劉 禎，吳華偉，張 琎，鄺 勇

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壓縮空氣儲(chǔ)能用渦旋膨脹機(jī)非穩(wěn)態(tài)流動(dòng)特性分析

劉 禎1,2，吳華偉1,2，張 琎1,2，鄺 勇3

（1湖北文理學(xué)院純電動(dòng)汽車動(dòng)力系統(tǒng)設(shè)計(jì)與測(cè)試湖北省重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，湖北 襄陽 441053；2湖北文理學(xué)院汽車與交通工程學(xué)院，湖北 襄陽 441053；3東風(fēng)襄陽旅行車有限公司，湖北 襄陽 441000）

本工作以適應(yīng)用于微型壓縮空氣儲(chǔ)能（micro-CAES）系統(tǒng)的渦旋膨脹機(jī)為研究對(duì)象，采用計(jì)算流體力學(xué)（CFD）的方法對(duì)渦旋膨脹機(jī)工作過程進(jìn)行非定常數(shù)值模擬，得到膨脹機(jī)內(nèi)部溫度場(chǎng)、壓力場(chǎng)和速度場(chǎng)的分布，研究了吸氣溫度對(duì)渦旋膨脹機(jī)性能的影響規(guī)律及工作腔流場(chǎng)分布特點(diǎn)，結(jié)果顯示：膨脹機(jī)吸氣溫度的升高，能夠增加單位質(zhì)量流量的輸出功；隨著吸氣溫度的下降，動(dòng)渦旋盤所受軸向氣體力增大，徑、切向氣體力減?。慌蛎洐C(jī)工作過程中工作腔內(nèi)的溫度分布并不是沿渦旋盤半徑方向逐漸下降，兩側(cè)背壓腔存在較大的機(jī)械能損耗，背壓腔溫度會(huì)高于上游排氣腔。該研究結(jié)果為渦旋膨脹機(jī)排氣結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)提供了理論依據(jù)。

微型壓縮空氣儲(chǔ)能；渦旋膨脹機(jī)；非穩(wěn)態(tài)流動(dòng)；數(shù)值模擬

微型壓縮空氣儲(chǔ)能系統(tǒng)（micro-CAES）憑借其安裝不受地域條件限制的特點(diǎn)，成為近年來備受關(guān)注的儲(chǔ)能技術(shù)[1]。膨脹機(jī)作為壓縮空氣儲(chǔ)能系統(tǒng)（CAES）的關(guān)鍵部件之一，其運(yùn)行特性對(duì)系統(tǒng)的性能有著決定性影響[2]。膨脹機(jī)按照能量轉(zhuǎn)換方式的不同可分為速度型和容積型兩種。在容積式膨脹機(jī)中，渦旋膨脹機(jī)以效率高、運(yùn)轉(zhuǎn)平穩(wěn)、結(jié)構(gòu)緊湊、可靠性好和膨脹比高等突出優(yōu)點(diǎn)，被廣泛應(yīng)用于有機(jī)朗肯循環(huán)、二氧化碳熱力學(xué)循環(huán)以及微小型壓縮空氣儲(chǔ)能系統(tǒng)等[3]。目前，國(guó)內(nèi)外對(duì)渦旋膨脹機(jī)的工作性能研究多以實(shí)驗(yàn)手段和建立數(shù)學(xué)模型為主。通過實(shí)驗(yàn)測(cè)量，當(dāng)膨脹機(jī)工作于不同工況下，其輸出功率范圍為0.1～3.5 kW，等熵效率也可以在0.2～0.85間變動(dòng)[4-8]。

