Energía Aplicada 127 (2014) 93–104

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Energía Aplicada

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Investigación numérica de la transferencia de calor y características de erosión para tubo ovalado con aletas Tipo H con generadores

PaceesdecocofuHmbaca

� 2014 Elsevier Ltd. Todos los derechos reserv

vórtice de aletas delta y exploraron el mecanismo básico entrecaracterísticas de flujo locales y la mejora de la transferencia deincluyendo los efectos de los ángulos de ataque de los pares dey ubicación de pares de aletas delta. Bilir et al. [10] diseñaron

oo

ás

.

esuperficie la superficie del GLV a la superficie de la aleta, los tubos dealetas con GLVs perforados y con ⇑ Corresponding author. Tel.: +86 29 82665319; fax: +86 29 82665445.

E-mail address: ghtang@mail.xjtu.edu.cn (G.H. Tang).

http://dx.doi.org/10.1016/j.apenergy.2014.04.033 0306-2619/� 2014 Elsevier Ltd. All rights reserved.

longitudinales de vórtice y cavidades.

X.B. Zhao, G.H. Tang ⇑, X.W. Ma, Y. Jin, W.Q. Tao

MOE Key Laboratorio de Ciencia de Termo-Fluidos e Ingeniería, Escuela de Ingeniería en Potencia y Energía, Universidad Xi’an Jiaotong, Xi’an 710049, PR China

L O M Á S D E S T A C A D O

� Consideramos la transferencia de calor, el carácter de flujo y el carácter de la erosión del intercambiador de calor. � Investigamos el efecto híbrido en el desempeño integral para hoyuelo compuesto y GLV. � Protuberancias del hemisferio sobre el tubo ovalado inspirado en la biónica antidesgaste puede reducir en gran medida la erosión.

se ia

ipo

INFORMACIÓN DEL ARTÍCULO

Historia del artículo:Recibido 29 Noviembre 2013 Recibido en forma revisada 1 Abril 2014 Aceptado 10 Abril 2014 Disponible en línea 3 May 2014

Palabras clave:Transferencia de calor Erosión Generador longitudinal de vórtices (GLV) Cavidad

R E S U M E N

ra mejorar el rendimiento de transferencia de calor y reducir la erosión de los economizadores en ntrales eléctricas de carbón, en primer lugar, la transferencia de calor y las características de erosióntudiaron numéricamente para el tubo ovalado con aleta única tipo H con mejores estructuras de transferenccalor, incluyendo agujeros de sangrado, generadores de vórtices longitudinales (GLVs) y hoyuelo-GLV

mpuesto. Los resultados de la simulación muestran que el tubo ovalado concompuesto GLV-hoyuelo, nsigue el más alto rendimiento global de transferencia de calor, mientrasque el tubo ovalado con GLV nciona más eficientemente en el rendimiento anti-desgaste. Basándose en el tubo ovalado con aletas t, la estructura GLV en la primera fila de tubos junto con diseño de protuberancias en el hemisferio, ientras que GLV-cavidad para el resto de los tubos. También se simuló el intercambiador de calor de nco optimizado de tubo ovalado con aletas tipo H y se demuestra alto rendimiento tanto en transferencia delor como en anti-desgaste.

ados.

cia

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oden

ras

1. Introducción

Para la recuperación de calor de gases de combustión, el intercambiador de calor es usualmente diseñado en el que la energía estransferida del gas de combustión en el lado de la carcasa hacia el ladodel agua del tubo. El aumento de la transferencia de calor dentro del tubha recibido mucha atención y muchas nuevas técnicas se han investigady aplicado en ingeniería [1–3]. Sin embargo, la transferencia de energíafuera del tubo de los economizadores en calderas de carbón necesita matención y usualmente enfrenta dos problemas importantes: la bajaeficiencia de transferencia de calor del gas, y la erosión grave del tubocausada por ceniza y partículas procedentes de la combustión del carbónRecientemente, los GLVs y cavidades han demostrado tener un altorendimiento en la mejora de la transferencia de calor del gas en el ladode la carcasa Zhang et al. [4] experimentalmente en comparación albanco de tubos y aletas con GLVs montados y el banco de tubos y aletascon GLVs perforados por la forma de sublimación de naftaleno.. Losresultados indicaron que en el caso de una muy pequeña razón de área d

on

GLVs montados tienen casi la misma transferencia de calor y caída de presión. Joardar y Jacobi [5] estudiaron experimentalmente la transferende calor y la caída de presión tanto en tubo plano con aletas con 3GLVs

montados en arreglo lineal y montado con una GLV de vanguardia.Promvonge y Thianpong [6] experimentalmente investigaron latransferencia de calor y la pérdida por fricción por flujo de aire turbulena través de un canal de flujo de calor constante combinado con nervios y

GLVs tipo aleta. Tian et al. [7] llevaron a cabo numéricamente un estudicomparativo sobre el rendimiento en el lado del aire del intercambiadorcalor de tubo con aletas onduladas con alerones delta perforadas tanto elos arreglos escalonados como en línea. Sus resultados muestran quediferentes disposiciones de banco de tubos desempeñan diferentes mejotransferencias de calor. Li et al. [8] estudiaron numéricamente las

características de la transferencia de calor y flujo laminar de un intercambiador de calor de tubo con aletas de ranura con LVGs. Ellos

también optimizaron la estructura de la ranura de la aleta utilizando el

principio de sinergia de campo. He et al.[9] numéricamente investigarla transferencia de calor y la caída de presión por el intercambiador decalor de tubos de aletas con dos diferentes arreglos de generadores de

lascalor,

aletas delta,

s ,

e s e

l

Nomenclatura

At Am a b am bm Cp dp Eu Etub e Fm Fi, Fn Ft Fp f H Hm h k m NuP PEC Pr Q

superficie total (m2)área mínima de la sección transversal de flujo (m2) longitud del mayor radio del tubo ovalado (m) longitud del menor radio del tubo ovalado (m)

ancho de la perforación rectangular (m)

longitud delaperforación rectangular (m)

calorespecífico(J kg-1K-1)diámetro de partícula (m)número de Euler pérdida de la erosión del tubo (mg/g)paso de envergadura de aletas (m)paso de envergadura de cavidad (m)paso de aleta (m)espesor de aleta (m)factor de friction altura de aleta (m)altura de la aleta rectangular (m)

Coeficiente detransferencia de calor (W m-2 K-1)energía cinética turbulenta (m2 s-2)anchura de la ranura(m)nùmero de Nusselt presión (Pa)parámetro de evaluación de unidad de T.C número dePrandtl capacidad de transferencia de calor (W)

