朱桂同,陳清華,劉娟芳,陳子云

(1.重慶大學(xué)低品位能源利用技術(shù)及系統(tǒng)教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室, 400030, 重慶; 2.重慶大學(xué)動(dòng)力工程學(xué)院, 400030, 重慶)

電氣體發(fā)電中有熱添加的噴管流動(dòng)及熱力循環(huán)分析

朱桂同1,2,陳清華1,2,劉娟芳1,2,陳子云1,2

(1.重慶大學(xué)低品位能源利用技術(shù)及系統(tǒng)教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室, 400030, 重慶; 2.重慶大學(xué)動(dòng)力工程學(xué)院, 400030, 重慶)

為了提高電氣體發(fā)電循環(huán)的熱效率,在有回?zé)岬牟祭最D循環(huán)基礎(chǔ)上,對(duì)噴管中膨脹的氣體進(jìn)行加熱,使循環(huán)過程盡量接近Ericsson循環(huán)。用CFD數(shù)值模擬的方法研究了有熱添加的噴管流動(dòng),并分析了噴管加熱對(duì)循環(huán)熱效率的影響,提出了一種可以提高電氣體發(fā)電循環(huán)熱效率的方法。計(jì)算和分析結(jié)果表明:定熱流加熱條件下,延長(zhǎng)噴管漸縮段和增大入口高度能有效提高噴管流體速度和溫度;受邊界層的限制,壁面加熱方式對(duì)主流區(qū)域影響不大,而內(nèi)熱源加熱方式在主流區(qū)域效果明顯;將壁面和內(nèi)熱源加熱方式結(jié)合能夠有效地將熱量添加到噴管氣流中,并能提高循環(huán)熱效率。

電氣體發(fā)電;熱添加噴管流動(dòng);Ericsson循環(huán);CFD數(shù)值模擬;熱效率

電氣體發(fā)電器原理如圖1所示,其過程是利用流經(jīng)拉瓦爾噴管的高速氣體運(yùn)載離子或帶電微粒,克服電場(chǎng)力,電荷由低電位輸送到高電位,使流體動(dòng)能轉(zhuǎn)化為電能。電氣體發(fā)電裝置無(wú)轉(zhuǎn)動(dòng)部件,相比常規(guī)的透平-發(fā)電機(jī)熱力循環(huán)系統(tǒng),結(jié)構(gòu)緊湊、維護(hù)要求低,但目前其熱電轉(zhuǎn)化效率不高[1]。

圖1 電氣體發(fā)電原理圖

目前,國(guó)內(nèi)外對(duì)于電氣體發(fā)電的研究主要有理論計(jì)算、數(shù)值模擬和實(shí)驗(yàn)等。Marks闡述了電氣體發(fā)電的原理和裝置,對(duì)簡(jiǎn)化的模型進(jìn)行了分析計(jì)算,并且申請(qǐng)了專利[2-4]。Soltani等人對(duì)矩形通道中帶電微粒在低雷諾數(shù)的流動(dòng)過程進(jìn)行了直接數(shù)值模擬[5]。Varga等人利用商業(yè)CFD軟件對(duì)電氣體發(fā)電裝置中的兩相流流動(dòng)進(jìn)行了數(shù)值模擬[6]。Oliveira等人依據(jù)一維絕熱流動(dòng)和電動(dòng)流體力學(xué)方程,對(duì)電氣體發(fā)電裝置進(jìn)行了研究,計(jì)算了不同工質(zhì)在不同條件下,能量轉(zhuǎn)化通道的最大發(fā)電效率,用CFD模擬了絕熱條件下有湍流影響的噴管內(nèi)的流動(dòng)現(xiàn)象[1]。Eissa將電氣體發(fā)電與氣流引射式制冷系統(tǒng)結(jié)合起來(lái),計(jì)算了不同工質(zhì)不同工況下的制冷系數(shù)和電氣體發(fā)電效率,并且進(jìn)行了相關(guān)實(shí)驗(yàn)[7]。國(guó)內(nèi)對(duì)于電氣體發(fā)電的研究并不多,上海鍋爐廠研究所的一份資料對(duì)電氣體發(fā)電的原理、存在的主要問題進(jìn)行了闡述,并且總結(jié)了各國(guó)對(duì)于電氣體發(fā)電的研究狀況[8]。西安交通大學(xué)的陳聽寬等人對(duì)電氣體發(fā)電的基本原理,單極電荷的產(chǎn)生、輸送和收集以及電氣體發(fā)電的熱力循環(huán)進(jìn)行了介紹[9]。目前,對(duì)于電氣體發(fā)電的研究主要集中在對(duì)電氣體發(fā)電通道熱電轉(zhuǎn)化過程的模擬計(jì)算,并將氣體在噴管中的膨脹過程按照絕熱過程處理。

