内置面热源密闭方腔内耦合传热数值仿真
复杂方腔内自然对流换热数值模拟分析
复杂方腔内自然对流换热数值模拟分析近些年来，由于能源的短缺以及减少环境污染的政策，节能技术的重要性和发展趋势日益受到重视，因此在建筑设计和管理中深入了解建筑的换热特性和热工性能尤为重要。
在建筑环境中，复杂方腔内自然对流换热是一个重要的热工问题，它与建筑设计有着重要的关系。
因此，有必要进行深入的研究以更好地理解复杂方腔内自然对流换热的本质。
首先，介绍了复杂方腔内自然对流换热的定义和内容，并且系统地介绍了其形成的机理和规律。
复杂方腔内自然对流换热是指当两个不同温度的流体在一个复杂封闭系统内运动时，由于温度差形成的对流换热现象。
主要有三种形式：对流换热、辐射换热和湿热传递。
其中湿热传递是一种特殊的换热方式，即当水分析物参与换热过程时，所产生的换热是由水蒸气的蒸发而产生的。
其次，介绍了复杂方腔内自然对流换热的模拟和数值模拟，以及其用于热工分析的重要性。
目前，数值模拟是复杂方腔换热问题研究的主要方法，它可以更好地反映复杂方腔内自然对流换热的形式，同时也可以有效地捕获和分析复杂方腔内温度场和流场的变化特点。
数值模拟的原理是通过分析非统一的方程来描述空间和时间温度场的变化规律以及湿热传递过程，并以此为依据定量分析复杂方腔内自然对流换热的特征。
最后，就复杂方腔内自然对流换热的实际应用及其发展趋势进行了概述。
目前，复杂方腔内自然对流换热的研究应用广泛，包括室内热环境模拟、室内太阳光辐射分析、建筑物热舒适度分析等，另外，复杂方腔内自然对流换热还可以用于热力机车热力学分析、换热器性能研究以及汽轮机热循环系统的研究。
从长期来看，复杂方腔内自然对流换热的研究将会更加深入，以更优的方式分析复杂的换热过程，并有效地提高热工性能。
综上所述，本文对复杂方腔内自然对流换热的定义、机理以及模拟、数值模拟和实际应用等方面进行了深入的分析，从而更好地理解和把握复杂方腔内自然对流换热的本质，并且有助于更好地利用和提高热工性能。
综上所述，复杂方腔内自然对流换热是建筑环境中一个重要的热工问题，为了更好地理解和把握它的本质，有必要进行深入的研究来进行模拟和数值模拟，以及通过实际应用来提高热工性能。
传热学数值模拟实例教程(袁老师)
传热学数值模拟实例教程王志军编著邓权威河南理工大学二〇〇九年十二月前言一、实验说明导热问题实际上就是对导热微分方程（能量方程）在规定的定解条件下进行求解，而对流问题除了对能量方程进行求解外，往往还需对质量守恒方程以及动量方程进行求解。
对于少数几何形状以及边界条件简单的问题能获得分析解，但对于大多数工程技术中遇到的许多几何形状或边界条件复杂的导热对流问题，数学上还无法得除其分析解。
另一方面，在近几十年中，随着计算机技术的迅速发展，数值模拟技术得到了飞速的发展，其中CFD （计算流体力学）能解决流体流动，传热传质等很多工程问题，因而发展非常快。
Fluent 作为目前国际上最流行的商用CFD软件之一，在美国和中国的市场占有率都超过60%。
只要涉及到流体、热传递以及化学方法等问题都可以用Fluent进行求解。
它具有丰富的物理模型、先进的数值方法以及强大的前后处理功能，在航空航天、汽车设计、石油天然气、消防火灾、环境分析等方面都有着广泛的应用。
本模拟实例库主要是运用成熟的Fluent软件对传热学的一些简单问题进行数值求解，主要包括一维稳态导热问题的求解，二维多热源的稳态导热问题，二维方腔内自然对流和混合对流，管内强制对流换热问题的数值模拟。
模拟实验的目的在于是为同学们提供一个形象直观而又生动的工具，为本科传热学的学习提供一个新的视角，使传热学的学习从抽象的理论中解放出来，变得直接而有主动，增强他们学习的兴趣与动力，从枯燥的灌输中解放出来。
另一方面数值模拟还能加深学生对基本概念、基本规律的理解。
杨世铭说：“传热学课程的教学应当从以往的单纯地为后续专业课服务而转变到着重培养学生的素质与能力方面来。
通过将CFD数值模拟方法渗透到传热学的本科实验中，为培养学生的素质与能力提供一个强有力的工具，最终促进学生创新能力和应用能力的全面提升。
二、Fluent软件简介Fluent软件是美国Fluent公司开发的通用CFD流场计算分析软件，囊括了Fluent Dynamic International、比利时Polyflow和Fluent Dynamic International（FDI）的全部技术力量（前者是公认的粘弹性和聚合物流动模拟方面占领先地位的公司，而后者是基于有限元方法CFD软件方面领先的公司）。
