }{\mathit{c}}_{\mathit{p}}\left(\frac{\partial \stackrel{-}{\mathit{T}}}{\partial \mathit{t}}+{\stackrel{-}{\mathit{v}}}_{\mathit{j}}\frac{\partial \stackrel{-}{\mathit{T}}}{\partial {\mathit{x}}_{\mathit{j}}}\right)=\frac{\partial }{\partial {\mathit{x}}_{\mathit{j}}}\left(\mathit{k}\frac{\partial \stackrel{-}{\mathit{T}}}{\partial {\mathit{x}}_{\mathit{j}}}-\mathit{\rho }{\mathit{c}}_{\mathit{p}}\overline{{\mathit{v}\mathit{\text{'}}}_{\mathit{j}}\mathit{T}\mathit{\text{'}}}\right)+\mathit{S}\left(\stackrel{-}{\mathit{T}}\right)$

式中:ρ为流体密度;t为时间;v_i和v_j分别为时均速度在i,j方向的分量;p为压力;F_i为i方向上的体积力;μ为动力黏度;T为热力学温度;c_p为定压比热容;“-”和“'”分别为平均分量和扰动分量;$-\mathit{\rho }\mathrm{ }\overline{{\mathit{v}\mathit{\text{'}}}_{\mathit{i}}{\mathit{v}\mathit{\text{'}}}_{\mathit{j}}}$和$-\mathit{\rho }\overline{{\mathit{v}\mathit{\text{'}}}_{\mathit{j}}\mathit{T}\mathit{\text{'}}}$分别为雷诺应力项和湍流热通量。

使用标准k-ε湍流模型建立扰动参数与平均参数之间的关系。湍流动能(k)和湍流涡流耗散(ε)的控制方程定义为

(4)$\frac{\partial \left(\mathit{\rho }\mathit{k}\right)}{\partial \mathit{t}}+\frac{\partial \left(\mathit{\rho }\mathit{k}{\stackrel{-}{\mathit{v}}}_{\mathit{i}}\right)}{\partial {\mathit{x}}_{\mathit{i}}}=\frac{\partial }{\partial {\mathit{x}}_{\mathit{j}}}\left[\left(\mathit{\mu }+\frac{{\mathit{\mu }}_{\mathit{t}}}{{\mathit{\sigma }}_{\mathit{k}}}\right)\frac{\partial \mathit{k}}{\partial {\mathit{x}}_{\mathit{j}}}\right]-\mathit{\rho }\mathit{\varepsilon }+{\mathit{G}}_{\mathit{k}}$

(5)$\frac{\partial \left(\mathit{\rho }\mathit{\varepsilon }\right)}{\partial \mathit{t}}+\frac{\partial \left(\mathit{\rho }\mathit{\varepsilon }{\stackrel{-}{\mathit{v}}}_{\mathit{i}}\right)}{\partial {\mathit{x}}_{\mathit{i}}}=\frac{\partial }{\partial {\mathit{x}}_{\mathit{j}}}\left[\left(\mathit{\mu }+\frac{{\mathit{\mu }}_{\mathit{t}}}{{\mathit{\sigma }}_{\mathit{k}}}\right)\frac{\partial \mathit{\varepsilon }}{\partial {\mathit{x}}_{\mathit{j}}}\right]+\frac{{\mathrm{C}}_{1\mathit{\varepsilon }}\mathit{\varepsilon }}{\mathit{k}}{\mathit{G}}_{\mathit{k}}-\mathrm{C}{2}_{\mathit{\varepsilon }}\mathit{\rho }\mathrm{ }\frac{{\mathit{\varepsilon }}^{2}}{\mathit{k}}$

(6)${\mathit{G}}_{\mathit{k}}={\mathit{\mu }}_{\mathit{t}}\left(\frac{\partial {\stackrel{-}{\mathit{v}}}_{\mathit{i}}}{\partial {\mathit{x}}_{\mathit{j}}}+\frac{\partial {\stackrel{-}{\mathit{v}}}_{\mathit{j}}}{\partial {\mathit{x}}_{\mathit{i}}}\right)\frac{\partial {\stackrel{-}{\mathit{v}}}_{\mathit{i}}}{\partial {\mathit{x}}_{\mathit{j}}}$

(7)${\mathit{\mu }}_{\mathit{t}}=\mathit{\rho }{\mathit{C}}_{\mathit{\mu }}\frac{{\mathit{k}}^{2}}{\mathit{\varepsilon }}$

式中:μ_t为湍流黏度;σ_k为k方程的湍流普朗特数;G_k为由平均速度梯度产生的湍流动能生成项;C₁_ε、C₂_ε、C_μ为湍流模型经验常数。

采用ANSYS Fluent进行流动与传热模拟,边界条件设置如表1所示。

2.2 声波模型

流体中声波为纵波,根据气动声学理论^[18],声波在入口处引起流量参数的周期性波动,并以声速向下传播,影响不同位置的流动特性。因此,声波的控制方程定义为

(8)v=v₀+v_scos(2πft)

