童傳琛，方弘毅，康 涌，吳正洪，趙旺東，婁德倉(cāng)，周 雷

(中國(guó)航發(fā)四川燃?xì)鉁u輪研究院，成都610500)

U型管式回?zé)崞髟O(shè)計(jì)與流動(dòng)換熱性能試驗(yàn)研究

童傳琛，方弘毅，康 涌，吳正洪，趙旺東，婁德倉(cāng)，周 雷

(中國(guó)航發(fā)四川燃?xì)鉁u輪研究院，成都610500)

在參考國(guó)內(nèi)外文獻(xiàn)資料基礎(chǔ)上，利用FORTRAN語(yǔ)言編寫(xiě)回?zé)崞髁鲃?dòng)換熱計(jì)算程序，完成回?zé)崞髁髯韬蛽Q熱特性計(jì)算。根據(jù)計(jì)算結(jié)果，設(shè)計(jì)、加工了U型管式回?zé)崞髟囼?yàn)件。試驗(yàn)研究了燃?xì)饫錃饬髁勘?、溫比、回?zé)崞髋c燃?xì)饬飨驃A角以及回?zé)崞魈坠艿葏?shù)對(duì)回?zé)崞髁髯钃Q熱特性的影響，并將試驗(yàn)結(jié)果與計(jì)算結(jié)果進(jìn)行對(duì)比分析，驗(yàn)證校核了回?zé)崞鲾?shù)值計(jì)算方法的有效性。研究表明，溫比對(duì)回?zé)崞鞯膿Q熱效率影響較小，流量比和回?zé)崞髋c燃?xì)饬飨驃A角對(duì)流阻和換熱效率影響很大。

航空發(fā)動(dòng)機(jī)；間冷回?zé)嵫h(huán)；回?zé)崞?；流阻換熱特性試驗(yàn)；流量比；溫比；導(dǎo)流結(jié)構(gòu)

1 引言

間冷回?zé)釡u扇發(fā)動(dòng)機(jī)是一種新型節(jié)能環(huán)保航空發(fā)動(dòng)機(jī)，通過(guò)在原熱循環(huán)的基礎(chǔ)上增加間冷過(guò)程和回?zé)徇^(guò)程，使得發(fā)動(dòng)機(jī)擁有更低的燃油消耗率。與常規(guī)渦扇發(fā)動(dòng)機(jī)相比，間冷回?zé)釡u扇發(fā)動(dòng)機(jī)增加了間冷器和回?zé)崞?，且這兩個(gè)部件的性能對(duì)整個(gè)發(fā)動(dòng)機(jī)的性能影響很大，因此間冷器和回?zé)崞鞯脑O(shè)計(jì)成為間冷回?zé)釡u扇發(fā)動(dòng)機(jī)研制的關(guān)鍵技術(shù)之一。

國(guó)外對(duì)間冷回?zé)峒夹g(shù)開(kāi)展了大量的研究工作。德國(guó)MTU公司利用在航空發(fā)動(dòng)機(jī)先進(jìn)排氣回?zé)崞骷夹g(shù)(AEROHEX)計(jì)劃中發(fā)明的型面管式回?zé)崞骷夹g(shù)，設(shè)計(jì)了一款結(jié)構(gòu)緊湊和耐大溫度梯度的換熱器[1]，并進(jìn)行了部件的試驗(yàn)驗(yàn)證。Micheli等[2]為了優(yōu)化50 kW微型輪機(jī)中CC型回?zé)崞髟O(shè)計(jì)，開(kāi)展了多目標(biāo)優(yōu)化方法的研究，其優(yōu)化目標(biāo)旨在熱傳輸面積的最大化和負(fù)載損耗的最小化。國(guó)內(nèi)Liang等[3]采用遺傳算法優(yōu)化了100 kW級(jí)微型渦輪機(jī)中CC型表面回?zé)崞鞯膸缀螀?shù)，表明相對(duì)于已分析的其他類(lèi)型表面，CC型表面具有更好的性能。龔昊等[4]通過(guò)發(fā)展間冷回?zé)岷娇瞻l(fā)動(dòng)機(jī)性能模擬方法，研究了間冷回?zé)岚l(fā)動(dòng)機(jī)高度速度特性和節(jié)流特性。但國(guó)內(nèi)的研究多集中在間冷回?zé)釤崃ρh(huán)和間冷回?zé)釡u扇發(fā)動(dòng)機(jī)總體性能方面[5]，對(duì)于兩個(gè)換熱部件的研究并未深入開(kāi)展，特別是在間冷器和回?zé)崞鞯脑O(shè)計(jì)及校核方面缺乏相關(guān)試驗(yàn)研究。