内置式温差发电器流固耦合数值仿真
仿真采用 Ｓ Ａ — Ｄ流体 分析软件 ， Ｔ ＲＣ 数值分 析步骤 ， 图 ２ 如
２２ 数学模型 的建立 ．
仿真 的计算 区域为温差发 电器流动 区域及 内板 ，计算在三
连续性方程 、— 动量方程和能量方程Ｏ Ｎｓ １ ：
连续 性 方程 ：
动量 方 程 ：
高 ｅｏｌ — ｐｉ ｓ 维直角坐标 系中进行 ， 控制方程采用三维 、 稳态并且不可压缩 的 所示 。采 用稳 态求 解模 式 ， Ｒ ｙｎｄ数 的 Ｋ ｅｌｅ模 型 和
即内板的左视图在热通道形成上下一字形 ， 梅花形 内板即内板左 热通道和冷却通道流动的分别是理想状态下不可压缩的热空气
和水 ， 热空气是温差发电器热源 ， 温度 、 速度和密度分别为 ９ ０ ０ Ｋ、 ６ ｍｓ １ ｇ ０ ／和 ． ／ ， ｍｋ ｍ 在每一个算例中都保持不变； 冷却水的温度设
内板和梅花形内板而得到其余两种结构温差发电器 。 一字形 内板 视图在热通道内成梅花状 、 ６片 、 共 每相邻两片间均成 ６ 。 ０角。
表 １十 字形 内板 温 差发 电器各 部 分 的尺 寸
ｚ ｓ ｓ ｓ … ，
除上述提到的三个 不同结构外还涉及到其他参数的选 取 ，
；式温差发电器的发电性能比一字形结构内 板的内 置式温差发电器的发电 性能更好。 论对提高内 ｛ 该结 置 ；式温差发电器的发电性能和优化内置式温差发 电器的结构有着重要作用。 ；
｝
关键词： 温差发电器； 数值仿真；Ｔ Ｒ Ｃ ； Ｅ Ｆ Ｓ Ａ — ＤＩ ＭＣ Ｄ Ｃ
｛
；
王能 欢 张 征
（ 南理工大 学 机械 与汽车 工程学 院 ， 华 广州 ５ ０４ ） ６０ １
内置发热体的封闭方腔自然对流换热数值模拟_张敏
P = p/ /H 2,
T = t - tc / th - tc , Pr = / ,
Ra = g th - tc H 3 /
其中, u、v 分别为 x 和 y 向流体速度分量, p 为
压力, 、 、g 、 、 分别为热扩散系数、运动黏
度、重力加速度、热膨胀系数和密度, th 为热源表
面的温度, tc 为冷壁面温度。
采用了 50 100、60 120、70 140、80 160 四
套均匀网格进行模拟计算, 结果发现, 70 140 网
格计算结果可看成与网格无关的解, 因而计算中最
终采用的网格为 70 140。
为了验证计算方法的正确性, 采用文献 [ 12]
的条件进行计算并与之对比, 结果见表 1, 相对误
差不超过 2% , 间接说明本文数值方法及精度的可
关键词: 自然对流; 封闭方腔; 内热源; 数值模拟
中图分类号: T K 124
文献标识码: A
文 章编号: 0438- 1157 ( 2010) 06- 1373- 06
N umerical simulation o f natural convection in rectangular cavities w ith a heater of variable dimension
热源位于空腔中心位置时的自然对流换热问题进行 了研究, M anab 等[ 3] 对 具有导热性的 正方形物体 位于方腔中心位置时倾斜角度对腔体内自然对流的 影响进行了研究, Z hao 等[ 4] 研究了封闭方腔同时 存在内外热源的自然对流换热问题, Zekeriya 等[ 5] 研究了中心具有一竖直发热板的封闭方腔内自然对 流换热问题, Do ng 等[ 6] 研究了圆形内热源对方腔 自然对流换热 的影响, T asaka 等[ 7] 研究了内热源 在竖直方向上分布的方腔自然对流换热问题, 罗军 等[ 8 ] 研究了方腔中心放置不同材料内置物的自然对
内置圆形发热体二维方腔内自然对流数值研究
内置圆形发热体二维方腔内自然对流数值研究陈中豪;罗超;吴帅;宋克伟【摘要】采用数值模拟的方法分析了内置圆形发热体位置对二维方腔内自然对流的影响.结果表明:相同Ra下,发热体越靠近底部,方腔内自然对流越强,发热体表面Nu也逐渐增大;在低Ra下,发热体位于方腔左右两侧时的Nu大于中间位置的Nu,随着Ra的升高,发热体在方腔中间位置的Nu逐渐高于在左右两侧位置的Nu;Ra=104时,底部左右两侧位置的Nu比底部中间位置的Nu大8.78％,而Ra=106时,底部中间位置的Nu比底部左右两侧位置的Nu大8.44％;Ra=106时,发热体位于方腔底部中间位置和上部两侧位置时,Nu分别达到最大值和最小值,最大值比最小值高18.63％.