Re Rem r1 r2 r3 S1 S2 T u W w

Griego q k e l b

número de Reynolds número de Reynolds relativo de partícula radio de cavidad (m)radio de agujero de sangrado (m)radio de la saliente del hemisferio (m)paso de envergadura del tubo (m)paso longitudinal del tubo (m) temperatura (K)velocidad (m s-1)longitud de la cavidad al centro (m)ancho de aleta (m)

densidad (kg m-3)conductividad térmica (W m-1 K-1)turbulent energy dissipation rate (m2 s-3) dynamic viscosity (kg m-1 s-1)ángulo entre ruta de partícula y superficie del tubo (�)

Subíndices entrada in salida out máximo m pared w

pml im ecd dp p cimáe eprt [pd [se nea dcvnmpnpe

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intercambiadores de calor de tubo con aletas con tres tipos de generadorede vórtice, y analizaron la influencia individual de cada generador de vórticeasí como la influencia híbrida en la transferencia de calor. Wu et al. [11]estudia experimentalmente el desempeño convectivo de la transferencia decalor en el aire en 2 filas de tubos con aletas con generadores longitudinalesde vórtice agujereados. Se encuentra que se puede lograr una mejora de la transferencia de calor con una reducción de la pérdida de presión por lasestrategias de la superficie del tubo de aleta con el diseño del generadorde vórtice longitudinal y ubicación apropiada en la superficie del tubo dla aleta. Yakut et al. [12] realizaron un estudio experimental sobre la transferencia de calor y características de flujo de las cintas en dos ladoscon aletas delta bajo diferentes parámetros geométricos y de flujo.Obtuvieron los parámetros óptimos utilizando el método dediseñoexperimental Taguchi. Pes-teei et al.[13] hicieron un experimento paraestudiar el efecto de la ubicación de las aletas en la transferencia de calordel tubo aleteado y obtuvo la mejor ubicación respecto al caso en suartículo. Chenet al. [14–16]presentaron una simulación numérica en tredimensiones para estudiar la transferencia de calor de un tubo ovalado daletas con ambos generadores longitudinales de vórtice perforados,escalonados y alineados. También se examinaron los efectos del ángulode ataque y la relación de aspecto de un aleta. Yang et al. [17]experimentalmente investigaron las características de caída de presión yde transferencia de calor de diferentes arreglos de generadores devórtice de hoyuelos en la aleta plana.Vicente et al. [18] estudiaronexperimentalmente las características de la transferencia de calor y fricción de los tubos de forma helicoidal con hoyuelos. Bi et al. [19]estudiaron numéricamente la transferencia de calor por convección en einterior de mini canales con hoyuelos, ranuras cilíndricas y aletas bajas.Ellos encontraron que la superficie del hoyuelo muestra el más altorendimiento de la mejora de la transferencia de calor. Lee et al.[20]estudiaron numéricamente la transferencia de calor y las características de flujo laminar o turbulento en un intercambiador de calor de placascon hoyuelo y protrusión y se obtuvo una correlación para el número deReynolds crítico de flujo laminar o turbulento. Para reducir la pérdida dedesgaste del tubo en economizadores, Grant y Tabkoff [21] utilizaron unasimulación de Monte Carlo para predecir la erosión de partículas

chocando con máquinas rotativas. Hutchings y Winter [22] observaron la superficie metálica gruesa después de haber sido afectada por

artículas sólidas esféricas con un microscopio electrónico, y se concluye que el ecanismo de eliminación de material se produce en la superficie de metal a lo

argo de la dirección del movimiento de las partículas. Winter y Hutchings [23] nvestigaron el efecto del ángulo de impacto de partículas en el desgaste

ediante experimentos. Nagarajan et al. [24] determinaron xperimentalmente los efectos de las propiedades físicas de partículas de enizas y la dinámica de transporte en el desgaste erosivo de tres grados iferentes de acero de baja aleación . Lee et al. [25] utilizaron aproximación e Euler, que es más simple y económico que el método de Lagrange, para redecir la erosión de tubo único. Un modelado tridimensional fue realizada or Rahimi et al. [26] mediante una dinámica de fluidos computacional en asa. (CFD) Código para explorar la razón de los daños en el tubo de los ntercambiadores de calor en centrales eléctricas. Resultados de la simulación

uestran que el tamaño de partícula de ceniza volando, la concentración, el ngulo de la velocidad de impacto y rugosidad superficial del metal tienen fectos sobre el mecanismo de erosión. Schade et al. [27] investigó xperimentalmente los efectos de la velocidad de impacto y el ángulo de las artículas en la erosión de la pared. Basándose en los datos experimentales, se ealizó una simulación numérica en tres dimensiones de desgaste de la ubería en una la tubería en una planta de energía de carbón. Wang and Yang28]estudiaron los efectos de ángulo de impacto, velocidad de impacto y la enetración de partículas en la pérdida de la erosión en materiales tanto úctiles y frágiles con el modelo de elementos finitos. Sundararjan and Roy29]revisaron el rasgo prominente del la conducta de la erosión de partículas ólidas relacionada con erosion a temperatura ambiente y temperatura levada de materiales metálicos. Fan et al. [30–33]hizo una serie de cálculos uméricos para predecir la interacción entre las partículas, los tubos y la rosión. En estas investigaciones, se presentaron algunas estructuras ntidesgaste. Dodds y sus ayudantes [34,35] investigaron la istribución de flujo de masa de gas y de partículas a través del sistema de onductos de molino de una estación de potencia de funcionamiento en la ida real para mejorar la eficiencia de la caldera de la central eléctrica tanto umérica como experimentalmente.El desgaste del sistema de conductos del olino causado por diferente carbón en bruto (que contiene diferente

orcentaje de arena cargada) en condiciones normales de funcionamiento fue uméricamente predicho. Sus resultados muestran que las cuerdas de artículas se retuercen alrededor del perímetro del conducto con el que se ncontró una gran cantidad de curvas.