中國(guó)航發(fā)四川燃?xì)鉁u輪研究院于國(guó)內(nèi)率先開(kāi)展間冷回?zé)嵫h(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)原理樣機(jī)研制，并完成了回?zé)崞鹘Y(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)和模型試驗(yàn)件的加工制造。本文基于設(shè)計(jì)的回?zé)崞髂Ｐ驮囼?yàn)件，開(kāi)展了流阻、換熱性能方面的試驗(yàn)研究，并與設(shè)計(jì)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比分析。通過(guò)試驗(yàn)研究，初步掌握了溫比、流量比、燃?xì)馀c回?zé)崞鲓A角以及套管對(duì)回?zé)崞餍阅艿挠绊懸?guī)律，校核和完善了回?zé)崞髟O(shè)計(jì)方法，為間冷回?zé)嵫h(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)的研制奠定了基礎(chǔ)。

2 回?zé)崞鹘Y(jié)構(gòu)模型

設(shè)計(jì)的回?zé)崞鳛閁型管式結(jié)構(gòu)，如圖1所示。芯體管束采用橢圓管式結(jié)構(gòu)，燃?xì)鈴墓苁鈧?cè)通過(guò)，冷氣經(jīng)集氣管后分配到管束內(nèi)，并與外側(cè)燃?xì)獍l(fā)生熱交換。為提高冷氣在橢圓管內(nèi)分配的均勻度，集氣管內(nèi)部增加了套管，見(jiàn)圖2?；?zé)崞鲙缀纬叽鐓?shù)見(jiàn)表1。

表1 回?zé)崞鹘Y(jié)構(gòu)參數(shù) mmTable 1 Structure parameters of the recuperator

3 回?zé)崞髁鲃?dòng)傳熱設(shè)計(jì)

回?zé)崞鞯牧髯栊阅?燃?xì)鈧?cè)和冷氣側(cè))和換熱性能是回?zé)崞鞯闹匾阅苤笜?biāo)。本文根據(jù)文獻(xiàn)資料，利用FORTRAN語(yǔ)言編制了U型管式回?zé)崞髁髯韬蛽Q熱性能設(shè)計(jì)程序，完成回?zé)崞髁髯韬蛡鳠嵝阅艿挠?jì)算分析。計(jì)算時(shí)，忽略安裝接頭部分的影響。計(jì)算中，定性溫度取流體平均溫度，特征尺寸D ＝h取當(dāng)量直徑。

式中：a、b分別代表橢圓的長(zhǎng)軸和短軸。

3.1 回?zé)崞髁髯栌?jì)算

[6]中的工程計(jì)算方法完成燃?xì)鈧?cè)和冷氣側(cè)流阻計(jì)算。

3.1.1 冷氣側(cè)

冷氣側(cè)壓力損失包括進(jìn)出口損失、沿程摩擦損失、轉(zhuǎn)彎損失三部分，計(jì)算時(shí)假設(shè)冷氣在各小橢圓管內(nèi)分配均勻。

U型管內(nèi)部沿程摩擦損失：

式中：L為管長(zhǎng)；C ＝f為冷氣摩擦損失系數(shù)，且

其中：Re ＝c為冷氣雷諾數(shù)，且

進(jìn)出口損失是由于冷氣在集氣管內(nèi)分配到各小橢圓管內(nèi)，以及冷氣由小橢圓管匯集到集氣管出口時(shí)產(chǎn)生的壓力損失。從入口管分流到傳熱管的壓力損失與從傳熱管合流到出口管的壓力損失之和等于速度的2倍。