【期刊名称】《兰州交通大学学报》【年(卷),期】2018(037)004【总页数】7页(P78-84)【关键词】封闭方腔;内置圆形发热体;自然对流;数值模拟【作者】陈中豪;罗超;吴帅;宋克伟【作者单位】兰州交通大学铁道车辆热工教育部重点实验室,甘肃兰州 730070;兰州交通大学铁道车辆热工教育部重点实验室,甘肃兰州 730070;兰州交通大学铁道车辆热工教育部重点实验室,甘肃兰州 730070;兰州交通大学铁道车辆热工教育部重点实验室,甘肃兰州 730070【正文语种】中文【中图分类】TK124过去30年，中国家用冰箱的年产量大幅度增加.从1990年至今，冰箱年产量从463万台增长到1400万台.以当前冰箱的产量和能耗水平，预计在今后的十年里将消耗6010亿度电能，相当于年平均额外排放6000万吨CO2[1].所以冰箱能耗的降低对能源节约和环境控制十分重要.冰箱内换热问题属于封闭空间内置发热体的自然对流换热问题.针对此问题，各国学者对其进行了大量研究.马洪林[2]对高Ra下自然对流换热进行了模拟，得到了自然对流流态转变的临界Ra值.Boyd[3]对水平圆筒和同心六边形筒之间的缝隙内自然对流换热进行了研究.结果表明：当压力为0.5 MPa，圆环内分别充入空气、氖、氩和氙作为介质时，六边形圆柱热壁面的局部Nu和平均Nu均与Ra和空隙的大小有对应函数关系；当Ra>815时，圆环内上半圆总处于非稳定状态，而下半圆总处于稳定状态.Elsherbiny等[4]用数值模拟的方法探究了内置方形发热体对方腔内自然对流的影响.结果表明，发热体左右两侧棱角处的Nu最大，且发热体下部的传热效率比发热体上部的传热效率要高.Karim等[5]探究了当103≤Ra≤107，两个水平放置的圆形发热体相距0.1～0.4倍方腔边长时，发热体位置对方腔内自然对流的影响.结果表明，当Ra≤104时，发热体表面局部Nu受发热体之间距离的影响较大；而当104≤Ra≤107时，发热体之间的距离对方腔内传热的影响可以忽略.Pelletier等[6]通过在水中竖直放置两个等壁温圆形发热体来分析流体非稳态流动与强化传热之间的关系.结果表明，位于下方的发热体引起的流体流动会影响上方发热体的传热效率.Seo等[7]通过改变四个等壁温圆形发热体的垂直距离来探究流体的流动与传热特性.结果表明，当Ra=106时，随着四个圆形发热体垂向距离的改变，方腔内流场和温度场呈现出不同的非稳定状态.Park等[8]通过把四个等距离圆形发热体沿方腔两条对角线放置来探究发热体位置对方腔内自然对流的影响.结果表明，当103≤Ra≤104时，流体最终都能达到稳定状态；当105≤Ra≤106时，流体能否达到稳定状态取决于发热体的位置.Ahmeda等[9]研究了考虑热通量阻尼的情况下，不可压缩牛顿流体通过竖直圆柱体的自然对流流动.Liu等[10]模拟了两水平放置的圆柱体在空气中自然对流的情况，发现发热体局部Nu的最大值沿着发热体表面顺时针移动且在圆柱体的尾流区会产生两个漩涡，Ra越大，漩涡的尺寸越大.宋克伟等[11]通过数值方法研究了永磁体磁场对方腔内自然对流的抑制作用以及磁场强度变化对方腔内流场和温度场的影响，发现随着磁场强度的增大，方腔内自然对流逐渐减弱.目前，国内外对发热体在方腔内纵向或横向位置对自然对流的影响研究的比较多，而关于发热体纵/横向位置同时变化对层流状态自然对流影响的探究则比较少.本文采用非均匀网格，在Ra=104～106时，对发热体在不同位置下的封闭腔内自然对流进行了数值模拟，分析了不同位置下的温度场、流场和热壁面局部Nu分布，获得了Ra和内置发热体位置对封闭方腔自然对流换热的影响规律.1 自然对流换热数学模型封闭方腔内自然对流传热控制方程为连续方程：(1)动量方程：(2)(3)能量方程：(4)无量纲数：(5)(6)(7)其中：u，v分别是x，y两个方向的分速度;ρ为流体的密度;α为热扩散系数;β为体积膨胀系数;υ为流体运动粘度;g为重力加速度;Th为发热体壁面温度;Tc为方腔壁面温度;Nulocal为局部Nu数;S是发热体面积或发热体上、下、左、右壁面的面积;L为方腔的边长.发热体和方腔的四个壁面均满足无滑移边界条件且均为等温壁面.方腔壁面温度设为283 K，发热体壁面温度设为303 K，参考温度设为283 K.物性参数采用平均温度下对应的数值，压力求解使用SIMPLE算法.本文根据Boussinesq假设，采用不可压缩的空气流体，忽略耗散项，所有的物性参数假定为常数.重力加速度方向设置为Y轴负方向.计算采用非均匀网格，如图2所示.选取三套网格进行数值结果的网格独立性考核，网格数分别是200×200，300×300，400×400.Ra=105时，三套网格对应发热体壁面Nu分别是7.806，7.804，7.803，最大误差为0.04%.