徐東君，廉 潔，南向誼，馬 元，王秋旺，馬 挺

(1.西安交通大學(xué) 熱流科學(xué)與工程教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，陜西 西安 710049；2.西安航天動(dòng)力研究所，陜西 西安 710100)

0 引言

隨著人類社會(huì)逐漸向信息化和智能化方向的快速發(fā)展，世界各國也都越來越重視對(duì)空天領(lǐng)域的探索。相較于傳統(tǒng)的航空發(fā)動(dòng)機(jī)，預(yù)冷組合循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)以其優(yōu)越的綜合性能被認(rèn)為是目前最具應(yīng)用前景的推進(jìn)系統(tǒng)之一，能夠在臨近空間內(nèi)實(shí)現(xiàn)5Ma的高超聲速飛行[1-2]。作為預(yù)冷組合循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)的關(guān)鍵部件，先進(jìn)的高性能預(yù)冷器是研制預(yù)冷組合循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)的關(guān)鍵。對(duì)于英國的SABRE發(fā)動(dòng)機(jī)而言，如圖1所示[3]，在馬赫數(shù)為5的飛行條件下，預(yù)冷器需要將質(zhì)量流量為400 kg/s的高溫空氣在0.01 s的時(shí)間內(nèi)從1 000 ℃冷卻到-150 ℃，換熱功率能夠高達(dá)400 MW[4]。

圖1 佩刀發(fā)動(dòng)機(jī)系統(tǒng)原理圖

常用的換熱器結(jié)構(gòu)形式主要包括管殼式、管翅式、板式以及微細(xì)通道等形式。相較于傳統(tǒng)的換熱器，印刷電路板換熱器的結(jié)構(gòu)更加緊湊、換熱效率更高、質(zhì)量更輕，在高溫高壓及空間受限的環(huán)境中具有很好的適用性[5-6]。印刷電路板換熱器主要應(yīng)用于高溫氣冷堆、超臨界二氧化碳布雷頓循環(huán)系統(tǒng)等。近年來，國內(nèi)外學(xué)者對(duì)于印刷電路板換熱器在流動(dòng)換熱性能方面進(jìn)行了大量的研究。Pidaparti等通過實(shí)驗(yàn)方法對(duì)非連續(xù)型印刷電路板換熱器在超臨界二氧化碳循環(huán)中的流動(dòng)傳熱特性進(jìn)行了研究，分別擬合了摩擦阻力系數(shù)f和努塞爾數(shù)Nu的計(jì)算關(guān)聯(lián)式[7]。Shin等分別通過實(shí)驗(yàn)和數(shù)值模擬的方法對(duì)流動(dòng)工質(zhì)為氣液兩相氮的印刷電路板換熱器的熱工水力特性進(jìn)行了研究[8]。Marchionni等通過數(shù)值模擬的方法對(duì)印刷電路板換熱器在超臨界二氧化碳系統(tǒng)進(jìn)行瞬態(tài)分析，從而能夠進(jìn)一步評(píng)測其在整體傳熱性能方面的潛力和局限性[9]。Kim等通過改變工質(zhì)的入口溫度及壓力，對(duì)350

然而，國內(nèi)外尚未見到將印刷電路板換熱器應(yīng)用于預(yù)冷器的公開報(bào)道，開展印刷電路板換熱器在極端工況條件下的流動(dòng)傳熱及強(qiáng)度特性研究，對(duì)于將其用作預(yù)冷器具有重要的指導(dǎo)意義。

1 復(fù)合印刷電路板換熱器的熱力設(shè)計(jì)及優(yōu)化方法

預(yù)冷器作為預(yù)冷循環(huán)系統(tǒng)中的重要部件，通過將來流的高溫空氣冷卻后輸送到壓氣機(jī)中，可以有效地提高壓氣機(jī)的壓縮效率，從而進(jìn)一步提升預(yù)冷組合循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)的性能。由于預(yù)冷循環(huán)系統(tǒng)的空間有限，因此如何能夠使預(yù)冷器在受限的空間中正常工作，并且盡可能減小其體積和質(zhì)量，對(duì)于整個(gè)系統(tǒng)的優(yōu)化設(shè)計(jì)至關(guān)重要。對(duì)于特定的預(yù)冷循環(huán)工況而言，通過傳統(tǒng)的手段來增大傳熱溫差的方法就不適用了。為此，本團(tuán)隊(duì)提出了一種新型的復(fù)合印刷電路板換熱器，其在結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)上分別采用微細(xì)圓孔流道和平直翅片的結(jié)構(gòu)形式。對(duì)于預(yù)冷器的設(shè)計(jì)工況而言，微細(xì)通道的圓孔流道適合高壓小流量的工質(zhì)，而平直翅片流道則適合低壓大流量的工質(zhì)，從而能夠在強(qiáng)化傳熱的基礎(chǔ)上使換熱芯體結(jié)構(gòu)更加緊湊。通過引入遺傳算法，可以進(jìn)一步對(duì)特定的目標(biāo)函數(shù)如換熱芯體的體積、質(zhì)量等進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)，從而滿足其在實(shí)際應(yīng)用場合的使用。