流體通過(guò)彎頭轉(zhuǎn)彎引起的壓降，采用《航空發(fā)動(dòng)機(jī)設(shè)計(jì)手冊(cè)》[7]中公式計(jì)算。轉(zhuǎn)彎損失：

故總壓損失計(jì)算式為：

總壓力損失系數(shù)：

3.1.2 燃?xì)鈧?cè)

橢圓管束外部管束的流阻損失采用Metzger關(guān)系式[6]計(jì)算：

式中：C ＝fg為流動(dòng)阻力系數(shù)，Re ＝g為燃?xì)饫字Z數(shù)，N ＝p為管排數(shù)。

3.2 回?zé)崞鱾鳠嵊?jì)算

3.2.1 冷氣側(cè)

冷氣側(cè)流動(dòng)的對(duì)流換熱采用下式計(jì)算：

式中：Pr為冷氣普朗特?cái)?shù)。

3.2.2 燃?xì)鈧?cè)

在燃?xì)鈧?cè)外掠管束流動(dòng)中，外部的流動(dòng)換熱采用茹卡烏斯卡斯關(guān)系式計(jì)算——該關(guān)系式適用于較大Pr數(shù)變化范圍的外掠管束換熱。

對(duì)于管排數(shù)大于16的管束型回?zé)崞?，外部的換熱可采用下式計(jì)算：

對(duì)于管排數(shù)小于16的管束流動(dòng)換熱，需要考慮修正系數(shù)。修正系數(shù)一般按照文獻(xiàn)[6]選取。

根據(jù)計(jì)算得到的傳熱系數(shù)，采用效能-傳熱單元數(shù)法(ε-NTU法)完成回?zé)崞鲹Q熱效率計(jì)算。回?zé)崞鞯男师哦x為實(shí)際傳熱量與最大可能傳熱量之比：

式中：分母為冷、熱流體在混合氣中可能發(fā)生的最大溫度差值，分子為冷流體或熱流體在回?zé)崞髦械膶?shí)際溫度差值中的大者。

傳熱單元數(shù)NTU為回?zé)崞鞯目偀釋?dǎo)KA與流體中較小的熱容率C ＝min的比值，表明了回?zé)崞鳠o(wú)量綱的換熱能力。

對(duì)于其他比較復(fù)雜的流動(dòng)型式，ε計(jì)算公式可參閱文獻(xiàn)[7]。在低NTU值下，ε值通常都很低；隨著NTU值的增加，ε值也增加，極限情況下趨近于最大值。

4 試驗(yàn)件及試驗(yàn)設(shè)備

4.1 回?zé)崞髂Ｐ驮囼?yàn)件

回?zé)崞髂Ｐ驮囼?yàn)件(圖3)管束的長(zhǎng)度、大小、厚度均與原型保持一致，僅管排數(shù)減少。試驗(yàn)件采用不銹鋼材料，U型管由圓形管彎折，橢圓成型后經(jīng)釬焊到回?zé)崞骷瘹夤苌贤瓿赡Ｐ驮囼?yàn)件的加工。

4.2 試驗(yàn)設(shè)備及測(cè)試系統(tǒng)

回?zé)崞髟囼?yàn)在中國(guó)航發(fā)四川燃?xì)鉁u輪研究院綜合換熱試驗(yàn)臺(tái)上完成。該設(shè)備主流供氣最高溫度700 K，最大供氣流量2.0 kg/s，最大冷氣流量8.0 kg/s。試驗(yàn)臺(tái)系統(tǒng)由氣源(常溫供氣)、閘閥、調(diào)節(jié)閥、空氣濾、膨脹節(jié)、方形補(bǔ)償器、電加溫器以及聲速?lài)娮斓冉M成，如圖4所示。