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Sin embargo, de todas las anteriores técnicas de mejora de transferencia de calor, por lo general el único GLV o el hoyuelo es adoptado. En esta investigación, combinamos las dos técnicas de mejora de calor para estudiar el mecanismo de hibridación. En particular, por los intercambios de calor en las plantas eléctricas de carbón, es necesario no solo considerar el desempeño de transferencia de calor y la resistencia al flujo, sino también el rendimiento anti-desgaste. En este artículo, primero, estudiamos la transferencia de calor y las características de erosión del único tubo ovalado con aletas tipo H, el tubo ovalado tipo H con aletas con hoyuelos de purga, con GLVs rectangulares de 30°, y con hoyuelos compuestos y GLVs. En ese caso el estudio numérico es interpretado por la transferencia de calor y las características de erosión de un tubo ovalado tipo H de un banco de cinco filas con aletas. Las características del optimizado intercambiador de calor abarca la primera fila del tubo ovalado con los dos GLVs y protuberancias biónicas fabricadas en el barlovento, mientras que el resto de filas con hoyuelos GLV compuestos, que pueden mejorar la transferencia de calor tanto como sea posible, además de reducir la pérdida de desgaste. El propósito de este artículo es estudiar el mecanismo de mejora de transferencia de calor y la reducción de erosión del banco de tubosovalados con diferentes GVs para que podamos lograr una alta eficiencia del intercambiador de calor el las mejora de transferencia de calor y la anti erosión.

2. Modelo de descripción y método numérico

2.1. Modelo físico Un diagrama esquemático de un original banco de tubos ovalados tipo H

decinco filas con hoyos compuestos y GLVs es expuesto en la fig.1. El origen

del punto (x = y = z = 0) se encuentra en el centro geométrico del modelo físico. El diseño de la fila de tubos se ajusta a la regla de diseño de falta de uniformidad, que es, la primera fila que adopta GLVs para el propósito de anti erosión mientras que e lresto de filas usan hoyos GLV compuestos para

la mejora de transferencia de calor. Al mismo tiempo, para reducir la

perdida de erosión de la primera fila del tubo más eficientemente, inspirados por la biónica anti erosión, diseñamos protuberancias de hemisferio en el lado del barlovento de la primera fila del tubo como se ve

en la fig.2(b). Fig.2 (c) presenta la morfología de la superficie de Laudakia stoliczkana, un lagarto del desierto de una excelente función de vida anti

erosión en un ambiente de arena. Un par de aletas rectangulares es agujereado simétricamente desde la aleta detrás de cada tubo ovalado y los

hoyos sangrantes son penetrados en el lado del barlovento. Los parámetros geométricos del tubo tipo H con aletas con hoyuelos y con GLVs rectangulares de 30° están enlistados en la Fig. 2 y Tabla 1.

Fig. 1.Esquema del Intercambiador de calor de tub

Note que el hoyuelo en el presente estudio es diferente de un usual

haciendo un hoyo de purga dentro de la cavidad del hoyuelo para permitir que el fluido fluya a través.

2.2.Consejo de ecuaciones y condiciones de frontera

Se asume que el flujo de gas sólido en el economizador es tridimensional, viscoso e incompresible flujo turbulento estable. La superficie del tubo se asume que está a una temperatura constante Tw = 350 K y el espesor de la pared es ignorado debido a la larga relatividad del coeficiente de transferencia de calor entre el agua de refrigeración y la pared interior de los tubos y la alta conductividad térmica de la pared del tubo. Por otra parte, la distribución de temperatura en la superficie de la aleta y en el fluido de gas es determinado por un cómputo junto. La aleta solida y el tubo son asumidos por tener una conductividad térmica constante.

2.2.1.Ecuaciones que rigen en fase gaseosa Las ecuaciones que rigen en fase gaseosa incluyendo ecuacionesde

conservación de masa, momento y energía son los siguientes. Ecuación de continuidad:

ð1Þ

ð2Þ

@ ðquiÞ ¼ 0 @xi

Ecuación de momento:

@

@

xiðquiujÞ ¼

@

@

xi

�l @@x

uj

i

��@

@

xp

j

Ecuación de energía:

@

@

xiðquiTÞ ¼

@

@

xi

�Ck

p @

@

xT

i

�ð3Þ

Para el modelo de turbulencia, Speziale and Thangam [36]investigaron sobre el flujo de gas hacia atrás, y el flujo de cizallamientocomplejo producido con la separación del modelo k-ε GNR está muycerca de la medición experimental. Tian et al. [7] predijeron elcomplicado separador de flujo sobre el tubo de ondas con aletas conGLVs mediante la comparación del modelo laminar, modelo estándark- ε y modelo GNR k- ε. Los resultados del modelo GNR k-ε están enmejor acuerdo con datos experimentales. Por esa razón, el método de

turbulencia modelo GNR k- ε es escogido en el artículo a pesar que se reportó que el modelo GNR k-e falló en

o ovalado con aletas tipo H. (a) Vista superior. (b)Vista lateral.

qpd2

p 24

Fig. 2. Esquema del intercambiador de calor. (a) Primera fila del tubo aleteado con GLVs. (b) Zoom del hemisferio de salientes. (c) Morfologia superficial de Laudakia

stoliczkana. (d) Resto de filas de tubos con agujero-GLV. (e) Vista lateral de los agujeros de purga en el resto de filas de tubos con agujero-GLV.

Table 1 Parámetros geométricos del tubo ovalado con aletas tipo H con agujero y �30� GLVs.

a/mm b/mm S1/mm S2/mm Hm/mm64 40 140 100 5Ft/mm Fm/mm Fp/mm am/mm bm/mm3 40 15 5 10r1/mm r2/mm r3/mm H/mm w/mm1 0.4 1 95 72Fn/mm Fi/mm m/mm W/mm

36 50 12 26

normales y tangenciales de restitución pueden ser asumidas como constantes

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R ¼ Clq/3ð1� /=/0Þ1þ b/3

e2

kð6Þ

donde / ¼ sk=e, /0 ¼ 4:38, b ¼ 0:012, C1e ¼ 1:42 y C2e ¼ 1:68.

S2 ¼ 2SijSij es el modulo de la taza de esfuerzo tensor expresado:Sij ¼ 2

1 ð@ui=@xi þ @uj=@xiÞ.

2.2.2.Formulación de Lagrange para el movimiento de partículas Las partículas son asumidas por ser puntos esféricos sin masa y

rastreamos cada particula individual en la estructura Lagrangian. En nuestra hipótesis, las fuerzas que actúan sobre las partículas, tales como la gravedad, el vigor termoforético y la fuerza browniana se ignoran, pero el ascensor Saffman [37] causada porel gradiente de velocidad transversal es considerado.

predecir exactamente las separaciones del flujo.

El modelo de turbulencia RNG k-e:

qDkDt¼@

@

xi

�akleff @

@

xk

i

�þ ltS

2 � qe ð4Þ

qDDte ¼

@

@

xi

�aeleff @

@

xe

i

�þ C1e k

eltS2 � C2eq

ek

2

� R ð5Þ

donde R es la taza de tensión térmica dada por

El equilibrio de fuerzas de las partículas:

ð7Þdup gxðqp � qÞ

dt¼ FDðu� upÞ þ qp

þ Fx

donde FDðu� upÞ es the particle drag force per unit

mass

FD ¼18l CDRe

ð8Þ

Rem ¼qdpjup � uj

l ð9Þ

donde u es la fase de velocidad de líquido, up velocidad de la particula, l

viscocidad dinámica del fluido, q y qp densidad del fluido y partícula, respectivamente, dp diametro de partícula, CD rel coeficiente de arrastre y Rem número de Reynolds relativo de la partícula.