渦旋膨脹機(jī)封閉的工作腔和較高的工作轉(zhuǎn)速，導(dǎo)致很難通過實(shí)驗(yàn)手段來獲取其內(nèi)部流動(dòng)特性。為深入研究渦旋膨脹機(jī)的工作特點(diǎn)，部分學(xué)者通過建立渦旋膨脹機(jī)工作過程的數(shù)學(xué)模型來對(duì)其工作腔內(nèi)工質(zhì)的流動(dòng)過程進(jìn)行分析。楊興華等[9]建立了渦旋式膨脹機(jī)內(nèi)部工作腔的二維模型，模擬了渦旋膨脹機(jī)內(nèi)部氣體非定常流動(dòng)過程，得到了不同轉(zhuǎn)角時(shí)刻的速度和壓力分布，模擬結(jié)果表明膨脹腔內(nèi)速度和壓力的分布存在不均勻性。CHANG等[10]對(duì)渦旋膨脹機(jī)進(jìn)行了二維CFD數(shù)值模擬研究。模擬通過改變渦旋體幾何參數(shù)，分析了示功圖以及工作腔容積隨轉(zhuǎn)速變化的情況。MORINI等[11]利用RE/CFD的方法將實(shí)際的渦旋機(jī)械轉(zhuǎn)化為模型，并建立了二維CFD模型并比較相同幾何結(jié)構(gòu)下渦旋機(jī)械的壓縮和膨脹過程，為壓縮機(jī)轉(zhuǎn)化為膨脹機(jī)的可能性提供有效信息。為優(yōu)化設(shè)計(jì)膨脹機(jī)，SONG等[12-13]開展了渦旋膨脹機(jī)三維非定常數(shù)值模擬的研究工作，研究了渦旋膨脹機(jī)內(nèi)部三維流場(chǎng)特性受吸、排氣孔口開設(shè)位置變化的影響規(guī)律。

目前國(guó)內(nèi)外對(duì)渦旋膨脹機(jī)的數(shù)值模擬多為二維模型；另外，膨脹機(jī)入口溫度對(duì)壓縮空氣儲(chǔ)能系統(tǒng)的能量轉(zhuǎn)換效率有很大影響[14]，而上述關(guān)于渦旋膨脹機(jī)內(nèi)部流場(chǎng)或性能的模擬，都只反映特定工況下工作腔的壓力或流速分布，并未能反映出氣體溫度場(chǎng)受非穩(wěn)態(tài)流動(dòng)的影響規(guī)律。因此，本文通過建立渦旋膨脹機(jī)三維非穩(wěn)態(tài)CFD仿真模型，比較膨脹機(jī)吸氣溫度的變化對(duì)渦旋膨脹機(jī)性能的影響程度，分析了膨脹機(jī)內(nèi)部溫度場(chǎng)受非穩(wěn)態(tài)流動(dòng)的影響規(guī)律，該結(jié)果可為膨脹機(jī)內(nèi)部流動(dòng)控制及性能研究提供理論指導(dǎo)。

1 模型分析

1.1 幾何模型

本文的模擬研究基于改裝自渦旋壓縮機(jī)Sanden TRSA09-3658的渦旋膨脹機(jī)展開，該渦旋膨脹機(jī)動(dòng)、靜渦旋盤的實(shí)物如圖1所示。兩個(gè)渦旋盤型線相同，安裝相位相差180o，渦旋盤之間相互嚙合形成多個(gè)月牙形封閉腔體。渦線型線齒線采用對(duì)稱雙圓弧-直線修正（EA-SAL）型線，渦旋盤的主要幾何結(jié)構(gòu)參數(shù)見表1。

圖1 動(dòng)、靜渦旋盤實(shí)物圖[11]

表1 渦旋齒幾何結(jié)構(gòu)參數(shù)

渦旋膨脹機(jī)在工作過程中，高壓氣體由進(jìn)氣道進(jìn)入中心吸氣腔，隨著動(dòng)渦旋盤的持續(xù)運(yùn)動(dòng)，高壓氣體不斷膨脹，流入對(duì)稱膨脹腔，膨脹腔容積不斷增加，推動(dòng)動(dòng)渦旋盤圍繞靜渦旋盤基圓中心作偏心轉(zhuǎn)動(dòng)，進(jìn)而帶動(dòng)主軸對(duì)外輸出功，直至氣體排出工作腔，圖2給出了渦旋膨脹機(jī)流體計(jì)算域。