測(cè)試參數(shù)主要包括燃?xì)膺M(jìn)出口總溫、總壓；冷氣進(jìn)出口總溫、總壓；燃?xì)?、冷氣質(zhì)量流量。其中燃?xì)饪倻乜倝翰捎?支點(diǎn)總溫總壓復(fù)合探針測(cè)量，冷氣總溫總壓采用3支點(diǎn)總溫總壓復(fù)合探針測(cè)量，流量采用聲速?lài)娮鞙y(cè)量。壓力測(cè)試精度為±0.3%，溫度測(cè)試精度為±1%，流量測(cè)試精度為±1%。測(cè)點(diǎn)位置如圖5所示。

5 試驗(yàn)結(jié)果及分析

基于上述試驗(yàn)平臺(tái)，對(duì)回?zé)崞骼錃鈧?cè)和燃?xì)鈧?cè)的流阻特性、換熱特性進(jìn)行試驗(yàn)研究，研究了燃?xì)饫錃饬髁勘?、溫比，回?zé)崞鹘Y(jié)構(gòu)形式(帶導(dǎo)流與不帶導(dǎo)流)，回?zé)崞髋c燃?xì)饬飨虬惭b角度對(duì)回?zé)崞鲹Q熱效率的影響。

5.1 回?zé)崞髁髯杼匦栽囼?yàn)

回?zé)崞髫Q直布置在燃?xì)馔ǖ纼?nèi)，與燃?xì)庵髁鞒?0°夾角，分別測(cè)試不同流量下冷氣側(cè)(管內(nèi))和燃?xì)鈧?cè)(管外)的進(jìn)出口壓力損失。

圖6是冷氣進(jìn)口溫度為常溫下，冷氣側(cè)壓力損失系數(shù)隨冷氣雷諾數(shù)的變化?？煽闯鲭S著冷氣雷諾數(shù)的增加，冷氣側(cè)壓力損失系數(shù)逐漸降低；有套管的回?zé)崞骼錃鈮毫p失系數(shù)比無(wú)套管的高。壓力損失系數(shù)計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果趨勢(shì)一致，但計(jì)算值普遍高于試驗(yàn)值，最大誤差為15.4%。

圖7是燃?xì)鈧?cè)壓力損失系數(shù)隨燃?xì)饫字Z數(shù)變化的計(jì)算值與試驗(yàn)值比較?？煽闯鲭S著燃?xì)饫字Z數(shù)的增大，燃?xì)鈧?cè)壓力損失系數(shù)呈現(xiàn)遞減趨勢(shì)，計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果趨勢(shì)一致；燃?xì)鈮毫p失系數(shù)計(jì)算值略高于試驗(yàn)值，最大誤差為12.1%。

從以上結(jié)果看出，無(wú)論是冷氣側(cè)還是燃?xì)鈧?cè)，壓力損失計(jì)算值與試驗(yàn)測(cè)試值都存在一定誤差。主要原因?yàn)椋?/p>

(1) 加工精度的限制。試驗(yàn)件實(shí)際結(jié)構(gòu)尺寸與設(shè)計(jì)值存在差異，回?zé)崞鞴苁鴻M向間距不夠均勻，造成局部氣流損失偏離計(jì)算值。

(2) 計(jì)算方法本身精度有限。計(jì)算采用的經(jīng)驗(yàn)公式假設(shè)流量在各小橢圓管內(nèi)均勻分配，而實(shí)際并非如此。特別是冷氣在集氣管和小橢圓管之間的分配與匯合，流動(dòng)復(fù)雜，損失公式很難描述，需要進(jìn)一步修正計(jì)算方法。

(3) 燃?xì)鈮毫p失計(jì)算時(shí)，未考慮回?zé)崞髟囼?yàn)件與試驗(yàn)通道縫隙對(duì)流阻的影響。

5.2 回?zé)崞鲹Q熱特性試驗(yàn)

