劉彩贏, 徐之平, 張 磊, 張偉榮, 王崇俊

(1.上海理工大學(xué)能源與動(dòng)力工程學(xué)院,上海 200093;2.中國(guó)航天科工集團(tuán)第三十一研究所,北京 100074)

微燃?xì)廨啓C(jī)作為一種新型的發(fā)動(dòng)機(jī)被廣泛應(yīng)用于分布式發(fā)電系統(tǒng)、車輛、航空和船艦上.現(xiàn)有的微型燃?xì)廨啓C(jī)發(fā)電功率大都在25～300 kW之間,無(wú)回?zé)崞鲿r(shí)的發(fā)電效率為17%～20%,有回?zé)崞鲿r(shí)發(fā)電效率為25%～30%[1].微型燃?xì)廨啓C(jī)中的回?zé)崞魇且粋€(gè)燃?xì)?空氣熱交換機(jī),回?zé)崞鞯脑靸r(jià)約為整個(gè)燃?xì)廨啓C(jī)系統(tǒng)(帶回?zé)崞?總造價(jià)的 25%～30%[2-3].回?zé)崞髯鳛槲⑿腿細(xì)廨啓C(jī)的關(guān)鍵部件[4],其研究成為微型燃?xì)廨啓C(jī)的重要組成部分,因此,與傳統(tǒng)的熱交換器相比,對(duì)微型燃?xì)廨啓C(jī)回?zé)崞鞯脑O(shè)計(jì)及制造提出更高的要求,如低造價(jià)、高回?zé)崧?、低壓降、耐高溫、壽命長(zhǎng)、密封好、高緊湊度及能夠進(jìn)行批量生產(chǎn)等.

文獻(xiàn)[5]對(duì)用于微型燃?xì)廨啓C(jī)回?zé)崞鞯膸追N原表面CC(cross corrugated)、CW(cross wavy)、CU (corrugated undulated)及板翅式進(jìn)行比較,在回?zé)崞骶o湊度及質(zhì)量方面,CW、CC型優(yōu)于板翅式.由于CC型表面加工比較方便且工藝成熟,國(guó)外不少學(xué)者在實(shí)驗(yàn)及數(shù)值模擬方面對(duì)其進(jìn)行了大量的研究,獲得了有用的數(shù)據(jù).文獻(xiàn)[6]對(duì)回?zé)崞鲹Q熱表面進(jìn)行了熱力計(jì)算對(duì)比研究,指出從回?zé)崞鞯木o湊度來(lái)看, CW原表面優(yōu)于CC原表面和PF(plate fin)表面,但CC表面的體積和質(zhì)量遠(yuǎn)小于其他兩種表面.而國(guó)內(nèi)外對(duì)CW一次表面研究的文獻(xiàn)并不多見(jiàn).文獻(xiàn)[7]通過(guò)建立三維模型對(duì)截面為梯形通道 TCW (trapezoidal cross eavy)的層流流動(dòng)及換熱進(jìn)行數(shù)值模擬研究,得出TCW的努塞爾數(shù)Nu與平直管道相比提高了400%,而摩擦因數(shù)與平直管道的摩擦因數(shù)相差不大.TCW通道的振幅對(duì)增強(qiáng)換熱有重要的影響.文獻(xiàn)[8]對(duì)截面帶有圓弧的CW燃?xì)鈧?cè)單通道的其中一個(gè)周期進(jìn)行了數(shù)值模擬研究,指出CW通道的換熱比平直通道增加了600%,某種結(jié)構(gòu)的通道增加了3 000%.文獻(xiàn)[9]對(duì)橢圓、正弦波和拋物線這3種形面的波紋通道的一次表面回?zé)崞鳠嵝阅苓M(jìn)行了計(jì)算和比較,指出正弦波紋板片構(gòu)成的芯體總傳熱系數(shù)最大,所需傳熱面積和板片數(shù)目相應(yīng)最少,同時(shí)得出了影響一次表面回?zé)崞鳠嵝阅艿闹匾蛩夭皇菐缀涡螤?可能是幾何尺寸.文獻(xiàn)[10]對(duì)CW型回?zé)崞餍倔w內(nèi)的流動(dòng)與傳熱進(jìn)行了三維模擬計(jì)算,結(jié)果表明,當(dāng)回?zé)崞鞯目諝饪偭髁亢腿細(xì)饪偭髁恳欢〞r(shí),回?zé)崞餍倔w內(nèi)的壓損和回?zé)岫入S著波紋層數(shù)的增多而降低.增大燃?xì)膺M(jìn)口面積與空氣進(jìn)口面積比可使回?zé)岫仍黾印⒖諝鈧?cè)壓損增加、燃?xì)鈧?cè)壓損減少.文獻(xiàn)[11]對(duì)CW原表面回?zé)崞髁鲃?dòng)與傳熱進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)研究,分析了燃?xì)獠痪鶆蛐詫?duì)換熱性能的影響,得出了Nu-Re的關(guān)系,Re為雷諾數(shù).文獻(xiàn)[12]對(duì)微型燃?xì)廨啓C(jī)用圓筒形板翅式回?zé)崞鱾鳠嵝阅苓M(jìn)行了實(shí)驗(yàn)研究.