因此数值结果具有网格独立性，本文选取300×300的网格进行数值模拟.图1是封闭方腔内置圆形发热体的自然对流模型以及其计算区域和边界条件.D=0.2L，Ra=104～106，模型采用笛卡尔坐标系，发热体在水平方向的位置是X1=-0.25L、X2=0、X3=0.25L；竖直方向的位置是Y1=-0.25L、Y2=0、Y3=0.25L，总共有9个位置，即(X1,Y1)、(X1,Y2)、(X1,Y3)、(X2,Y1)、(X2,Y2)、(X2,Y3)、(X3,Y1)、(X3,Y2)、(X3,Y3).图1 模型的计算区域和边界条件和9个不同位置Fig.1 Computational domain and boundary condition of model with 9 different positions为了验证数值计算方法和结果的正确性，针对方腔内自然对流，本文数值方法所获得的结果与文献[9-10]中的结果进行了对比，如表1所列.Ra=104～106范围内，本文数值结果与文献中结果具有一致性.2 结果讨论2.1 圆形发热体在不同Ra下的数值模拟Ra=105时发热体位于方腔内9个不同位置的温度场和流场如图3所示.当发热体位于X2位置时，温度场和流场分别关于X=X2对称分布；发热体位于X1位置时的温度场和流场和位于X3位置时的温度场和流场分别关于X=X2对称.这是因为发热体位于X1位置和X3位置时关于X=X2对称，所以发热体在左侧位置和右侧位置的传热规律也关于X=X2对称.图2 模型的网格划分Fig.2 The grid of the model表1 本文结果与文献数据对比Tab.1 Comparison of present results with the reported resultsRa方腔壁面平均Nu数本文Park[12]误差/%Kim[13]误差/%1045.1315.1280.065.1080.451057.8057.8360.397.7670.4810614.1414.462 .2314.110.21当发热体在方腔内X1位置沿高度方向降低时，方腔上部的温度梯度逐渐减小，漩涡逐渐增大；下方的漩涡逐渐减小，直到漩涡消失.因为随着发热体的位置沿高度方向降低，发热体下方空间减小，流体不易形成漩涡；而上方空间增大，流体对流作用增强，容易形成漩涡.NuT，NuB，NuL，NuR分别表示发热体上壁面，下壁面，左壁面，右壁面的Nu数，如表2所列.当Ra=5×104，发热体在Y3位置时，发热体左侧壁面的Nu大于右侧壁面的Nu；在Y2位置时，发热体左右两侧Nu相差较小；在Y1位置时，发热体左侧壁面的Nu小于右侧壁面的Nu.这是由于发热体左侧壁面距离方腔左侧壁面较近，受热传导作用，壁面Nu较大；发热体右侧壁面距离方腔右侧壁面较远，自然对流较弱.随着发热体的位置沿高度方向降低，热壁面上侧与方腔上壁面之间距离增大，流体受热后密度减小，易于上浮形成漩涡，自然对流逐渐增强，发热体右侧壁面的Nu逐渐大于发热体左侧壁面的Nu.由此可得，发热体位置沿高度方向降低，方腔内对流作用增强.图3 Ra=105时方腔内等温线和流场Fig.3 Isotherms and streamlines atRa=105表2 Ra=5×104发热体位于方腔左侧时发热体平均NuTab.2 Nu for inner hot cylinder located near left wall of the enclosure at Ra=5×104位置NuTNuLNuRNuBX1,Y38.2719.9768.86411.862X1,Y27.59910.57510.75312.07 9X1,Y18.04510.69712.78212.1642.2 不同Ra下发热体壁面局部平均Nu比较发热体位于不同位置时，发热体壁面Nu如表3所列.鉴于发热体位于方腔左侧和右侧位置的传热规律相同，本文选取发热体位于方腔上部左侧和中间位置的温度场及流场进行对比分析，如图4所示.当Ra=104时，发热体位于X1位置的Nu大于位于X2位置的Nu.这是因为当发热体位于X1位置时，发热体左侧壁面与方腔壁面之间距离较近，温度梯度较大，所以发热体在X1位置左侧壁面的Nu比X2位置左侧壁面的Nu大；发热体在X2位置时，发热体左右侧壁面的Nu基本相同且小于X1位置对应的Nu.当Ra=105，发热体在X2上部位置时，发热体上侧和左右两侧壁面的Nu均小于X1位置对应壁面的Nu，只有下侧壁面的Nu大于X1位置对应壁面的Nu.