(9)${\mathit{v}\mathit{\text{'}}}_{\mathrm{s}}={\mathit{v}}_{\mathrm{s}}\mathit{c}\mathit{o}\mathit{s}\left[2\mathrm{\pi }\mathit{f}\left(\mathit{t}-\frac{\mathit{l}}{\mathit{a}}\right)\right]$

(10)$\mathrm{S}\mathrm{P}\mathrm{L}=20\mathrm{l}\mathrm{g}\frac{{\mathit{v}}_{\mathrm{s}}}{\sqrt{2}{\mathit{v}}_{\mathrm{r}\mathrm{e}\mathrm{f}}}$

式中:v、v₀、v_s、v'_s和v_ref分别为受声波影响的速度、流场的初始速度、声振幅值、t时刻v_s在距入口位置距离l处的振动速度以及粒子振动速度参考值(4.83×10^-8m/s);SPL、f和a分别为声压级、声波频率和声速。

在流场瞬态模拟过程中,将式(8)和式(9)编程为用户自定义程序,并在每个时间步长结束时执行,以获得声波作用下的流动和传热参数。

2.3 场协同分析模型

根据场协同原理,对流传热过程可以认为是具有热源的传导传热过程。传热性能取决于速度、温度梯度矢量和两个矢量的角度。场协同角θ定义为

(11)$ \theta=a \cos \left(\frac{\boldsymbol{v} \cdot \nabla T}{|\boldsymbol{v}| \cdot|\nabla T|}\right) \frac{180^{\circ}}{\pi} $

式(11)中:v和$ \nabla T $分别为速度矢量和温度梯度矢量。

引入体积平均场协同角θ_ave来评估整个计算域的协同程度,表达式为

(12)$ \theta_{\text {ave }} =\sum a \cos \left(\frac{\boldsymbol{v} \cdot \nabla T}{|\boldsymbol{v}| \cdot|\nabla T|}\right) \frac{180^{\circ}}{\pi} \frac{\Delta V}{V_{\text {total }}}$

式(12)中:ΔV和V_total分别为单个网格体积和整个计算域的体积。

2.4 数值模型的验证

为验证数值计算模型准确性,对比了数值模拟结果与文献[19]中的实验结果,实验中的散热过程与本文研究中的传热过程相同,即利用声波强化空气与固体壁面的传热。验证模型如图4(a)所示,将直径为5 mm、初始温度为393 K的铜球放置于直径为115 mm的圆柱体中,其中空气温度为300 K,铜球位于距圆柱体底部上方200 mm处,声波由圆柱底部入射,研究声波对铜球散热过程的影响。图4(b)对比了无声波和133 dB、1 000 Hz声波作用下60 s内铜球表面温度变化趋势,可知,铜球温度随时间逐渐降低,且声波作用下温度下降更快,无声波和有声波作用下实验与模拟的温度偏差小于3 K,可验证数值模拟方法的可行性。

3 结果与讨论

3.1 流场的演化特征

图5为稳态流动下冷侧速度云图及流线分布特性。可知,冷侧最大速度位于垂直于热管2流动方向的区域,而热管后产生漩涡,导致速度降低。图6为稳态流动下冷侧和热管2内温度分布特性。冷侧和热侧流体温度沿流动方向逐渐升高和降低,且在换热面附近变化迅速,远离换热面处变化缓慢。

图7~图9为140 dB声波作用下,一个声波周期内不同时刻速度和温度分布特性。在周期性声波作用下,换热器内速度呈现周期性脉动特性,声波作用不仅使速度幅值发生变化,同时使漩涡结构发生周期性变化。由图7可知,t时刻热管后漩涡消失,在t+ Δt时刻出现,表明高幅值声波导致热管后流动方向发生周期性变化,进而影响传热过程。由图8和图9可知,与速度的变化规律不同,不同时刻下温度分布的变化较小。而热管2出口温度较无声波作用下出口温度低约10 K,同时冷侧热管后高温区域扩大,表明声波促进了冷热流体间的热量交换。

3.2 不同位置流动、协同程度、传热性能的脉动特性

为探究换热面不同位置传热性能,明确热通量与冷热侧协同程度的对应关系,在热管2附近设置25个监测点,如图10所示。

图11和图12分别显示了不同SPL下两个周期内w1和n1处速度和协同角脉动特性。可知,声波作用下w1和n1处的速度、协同角均发生周期性变化,并且脉动范围随着SPL的增加而扩大。冷热侧的协同角分别小于90°和大于90°,即冷侧协同角越小,热侧协同角越大,传热性能越好。w1和n1处速度和协同角脉动特性表明声波入射对一个声波周期内的速度影响较小,即流量不会发生较大变化,但协同程度有所提高。

图13显示了不同SPL下b1处热通量脉动特性。可知,与协同角的脉动特性相似,热通量的波动范围随SPL的增加而扩大,并且热通量也随之增加。当SPL从0(稳态)增加到140 dB时,b1处的时均热通量增加约55.69%。