1.1 復(fù)合印刷電路板換熱器的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)

目前，國內(nèi)外常用的印刷電路板換熱器芯體冷熱兩側(cè)均采用半圓形的流道，通過逆流的方式來進(jìn)行熱量交換。但是由于化學(xué)蝕刻工藝的限制以及結(jié)構(gòu)強(qiáng)度等要求，冷、熱兩側(cè)的半圓形流動(dòng)通道不能太小，板不能太薄，且相鄰?fù)ǖ乐g的突起支撐結(jié)構(gòu)不能太細(xì)，這就會(huì)使得印刷電路板換熱器的質(zhì)量往往偏大。對(duì)于高超聲速飛行器而言，預(yù)冷器的質(zhì)量是衡量其性能的一個(gè)重要指標(biāo)，質(zhì)量過大不僅會(huì)對(duì)飛行器的性能產(chǎn)生影響，還會(huì)增加額外的功耗。因此，有必要對(duì)印刷電路板換熱器的結(jié)構(gòu)進(jìn)行改良，使其能夠在保持原有優(yōu)勢(shì)的基礎(chǔ)上進(jìn)一步實(shí)現(xiàn)減重。

復(fù)合印刷電路板換熱器是在印刷電路板換熱器基礎(chǔ)之上發(fā)展出來的，而預(yù)冷器的實(shí)際使用工況通常一側(cè)為高壓小流量的工質(zhì)，而另一側(cè)為低壓大流量的工質(zhì)。通過將圓形微細(xì)通道和板翅通道相結(jié)合形成的復(fù)合換熱通道可以很好地適用于這一工況，換熱器芯體結(jié)構(gòu)如圖2所示。由于圓形微細(xì)通道具有較強(qiáng)的承壓能力，因此采用微細(xì)通道的結(jié)構(gòu)形式與超薄翅片進(jìn)行組合，在提高其結(jié)構(gòu)強(qiáng)度可靠性的基礎(chǔ)上能夠大幅度地減輕其質(zhì)量，使得復(fù)合印刷電路板換熱器可以在滿足換熱要求的情況下，相較于傳統(tǒng)的印刷電路板換熱器更加輕質(zhì)高效，更適用于預(yù)冷組合循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)中。

圖2 復(fù)合印刷電路板換熱器芯體結(jié)構(gòu)示意圖

高溫空氣通過平直翅片通道直接流進(jìn)流出，高溫空氣側(cè)的板片結(jié)構(gòu)如圖3所示。低溫氦氣側(cè)則采用側(cè)進(jìn)側(cè)出的流動(dòng)方式，分為入口段、逆流換熱段及出口段，入口段與逆流段相連的流道采用一個(gè)大尺寸流道對(duì)應(yīng)多個(gè)小尺寸流道的布置方式，來改善流量分配的不均勻性，出口段與逆流段相連的部分也采用同樣的布置方式，低溫氦氣側(cè)的板片結(jié)構(gòu)如圖4所示。冷側(cè)工質(zhì)入口段與出口段分別通過封頭裝置進(jìn)行流量的匯集。冷熱側(cè)的通道采用微細(xì)通道的結(jié)構(gòu)形式，并采用薄壁結(jié)構(gòu)的板材，使換熱器整體更加輕質(zhì)。相較于傳統(tǒng)的真空擴(kuò)散焊及化學(xué)蝕刻等工藝，3D打印技術(shù)可以對(duì)復(fù)雜結(jié)構(gòu)進(jìn)行加工，具有更高的精度和靈活性，因此有望應(yīng)用于該結(jié)構(gòu)的制造。