電氣體發(fā)電的基本循環(huán)為布雷頓循環(huán),其循環(huán)系統(tǒng)圖和T-s圖如圖2所示。無(wú)回?zé)嵫h(huán)為1-2-3-4-1,其中:過程1-2為絕熱壓縮;2-3為等壓加熱;3-4為氣體在電氣體發(fā)電器通道中絕熱膨脹并作功,氣體獲得動(dòng)能,運(yùn)載帶電粒子至能量轉(zhuǎn)化段,將動(dòng)能轉(zhuǎn)化為電勢(shì)能;4-1為等壓冷卻。

(a)系統(tǒng)圖 (b)T-s圖

采用回?zé)峥梢蕴岣卟祭最D循環(huán)的熱效率。在有回?zé)岬幕A(chǔ)上,采用分級(jí)壓縮、中間冷卻、分級(jí)膨脹、中間再熱可以進(jìn)一步提高循環(huán)熱效率,如圖3所示。當(dāng)分級(jí)壓縮和膨脹的級(jí)數(shù)無(wú)限多,循環(huán)就變?yōu)閳D中的1-2′-3-4′-1包含等溫膨脹及等溫壓縮的Ericsson循環(huán),具有與卡諾循環(huán)相同的熱效率。

圖3 分級(jí)壓縮中間冷卻、分級(jí)膨脹中間再熱系統(tǒng)T-s圖

實(shí)際上采用過多的分級(jí)壓縮和分級(jí)膨脹以及中間冷卻和中間再熱會(huì)增大循環(huán)過程氣體的流動(dòng)阻力和不可逆損失,也使得設(shè)備龐雜而不現(xiàn)實(shí)。然而,可以考慮對(duì)噴管加熱,使氣體邊膨脹邊加熱,而在壓氣機(jī)壓縮時(shí),可以對(duì)其邊壓縮邊冷卻,使循環(huán)盡量接近Ericsson循環(huán)。本文在有回?zé)岬牟祭最D循環(huán)基礎(chǔ)上,結(jié)合電氣體發(fā)電原理,提出對(duì)噴管中膨脹的氣體進(jìn)行加熱,通過有熱添加的非絕熱膨脹過程,使有回?zé)岬牟祭最D循環(huán)接近Ericsson循環(huán),達(dá)到提高循環(huán)熱效率的目的。圖4為本文提出的有熱添加的非絕熱膨脹電氣體發(fā)電器循環(huán)過程示意圖。圖中1-2為氣體在壓縮機(jī)中絕熱壓縮過程,3-4″為加熱條件下,氣體在電氣體發(fā)電器中膨脹作功過程(理想條件下為等溫過程3-4′,實(shí)際為多變過程3-4″)。4″-6為氣體在回?zé)崞髦蟹艧徇^程,2-5″為壓縮之后的氣體在回?zé)崞髦斜患訜徇^程。5″-3為氣體在高溫?zé)嵩粗卸▔何鼰徇^程。與有回?zé)岬奈磳?duì)噴管加熱的循環(huán)(1-2-5-3-4-6-1)相比,系統(tǒng)向冷源排放的熱量相同,都是q2=h6-h1,但循環(huán)凈功wnet增大(閉合曲線包圍面積增大),根據(jù)下式

(1)

wnet增大,q2不變,循環(huán)熱效率ηnet提高。

(a)系統(tǒng)圖 (b)T-s圖

本文采用的循環(huán)參數(shù)如下:電氣體發(fā)電器噴管入口壓力p3=709 275Pa,出口壓力p4=101 325Pa,入口溫度T3=991 K,循環(huán)最低溫度T1=300K,工質(zhì)為氮?dú)狻?/p>