圖2 渦旋膨脹機(jī)計(jì)算域

1.2 數(shù)值模型

在ANSYS ICEM CFD中對(duì)流場(chǎng)計(jì)算域包含工作腔和進(jìn)、排氣道等進(jìn)行網(wǎng)格劃分。進(jìn)、排氣道等靜態(tài)流體域采用六面體結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分，工作腔動(dòng)態(tài)計(jì)算域的網(wǎng)格通過將三角形面網(wǎng)格拉伸為三棱柱體網(wǎng)格生成。在FLUENT中可通過控制剛體運(yùn)動(dòng)的DEFINE_CG_MOTION宏來實(shí)現(xiàn)壁面運(yùn)動(dòng)軌跡的控制，該UDF宏的參數(shù)說明見表2。工作腔動(dòng)態(tài)計(jì)算域的網(wǎng)格通過彈簧光順、2.5D面重構(gòu)和局部單元重構(gòu)方法來控制網(wǎng)格質(zhì)量，圖3為工作腔內(nèi)部網(wǎng)格，軸向間隙設(shè)為0，徑向間隙為0.1mm，間隙處網(wǎng)格為2層，各子計(jì)算域之間通過Interface連接。

表2 動(dòng)邊界UDF宏的參數(shù)說明

圖3 渦旋膨脹機(jī)內(nèi)部網(wǎng)格

渦旋膨脹機(jī)工作腔氣體在膨脹過程中涉及流動(dòng)和傳熱耦合，由連續(xù)性方程、動(dòng)量守恒方程和能量守恒方程來描述。數(shù)值計(jì)算采用商用CFD軟件FLUENT，湍流模型選擇-兩方程模型，壓力和速度的耦合采用SIMPLE算法，在靠近壁面的區(qū)域采用標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)法來處理，對(duì)流項(xiàng)采用高階的二階迎風(fēng)格式離散（second order upwind）。以理想氣體的空氣為介質(zhì)，邊界條件設(shè)置為吸氣壓力、吸氣溫度、排氣壓力和動(dòng)渦旋盤的轉(zhuǎn)速，模擬研究膨脹前氣體等壓加熱后不同入口溫度的膨脹機(jī)內(nèi)部流動(dòng)情況，具體工況見表3。

表3 渦旋膨脹機(jī)模擬工況參數(shù)

2 計(jì)算結(jié)果分析

2.1 膨脹機(jī)時(shí)均性能分析

通過表3所述三個(gè)工況下渦旋膨脹機(jī)的CFD非穩(wěn)態(tài)計(jì)算，得到渦旋膨脹機(jī)時(shí)均性能的評(píng)價(jià)指標(biāo)包括質(zhì)量流量、軸功率和等熵效率。膨脹機(jī)軸功率和等熵效率的計(jì)算公式分別為

式中，為膨脹機(jī)轉(zhuǎn)速，d為動(dòng)渦旋齒所受瞬態(tài)氣體驅(qū)動(dòng)力矩，q,ave為質(zhì)量流量時(shí)均值，in和out,s分別為等熵過程的進(jìn)、出口焓值。

表4給出了三個(gè)工況下渦旋膨脹機(jī)的質(zhì)量流量、軸功率及等熵效率等時(shí)均參數(shù)，當(dāng)膨脹機(jī)背壓保持一定時(shí)，膨脹前氣體的等壓加熱造成空氣密度下降，質(zhì)量流量明顯減小。軸功率隨吸氣溫度的升高也有所增大，但影響較小，這可能與溫度升高使內(nèi)泄漏質(zhì)量流量減小而導(dǎo)致的相鄰工作腔壓差的增大有關(guān)；等熵效率受吸氣溫度的影響并不明顯。由于吸氣溫度的升高帶來軸功率的增加和質(zhì)量流量的下降，單位質(zhì)量流量的輸出功也隨吸氣溫度的上升有明顯提高。

表4 渦旋膨脹機(jī)時(shí)均性能參數(shù)