圖3 高溫空氣側(cè)換熱板結(jié)構(gòu)示意圖

圖4 低溫氦氣側(cè)換熱板結(jié)構(gòu)示意圖

參照SABRE發(fā)動(dòng)機(jī)中預(yù)冷器的結(jié)構(gòu)，為了能夠?qū)?fù)合印刷電路板換熱器更合理地應(yīng)用到預(yù)冷組合循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)上，可以將整個(gè)換熱芯體結(jié)構(gòu)通過模塊化的方法分成多個(gè)換熱單元進(jìn)行布局，其模塊化設(shè)計(jì)方案如圖5所示。氦氣側(cè)的總流量通過環(huán)形管道均勻地分配到每個(gè)換熱單元模塊中，經(jīng)過熱交換后的氦氣再通過下一個(gè)環(huán)形集氣管道流向下一階段。而空氣側(cè)則采用直進(jìn)直出的流動(dòng)方式，一方面能夠盡可能減小壓力損失，另一方面經(jīng)過每個(gè)換熱單元模塊進(jìn)行冷卻后的高溫空氣可以直接流入壓氣機(jī)中。該結(jié)構(gòu)相對(duì)于傳統(tǒng)的板式換熱器結(jié)構(gòu)，更適合應(yīng)用在預(yù)冷循環(huán)系統(tǒng)的腔體之中，能夠更加合理地優(yōu)化利用預(yù)冷循環(huán)系統(tǒng)的空間。

圖5 基于復(fù)合印刷電路板換熱器的預(yù)冷器結(jié)構(gòu)示意圖

1.2 復(fù)合印刷電路板換熱器的分段熱力設(shè)計(jì)方法

對(duì)于預(yù)冷器的設(shè)計(jì)工況而言，氦氣在超臨界點(diǎn)附近的物性參數(shù)會(huì)發(fā)生劇烈變化，而高溫高速空氣從1 000 ℃高溫被低溫氦氣冷卻至0 ℃以下，空氣物性也隨之發(fā)生劇烈變化。因此，在預(yù)冷器的熱力設(shè)計(jì)過程中，不能將氦氣和空氣物性參數(shù)作為常數(shù)來考慮。采用了分段式熱力設(shè)計(jì)方法，按照低溫氦氣側(cè)的溫差進(jìn)行分段設(shè)計(jì)，盡量減小每一段的溫度變化，從而能夠減小因流體物性變化所造成的設(shè)計(jì)誤差。本文參考SABRE3預(yù)冷器的工作條件開展熱力設(shè)計(jì)，設(shè)計(jì)工況如表1所示[19-20]。

表1 SABRE-3預(yù)冷器的設(shè)計(jì)工況參數(shù)

1.2.1 分段熱力設(shè)計(jì)方法及傳熱阻力經(jīng)驗(yàn)關(guān)聯(lián)式

采用分段熱力設(shè)計(jì)方法計(jì)算復(fù)合型印刷電路板換熱器的換熱和阻力特性時(shí)，根據(jù)氦氣的進(jìn)出口溫度差對(duì)換熱芯體單元進(jìn)行分段處理，由于每一段的溫差很小，工質(zhì)在小溫差范圍內(nèi)的物性變化不大，因此可以將氦氣的物性參數(shù)近似為常數(shù)來計(jì)算，取每段進(jìn)出口的平均溫度來作為其定性溫度。由均分低溫氦氣的溫差來計(jì)算每段的換熱量，從而確定空氣側(cè)每段的出口溫度。將每一段的出口溫度和壓力作為下一步計(jì)算的入口條件，并且分別計(jì)算出每段的局部傳熱系數(shù)、換熱量以及壓降。最后，當(dāng)換熱量達(dá)到額定換熱量時(shí)計(jì)算終止。本文所采用的設(shè)計(jì)方法流程如圖6所示。

圖6 預(yù)冷器分段熱力設(shè)計(jì)流程圖

以逆流為例，考慮到氦氣物性的變化，按照預(yù)冷器氦氣進(jìn)出口溫度的溫差，將復(fù)合印刷電路板換熱器劃分為N段，按照每段的進(jìn)出口進(jìn)行節(jié)點(diǎn)的劃分，則一共有N+1個(gè)節(jié)點(diǎn)，如圖7所示。對(duì)于節(jié)點(diǎn)i而言，空氣進(jìn)出口溫度分別為Th,i+1和Th,i，氦氣的進(jìn)出口溫度為Tc,i和Tc,i+1。

圖7 分段熱力設(shè)計(jì)方法示意圖

假設(shè)每一段高溫空氣所釋放的熱量全部被低溫氦氣所吸收，則每一段的換熱量Qi存在如下關(guān)系

(1)

式中：A為總換熱面積，m2；Ai為第i段的換熱面積，m2；ΔTm,i為第i段的對(duì)數(shù)平均溫差，K；Ki為第i段的傳熱系數(shù),W/(m2·K)。

(2)