由于发热体在X2位置时下方有两个漩涡，随着Ra的增加，两个漩涡的对流作用同时增强，而X1位置发热体下方只有一个漩涡，对流作用相对较弱.所以发热体在X2位置下侧壁面的Nu大于X1位置下侧壁面的Nu.当Ra=106时，发热体在X2位置右侧壁面的Nu小于发热体在X1位置右侧壁面的Nu；发热体其余壁面的Nu大于发热体在X1位置对应壁面的Nu.如图5所示，发热体在X2位置左侧壁面的温度梯度小于X1位置左侧壁面的温度梯度，在X2位置右侧壁面的温度梯度大于X1位置右侧壁面的温度梯度；发热体在X2位置右侧壁面的速度梯度略小于X1位置对应壁面的速度梯度，在X2位置其余壁面的速度梯度大于X1位置对应壁面的速度梯度.流体速度梯度越大，对流作用越强，所以发热体在中间位置的Nu大于左右两侧位置的Nu.表3 不同Ra下发热体热壁面NuTab.3 Local Nu for inner hot cylinder under different Ra numbersRa=104位置NuTNuLNuRNuBX1,Y39.1139.7356.8018.748X2,Y38.5896.7966.7788.181X3,Y39.2236.9019.6718.751Ra=105位置NuTNuLNuRNuBX1,Y36.95310.73510.92813.096X2,Y36.91110.63910.69115. 317X3,Y36.94310.92810.73913.109Ra=106位置NuTNuLNuRNuBX1,Y37.34718.59620.01724.211X2,Y37.62919.98219.98624. 682X3,Y37.34620.01118.73324.127图4 Ra=104方腔内等温线和流线Fig.4 Isotherms and streamlines at Ra=104 图5 Ra=106方腔内等温线和流线Fig.5 Isotherms and streamlines at Ra=106 2.3 不同Ra下发热体在方腔底部平均Nu比较不同Ra下发热体在方腔底部的平均Nu分布如图6所示.当Ra较低时，发热体位于方腔左右两侧位置的Nu高于中间位置的Nu.随着Ra的升高，位于中间位置的平均Nu高于左右两侧位置的Nu.因为当发热体在方腔底部左右两侧位置时，各有两个热壁面距离方腔较近，而发热体在底部中间位置只有一个热壁面距离方腔较近，在热传导作用下，离方腔较近的热壁面的Nu较大，离方腔较远的热壁面的Nu较小.所以在低Ra下，位于方腔左右两侧位置的Nu比位于方腔中间位置的Nu大；在高Ra下，方腔内以对流传热为主，当发热体在方腔底部中间位置时，发热体与方腔下壁面距离较近，与方腔其余三个壁面距离较远，而当发热体在方腔底部左右两侧位置时，发热体只有两个壁面距离方腔较远.离方腔较近的热壁面自然对流较弱，Nu较小；离方腔较远的热壁面自然对流较强，Nu较大，所以发热体在方腔底部中间位置的Nu大于方腔底部左右两侧位置的Nu.在Ra=104时，发热体位于方腔底部中间位置的Nu比底部左右两侧位置的Nu小8.78%；在Ra=105和Ra=106时，发热体位于方腔底部中间位置的Nu比底部左右两侧位置的Nu分别大4.85%和8.44%.可见发热体在中间位置的Nu与在左右两侧位置的Nu的差值随Ra的增大而增大，说明随着Ra的增大，发热体在中间位置对自然对流的影响程度增大.图6 不同Ra下内置发热体位于方腔Y1位置的平均NuFig.6 Average Nu for inner hot cylinder with different Ra at Y12.4 不同位置发热体平均Nu比较不同Ra下发热体在方腔内9个位置的平均Nu如图7所示.随着Ra增大，发热体位于方腔中间位置的Nu会逐渐大于左右两侧位置的Nu.当Ra=104时，方腔上部位置的Nu最大，中间位置的Nu最小；当Ra=105～106时，方腔底部位置的Nu最大，上部位置的Nu最小.这是因为Ra=104时，热传导作用强，发热体在上部和底部位置靠近方腔上壁面和下壁面，温度梯度大，所以发热体在上部和底部位置的Nu大，在中间位置的Nu小；当Ra=105～106时，发热体位置高度越低，方腔内整体对流越强，发热体在方腔上部位置时流体自然对流最弱，Nu也最小.在Ra=105和Ra=106时，发热体位于底部中间位置的Nu比上部两侧位置的Nu分别大18.57%和18.63%.