2.2 動(dòng)渦旋盤瞬態(tài)氣體力分析

作用于動(dòng)渦旋盤上的氣體力對(duì)膨脹機(jī)的運(yùn)行特性有著直接影響。作用于動(dòng)渦旋盤的徑向氣體力是沿渦旋體基圓中心連線方向，從動(dòng)渦旋體指向靜渦旋體，這一作用力有減小動(dòng)、靜渦旋體基圓中心距離的趨勢(shì)，從而導(dǎo)致主軸偏心量減小、徑向間隙增大；作用于動(dòng)渦旋盤上的切向氣體力是沿動(dòng)、靜渦旋盤基圓中心連線的法線方向施加于動(dòng)渦旋盤壁面上；垂直于動(dòng)渦旋盤端板所在平面的軸向氣體力是動(dòng)渦旋盤所受的重要?dú)怏w力，它有使得動(dòng)、靜渦旋盤的齒面和端板有相互分離的趨勢(shì)，可能造成軸向間隙和徑向氣體泄漏的變化。利用渦旋膨脹機(jī)非定常數(shù)值計(jì)算的結(jié)果，可以得到動(dòng)渦旋盤所受各向氣體力，計(jì)算表達(dá)式[15]為

式中，為受力面網(wǎng)格單元數(shù)目，為動(dòng)渦旋盤轉(zhuǎn)動(dòng)角速度，F、F分別為作用于渦旋體壁面第個(gè)單元面的氣體力沿、軸方向分量，F表示垂直于動(dòng)渦旋盤端板內(nèi)表面第個(gè)單元面的氣 體力。

圖4～圖6給出了不同工況下動(dòng)渦旋盤所受各向氣體力。在同一周期內(nèi)，動(dòng)渦旋盤所受各向氣體力均有較大波動(dòng)，這主要與動(dòng)渦旋齒齒頭對(duì)吸氣孔口的遮擋作用有關(guān)。隨著吸氣溫度的升高，作用于動(dòng)渦旋盤上的切向氣體力和徑向氣體力增加，這是由于吸氣溫度上升，空氣密度下降，導(dǎo)致內(nèi)泄漏質(zhì)量流量下降，相鄰工作腔壓差增加。與S1工況相比，S2工況下動(dòng)渦旋盤所受徑、切向氣體力分別增加5.0%和5.3%，S3工況下動(dòng)渦旋盤所受徑、切向氣體力分別增加8.1%和9.9%。動(dòng)渦旋盤所受軸向氣體力的大小受吸氣溫度的影響程度高于徑、切向氣體力。隨著吸氣溫度的升高，動(dòng)渦旋盤所受軸向氣體力下降，這也使得動(dòng)、靜渦旋盤間的軸向間隙有減小的趨勢(shì)。因此，吸氣溫度的升高有助于減小徑向泄漏。

圖4 動(dòng)渦旋盤切向氣體力

圖5 動(dòng)渦旋盤徑向氣體力

圖6 動(dòng)渦旋盤軸向氣體力

2.3 工作腔流動(dòng)特性分析

當(dāng)吸氣溫度改變時(shí)，渦旋膨脹機(jī)內(nèi)部流場(chǎng)分布趨勢(shì)相似，只是數(shù)值有所差別，因此這里僅分析S2工況下即吸氣溫度為400 K時(shí)工作腔內(nèi)流場(chǎng)分布情況。圖7～圖10分別給出了典型主軸轉(zhuǎn)角位置0o、90o、180o和270o處膨脹機(jī)工作腔內(nèi)流場(chǎng)分布。