式中：Qi為第i段的換熱量,W；qm,h為熱側(cè)的質(zhì)量流量,kg/s；Hh,i+1為第i段熱側(cè)進(jìn)口的比焓值，J/kg；Hh,i為第i段熱側(cè)出口的比焓值,J/kg；qm,c為冷側(cè)的質(zhì)量流量,kg/s；Hc,i為第i段冷側(cè)進(jìn)口的比焓值,J/kg；Hc,i+1為第i段冷側(cè)出口的比焓值,J/kg。

(3)

式中：ΔTmax為最大換熱溫差,K；ΔTmin為最小換熱溫差,K。

(4)

式中：hh,i為第i段熱側(cè)的對(duì)流換熱系數(shù),W/(m·K)；Ah,i為第i段熱側(cè)的換熱面積,m2；Δdi為第i段冷熱通道壁厚,m；λw,i為第i段固體材料的導(dǎo)熱系數(shù),W/(m·K)；Aw,i為第i段的導(dǎo)熱面積,m2；hc,i為第i段冷側(cè)的對(duì)流換熱系數(shù),W/(m·K)；Ac,i為第i段冷側(cè)的換熱面積,m2。

(5)

式中：λ為流體的導(dǎo)熱系數(shù),W/(m·K)；Dh為水力直徑,m。

低溫氦氣側(cè)印刷電路板通道采用Adams等基于Gnielinski關(guān)系式提出的修正傳熱關(guān)聯(lián)式[21],如下：

當(dāng)Re<2 300時(shí)

Nu=4.089

fd=4×15.767/Re

(6)

當(dāng)Re≥2 300時(shí)

fd=(1.82lgRe-1.64)-2

(7)

式中：Nu為努塞爾數(shù)；fd為達(dá)西阻力系數(shù)；Pr為普朗特?cái)?shù)；Re為雷諾數(shù)。

高溫空氣側(cè)板翅通道所采用的傳熱和阻力關(guān)聯(lián)式如下[22]

lnj=0.103 109(lnRe)2-1.910 91(lnRe)+3.211

lnf=0.106 566(lnRe)2-2.121 58(lnRe)+5.825 05

(8)

式中：f為范寧阻力系數(shù)；j為傳熱因子，適用范圍為400

預(yù)冷器芯體兩側(cè)的阻力損失為

(9)

式中：l為通道長度,m；u為流體流速,m/s；ρ為流體密度,kg/m3。

1.2.2 分段熱力設(shè)計(jì)的無關(guān)性考核

為了能夠有效地保證分段熱力設(shè)計(jì)結(jié)果的準(zhǔn)確性，同時(shí)節(jié)省計(jì)算所需的資源，選擇合理的分段數(shù)對(duì)于分段熱力設(shè)計(jì)至關(guān)重要。對(duì)于復(fù)合型印刷電路板換熱器的分段熱力設(shè)計(jì)而言，不同的分段數(shù)對(duì)換熱芯體的長度有著顯著的影響，當(dāng)分段數(shù)為100時(shí)，換熱器芯體的長度基本趨于穩(wěn)定，如圖8所示。因此在本文的熱力設(shè)計(jì)中，選取100段來作為分段熱力設(shè)計(jì)的段數(shù)。

圖8 分段數(shù)與芯體長度的關(guān)系

結(jié)合前文所提到的SABRE預(yù)冷器的設(shè)計(jì)工況，對(duì)單模塊復(fù)合印刷電路板換熱器的結(jié)構(gòu)參數(shù)進(jìn)行熱力設(shè)計(jì)，使其能夠滿足所需換熱量及冷熱側(cè)壓力損失的要求，結(jié)構(gòu)參數(shù)如表2所示，芯體單元幾何結(jié)構(gòu)如圖9所示。

表2 復(fù)合印刷電路板換熱器單模塊的熱力設(shè)計(jì)結(jié)果

圖9 芯體幾何結(jié)構(gòu)示意圖

1.3 復(fù)合印刷電路板換熱器的優(yōu)化設(shè)計(jì)方法

為了對(duì)復(fù)合印刷電路板換熱器的性能參數(shù)進(jìn)一步優(yōu)化，編寫了基于遺傳算法的熱力優(yōu)化設(shè)計(jì)程序。通過對(duì)換熱器的設(shè)計(jì)變量、約束條件以及目標(biāo)函數(shù)3大內(nèi)容的確定，從而能夠建立優(yōu)化求解問題的數(shù)學(xué)模型。通過分析可知，復(fù)合印刷電路板換熱器的獨(dú)立變量包括氦氣側(cè)通道直徑d,空氣側(cè)翅片間距l(xiāng)、翅片高度h、翅片厚度δ，冷通道數(shù)mc以及熱通道數(shù)mh。在復(fù)合印刷電路板換熱器的優(yōu)化設(shè)計(jì)過程中，還需要給定各種約束條件，主要包括結(jié)構(gòu)約束條件和運(yùn)行約束條件，均為非線性約束。將這6個(gè)獨(dú)立變量作為優(yōu)化設(shè)計(jì)參數(shù)，其幾何結(jié)構(gòu)的約束條件如表3所示。