图7 发热体不同位置平均Nu对比Fig.7 Average Nu for inner hot cylinder with different Ra and positions2.5 不同Ra下发热体在横向和纵向位置局部Nulocal比较如图8(a)所示，当发热体位于方腔Y3中间位置，Ra=105～106时，Nulocal在θ=180°处取得最大值；当Ra=104时，Nulocal在θ=0°处取得最大值.当发热体位于Y3左右两侧位置，Ra=106时，Nulocal在θ=180°处均达到最大值；当Ra=105时，Nulocal分别在θ=207°和θ=153°处达到最大值；当Ra=104时，Nulocal分别在θ=80°和θ=280°处达到最大值.可见发热体在Y3位置处，随着Ra的增大，发热体热壁面Nulocal的最大值向发热体下侧移动.如图8(b)所示，当发热体位于方腔Y2中间位置，Ra=106时，Nulocal在θ=140°和220°处取得最大值；当Ra=104～105时，Nulocal在θ=180°处取得最大值.当发热体位于Y2左右两侧位置，Ra=106时，Nulocal在θ=180°处取得最大值；当Ra=105时，Nulocal分别在θ=224°和θ=136°处取得最大值；在Ra=104，Nulocal分别在θ=86°和θ=274°处达到最大值.可见发热体在Y2位置处，随着Ra的增大，发热体热壁面Nulocal的最大值也向发热体下侧移动.如图8(c)所示，当发热体位于Y1中间位置，Ra=106时，Nulocal在θ=100°和260°处取得最大值；当Ra=105时，Nulocal 在θ=116°和θ=244°处取得最大值；当Ra=104时，Nulocal在θ=180°处取得最大值.当发热体位于Y1左右两侧位置，Ra=106时，Nulocal分别在θ=155°和θ=205°处取得最大值；当Ra=105时，Nulocal分别在θ=250°和θ=110°处取得最大值；当Ra=104时，Nulocal分别在θ=200°和θ=160°处取得最大值.由此可见，当Ra=105～106时，随着发热体的位置沿高度方向降低，Nulocal的最大值向发热体的上壁面方向移动.这是由于方腔内漩涡相对发热体向上移动，发热体上壁面与方腔壁面之间的速度梯度逐渐增大.当Ra=104，随着发热体的位置沿高度方向降低，发热体的对流作用逐渐增强，Nulocal的最大值向发热体的下壁面且朝着远离方腔壁面的一侧移动.图8 Ra=104～106横向和纵向不同位置下发热体表面局部Nu分布Fig.8 Nulocal for inner hot cylinder with different horizontal and vertical position at Ra=104～1063 结论本文采取数值模拟的方法研究了二维方腔内内置发热体不同位置对方腔自然对流换热的影响，分析了发热体在不同位置的温度场、流场和Nu沿发热体热壁面分布情况以及不同Ra下Nu的变化.1) 低Ra下，发热体位于方腔左侧和右侧位置的传热效果要好于发热体位于中间位置的传热效果.随着Ra增大，发热体位于中间位置的传热效果逐渐优于两边的位置.Ra越高对发热体在中间位置自然对流的影响程度越大.当发热体位于方腔左右两侧位置时，随着Ra增大，发热体局部Nu的最大值和峰值的差值会逐渐增大. 2) 当Ra>105时，随着发热体位置降低，方腔内对流作用增强.Ra对方腔内自然对流的影响要大于发热体位置沿高度方向变化对自然对流的影响.当发热体在底部中间位置时，Nu最大，传热效果最好.3) 当Ra>105时，随着发热体的位置降低，发热体表面局部Nu的最大值向发热体上部移动.当Ra=104时，随着发热体的位置降低，发热体表面局部Nu的最大值既向发热体下部移动又向远离方腔壁面的一侧移动.【相关文献】[1] 卢智利.直冷式多路循环冰箱特性研究[D].上海:上海交通大学,2006.[2] 马洪林.封闭腔内高瑞利数层流与湍流自然对流数值模拟[D].武汉:华中科技大学,2004.[3] BOYD R D.Interferometric study of natural convection heat transfer in horizontal annulus with irregular boundaries[J].Nuclear Engineering and Design,1984,83(1):105-112.[4] ELSHERBINY S M,TEAMAH M A,MOUSSA A R.Natural convection heat transfer from an isothermal horizontal square cylinder[J].Alexandria Engineering 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内置热源结构对封闭腔内湍流自然对流传热特性的影响研究