1 噴管設(shè)計(jì)及方法驗(yàn)證

1.1 噴管設(shè)計(jì)

噴管是電氣體發(fā)電器實(shí)現(xiàn)能量轉(zhuǎn)化的主要部件。為便于通過壁面對(duì)噴管進(jìn)行加熱和集電極收集電荷,本文采用一種型線為兩段圓弧在喉部相切的扁平拉瓦爾噴管,噴管尺寸如圖5所示,噴管流道寬度為8 mm。

圖5 噴管型線及尺寸

1.2 數(shù)學(xué)模型

由于氣體在噴管中的速度可達(dá)數(shù)倍聲速,因此選用可壓縮模型。模擬中采用RNGκ-ε湍流模型進(jìn)行噴管內(nèi)流體流動(dòng)的模擬,其湍動(dòng)能與耗散率方程如下

(2)

(3)

1.3 模擬方法驗(yàn)證

采用本文的模擬方法,對(duì)文獻(xiàn)[11]中的噴管進(jìn)行了模擬。介質(zhì)為空氣,進(jìn)口壓力為2MPa,溫度為820K,模擬結(jié)果見圖6。

圖6 文獻(xiàn)[11]數(shù)據(jù)與本文模擬數(shù)據(jù)的對(duì)比

由于網(wǎng)格劃分有所不同,最后模擬的最大速度相對(duì)誤差為1.3%,說明模擬方法是正確的。對(duì)本文所設(shè)計(jì)的模型進(jìn)行網(wǎng)格無(wú)關(guān)性驗(yàn)證,結(jié)果表明,網(wǎng)格數(shù)大于30萬(wàn)時(shí),模擬結(jié)果不再受網(wǎng)格疏密程度的影響。

2 噴管壁面加熱

2.1 不同加熱功率下的噴管流動(dòng)

分別采用60、100W/cm2的定熱流密度對(duì)噴管壁面進(jìn)行加熱,出口速度和溫度見表1。由表1可以看出,相對(duì)于絕熱流動(dòng),熱流為60、100W/cm2時(shí),噴管出口速度分別提高了2.10%和3.22%,出口溫度分別提高了10.70%和18.43%。速度和溫度雖有一定提高,但不是很明顯。為了進(jìn)一步提高加熱效果,下面探索了幾種不同的加熱方式。

表1 不同熱流密度下的噴管出口參數(shù)

2.2 漸縮段長(zhǎng)度對(duì)噴管流動(dòng)的影響

在壁面加熱方式中,加熱功率等于熱流密度與加熱面積的乘積。提高熱流密度和增大加熱面積都可以增加加熱總量,但熱流密度受到壁面邊界層的限制,不能太大,因此當(dāng)熱流密度不變時(shí),通過增加換熱面積可以提高加熱功率。增加漸縮段長(zhǎng)度使得漸縮段的換熱面積加大,從而提高了漸縮段的加熱量。圖7和圖8是漸縮段分別為72、122、172mm時(shí),定熱流(60W/cm2)加熱條件下噴管內(nèi)的流動(dòng)模擬結(jié)果。從圖中可看出,相比絕熱,漸縮段延長(zhǎng)時(shí),管內(nèi)流體速度和溫度都有所提高,且漸縮段越長(zhǎng)流速越大。

圖7 定熱流加熱條件下不同漸縮段噴管的速度曲線

圖8 定熱流加熱條件下不同漸縮段噴管的溫度曲線

2.3 入口高度對(duì)噴管流動(dòng)的影響

在漸縮段收斂角為30°～60°的范圍內(nèi),設(shè)計(jì)了3種入口高度不同的噴管。模擬了入口高度分別為50、70、90mm時(shí),定熱流(60W/cm2)加熱條件下噴管內(nèi)的流動(dòng),結(jié)果見表2?？梢钥闯?加熱條件下,隨著入口面積增大,出口速度、溫度依次增大,速度和溫度提高幅度也逐漸增大。適當(dāng)增加入口高度,有利于對(duì)氣體加熱。