2.2.3. Modelo de colisión de partículas de pared y el modelo de desgast Cuando las partículas de ceniza volante chocan con la superficie del tubo

y aleta, las partículas de ceniza va a cambiar la trayectoria como esquemática en Fig.3. Para seguir el rastro de partículas, el modelo propuesto por la colisión Tabakoff et al. [38] para el impacto de las partículas de ceniza de carbón en la superficie de acero inoxidable es empleada. Coeficientes

Fig. 3. Esquema del choque de la partícula con la superficie sólida.

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constantes durante la colisión de las partículas con el tubo y la superficie de la aleta y presentados como

Vn2

Vn1¼ 1:0� 0:4159b� 0:4994b2 þ 0:292b3 ð10Þ

V t2

V t1¼ 1:0� 2:12bþ 3:0775b2 � 1:1b3 ð11Þ

donde Vn y Vt representan las componentes de la velocidad de partícula normal y tangencial a la superficie del tubo, respectivamente. Los subíndices 1 y 2 se refieren a la condición antes y después de la colisión, respectivamente. b es el ángulo entre la velocidad incidente y la tangente a la superficie en forma esquemática en la Fig. 3. En el modelo de la erosión por Tabakoff et al. [38], la tasa de desgaste de masa E se define como la relación de pérdida de masa del material de metal objetivo (mg) a la masa de las partículas de colisión (g).

E ¼ K1

� �1þ Ck

� �K2 sin

� �90b0

b2

V2i cos2 b

� 1� R2

1

þ K3 V i sin bð Þ4 ð12Þ

donde Vi y b indican el ángulo de velocidad de impacto de partículas y de la

�colisión R1 = 1-0.0016V sin b, y b0 = 25� el ángulo cuando la erosión

máxima se produce de acuerdo con los resultados experimentales de Tabakof et al. [38]. Ck = 1 para b

63b0, mientras Ck = 0 para b > 3b0. K1, K2 y

K3 son las constantes empíricas con K1 =1.505101 � 10�6, K2 = 0.296007

y K3 = 5.0 � 10�12. Aquí, el material del tubo empleado y las partículas

son el acero inoxidable AISI 304 y la antracita, respectivamente.

2.2.4. Condiciones de frontera El dominio computacional se compone de seis límites: de entrada,

toma de corriente, dos límites simétricos (derecha e izquierda), y dos periódicos superficies límite (superior e inferior) como esquemática en la Fig. 1. Para mantener la velocidad de entrada uniforme y evitar la velocidad de salida con un flujo de recirculación libre, el dominio computacional se extiende a lo largo del río arriba por una longitud 3.5 veces del radio principal del tubo ovalado en la zona de entrada y a lo largo de la corriente abajo por una longitud diez veces mayor del radio del tubo ovalado en la zona de salida, respectivamente. En el limite de entrada el gas de combustión entre en el domio del computo a lo largo de la dirección X a una velocidad uniforme uin,

temperatura T in (450 K), y los componenetes de la velocidad a lo

largo de las direcciones Y y Z se ponen a cero. De acuerdo con el

manual de sugerencia de usuario de fluido, la intensidad de turbulencia es I ¼ 0:16ReD

1=h

8 .en los planos de simetría, el

componente normal de velocidad, el fluido de calor y las primeras derivadas normales de otras variables se ponen a cero. En los planos periódicos, la velocidad utop ¼ ubottom, y la temperatura T top ¼ Tbottom.

A la salida, las primeras derivadas de orden de la temperatura, los componentes de la velocidad a lo largo de las direcciones x, y y z en la

dirección de la corriente se fijan para ser cero.

Como sabemos, el flujo de fluido juega un papel importante en el movimiento de las partículas, y las propiedades físicas de las partículas tienen grandes influencias en la erosión. Por lo tanto, es esencial para establecer una descripción clara sobre las características de las partículas. Al mismo tiempo, el volumen de la fracción de la fase de partículas, que representa el volumen ocupado por la fase de partículas en unidad de volumen, es un parámetro importante que determina el grado de influencia de la fase discreta en la fase continua. Sommerfeld [39] clasificaciones propuestas para el sistema de fase continua discreta de acuerdo con el volumen de la fracción de la fase de partículas. Para la fase de partículas, el diámetro de la distribución del grupo de partículas sigue la distribución del diámetro de Rosin-Rammler, que puede ser manifestado que el diámetro máximo, diámetro mínimo y el diámetro medio de partículas son 0,03 mm, 0,0001 mm y 0,01 mm, respectivamente. Por lo tanto, la fase de partículas se considera que es una fase diluida de acuerdo con Sommerfeld [39], y el

acoplamiento de un solo sentido se aplica en el diluido disperso

en un flujo de dos fases, y el efecto de la fase discreta en la fase continua se ignora. Nuestro trabajo preliminar utilizando dos vías de acoplamiento también indicó que no hay diferencia en los patrones de flujo de gas a partir de los resultados de un solo sentido acopladas. Solnordal et al. [40] también comparó los dos algoritmos de acoplamiento, y los resultados muestran que el acoplamiento unidireccional entre partículas sólidas y aire podría predecir los patrones de flujo con precisión. Cuando las dos fases de partículas de gas son simuladas por acoplamiento de un solo sentido, la fase fluida se resuelve en primer lugar y las partículas no se agregan en el campo de fluido. Cuando el cálculo numérico de los fluidos convergue, la fuente de chorro plano de partículas se añade en la superficie de entrada, y el rastro de partículas se traza sobre la base de marco de Lagrange. En este canalizado mediante el software comercial FLUENT con un esquema de discretización de segundo orden para los términos convectivos y difusivos. El cálculo de acoplamiento entre la velocidad y la presión es tratada con el algoritmo SIMPLE. Cuando el residual de cada variable de la fase de gas está por debajo 10-4, el cálculo numérico se considera como la convergencia. El movimiento de las partículas y la erosión de los tubos se miden escribiendo un programa UDF.

2.3. Definición de parámetros

Algunas parámetros característicos y no dimensionales se definen

como sigue.