内置热源结构对封闭腔内湍流自然对流传热特性的影响探究专业品质权威编制人：______________审核人：______________审批人：______________编制单位：____________编制时间：____________序言下载提示：该文档是本团队精心编制而成，期望大家下载或复制使用后，能够解决实际问题。
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具有内热源的封闭腔内湍流自然对流与壁面辐射耦合传热研究
具有内热源的封闭腔内湍流自然对流与壁面辐射耦合传热研究具有内热源的封闭腔内湍流自然对流与壁面辐射耦合传热研究摘要：封闭腔内的湍流自然对流和壁面辐射传热是工程中常见的现象，对于一些工业设备的热管理和能源利用具有重要的意义。
本研究通过建立一个具有内热源的封闭腔模型，探究了湍流自然对流和壁面辐射传热的耦合效应。
通过数值模拟的方法研究了内部热源温度、边界条件和腔体结构对传热特性的影响，并分析了热对流和辐射传热之间的相互作用机制。
研究结果对于优化封闭腔传热设计和工业设备的热管理具有一定的指导意义。
1.引言封闭腔内的传热问题一直是热力学领域研究的重点。
湍流自然对流和壁面辐射传热是封闭腔内传热的两种主要机制。
湍流自然对流是指由于温度差引起的气体和液体的流动现象，而壁面辐射传热是指物体表面通过辐射的方式传递热量。
这两种传热方式在工业设备的热管理和能源利用中具有重要的作用。
2.研究方法本研究采用数值模拟的方法，建立了一个具有内热源的封闭腔模型。
在模型中，考虑了腔体内的湍流自然对流和壁面辐射传热。
通过求解流体的输运方程、能量方程和辐射传输方程，模拟了传热过程。
同时，考虑了壁面与气体的热边界条件。
3.模型验证为了验证模型的可靠性，将模拟结果与实验数据进行了对比。
通过调整模型中的参数，使模拟结果与实验数据吻合。
验证结果表明，本研究建立的模型对于分析封闭腔内的传热问题是可行的。
4.影响因素分析通过数值模拟，分析了内热源温度、边界条件和腔体结构对传热特性的影响。
研究结果表明，内热源温度的增加会提高传热效率；改变边界条件会影响传热方式的转变；腔体结构的优化可以降低传热阻力。
5.耦合机制分析通过分析传热方式的转变和热边界的变化，揭示了湍流自然对流和壁面辐射传热耦合的机制。
研究结果表明，传热效率的提高主要是由于湍流流动的增强以及壁面辐射的加热效应，二者之间相互促进。
6.结论本研究通过建立具有内热源的封闭腔模型，深入探究了湍流自然对流与壁面辐射耦合传热的特性。
封闭腔内水自然对流换热数值模拟
封闭腔内水自然对流换热数值模拟
自然对流换热是一种重要的热传递方式，它在许多工程和科学
领域都有着广泛的应用。
在封闭腔内，水的自然对流换热特性对于
工业设备的设计和运行具有重要意义。
为了更好地理解和优化这一
过程，数值模拟成为了一种重要的研究手段。
通过数值模拟，我们可以利用计算机模拟封闭腔内水的自然对
流换热过程，从而研究其传热特性。
在模拟过程中，我们需要考虑
腔体的几何形状、水的流动状态、温度分布等因素，以及流体的物
性参数。
通过数值方法，我们可以计算出不同条件下水的温度分布、传热速率等关键参数，从而为工程实践提供重要的参考。
在实际工程中，封闭腔内水自然对流换热数值模拟的研究成果
可以为工程设计和优化提供重要依据。
通过模拟分析，我们可以评
估不同工况下的换热性能，指导设备的优化设计和运行参数的选择。
同时，数值模拟还可以帮助我们理解自然对流换热的机理，为工程
实践提供科学依据。
总之，封闭腔内水自然对流换热数值模拟是一种重要的研究手段，它为工程设计和优化提供了有力的支持。
通过模拟分析，我们
可以更好地理解和控制自然对流换热过程，为工程实践提供科学依据。
随着计算机技术的不断发展，数值模拟将在工程领域发挥越来越重要的作用。
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ＷＡＮ Ｇ Ｈｏ ｎ ｇ—ｍ ｅ ｉ 。 ， Ｃ Ｈ Ｅ Ｎ Ｇ Ｘｉ ｏ ｎ ｇ ， Ｌ Ｉ Ｙｉ ｎ ｇ —ｋ ｕ ｎ ， Ｌ Ｉ Ａ Ｎ Ｇ Ｍｉ ｎ ｇ —ｊ Ｕ ｌ ｌ
２ ．上海御虹激光设 备有限公 司 ， 上海 ２ ０ １ ３ １ ４ ）