表2 不同入口高度時(shí)的絕熱與加熱對(duì)比

2.4 優(yōu)化后的噴管流動(dòng)

通過上述結(jié)果可以看出,延長(zhǎng)漸縮段、增大入口高度,并對(duì)噴管進(jìn)行加熱可以提高噴管出口速度和溫度。考慮噴管的實(shí)際尺寸以及漸縮段收斂角的范圍,最終確定的噴管尺寸見圖9。

圖9 優(yōu)化后的噴管尺寸

在壁面熱流密度為60W/cm2的條件下,優(yōu)化后噴管出口速度為914.57 m/s,溫度為692.15K,速度和溫度分別提高了3.23%、13.7%,而未經(jīng)優(yōu)化的噴管,出口速度和溫度僅為904.11 m/s、674.36 K,提高幅度分別為2.10%、10.7%。可見,優(yōu)化后的噴管更利于對(duì)噴管內(nèi)的膨脹氣體加熱。

3 加熱方式優(yōu)化

3.1 不同加熱方式的對(duì)比

在相同加熱功率7 216.2W條件下,對(duì)壁面加熱和內(nèi)熱源加熱進(jìn)行了對(duì)比。兩種加熱方式下噴管喉部和出口橫截面中心的速度與溫度分布見圖10和圖11?？梢钥闯?壁面定熱流加熱條件下,壁面附近速度、溫度提高明顯,對(duì)主流區(qū)影響不大。內(nèi)熱源加熱條件下,噴管主流區(qū)速度、溫度提高明顯。

圖10 噴管橫截面中心速度分布

圖11 噴管橫截面中心溫度分布

3.2 壁面內(nèi)熱源綜合加熱

采用壁面和內(nèi)熱源加熱相結(jié)合的方式,同時(shí)考慮不同位置加熱對(duì)流場(chǎng)的影響,如圖9所示,將噴管分為4部分,按照不同的比例進(jìn)行加熱。加熱功率為7 216.2W時(shí),各位置的加熱功率見表3。采用綜合加熱方式進(jìn)行加熱時(shí)噴管出口參數(shù)見表4。可以看出,相同加熱功率條件下,與單一的整體加熱相比,綜合加熱方式能夠明顯提高噴管出口的速度。綜合加熱方式下噴管軸向參數(shù)及出口橫截面中心參數(shù)見圖12～15?？梢钥闯?綜合加熱不僅在壁面附近能有效提高氣體的速度和溫度,在主流區(qū)域內(nèi)速度和溫度提高效果也很明顯。

表3 綜合加熱方式下各位置的加熱功率

表4 綜合加熱方式下噴管的出口參數(shù)

圖12 綜合加熱方式下噴管的軸向速度

圖13 綜合加熱方式下噴管的軸向溫度

圖14 綜合加熱方式下出口橫截面中心線速度

圖15 綜合加熱方式下出口橫截面中心線溫度

4 電氣體發(fā)電熱力循環(huán)效率計(jì)算

實(shí)際循環(huán)T-s圖見圖16。無(wú)回?zé)釋?shí)際過程為1-2′-3-4′-1。1-2′過程為壓氣機(jī)中不可逆絕熱壓縮過程,3-4′為電氣體發(fā)電器中不可逆絕熱膨脹過程。

圖16 實(shí)際循環(huán)T-s圖

設(shè)壓氣機(jī)絕熱效率為ηC,s,則實(shí)際壓氣機(jī)耗功

(4)

(5)

膨脹功等于噴管內(nèi)氣體獲得的動(dòng)能增量

(6)

實(shí)際循環(huán)凈功

(7)

循環(huán)中氣體實(shí)際吸熱量

(8)

因而,實(shí)際循環(huán)的熱效率為

(9)

有回?zé)岬膶?shí)際循環(huán)為1-2′-7′-3-4′-6-1,設(shè)回?zé)岫葹棣?若將氣體的比熱容近似為常數(shù),則

T7′=σ(T4′-T2′)+T2′

(10)

有回?zé)釙r(shí)循環(huán)效率為

(11)