Re ¼ qumDl

; h ¼ QDTAt

; Nu ¼ hDk; Eu ¼ 2Dp

qu2mZ

;

DT ¼ ðTout � TwÞ � ðT in � TwÞlnððTout � TwÞ=ðT in � TwÞÞ

; f ¼ 2DPqu2

m

Am

At; DP

¼ Pin � Pout; PEC ¼ Nu=Nu0

ðf=f0Þ1=3 ð13Þ

En las ecuaciones anteriores, um es la velocidad media en la sección transversal de flujo mínimo, Q es la capacidad de

transferencia de calor DP es la caída de presión total sobre todo el

dominio computacional, Z es el número de filas de tubos, Am y At son área de la sección transversal de flujo mínimo, y el área total de la superficie, respectivamente, D es la longitud característica, que es la longitud del tubo oval de menor radio de [41], y Nu0 y f0 son el número Nusselt y el factor de fricción de la línea de base en comparación, respectivamente.

2.4. Generación de cuadrícula y la validación de la independencia Fig. 4 muestra el diagrama esquemático de la malla generada mediante

el uso de software GAMBIT 2.4.6. Un método híbrido multi-bloque se adoptó para generar la malla. En primer lugar, todo el dominio computacional se divide en cuatro zonas, incluyendo la entrada, zonas de salida, fluido y tubos. Luego diferentes zonas se emplean con diferentes formas de generación de rejilla. Por la zona de entrada y de salida, se aplica gradualmente más delgada y más densa malla de hexaedros gradualmente estructurado, respectivamente. La zona de fluido se emplea con malla de hexaedros Tured más fina estructura para garantizar la precisión de cálculo. Debido a que la estructura es compleja e irregular en la zona de tubo, la malla tetraédrica irregular se aplica en esta zona para capturar la transferencia de calor eficaz. Además, las protuberancias del hemisferio los hoyuelos de sangrado y los LVGs se adoptan con mucho malla tetraédrica más fino estructurado como se muestra en la Fig. 4 (b) - (d). Sistemas de redes simi- lar se emplean para los casos de un solo tubo. Prueba de la independencia Grid es necesario asegurarse de la exactitud y validez de los resultados numéricos. Aquí, nos demuestran la prueba de la independencia de cuadrícula de las filas de tubos con hoyuelos compuestos y LVGs en detalle. Cuatro grupos de números de cuadrícula sobre las celdas 840.527,1.186.595, 1.950.732 y 3.961.84 se examinaron y obtuvieronnúmeros correspondientes de Nu en Re = 15,677 son 67.20,

Fig. 4. Configuración de la malla computacional de dominio. (a) Malla de dominio computacional. (b) Malla del hemisferio del saliente. (c) Malla GLV. (d) Malla de agujero sangrante.

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69.07, 70.11 y 71.24, respectivamente. El error relativo de Nu entre el número 3 y número 4 es 1,58%, y el número de cuadrícula of 1,950,732 finalmente se selecciona teniendo en cuenta tanto la exactitud de los resultados numéricos y el recurso ordenador. Además, también se realizan pruebas similares de la independencia de rejilla para los casos de tubos individuales mencionados anteriormente. Los resultados de detalles no se

muestran aquí para ahorrar espacio del artículo.

calor y de flujo.

2.5. Validación del modelo computacional

Además de la prueba de rejilla dependencia, debemos verificar la exactitud del método de cálculo de modelo y de cálculo. Debido a que no hay datos experimentales disponibles para el mismo modelo fısica como en la presente investigación, el banco de tubos de aletas de tipo H se lleva a cabo para la validación. La geometría simulada parámetros del tubo ovalado de tipo H con aletas son las mismas con las que se presentan en la Ref. [42]. Las correlaciones experimentales de Ref. [42] para el número de Nusselt y de Euler se presentaron como Nu ¼ 0:09152 Re0:7013 Pr

0:33 y Eu = 0:

2963Re�0.49 respectivamente. La velocidad de entrada es is 5–9 m/s, correspondiente al número de Reynolds desde 22,504–40,509.

La comparación de resultados numéricos con las correlaciones

80

90

100

110

120

130

140

150

160Nu-resultados numéricos Nu-resultados experimentalesEu-resultados numéricos Eu-resultados experimentales

Nu

0.10

0.15

0.20

0.25

0.30

Eu

21000 24000 27000 30000 33000 36000 39000 42000

Re

Fig. 5. Modelo de validación con datos experimentales.

experimentales correspondientes se muestran en la Fig. 5. La discrepancia media y máxima discrepancia entre el Nu predicho y la correlación experimental son 5,0% y 5,2%, respectivamente, y la discrepancia media y discrepancia máximo entre la Eu prevista y la correlación experimental son 8,9% y 10,8%, respectivamente. El buen acuerdo entre los resultados previstos y experimentales indican que el actual modelo computacional y método numérico son fiables capaces de predecir características de transferencia de

3. Los resultados numéricos y discusión

En las siguientes secciones, los vórtices longitudanales generadospor la aleta rectangular y hoyuelos se presentan primero. Entoncestransferencia de calor y características anti-desgaste basada en la única de tipo H con aletas tubo oval con diferentes estructuras mejoradas son analizados. Por último, las comparaciones de la transferencia de calor y la erosión ticas cas entre el original en línea el banco de tubo ovalado tipo H y el original banco de tubosovalados de tipo H con aletas diseñado con compuesto hoyuelo-LVG y salientes del hemisferio en la primera fila de tubos se presentan.

3.1. Influencia de la aleta rectangular y hoyuelos en campo de flujo

Fig. 6 presenta las líneas de corriente a partir de cerca de hoyuelos u = 7m/s at x = �26 mm. C uando el gas fluye a lo largo de los hoyuelos el gas

desarrolla ciclones dentro de los hoyuelos, como se muestra en Fig. 6(b).Zhang et al. [43] señaló que los hoyos en la superficie podrían disminuir tanto la intensidad de la turbulencia cerca de la superficie de la pared y la resistencia a la fricción a través de la reducción de la gradiente de velocidad. Eso es porque los ciclones baja velocidad dentro de los pozos conducen a la interacción entre el flujo interno y el flujo exterior de los hoyuelos llamados colchón de aire, que es el comportamiento de control de fluido en la capa de la pared límite desarrollado por hoyuelos en la superficie. El arrastre de fricción generada a partir de la parte inferior de hoyuelos también actúa como un impulso accesional. La mayor parte de la corriente de gas dentro de los hoyuelos fluye aguas abajo a lo largo de la dirección de sentido de la corriente, y una pequeña cantidad de gas residual fluye a la superficie de la

aleta vuelta a través del agujero de sangrado debido a la diferencia de presión entre la superficie de la aleta delantera y la superficie de la aleta

Fig. 6. Líneas de corriente comenzando desde un tubo simple con agujeros cerca en (a), (b) y (c), y vectores de velocidad de la sección transversal en x = 50 mm trás la aleta en (d).