當(dāng)主軸轉(zhuǎn)至0o位置時(shí)，動(dòng)、靜渦旋齒齒端嚙合，中心吸氣腔被一分為二，各工作腔劃分如圖7(a)所示。此時(shí)吸氣孔只與吸氣腔Suc_1相連，對(duì)稱工作腔的溫度分布呈現(xiàn)明顯的非對(duì)稱性。單個(gè)腔體內(nèi)溫度分布不均勻程度差別很大。由于該轉(zhuǎn)角位置下上一個(gè)排氣過程尚未結(jié)束，膨脹腔Exp_2中有上一周期中的氣體，因此腔內(nèi)下游溫度高于上游溫度。對(duì)稱背壓腔中，溫度分布的不對(duì)稱性更為明顯。背壓腔Bac_2中溫度高于Bac_1，這是由兩側(cè)背壓腔流動(dòng)形態(tài)不同造成的。圖7(b)和圖7(c)分別給出了排氣腔和背壓腔內(nèi)靜壓分布和速度流線圖。在該轉(zhuǎn)角氣腔和背壓腔內(nèi)靜壓分布和速度流線圖。在該轉(zhuǎn)角位置下，背壓腔Bac_1容積增大，背壓腔Bac_2容積減小，由于動(dòng)渦旋齒的運(yùn)動(dòng)，Bac_1容積增大的速率高于Bac_2容積減小的速率，為補(bǔ)償Bac_1壓力的下降，部分氣流由排氣腔Exh_2排出后折返流至動(dòng)渦旋齒末端外壁面，形成局部高溫區(qū)。此外，在動(dòng)渦旋齒的擾動(dòng)和殼體壁面的約束下，背壓腔Bac_1內(nèi)形成多個(gè)低速漩渦，增加了排氣流阻和氣體的能量耗散。

圖7 0°主軸轉(zhuǎn)角位置膨脹機(jī)工作腔流場(chǎng)分布

如圖8(a)所示，當(dāng)主軸轉(zhuǎn)至90o位置時(shí)，吸氣孔口僅與中心吸氣腔Suc相連，對(duì)稱工作腔內(nèi)溫度分布的非對(duì)稱程度下降。值得注意的是，工作腔溫度沿中心吸氣腔向背壓腔的方向并不是逐漸降低的，兩側(cè)背壓腔中的溫度均高于上游排氣腔。如圖8(b)和圖8(c)所示，該轉(zhuǎn)角位置下，排氣腔Exh_1中大部分氣體經(jīng)氣動(dòng)排出口流出后進(jìn)入排氣道，排氣腔Exh_2中氣體在正壓梯度作用下以較高流速流入背壓腔Bac_2中，在殼體壁面的約束下形成二次流漩渦，背壓腔中流阻增大，流速下降，溫度升高。

當(dāng)主軸轉(zhuǎn)至180°位置時(shí)，吸氣孔達(dá)到最大開度，對(duì)稱工作腔內(nèi)的溫度和壓力對(duì)稱程度高，如圖9所示。此時(shí)氣動(dòng)排氣口開度較大，排氣阻力較小，背壓腔內(nèi)無明顯二次流和折返流，排氣流速較高，排氣溫度降低。當(dāng)背壓腔Bac_2的氣體以較高流速沿靜渦旋齒外壁流向排氣道時(shí)，由于壁面曲率變化較大，導(dǎo)致Bac_2中出現(xiàn)流動(dòng)分離，引起腔內(nèi)局部高溫區(qū)域的出現(xiàn)。

當(dāng)主軸轉(zhuǎn)至270°位置時(shí)，如圖10所示，排氣腔和背壓腔內(nèi)在流動(dòng)損失較高的回流旋渦區(qū)出現(xiàn)了局部高溫。該轉(zhuǎn)角位置下排氣腔Exh_2中一小部分氣體排出后折返流入背壓腔Bac_1。同時(shí)隨著動(dòng)渦旋齒的運(yùn)動(dòng)，背壓腔Bac_1容積增加，壓力下降，部分氣體由排氣道附近流入動(dòng)渦旋齒外壁，以彌補(bǔ)此處的壓力降。這兩股氣流的沖撞使背壓腔Bac_1中形成兩個(gè)較大尺度的漩渦，導(dǎo)致排氣流阻增加，機(jī)械耗散增加。因此，為提高氣體的做功能力，在進(jìn)行排氣結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)時(shí)需考慮盡量減弱或消除兩側(cè)背壓腔中漩渦的強(qiáng)度和尺度。