按照回?zé)崞鬟M(jìn)氣參數(shù)的不同，換熱特性試驗(yàn)分為流量比試驗(yàn)與溫比試驗(yàn)。根據(jù)回?zé)崞髋c燃?xì)饬飨驃A角的不同，分為10°、20°、30°、90°四種試驗(yàn)狀態(tài)。按照結(jié)構(gòu)的差別分為帶套管和無(wú)套管兩種結(jié)構(gòu)。

5.2.1 流量比換熱試驗(yàn)

進(jìn)口燃?xì)饪倻貫?20 K，冷氣為常溫，固定燃?xì)膺M(jìn)口質(zhì)量流量為0.97 kg/s。通過(guò)改變冷氣質(zhì)量流量，研究燃?xì)饫錃饬髁勘葘?duì)回?zé)崞鲹Q熱效率的影響。

圖8顯示了換熱效率隨流量比的變化。可看出，隨著燃?xì)饫錃饬髁勘鹊脑黾?，換熱效率先降低后增加，最后趨于一個(gè)穩(wěn)定值。設(shè)計(jì)點(diǎn)(流量比為1.05，燃?xì)饬髁?.97 kg/s，冷氣流量0.92 kg/s)時(shí)，回?zé)崞鲹Q熱效率為0.635?；?zé)崞髋c燃?xì)獾膴A角對(duì)換熱效率也有明顯影響，同一流量比下夾角越小(最小10°)換熱效率越低，夾角越大(最大90°)換熱效率越高。

相同試驗(yàn)工況下，與無(wú)套管結(jié)構(gòu)的回?zé)崞飨啾?，有套管結(jié)構(gòu)的回?zé)崞鞯膿Q熱效率略高。燃?xì)饫錃饬髁勘鹊陀?.2時(shí)，換熱效率計(jì)算值(90°夾角)低于試驗(yàn)值；流量比高于1.2時(shí)，計(jì)算值與試驗(yàn)值比較接近。計(jì)算值與試驗(yàn)值最大誤差為6.7%，總體看二者比較吻合。

5.2.2 溫比換熱試驗(yàn)

進(jìn)口燃?xì)赓|(zhì)量流量為0.97 kg/s，冷氣質(zhì)量流量為0.92 kg/s，燃?xì)饫錃赓|(zhì)量流量比保持不變。固定進(jìn)口冷氣為常溫不變，通過(guò)改變?nèi)細(xì)膺M(jìn)口溫度，研究不同燃?xì)饫錃鉁乇认禄責(zé)崞鲹Q熱效率的變化。

圖9示出了燃?xì)饫錃鉁乇葘?duì)換熱效率的影響。可看出，隨著燃?xì)鉁囟鹊纳?，燃?xì)饫錃鉁乇仍龃?，換熱效率逐漸增大，但增加幅度很??；有套管的回?zé)崞鞯膿Q熱效率略高于無(wú)套管的。計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果在數(shù)值上和趨勢(shì)上都比較吻合，最大誤差不超過(guò)5%。其他參數(shù)保持不變時(shí)，回?zé)崞髋c燃?xì)獾膴A角越大換熱效率越高。

6 結(jié)論

通過(guò)試驗(yàn)和數(shù)值計(jì)算完成了對(duì)U型管式回?zé)崞鞯牧髯韬蛽Q熱特性的研究，研究結(jié)果對(duì)于空氣-空氣回?zé)崞鞯脑O(shè)計(jì)以及性能分析具有借鑒意義。研究得出以下結(jié)論：

(1)U型管式回?zé)崞?，冷氣壓力損失系數(shù)隨著冷氣雷諾數(shù)的增大而降低，計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)測(cè)試結(jié)果變化趨勢(shì)一致；帶套管結(jié)構(gòu)的冷氣損失系數(shù)比不帶套管結(jié)構(gòu)的高。燃?xì)鈧?cè)壓力損失系數(shù)隨著燃?xì)饫字Z數(shù)的增大逐漸降低，計(jì)算值與試驗(yàn)值基本一致。