X.B. Zhao et al. / Applied Energy 127 (2014) 93–104 99

dorsal como se muestra en la Fig. 6 (b). Además, cuando fluye sobre la LVG, el aire en la superficie posterior fluye a la superficie de la aleta delantera, porque la presión en la superficie frontal es menor que en la superficie posterior. Las líneas de corriente que atraviesa a través de la aleta a través del orificio de sangrado y la LVG mejorar fuertemente el transporte de fluidos entre la región de la corriente principal y la región de estela, cual

puede ser observado en la Fig. 6 (a) - (c).

Fig. 7.Distribución local de velocidad en el medio de la sección transveral

Fig. 6 (d) muestra los vectores de velocidad de la sección transversal en x = 50 mm detrás de la superficie de la aleta. Sepuede observar que el vórtice se forma detrás de la aleta, que porlo general se define como el flujo secundario. Las estructuras deflujo secundario generados por la LVG

se han estudiado losuficiente y más detalles se pueden encontrar en la Ref. [44].

en x. (a) Tipo H. (b) GLV. (c) Hoyuelo. (d) Compuesto hoyuelo-GLV.

0.015

0.020

0.025

0.030

0.035

0.040

f

H-type LVG Dimple Dimple-LVG

0.95

1.00

1.05

1.10

1.15PE

C

14000 16000 18000 20000 22000 24000 26000

Re

Fig. 9. Factor de Fricción versus número de Reynolds.

1.35

1.30

1.25

1.20 LVG Dimple Dimple-LVG

Baeline

14000 16000 18000 20000 22000 24000 26000

Re

Fig. 10. PEC versus Reynolds.

100 X.B. Zhao et al. / Applied Energy 127 (2014) 93–104

3.2. Flujo y de transferencia de calor características de un solo tubo

Fig. 7 ilustra la distribución de la velocidad local del plano XY en el plano medio (z = 0) en u = 7 m/s. Se puede observar que detrás del tubo,debido a la obstrucción del tubo, el gas se separa en dos regiones, laregión de la corriente principal y la región de estela. Como se puedeobservar en la Fig. 7 (a), la velocidad de flujo es muy baja en la partetrasera del tubo (la región de estela). Detrás del tubo, podemos verclaramente de la distribución de líneas de corriente que se generan losvórtices, que son llamados vórtices transversales. La existencia de losvórtices transversales muestra de recirculación del fluido en la regiónde estela, donde el fluido es casi separa do de la corriente principal. Elefecto de hoyuelos en el campo de velocidades se puede observar en laFig. 7 (c). En comparación con la Fig. 7 (a), la región de estela en la Fig. 7(c) se comprime y las líneas de corriente en los centros de los vórticestransversales convertirse denso. Además, la comparación con la Fig. 7(b) y (d) con la Fig. 7 (a), podemos ver que la región como consecuenciase reduce cuando el gas fluye sobre la GLV. El GLV es capaz de fortalecerel transporte de flujo entre la región de la corriente principal y la regiónestela de modo que mejoran el flujo de la región de raíz y retrasar la separación del flujo detrás del tubo.

Fig. 8 presenta el número de Nusselt Nu y la caída de presión ΔP frente Reynolds número. Los números de Nusselt de los tubos ovalados de aletas con diferentes estructuras de mejora de la transferencia de calor son significativamente más altas que la de tipo original H aletas tubo oval. Para los tres tipos de estructuras mejoradas, el hoyuelo, la LVG y el compuesto hoyuelo-LVG, la mejor transferencia de calor del caso compuesto alcanza el más alto, seguido por el caso LVG y el caso hoyuelo. En comparación con la línea base, el aumento de Nu para los tres tipos de estructuras de mejora de menor a mayor es 25,7 a 34,8%, 36,4 a 46,3%, y 44,7 a 49,9%, respectivamente. Resultados similares se pueden encontrar para la caída de presión. La caída de presión de baja a alta es la línea de base de tipo H aletas tubo oval, el hoyuelo, la LVG, y el compuesto hoyuelo-LVG, respectivamente.

Fig. 9 muestra la relación entre el factor de fricción y el número de Reynolds. Se puede observar que el factor de fricción del tubo oval tipo H con aletas con diferentes estructuras están obviamente más alta que la de tipo original H aletas tubo oval. Además, el factor de fricción de bajo a alto es el hoyuelo, la LVG, y el compuesto casos hoyuelo-LVG, y el aumento de fricción correspondiente en comparación con la de tipo H con aletas tubo ovalado es 34.7- 37.5%, 48,5-51,8%, y 48,2 a 60,2%, respectivamente. Sin embargo, a un bajo número de Reynolds, los factores de fricción para el tubo con LVG y el tubo con hoyuelo-LVG están muy cerca. Los resultados sugieren que el hoyuelo podría ralentizar la velocidad del aumento de la fricción a bajo número de

60

70

80

90

100

110

120

130

140

Nu

Nu- H-typeNu- LVGNu- DimpleNu- Dimple-LVG

10

20

30

40

50

60

70ΔPΔPΔPΔP

ΔP

14000 16000 18000 20000 22000 24000 26000

Re

Fig. 8. Nusselt y caída de presión versus Reynolds.

Reynolds, y es consistente con la conclusión en Ref. [43]. Fig. 10 presenta el parámetro del PEC para el tubo ovalado de

aletas con diferentes estructuras mejoradas contra número de Reynolds. El PEC es un parámetro de evaluación universal que representa el desempeño integral de una unidad de transferencia de calor. El tubo ovalado con aletas de tipo H se considera como la línea de base en comparación. De la Fig. 10 podemos ver que el valor de PEC de mayor a menor es el compuesto hoyuelo- LVG, la LVG, y el hoyuelo. El compuesto hoyuelo-LVG proporciona un mayor rendimiento global de transferencia de calor que la LVG o el ejem- DIM-, que es el resultado del efecto híbrido. Estos resultados muestran que el tubo con el caso compuesto hoyuelo-LVG logra el aumento considerable de la capacidad de transferencia de calor

con aumento de resistencia al flujo moderado.

3.3. Características de erosión de un solo tubo

Fig. 11muestra los contornos de erosión del sólido en u = 7 m/s.