但總體來(lái)說(shuō),大多數(shù)有關(guān)數(shù)值模擬計(jì)算的文獻(xiàn)都是針對(duì)CW通道中某個(gè)單元在給定常壁溫或者是常熱流邊界條件及物性為常數(shù)條件下進(jìn)行研究,且通道的當(dāng)量直徑為1.5～2.0 mm.對(duì)CW型面一次表面回?zé)崞餍阅艿难芯考跋嚓P(guān)的數(shù)據(jù)還遠(yuǎn)不能滿足工程實(shí)際應(yīng)用的需要.文獻(xiàn)[13]通過(guò)實(shí)驗(yàn)指出,在層流區(qū),當(dāng)量直徑為0.2～1.3 mm的微矩形通道的換熱與大槽道的情況有區(qū)別.因此,在數(shù)值計(jì)算中不僅要考慮微小單元還應(yīng)考慮回?zé)崞鲀蓚?cè)氣體全程通道耦合換熱計(jì)算和物性參數(shù),以及流動(dòng)參數(shù)沿程的變化.本文對(duì)當(dāng)量直徑為1.10～1.54 mm的CW型回?zé)崞鬟M(jìn)行實(shí)驗(yàn)研究,并考慮物性參數(shù)隨密度的變化,對(duì)空氣與煙氣兩側(cè)通道耦合換熱進(jìn)行數(shù)值計(jì)算,為實(shí)際工程應(yīng)用提供參考.

1 實(shí)驗(yàn)裝置及方法

實(shí)驗(yàn)裝置如圖1所示.實(shí)驗(yàn)裝置由高壓氣系統(tǒng)、電加熱及輔助換熱器系統(tǒng)和測(cè)量系統(tǒng)這3部分組成.

圖1 實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)Fig.1 Schematic of the test setup

1.1 實(shí)驗(yàn)過(guò)程

實(shí)驗(yàn)時(shí)首先調(diào)節(jié)氣體的流量和壓力,高壓常溫氣體由點(diǎn)1流入,經(jīng)過(guò)氣氣換熱器使空氣溫度升高,由點(diǎn)4進(jìn)入到低溫電加熱裝置中再次被加熱并被穩(wěn)定在低溫側(cè)的設(shè)定溫度所規(guī)定的誤差范圍,經(jīng)調(diào)控后穩(wěn)定的氣體進(jìn)入被測(cè)回?zé)崞鞯牡蜏貍?cè),與高溫流體進(jìn)行熱量交換后流出,由點(diǎn)7和減壓閥至點(diǎn)8并進(jìn)入高溫加熱裝置再加熱至高溫的設(shè)定溫度,通過(guò)點(diǎn)10進(jìn)入到回?zé)崞鞲邷貍?cè),與低溫側(cè)氣體進(jìn)行熱量傳遞,由點(diǎn)11流出,通過(guò)氣氣換熱器后由點(diǎn)12排向大氣.在此過(guò)程中,計(jì)算機(jī)會(huì)根據(jù)系統(tǒng)穩(wěn)定情況記錄下當(dāng)前實(shí)驗(yàn)工況的所有數(shù)據(jù),完成當(dāng)前工況的實(shí)驗(yàn),調(diào)整至下一工況點(diǎn).如此反復(fù)循環(huán)實(shí)驗(yàn),直至所有實(shí)驗(yàn)工況完成為止.

1.2 實(shí)驗(yàn)方法及數(shù)據(jù)采集

實(shí)驗(yàn)采用等流量穩(wěn)態(tài)法(兩側(cè)流量相等,即等流量法),當(dāng)調(diào)整好實(shí)驗(yàn)工況點(diǎn)并處于穩(wěn)定工況時(shí)進(jìn)行數(shù)據(jù)的電腦自動(dòng)采集.對(duì)于數(shù)據(jù)采集,只要其流量、溫度控制調(diào)整并穩(wěn)定在設(shè)定值允許的誤差范圍內(nèi)時(shí),電腦便會(huì)在規(guī)定的時(shí)間內(nèi)取35組數(shù)據(jù)平均作為一個(gè)輸出數(shù)據(jù)點(diǎn),連續(xù)輸出3組數(shù)據(jù)點(diǎn)后進(jìn)行平均,最終得到一組有效的被測(cè)數(shù)據(jù).