摘要 ： 为 研 究 温 度 对 固体 推 进 剂 点 火 燃 烧 性 能 的 影 响 ， 需 对 实 验 用 燃烧 室 进行 温 度控 制 。 为进 行 优 化 控 制 ， 建 立 了 内置 面 热
源 的密 闭方腔耦合传热模型 ， 利用 Ｆ Ｌ Ｕ Ｅ Ｎ Ｔ软件 ， 对流动和耦合传热进行 了三维数值仿真。计算采用离散 坐标 （ Ｄ Ｏ ） 辐射模
ｒ ａ ｄ ｉ ａ ｔ ｉ ｏ ｎ ｍｏ ｄ ｅ ｌ ａ ｎ ｄ Ｂｏ ｕ ｓ ｓ ｉ ｎ ｅ ｓ ｑ ｈ ｙ ｐ ｏ ｔ ｈ ｅ ｓ ｉ ｓ ．Ｃ ａ ｌ ｃ ｕ ｌ ａ ｔ ｉ ｏ ｎ ｒ ｅ ｓ ｕ ｌ ｔ ｓ ｓ ｈ ｏ ｗ ｔ ｈ ａ ｔ ｔ ｈ ｅ ｒ ａ ｄ ｉ ａ ｔ ｉ ｏ ｎ ｈ ｅ ａ ｔ ｔ ｒ ａ ｎ ｓ ｆ ｅ ｒ ｐ ｌ ａ ｙ ｓ ａ ｌ ｅ ａ ｄ ｉ ｎ ｇ
（ １ ．Ｓ ｃ ｈ ｏ ｏ ｌ ｏ ｆ Ｍｅ ｃ ｈ ａ ｎ ｉ ｃ ａ ｌ Ｅ ｎ ｇ ｉ ｎ ｅ ｅ ｒ ｉ ｎ ｇ ， Ｎ Ｕ Ｓ Ｔ ，Ｎ ａ ｎ ｊ ｉ ｎ ｇ Ｊ ｉ ａ ｎ ｇ ｓ ｕ ２ １ ０ ０ ９ ４， Ｃ ｈ ｉ ｎ ａ ； ２ ．Ｓ ｈ ａ ｎ ｇ ｈ ａ ｉ Ｙ ｕ ｈ ｏ ｎ ｇ Ｌ ａ ｓ ｅ ｒ Ｅ ｑ ｕ ｉ ｐ ｍ ｅ ｎ ｔ ｓ Ｃ ｏ ｍ ｐ ａ ｎ ｙ ，Ｓ ｈ ａ ｎ ｇ ｈ ａ ｉ ２ ０ １ ３ １ ４， Ｃ ｈ ｉ ｎ ａ）
型， Ｂ ｏ ｕ ｓ ｓ ｉ ｎ ｅ ｓ ｑ假 设 。计 算 结 果 表 明 ， 在 自然 对 流 的密 闭方 腔 内 ， 辐 射 换 热 比导 热 和 自然 对 流 换 热 更 具 主 导 地 位 。 腔 内 中心
上升 的热流与边壁附近下降 的冷流形成 自然对流环流 ， 环流的速度较高 ， 而上 述两部分 中间夹层的流体速 度较低。数值仿
ｈ ｅ ａ ｔ ｔ ｒ ａ ｎ ｓ ｆ ｅ ｒ ｍｏ ｄ ｅ ｌ ｏ ｆ ａ ｎ ｅ ｎ ｃ ｌ ｏ ｓ ｅ ｄ ｓ ｑ ｕ ａ ｒ ｅ ｃ ａ ｖ ｉ ｔ ｙ ｗ ｉ ｔ ｈ ａ ｐ ｌ ａ ｎ ｅ ｈ ｅ ａ ｔ ｓ ｏ ｕ ｒ ｃ ｅ ｗ ａ ｓ ｅ ｓ ｔ ａ ｂ ｌ ｉ ｓ ｈ ｅ ｄ ，ｔ ｈ ｅ ｎ ｔ ｈ ｉ ｓ ３ 一Ｄ ｌ ｆ ｏ ｗ ａ ｎ ｄ
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第３ ２ 卷 第０ ２ 期
文章编号 ： １ ０ ０ ６— ９ ３ ４ ８ （ ２ ０ １ ５ ） ０ ２—０ ２ ３ １— ０ ５
计
算
机
仿
真
２ ０ １ ５ 年０ ２ 月
内置面 热源 密 闭方腔 内耦 合传 热数 值 仿 真
王 鸿 美 ， 陈 雄 ， 李映坤 ， 梁明 军
（ １ ．南 京 理 工 大 学 机 械 工 程 学 院 ， 江苏 南京 ２ １ ０ ０ ９ ４；
ｃ ｏ ｎ ｊ ｕ ｇ ａ ｔ ｅ ｈ ｅ ａ ｔ ｔ ｒ ａ ｎ ｓ ｆ ｅ ｒ ｍ ｏ ｄ ｅ ｌ ｗ ａ ｓ ｓ ｔ ｕ ｄ ｉ ｅ ｄ ｕ ｓ ｉ ｎ ｇ Ｆ Ｌ Ｕ Ｅ Ｎ Ｔ ｓ ｏ ｆ ｔ ｗ ａ ｒ ｅ ．Ｉ ｎ ｔ ｈ ｅ ｓ ｔ ｕ ｄ ｙ ， ｗ ｅ ｕ ｓ ｅ ｄ Ｄ ｉ ｓ ｃ ｒ ｅ ｔ ｅ Ｏ ｒ ｄ ｉ ｎ ａ ｔ ｅ ｓ（ Ｄ Ｏ）
ＡＢＳ ＴＲＡＣＴ ： Ｉ ｎ ｏ ｒ ｄ ｅ ｒ ｔ ｏ ｓ ｔ ｕ ｄ ｙ ｔ ｈ ｅ ｔ ｅ ｍｐ ｅ ｒ ａ ｔ ｕ ｒ ｅ ｅ ｆ ｆ ｅ ｃ ｔ ｏ ｎ ｔ ｈ ｅ ｐ ｒ ｏ ｐ ｅ ｒ ｔ ｉ ｅ ｓ ｏ ｆ ｉ ｇ ｎ ｉ ｔ ｉ ｏ ｎ ａ ｎ ｄ ｃ ｏ ｍｂ ｕ ｓ ｔ ｉ ｏ ｎ ｏ ｆ ｓ ｏ ｌ ｉ ｄ ｐ ｒ ｏ ｐ ｅ ｌ —
真反映 了实验用燃烧室 内温度及流场 的分布 ， 为实验数据 的准确性提供了理论依据 。
关键 词 ： 密 闭方 腔 ； 辐射 ． ９ 文献标识码 ： Ｂ
Ｎｕ ｍｅ ｒ ｉ ｃ ａ ｌ Ｓ ｉ ｍｕ ｌ ａ ｔ ｉ ｏ ｎ ｏ ｆ Ｃ ｏ ｎ ｊ ｕ ｇ ａ ｔ ｅ Ｈｅ ａ ｔ Ｔｒ ａ ｎ ｓ ｆ ｅ ｒ
ｒ ｏ ｌ ｅ ｃ ｏ ｍｐ ａ ｒ ｅ ｄ ｗｉ ｔ ｈ ｔ ｈ ｅ ｔ ｈ ｅ ｒ ｍａ ｌ ｃ ｏ ｎ ｄ ｕ ｃ ｔ ｉ ｖ ｉ ｔ ｙ ａ ｎ ｄ ｔ ｈ ｅ ｎ ａ ｔ ｕ ｒ ａ ｌ ｃ ｏ ｎ ｖ ｅ ｃ ｔ ｉ ｏ ｎ ｉ ｎ ｔ ｈ ｅ ｅ ｎ ｃ ｌ ｏ ｓ ｅ ｄ ｓ ｑ ｕ ａ ｒ ｅ ｃ ａ ｖ ｉ ｔ ｙ ．Ｉ ｎ ｃ ａ ｖ ｉ ｔ ｙ ，ａ ｎ