图14显示了不同SPL下b1~b5测点的时均热通量分布特性。结果表明,不同SPL下热通量的分布特性变化较小,热通量的最大值位于b1处,其次是b5和b3,b2和b4处的热通量低于其他位置。此外,当SPL从0 dB(稳态)增加到120 dB时,不同位置的热通量增长极小,当SPL增加到140 dB时,热通量显著增加。随着SPL从0 dB增加到140 dB,不同位置的热通量平均增加了约48.24%。值得注意的是,b1处的热通量增加率超过50%,而b4处的热通量增加率小于40%,表明声波对不同位置传热性能的影响存在差异。

图15和图16为不同SPL下w1~w5和n1~n5测点时均速度和协同角分布特性。可知,冷侧速度的最大值和最小值分别位于w3和w5,而热侧不同测点速度基本一致。v_s随SPL的增加而增加,但不同位置的时均速度变化较小。

与速度变化不同,不同测点的协同程度相对较大。w1、w5、n1和n5处的速度相对较低,但这些测点的协同程度较好,因此b1和b5处热通量较大。w4处的协同角大于120°,表明该方向的热传递受到抑制,b4处热通量最低。此外,协同程度随SPL的改变而变化。由于漩涡的周期性变化,w5处的协同角在140 dB以下显著增加,但冷侧协同角整体呈减小趋势,同时热侧协同角随SPL增大而逐渐增加。结合热通量、速度和协同角的变化规律可知,协同程度对传热性能具有显著影响,声波入射提高了冷热侧速度场与温度场的协同程度,从而提高传热性能。

3.3 全域协同程度及传热特性分析

图17显示了稳态流动下冷热侧协同角分布特性。其中冷侧大部分区域协同角小于90°,尤其是热管后方的漩涡区域,而热侧协同角主要集中在90°~94°,并且从热管中心到换热面逐渐降低。图18、图19显示了声压级为140 dB下冷侧和热管2在不同时刻的协同角分布特性。不同时刻下热管2的协同角分布变化较小,最大角度约为140°。相比之下,冷侧区域热管后协同角分布随时间而变化。由于漩涡的消失和再生,热管后速度矢量的方向发生周期性改变,因此协同角在t时刻增加到约160°,在t + Δt时刻减小到约20°,表明热管后传热特性受声波的影响更大。

图20显示了140 dB下两个声学周期内θ_ave和表面热通量的脉动特性,揭示了瞬态传热过程与全域协同程度之间的关系。在大部分时刻,冷侧θ_ave小于90°,而热管内θ_ave在整个周期内均大于90°,且其波动范围较小。此外,热管内θ_ave和表面热通量具有相似的波峰和波谷,且二者变化趋势相同,热管2的θ_ave和热通量最高,其次是热管3,热管1的θ_ave和热通量最低。结果表明热管表面热通量随θ_ave的增加或减小而周期性增加或减少,热管内协同程度对传热性能的影响更大。

图21、图22显示了不同SPL下冷热侧体积加权时均协同角(θ_tave)和表面热通量的变化规律。可知,当声压级从0 dB增加到120 dB时,θ_tave变化较小,高于120 dB时,θ_tave发生显著变化,且表面热通量呈现出相似的变化趋势。此外,随着SPL的增加,冷侧和热侧的θ_tave分别减小和增大,热侧θ_tave的变化率高于冷侧,表明入射在冷热侧的声波增强了冷热空气的吸/散热过程,且热侧声波对传热的贡献更大。当声压级从0 dB增加到140 dB时,冷侧和热侧的θ_tave分别减少了约3.4%和5.9%,热通量增加了约31.5%。

4 结论

建立了空气-空气换热系统模型,从场协同角度研究了双侧可听声波对空气-空气换热器中瞬态共轭传热特性的影响机制。主要结论如下。

(1)高幅值声波使换热器内流动结构发生周期性变化。具体而言,在140 dB声波作用下,换热器内热管后漩涡周期性地消失并再生,表明流动方向在一个声波周期内发生周期性变化。此外,声波入射对温度分布特性影响较小,但随着声波幅值增加,热管内温度下降更为显著,冷侧高温区域扩大,表明高幅值声波会强化冷热流体的热交换。

(2)声压级变化对不同位置时均速度的影响较小,而时均协同角变化明显。冷热侧不同测点的协同角分别小于90°和大于90°。换热面两侧水平方向的协同程度相对较好,速度相对较低,热通量相对较高,表明协同程度对传热性能的影响显著。随着SPL的增大,冷热侧不同测点的协同角分别减小和增大,换热面不同测点的热通量逐渐增大。

(3)冷侧流动结构在高振幅声波作用下发生变化,导致冷侧热管后的协同角在20°~160°周期性变化。冷侧体积平均场协同角(θ_ave)小于90°,热侧θ_ave大于90°。一个声学周期内冷侧和热侧θ_ave具有不同的波峰和波谷,此外,不同热管θ_ave与表面热通量的变化趋势基本一致,表明热管内协同程度对传热性能的影响更加显著。当声压级从0 dB增加到140 dB时,冷热两侧θ_tave分别降低和增加约3.4%和5.9%,表面热通量增加约31.5%。

参考文献

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