2 物理模型及數(shù)值計(jì)算

2.1 物理模型

CW型原表面的環(huán)型回?zé)崞鹘Y(jié)構(gòu)如圖2所示,其中的換熱芯片如圖3所示.參與換熱的兩股流體使用波紋板隔開(kāi)逆向流動(dòng),高壓低溫的流體走在芯片里面的通道,而低壓高溫的流體走芯片外側(cè).由于空氣的密度大且溫度低,煙氣側(cè)的密度小且溫度高,為了平衡匹配空氣側(cè)與煙氣側(cè)的流動(dòng)及換熱等綜合性能,煙氣側(cè)的通道比空氣側(cè)的大,進(jìn)口截面如圖4所示.

圖2 環(huán)形原表面不銹鋼回?zé)崞鱗2]Fig.2 Annular primary surface stainless steel recuperator

圖3 散熱芯片外形圖Fig.3 Sketch of recuperator core

圖4 通道的截面形狀Fig.4 Sketch of recuperator channel section

2.2 控制方程及邊界條件

本文數(shù)值模擬計(jì)算采用Gambit 2.2軟件建模劃分網(wǎng)格,利用現(xiàn)在成熟的商用CFD(計(jì)算機(jī)動(dòng)力學(xué))軟件Fluent 6.2,基于層流模型對(duì)回?zé)崞鲀蓚?cè)通道的流場(chǎng)及溫度進(jìn)行分析,并采用自適應(yīng)網(wǎng)格功能使換熱及流動(dòng)計(jì)算得到進(jìn)一步的改善.文獻(xiàn)[8]中指出,通道上下是對(duì)稱的,因此,本文計(jì)算區(qū)域取相鄰兩通道的1/2,如圖5所示,其中,計(jì)算區(qū)域模型的進(jìn)口和出口都加長(zhǎng)了直管段,使換熱為充分發(fā)展的,且避免出口有回流,使數(shù)值計(jì)算更容易收斂.對(duì)不同的CW換熱面進(jìn)行比較,其命名為:CW A-P,A為振幅,P為一個(gè)周期長(zhǎng)度.如CW0.8-10表示振幅為0.8 mm,周期長(zhǎng)度為10 mm.本文所使用的回?zé)崞鞑糠謪?shù)如表1所示.CW換熱表面不同結(jié)構(gòu)計(jì)算模型的具體幾何尺寸如表2所示.不同模型的當(dāng)量直徑相等,高溫側(cè)的為1.36 mm,低溫側(cè)的為0.899 mm.

圖5 計(jì)算區(qū)域模型Fig.5 Geometrical model of the computations

表1 環(huán)型回?zé)崞鞑糠謪?shù)Tab.1 Some parameters of annular recuperator

表2 計(jì)算模型幾何結(jié)構(gòu)參數(shù)Tab.2 Values of geometrical variables used in the computations

2.2.1 控制方程

三維穩(wěn)態(tài)變物性流動(dòng)及熱控制方程的通用形式為[14]

連續(xù)方程為

動(dòng)量方程為

其中,Φ分別為u,v,w.

能量方程為

式中,ρ為密度;Φ為廣義變量;Γ是相應(yīng)于Φ的廣義擴(kuò)數(shù)系數(shù);S是與Φ對(duì)應(yīng)的廣義源項(xiàng);V為速度矢量;μ為動(dòng)力黏度;Pr為普朗特?cái)?shù).

2.2.2 邊界條件

本文假設(shè)氣體為理想不可壓縮,高壓低溫氣體及低壓高溫氣體均勻分布于各個(gè)芯板和各個(gè)通道.給定兩流體的入口流速、溫度,出口為壓力出口邊界條件,低溫與高溫之間的不銹鋼板部分是耦合的流固換熱邊界,計(jì)算區(qū)域的四周取對(duì)稱及絕熱.采用SIMPLE算法求解速度場(chǎng)和壓力場(chǎng),動(dòng)量及能量守恒方程均采用二階迎風(fēng)離散格式.

2.3 數(shù)據(jù)處理

對(duì)于充分發(fā)展的流動(dòng)及換熱,壁面的傳熱特性用Re-Nu或者j-Re的關(guān)系式表示,阻力特性用f-Re關(guān)系式表示.

式中,qw為單位面積傳熱量;Dh為當(dāng)量直徑;λ為導(dǎo)熱系數(shù);Tw為壁面加權(quán)平均溫度;Tm為流體的平均溫度;AC為單元網(wǎng)格面積;Aa為換熱壁面面積;Af為通道流體截面積;S為通道流體截面周長(zhǎng);j為傳熱因子;f為摩擦因數(shù);Δ P為氣阻;L為通道長(zhǎng)度.