3 結(jié) 論

本文針對(duì)適用于微型壓縮空氣儲(chǔ)能系統(tǒng)的渦旋膨脹機(jī)，利用CFD方法計(jì)算了吸氣溫度對(duì)渦旋膨脹機(jī)性能的影響規(guī)律，得到了工作腔內(nèi)部溫度場(chǎng)、壓力場(chǎng)和速度場(chǎng)的分布規(guī)律，得到如下結(jié)論。

（1）吸氣溫度上升，膨脹機(jī)流量減小，而膨脹機(jī)的軸功率和等熵效率都增大。提高膨脹機(jī)吸氣溫度，能夠增加單位質(zhì)量流量的輸出功。

（2）吸氣溫度變化時(shí)，作用于動(dòng)渦旋盤上的軸向氣體力相比作用于動(dòng)渦旋盤上的徑向氣體力和切向氣體力的變化更為明顯。動(dòng)渦旋盤所受軸向氣體力隨吸氣溫度的下降而增大，徑、切向氣體力隨吸氣溫度的下降而減小。

（3）工作腔內(nèi)的溫度分布并不是由中心吸氣腔沿半徑方向逐漸下降的，在多個(gè)主軸轉(zhuǎn)角位置下，兩側(cè)背壓腔內(nèi)存在較大流動(dòng)損失，機(jī)械能耗散增加，腔內(nèi)氣體溫度上升，甚至出現(xiàn)了背壓腔溫度高于上游排氣腔的現(xiàn)象。此結(jié)果可為渦旋膨脹機(jī)工作腔內(nèi)部進(jìn)行流動(dòng)控制以及排氣結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)優(yōu)化提供了參考依據(jù)。

[1] 張陽, 左志濤, 梁奇, 等. 離心壓縮機(jī)可調(diào)葉片擴(kuò)壓器優(yōu)化設(shè)計(jì)與調(diào)節(jié)分析[J]. 儲(chǔ)能科學(xué)與技術(shù), 2017, 6(6): 1231-1238.

ZHANG Yang, ZUO Zhitao, LIANG Qi, et al. Optimal design and adjustment analysis of an adjustable vane diffuser in a centrifugal compressor[J]. Energy Storage Science and Technology, 2017, 6(6): 1231-1238.

[2] 陳海生, 劉金超, 郭歡, 等. 壓縮空氣儲(chǔ)能技術(shù)原理[J]. 儲(chǔ)能科學(xué)與技術(shù), 2013, 2(2): 146-151.

CHEN Haisheng, LIU Jinchao, GUO Huan, et al. Technical principle of compressed air energy storage system[J]. Energy Storage Science and Technology, 2013, 2(2): 146-151.

[3] SUN Hao, LUO Xing, WANG Jihong. Feasibility study of a hybrid wind turbine system–Integration with compressed air energy storage[J]. Applied Energy, 2015, 137(2): 617-628.

[4] LEMORT V, TEODORESE I V, LEBRUN J. Experimental study of the integration of a scroll expander into a heat recovery Rankine cycle[C]//18th International Compressor Engineering Conference, 2006: doi:http://hdl.handle.net/2268/20029.

[5] TAKARA Shinji. Study on heat recovery generation system for co-generation[C]//The Japan Society of Mechanical Engineers, Japan, 2007.

[6] AOUN Bernard, CLODIC Denis. Theoretical and experimental study of an oil-free scroll type vapor expander[C]//19th International compressor engineering conference at Perdue, 2008.

[7] LIU Guangbin, ZHAO Yuanyang, LI Liansheng. Simulation and experiment research on wide ranging working process of scroll expander driven by compressed air[J]. Applied Thermal Engineering, 2010(30): 2073-2079.

[8] ZHANG Xinjing, XU Yujie, XU Jian, et al. Study on the performance and optimization of a scroll expander driven by compressed air[J]. Applied Energy, 2017, 186: 347-358.

[9] 楊興華, 潘家禎, 王吉岱, 等. 渦旋式膨脹機(jī)內(nèi)部流場(chǎng)的數(shù)值模擬研究[J]. 流體機(jī)械, 2013, 41(2): 15-18.