Podemos ver que la erosión de la aleta se distribuye principalmente en ambos bordes de la aleta, que puede ser explicado que esas zonas tienen velocidad de flujo grande y la erosión es proporcional al cubo de la velocidad de las partículas. Debido a que las estructuras de aumentar, a saber, los hoyuelos o LVGs, cambie el líquido elevado, la pérdida de la erosión del tubo sólido y la aleta se reduce en comparación con las aletas originales del tubo oval de tipo H. Además, se puede observar que la erosión máxima de tubo ovalado se concentra en el rango de 20-45° en el barlovento del tubo oval.

De Fig. 12, sabemos que la pared del tubo pérdida de la erosión de tipo H

aletas tubo ovalada sin ninguna técnica de mejora es la mayor bajo el mismo

Fig. 11. Contornos de erosión de pared sólida y aleta (a) Tipo H. (b) GLV. (c) Hoyuelo (d) Compuesto hoyuelo-GLV.

0.0

2.0x10-6

4.0x10-6

6.0x10-6

8.0x10-6

1.0x10-5

1.2x10-5 H-type LVG Dimple Dimple-LVG

Etu

be(m

g/g)

14000 16000 18000 20000 22000 24000 26000

Re

Fig. 12. Erosión del tubo versus Reynolds.

Fig. 13. La distribución de partículas en el primer y segundo tubos ovalados de aletas tipo H original.

X.B. Zhao et al. / Applied Energy 127 (2014) 93–104 101

número de Reynolds. Específicamente, en comparación con la del tubo ovalado con aletas tipo H sin ninguna técnica de mejora, la pérdida

de la erosión de la pared del tubo el caso hoyuelo-LVG compuesto y el caso hoyuelo es casi el mismo y reducido por 46,1 a 49,1%. La pérdida erosión pared del tubo para el tubo con aletas de tipo H con LVG rectangular se reduce en 76,4 a 76,9%. Además, el rendimiento anti-desgaste de los tubos mejorados mejora a medida que la velocidad de entrada aumenta.

De los resultados anteriores se puede concluir que entre el tubo con aletas de tipo H con tres tipos de estructuras mejoradas de transferencia de calor, el tubo oval de tipo H con aletas con hoyuelo compuesto LVG realiza el más alto de rendimiento de transferencia de calor con aumento factor de fricción moderada. Al mismo tiempo, el rendimiento anti-erosión del tubo con aletas de tipo H con el LVG funciona más eficientemente. En las siguientes secciones, los compuestos hoyuelo-LVG y LVG estructuras son elegidos como la unidad de transferencia de calor óptima del banco de tubos ovalados en línea de cinco filas de tipo H con aletas.

El banco de tubos ovalados en línea de aletas tipo H es elegida como la línea

de base.

3.4. Banco de tubos ovalados con aletas tipo H con hoyuelos y �30�GLVs de arreglo lineal

Tenemos en primer lugar, que prestar atención a las características de

erosión de la primera fila de tipo H originales aletas tubo oval En Fig. 13,

la distribución de la partícula en el primer y segundo tubo (Para la simplicidad,no se presenta la distribución de partículas en los tubos de descanso). Sepuede observar que la mayoría de las partículas se acercan al primer tubodirectamente. Al mismo tiempo, debido a la obstrucción del primer tubo, lacantidad de partículas chocó con disminuye el segundo tubo. Además, sereduce la velocidad de la colisión con el segundo tubo. La erosión esproporcional al cubo de la velocidad de las partículas, por lo que el desgastede la primera fila tubo superaría las filas de descanso lejos. Hemosdemostrado que el tubo con aletas de tipo H con LVG es del más alto rendimiento anti-desgaste. Así que para reducir la pérdida de desgaste del primer tubo de manera eficiente, la LVG se aplica sobre el primer tubo, y además, inspirado en la biónica antidesgaste, diseñamos los hemisferios de protuberancias en la esfera de barlovento de primer tubo, como se muestra en la figura. 2 (b). Tenga en cuenta que aunque la estructura LVG puede reducir la pérdida de la erosión efectivamente, nuestra investigación preliminar mostró que la pérdida de la erosión del primer tubo sería mucho más de las filas de descanso aunque sólo con los LVGs. Por lo tanto, es necesario diseñar salientes hemisferio simultáneamente.

Fig. 14 muestra la distribución aerodinámica tridimensional entre las filas de tubos en T = 7 m / s. Sólo mostramos la distribución aerodinámica entre la primera fila, segunda fila y el tubo de la tercera fila de la simplicidad. Como se ve en la Fig. 14 (a), los vórtices transversales se generan claramente detrás de los tubos. De la Fig. 14 (b), la línea de corriente presenta el caos y el desorden. Los LVGs detrás de los tubos atraviesan violentamente el flujo de fluido entre la región principal y la región débil. También podemos ver que los ciclones se generan en el interior de los hoyuelos.

Fig. 14. Líneas de corriente tridimensional entre filas de tubos.

14000 16000 18000 20000 22000 24000 2600045

50

55

60

65

70

75

80

85

90

Nu

Re

H-type finned tube bank tube bank with dimple-LVG

Fig. 15. Número de Nusselt versus Reynolds para el banco de tubo.

0.010

0.012

0.014

0.016

0.018

0.020

0.022

f

H-type finned tube bank tube bank with dimple-LVG

14000 16000 18000 20000 22000 24000 26000

Re

Fig. 16. Factor de fricción versus Reynolds para el banco de tubos.

En su conjunto, el efecto del compuesto hoyuelo-LVG en el campo de velocidad fi retrasa la separación del flujo detrás de los tubos y perturba el

0.90

0.95

1.00

1.05

1.10

1.15

1.20

1.25

1.30

1.35

1.40

PEC

tube bank with dimples and LVG

Baseline

14000 16000 18000 20000 22000 24000 26000

Re

Fig. 17. PEC versus Reynolds para el banco de tubo.

102 X.B. Zhao et al. / Applied Energy 127 (2014) 93–104

límite de flujo fuertemente de manera que la transferencia de calor se mejora en gran medida.