(2)燃?xì)饫錃饬髁勘葘?duì)回?zé)崞餍阅艿挠绊戄^大，隨著流量比的增大換熱效率先降低然后迅速增大，并最終趨于一定值。燃?xì)饫錃鉁乇葘?duì)換熱效率的影響較小，隨著溫比的增加回?zé)崞鲹Q熱效率不斷增大，但增加幅度不大。

(3)套管對(duì)回?zé)崞餍阅苡幸欢ㄓ绊?。帶套管的回?zé)崞鞯膿Q熱效率要比不帶套管的高，但套管會(huì)引起冷氣側(cè)流阻增大。

(4)回?zé)崞髋c燃?xì)饬飨驃A角對(duì)換熱效率影響較大，回?zé)崞髫Q直方向與來(lái)流90°時(shí)換熱效率最大。

(5) 在進(jìn)口燃?xì)赓|(zhì)量流量為0.97 kg/s，冷氣質(zhì)量流量為0.92 kg/s狀態(tài)時(shí)，回?zé)崞鲹Q熱效率為0.635。

參考文獻(xiàn)：

[1]Schonenborn H，Ebert E，Simon B，et al.Thermomechani? cal design of a heat exchanger for a recuperative aero en?gine[R].ASME GT2004-53696，2004.

[2]Micheli D，Pediroda V，Pieri S.Multi-objective optimiza?tion of a m icroturbine compact recuperator[R].ASME GT2007-27763，2007.

[3]Liang H X，Xie G N，Zeng M，et al.Genetic algorithm opti?mization for primary surfaces recuperator of microturbine [R].ASME GT2006-90366，2006.

[4]龔 昊，王占學(xué)，康 涌，等.間冷回?zé)岷娇瞻l(fā)動(dòng)機(jī)性能計(jì)算與分析[J].航空動(dòng)力學(xué)報(bào)，2014，29(6)：1453—1461.

[5]李剛團(tuán)，黃 鶯，龔 昊.大涵道比間冷回?zé)釡u扇發(fā)動(dòng)機(jī)總體方案研究[J].燃?xì)鉁u輪試驗(yàn)與研究，2016，29(1)：1—9.

[6]凱斯W M.緊湊式熱交換器[M].北京：科學(xué)出版社，1997.

[7]航空發(fā)動(dòng)機(jī)手冊(cè)總編委會(huì).航空發(fā)動(dòng)機(jī)設(shè)計(jì)手冊(cè)：第16冊(cè)—空氣系統(tǒng)與傳熱分析[K].北京：航空工業(yè)出版社，2001.

Design and experim ent study of the flow and heat transfer perform ance of U-shaped recuperator

TONG Chuan-chen，F(xiàn)ANG Hong-yi，KANG Yong，WU Zheng-hong，ZHAO Wang-dong，LOU De-cang，ZHOU Lei
(AECC Sichuan Gas Turbine Establishment，Chengdu 610500，China)

Based on the relative references from home and abroad,the flow and heat transfer computation program of a recuperator for aero-engine applications was compiled by FORTRAN to calculate the flow re?sistance and heat transfer characteristics.According to the results,the U-shaped recuperator model for ex?periment was designed and constructed.The impact of gas/air mass flow ratio,inlet temperature ratio of gas and air,attack angle of gas,and guide vane on the performance of the recuperator was studied through ex?periments.Experimental results were compared with the numerical results and the methodology of calcula?tion was verified.The results show that temperature ratio has less influence on the heat transfer efficiency of the recuperator than that of mass flow ratio and attack angle.

aero-engine；intercooled and recuperated cycle；recuperative heat exchanger；flow resistance and heat transfer experiment；mass flow ratio；temperature ratio；guide vane

V236

：A

：1672-2620(2017)02-0017-05

2017-01-24；

：2017-04-21

童傳琛(1987-)，男，河南太康人，工程師，碩士，主要從事航空發(fā)動(dòng)機(jī)冷卻設(shè)計(jì)及熱分析。