YANG Xinghual, PAN Jiazhen, WANG Jidai, et al. Numerical simulation research on the interior flow field of scroll expander[J]. Fluid Machinery, 2013, 41(2): 15-18.

[10] CHANG C W, CHANG J C, HUNG T C, et al. CFD simulation and experiment of Scroll Expander for organic Rankine Systems[C]//Advanced Materials Research, 2013.

[11] MORINI Mirko, PAVAN Claudio, PINELLI Michile, et al. Analysis of a scroll machine for micro ORC applications by means of a RE/CFD methodology[J]. Applied Thermal Engineering, 2015(80): 132-140.

[12] SONG Panpan, WEI Mingshan, LIU Zhen, et al. Effects of suction port arrangements on a scroll expander for a small scale ORC system based on CFD approach[J]. Applied Energy, 2015(150): 274-285.

[13] SONG Panpan, WEI Mingshan, ZHAGN Yangjun, et al. The impact of a bilateral symmetric discharge structure on the performance of a scroll expander for ORC power generation system[J]. Energy, 2018(158): 458-470.

[14] 劉斌, 陳來軍, 梅生偉, 等. 多級(jí)回?zé)崾綁嚎s空氣儲(chǔ)能系統(tǒng)效率評(píng)估方法[J]. 電工電能新技術(shù), 2014(8): 1-6.

LIU Bin, CHEN Laijun, MEI Shengwei, et al. Efficiency evaluation method of multistage regenerative compressed air energy storage system[J]. Advanced Technology of Electrical Engineering and Energy, 2014(8): 1-6.

[15] LIU Zhen, WEI Mingshan, SONG Panpan, et al. The fluid-thermal-solid coupling analysis of a scroll expander used in an ORC waste heat recovery system[J]. Applied Thermal Engineering, 2018(138): 72-78.

Numerical investigations on unsteady flow of a scroll expander for compressed air energy storage

1,2,1,2,1,2,3

(1Hubei Key Laboratory of Power System Design and Test for Electrical Vehicle, Hubei University of Arits and Science, Xiangyang 441053, Hubei, China;2School of Automotive and Traffic Engineering, Hubei University of Arts and Science, Xiangyang 441053, Hubei, China;3DONGFENG XIANGYANGTOURING CAR Co.,Ltd., Xiangyang 441053, Hubei, China)

T This study aims to provide a theoretical basis for the design of a scroll expander for a micro-compressed air energy storage (micro-CAES) system, by using computational fluid dynamics (CFD) to obtain temperature, pressure and velocity fields in the working chambers. The effects of inlet temperatures on the performance of the scroll expander and the flow fields of the working chambers were investigated. The results showed that the output power per unit mass flow increased with increasing inlet temperature. The axial force acting on the orbiting scroll increased with decreasing inlet temperature, and the tangential and radial forces decreased with decreasing inlet temperature. The temperature distributions of the working chambers were not always increasing along the radial direction of the scroll plate. There existed energy losses in the backpressure chambers, and the temperature of the backpressure chambers can be higher than that of the exhaust chambers.

micro-CAES; scroll expander; unsteady flow; numerical simulation

10.12028/j.issn.2095-4239.2018.0178

TH 45

A

2095-4239（2019）02-357-08

2018-09-05；

2018-10-29。

湖北省技術(shù)創(chuàng)新專項(xiàng)重大項(xiàng)目（2017AAA133），“機(jī)電汽車”湖北省優(yōu)勢(shì)特色學(xué)科群開放基金（XKQ2018002）。

劉禎（1984—），女，博士，講師，研究方向?yàn)槟茉崔D(zhuǎn)換及利用、容積式機(jī)械數(shù)值計(jì)算及優(yōu)化設(shè)計(jì)，E-mail：liuzhen@hbuas.edu.cn；

吳華偉，博士，副教授，研究方向?yàn)闄C(jī)電系統(tǒng)設(shè)計(jì)、故障診斷與健康管理，E-mail：whw_xy@163.com。