El número de Nusselt frente al número de Reynolds se presenta en la Fig. 15. El número de Nusselt del banco de tubos con hoyuelo-LVG es marcadamente mayor que el de el banco de tubos de aletas de tipo H normal

por 32,4 a 36,2%. Fig. 16 presenta el factor de fricción contra el número Reynolds. En comparación con el banco de tubos de aletas de tipo H, el factorde fricción del banco de tubos con hoyuelo-LVG se incrementa en un 20 a25,4%. El PEC en comparación con el número de Reynolds se presenta en laFig. 17 en la que el PEC del banco de tubos con aletas tipo H anterior se considera como 1 (la línea de base). El valor de PEC del banco de tubos con hoyuelo-LVG es mejorada por 23 a 26,4%. Fig. 18 ilustra los contornos de erosión en tubo sólido y la aleta en u = 7 m /s. Para simplificar, sólo presentamos el primer tubo y el segundo tubo. Distribución de el desgaste del tubo restante es similar al segundo tubo. Aquí prestamos atención a barlovento del primer tubo. Sabemos por la discusión anterior que el desgaste máximo se concentra en el barlovento de tubos, y el rendimiento anti-desgaste del tubo con aletas de tipo H con LVG logra el más alto. Además, la pérdida de la erosión del primer tubo es mucho mayor que la de los tubos restantes. Así que el primer tubo está diseñado con los salientes delhemisferio entre aproximadamente -40 ° y 40 ° en el lado de barlovento y laaleta se adopta con la estructura LVG. De la Fig. 18 (a) y (b), podemos ver quela pérdida desgaste del primer tubo disminuye, obviamente, para el banco detubos ovalados novela de tipo H con aletas. La pérdida de la erosión contra elnúmero de Reynolds se muestra en la Fig. 19. Podemos ver que con el aumento de número de Reynolds, la erosión de los dos casos (el de tipo H banco de tubos con aletas original y el banco de tubos con aletas de tipo H con hoyuelo-LVG) aumenta. Se puede observar claramente que la pérdida de la erosión del banco de tubos de tipo H con el compuesto hoyuelo-LVG es menor que la de la línea de base, y el mayor número de Reynolds, cuanto

4. Conclusiones

Fig. 18. Contornos de erosión de pared sólida y aletas en banco de tubos. (a)Banco de tubos ovalados con aletas originales tipo H. (b)Banco de tubos ovalados con aletas tipo H Novel con hoyuelo-GLV.

0.0

1.0x10-6

2.0x10-6

3.0x10-6

4.0x10-6

Etu

be(m

g/g)

H-type finned tube bank tube bank with dimple-LVG

14000 16000 18000 20000 22000 24000 26000

Re

Fig. 19.Erosión del tubo versus Reynolds para banco de tubos.

1 2 3 4 50.0

5.0x10-7

1.0x10-6

1.5x10-6

2.0x10-6

2.5x10-6

3.0x10-6

Etu

be(m

g/g)

N

H-type finned tube bank Tube bank with dimple-LVG

0

20

40

60

80

100 ratio

ratio

(%)

Fig. 20. Pérdida de Erosión de cada relación de tubo y la erosión del banco de tubos de aletas nuevas tipo H con hoyuelo-LVG a las de tipo H originales

X.B. Zhao et al. / Applied Energy 127 (2014) 93–104 103

mayor es la mejora del rendimiento anti-desgaste. Fig. 20 presenta la pérdida de erosión de cada tubo y la tasa de pérdida de la erosión

del banco de tubos de aletas de tipo H con hoyuelo-LVG al banco de tubos con aletas de tipo H original a u = 7 m / s. El eje horizontal representa el número de fila. La relación de la erosión aumenta en primer lugar y luego disminuye. Especialmente, para la primera fila de la novela banco de tubos, la pérdida de desgaste se reduce en gran medida. Además, la relación de la erosión del primer tubo es mucho menor que la unidad, que indica que las protuberancias hemi- esfera funcionan bien en el rendimiento anti-desgaste. Adicionalmente aliado, no hay ninguna diferencia obvia entre la estructura mejorada y la línea de base para la erosión del tubo de la segunda fila para quinta fila. Esto se puede explicar de la siguiente manera: (1) para el H de tipo de aletas banco tubo oval, la obstrucción de la primera fila de tubos desempeña el papel principal por lo que la pérdida de desgaste de los tubos de descanso se reduce en gran medida y la reducción de pérdidas de desgaste se concentra principalmente en el lado de barlovento; (2) para el banco de tubos de aletas de tipo H con hoyuelo-LVG, afectada por las estructuras Augment de transferencia de calor, cuando el impacto partículas al tubo en la parte trasera, que les rebote y chocan con el tubo de primera fila. El aumento en la pérdida de desgaste se centra en el lado de sotavento. En su conjunto, la mayor parte de la pérdida de la erosión es el resultado de la colisión entre las partículas y el lado de barlovento tubo. El actual tipo H aletas tubo oval con estructura de LVG hoyuelo compuesto y, junto con el diseño biónico de protuberancia en el primer tubo puede ser considerado como un candidato para mejorar el rendimiento tanto de transferencia de calor y antidesgaste.

En este estudio, la transferencia de calor y las características de erosión del tipo H con aletas tubo oval, tubo con LVGs, tubo con sangrado DIM- y tubo con hoyuelos compuestos y LVGs se han estudiado numéricamente. Se obtienen los siguientes conclusiones.

1. El rendimiento global de las superficies de transferencia de calor

mejoradas se evalúa por el parámetro PEC. El tipo H con aletas tubo oval con hoyuelos compuestos y LVGs proporciona el

rendimiento de transferencia de calor global. El rendimiento del tubo

104 X.B. Zhao et al. / Applied Energy 127 (2014) 93–104

con LVG es menor que la del tubo con el compuesto hoyuelo-LVG, y el tubo con sangrado hoyuelo presenta el rendimiento más bajo.

2. El rendimiento anti-desgaste del tubo con LVGs es el más alto, y es obviamente mayor que el del tubo con el compuesto hoyuelo-LVG y con las únicas hoyuelos. Para todas las estructuras mejoradas, la pérdida de la erosión de los tubos son dramáticamente menor que el tubo ovalado de tipo H original, y la reducción de la pérdida de la erosión se hace más para un número de Reynolds más grande.3. En el diseño del banco de tubos, tomamos ventaja de la superioridad de la LVG y el compuesto hoyuelo-LVG. La primera fila está diseñado con el LVG para anti-erosión mientras que las filas de descanso con el compuesto hoyuelo-LVG para la mejora de la transferencia de calor de acuerdo con la regla de la no uniformidad. También aplicamos los salientes del hemisferio en el barlovento de la primera fila de tubos, inspirado en la biónica. Tal tipo H optimizado intercambiador de calor de haz de tubos ovalados con aletas puede mejorar tanto el calor trans- fer y protección contra el desgaste en gran medida.

El intercambiador de calor optimizadc de banco de tubos ovalado con aletas tipo H en el presente documento puede tener aplicaciones importantes no sólo para mejorar la eficiencia de transferencia de calor y de la economía, sino que también reducen la pérdida de desgaste de intercambiador de calor y promover el nivel de funcionamiento seguro en las calderas de carbón.

Agradecimientos

Este trabajo es apoyado por el Programa Nacional de Investigación

Básica de China (973 programas) (núm 2011CB710702) y la National

Science Foundation Natural de China (N ° 51222604)

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