3 計(jì)算結(jié)果及分析

3.1 網(wǎng)格質(zhì)量及實(shí)驗(yàn)結(jié)果與數(shù)值模擬結(jié)果比較

為了檢測(cè)網(wǎng)格質(zhì)量的可靠性,本文對(duì)同一幾何結(jié)構(gòu)模型采用不同的網(wǎng)格數(shù),分別為71 324,85 170和112 540的六面體網(wǎng)格進(jìn)行對(duì)比研究.由圖6可知,網(wǎng)格數(shù)為 71 324,85 170可得的最大誤差為6.7%;網(wǎng)格數(shù)為85 170,112 540可得的最大誤差為3.2%,可見(jiàn),網(wǎng)格數(shù)為112 540就足夠了.同時(shí)考慮計(jì)算成本等,本文以112 540的網(wǎng)格數(shù)進(jìn)行數(shù)值計(jì)算,且對(duì)不同的幾何結(jié)構(gòu)取相應(yīng)最好的網(wǎng)格數(shù)量.

圖6 換熱系數(shù)K與雷諾數(shù)Re關(guān)系圖Fig.6 Relationship of K and Re number

對(duì)實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)及數(shù)值進(jìn)行整理,并使用最小二乘原理得到Nu-Re關(guān)系.對(duì)數(shù)值計(jì)算結(jié)果進(jìn)行比較,如圖7和圖8所示,數(shù)值計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果的最大誤差為10%,最小誤差為1.4%;摩擦因數(shù)的誤差在30%以內(nèi).由于實(shí)驗(yàn)所測(cè)得的結(jié)果包括進(jìn)出口及實(shí)物連接口的局部壓力損失,所以,此誤差是工程所能接受的,因此,數(shù)值計(jì)算的模型選取及方法是可行的和有效的.

圖7 努塞爾數(shù)與雷諾數(shù)關(guān)系圖Fig.7 Relationship of Nu number and Re number

圖8 摩擦因數(shù)與雷諾數(shù)關(guān)系圖Fig.8 Relationship of f and Re number

3.2 結(jié)構(gòu)參數(shù)的影響

對(duì)微燃?xì)廨啓C(jī)回?zé)崞鱽?lái)說(shuō),換熱及流動(dòng)特性是兩個(gè)重要的性能指標(biāo).影響CW型回?zé)崞鞯膫鳠峒傲鲃?dòng)特性的主要是振幅及周期長(zhǎng)等幾何參數(shù).本文對(duì)不同結(jié)構(gòu)的模型計(jì)算結(jié)果如圖9所示.隨著CW通道的振幅的增加,換熱增強(qiáng);而隨著CW通道的周期長(zhǎng)度的增加,換熱減小.原因是振幅增加和周期長(zhǎng)度減小時(shí),流體的擾動(dòng)加強(qiáng),同時(shí)破壞了層流邊界層,使換熱得到強(qiáng)化.但是,通道內(nèi)的阻力相應(yīng)地有所增加.

圖9 努塞爾數(shù)與雷諾數(shù)的關(guān)系Fig.9 Relationship of Nu number and Re number

3.3 不同結(jié)構(gòu)的CW型面的傳熱及阻力特性比較

對(duì)微燃?xì)廨啓C(jī)回?zé)崞餍兔娴脑O(shè)計(jì)及優(yōu)化不僅要求換熱面具有較高的對(duì)流換熱系數(shù),而且要求氣體在換熱面之間的流動(dòng)壓降較小,通常將傳熱因子j和摩擦因數(shù)f的比值作為衡量換熱器表面性能優(yōu)越的標(biāo)準(zhǔn),j/f越大,表明傳熱表面性能越優(yōu)越,由圖10可見(jiàn),CW0.8-13和CW0.8-13的表面性能比較優(yōu)越,可在回?zé)崞髟O(shè)計(jì)時(shí)優(yōu)先考慮.

圖10 表面j/f與Re關(guān)系圖Fig.10 Relationship of j/f and Re

4 結(jié) 論

a.通過(guò)對(duì)數(shù)值計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行比較可知,數(shù)值計(jì)算結(jié)果在誤差允許范圍內(nèi),證明了本文的方法的可行性和有效性.

b.在相同的當(dāng)量直徑下,保持其他幾何參數(shù)不變,增大CW通道的振幅,可使換熱得到強(qiáng)化.

c.在相同的當(dāng)量直徑下,保持其他幾何參數(shù)不變,CW通道換熱隨著周期長(zhǎng)度的減少而增強(qiáng).

d.通過(guò)對(duì)不同結(jié)構(gòu)的CW通道傳熱及阻力特性進(jìn)行比較,得出CW0.8-13和CW0.8-13的表面綜合性能比較優(yōu)越,本實(shí)驗(yàn)為產(chǎn)品改造及優(yōu)化提供了參考.

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