在回?zé)岬幕A(chǔ)上對(duì)噴管加熱時(shí),氣體在噴管的膨脹過程為3-4″,4″-6為膨脹后氣體在回?zé)崞骼鋮s的過程,2′-7″為壓縮之后氣體在回?zé)崞髦斜患訜岬倪^程

T7″=σ(T4″-T2′)+T2′

(12)

對(duì)噴管的加熱功率為W,則總加熱量為

Q1=qm(h3-h7″)+W

(13)

膨脹功等于噴管內(nèi)動(dòng)能的增量

(14)

實(shí)際循環(huán)凈功

(15)

因此,循環(huán)熱效率為

(16)

取壓氣機(jī)效率ηC,s=0.89,回?zé)岫圈?0.7,計(jì)算了無(wú)回?zé)帷⒂谢責(zé)嵋约霸谟谢責(zé)岬幕A(chǔ)上對(duì)噴管按照綜合加熱方式加熱,加熱功率分別為3608、7 216 W時(shí)循環(huán)的熱效率,見表5。從表中可以看出,加入回?zé)崞骺梢蕴岣哐h(huán)效率。在有回?zé)崞鞯幕A(chǔ)上對(duì)噴管中的氣體邊膨脹邊加熱,可以提高循環(huán)熱效率,并且增大加熱功率可使效率進(jìn)一步提高。

表5 綜合加熱方式下循環(huán)的熱效率

5 結(jié) 論

(1)壁面加熱時(shí),只增加熱流密度并不能有效提高速度和溫度。延長(zhǎng)漸縮段和增大入口高度,噴管出口速度、溫度提高幅度增大。

(2)壁面加熱方式在噴管壁面附近速度和溫度提高較明顯,在主流區(qū)影響不大;內(nèi)熱源加熱方式在主流區(qū)效果明顯;兩者結(jié)合加熱方式能夠有效提高壁面附近和主流區(qū)的速度和溫度。

(3)在回?zé)岬幕A(chǔ)上對(duì)噴管進(jìn)行加熱,可實(shí)現(xiàn)有熱添加的非絕熱膨脹,能夠有效地提高電氣體發(fā)電循環(huán)的熱效率。探索了一種可以有效提高電氣體發(fā)電循環(huán)熱效率的方法。

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(編輯 荊樹蓉)

AnalysisontheNozzleFlowwithHeatAdditionandItsThermalCycleEfficiencyinElectrogasdynamics

ZHU Guitong1,2,CHEN Qinghua1,2,LIU Juanfang1,2,CHEN Ziyun1,2

(1. Key Laboratory of Low-Grade Energy Utilization Technologies and Systems of Ministry of Education, Chongqing University, Chongqing 400030, China; 2. College of Power Engineering, Chongqing University, Chongqing 400030, China)

In order to improve the thermal efficiency, the gas flow in a nozzle of the regenerative Brayton cycle was heated in the expansion process of gas, which can make the electrogasdynamic cycle process approach an Ericsson cycle. The flat Laval nozzle for the electrogasdynamic(EGD) converter was designed and optimized. The nozzle flow with heat addition was investigated through CFD simulation. With a constant flux on the wall, the nozzle with a longer converging section and higher entrance can effectively increase the gas flow velocity and temperature. Heat addition through nozzle wall has little impact on gas velocity and temperature in the regions around the centerline due to the effect of boundary layer. Whereas the inner heat source based heating can significantly increase the gas velocity and temperature in nozzle’s central region. The combined heat addition mode of wall heating and inner heat source can effectively improve the thermal cycle efficiency.

electrogasdynamics; nozzle flow with heat addition; Ericsson cycle; CFD numerical simulation; cycle efficiency

2014-01-23。

朱桂同(1988—),男,碩士生;陳清華(通信作者),男,教授。

國(guó)家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(NSFC51206196);重慶市自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(CSTC2011BB4074)。

時(shí)間:2014-06-13

10.7652/xjtuxb201409012

TK121

:A

:0253-987X(2014)09-0068-06

網(wǎng)絡(luò)出版地址:http:∥www.cnki.net/kcms/detail/61.1069.T.20140613.1457.001.html