表3 幾何結(jié)構(gòu)的約束條件

復(fù)合印刷電路板換熱器在設(shè)計(jì)工況下運(yùn)行時(shí)，高溫空氣和低溫氦氣在進(jìn)行熱量交換時(shí)會(huì)產(chǎn)生一定的阻力損失，而預(yù)冷器對(duì)空氣側(cè)和氦氣側(cè)的阻力損失有著非常嚴(yán)格的要求。因此，空氣側(cè)和氦氣側(cè)的總壓損失系數(shù)必須低于相關(guān)設(shè)計(jì)要求，并將其作為運(yùn)行約束條件來進(jìn)行優(yōu)化，有

(10)

式中：σh為空氣側(cè)總壓損失系數(shù)；Δph為空氣側(cè)壓降，MPa；ph為空氣側(cè)運(yùn)行壓力，MPa。

(11)

式中σc為氦氣側(cè)總壓損失系數(shù)。

在滿足相應(yīng)運(yùn)行工況條件的前提下，將復(fù)合印刷電路板換熱器的體積作為目標(biāo)函數(shù)。復(fù)合印刷電路板換熱器的傳熱過程主要通過平直翅片通道與圓形微細(xì)通道之間冷熱流體的對(duì)流換熱來完成，所以翅片的幾何結(jié)構(gòu)尺寸是影響復(fù)合印刷電路板換熱器傳熱和阻力性能的重要因素。目標(biāo)函數(shù)表示為

V=f(S,t,H,d,mc,mh)

(12)

式中V為換熱器芯體體積，m3。

在遺傳算法中，適應(yīng)度函數(shù)一方面反映了個(gè)體對(duì)于環(huán)境的適應(yīng)能力，另一方面也能優(yōu)化出適應(yīng)度最高的個(gè)體。本文的最優(yōu)化過程是基于約束條件下的全局最小值問題的求解，為了能夠減小計(jì)算成本同時(shí)獲得較高的計(jì)算精度，種群數(shù)大小M取200，終止代數(shù)T取500。

2 復(fù)合印刷電路板換熱器優(yōu)化設(shè)計(jì)結(jié)果及討論

采用上述熱力優(yōu)化設(shè)計(jì)程序，對(duì)單模塊復(fù)合印刷電路板換熱器進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)，單模塊的結(jié)構(gòu)參數(shù)優(yōu)化前后結(jié)果對(duì)比如表4所示，優(yōu)化后氦氣側(cè)的通道直徑為0.15 mm，板厚為0.23 mm，空氣側(cè)翅片間距為0.36 mm，高度為1.5 mm，板厚為0.1 mm。在單模塊換熱器滿足換熱量及相應(yīng)壓力損失的情況下，優(yōu)化后的緊湊度可達(dá)5 904 m2/m3，相較于優(yōu)化前提高了64.2。

表4 復(fù)合型印刷電路板換熱器結(jié)構(gòu)參數(shù)優(yōu)化前后對(duì)比

復(fù)合印刷電路板換熱器與傳統(tǒng)印刷電路板換熱器及SABRE所采用的毛細(xì)管預(yù)冷器的性能對(duì)比如表5所示，優(yōu)化前的復(fù)合印刷電路板換熱器與傳統(tǒng)印刷電路板換熱器的體積基本相同，而質(zhì)量大幅減小。在體積功率方面，傳統(tǒng)印刷電路板換熱器和優(yōu)化前的復(fù)合型印刷電路板換熱器相較于毛細(xì)管預(yù)冷器提高近80，優(yōu)化后的復(fù)合型印刷電路板換熱器相較于傳統(tǒng)印刷電路板換熱器提高了93，相較于毛細(xì)管預(yù)冷器則提高了243。在緊湊度方面，傳統(tǒng)印刷電路板換熱器和優(yōu)化前的復(fù)合型印刷電路板換熱器相差不大，優(yōu)化前的復(fù)合印刷電路板換熱器相較于SABRE預(yù)冷器提高了177.7，而優(yōu)化后則提高了356。在質(zhì)量功率方面，傳統(tǒng)印刷電路板換熱器的質(zhì)量最大，質(zhì)量功率最小，毛細(xì)管的質(zhì)量最小，質(zhì)量功率最大，優(yōu)化前的復(fù)合型印刷電路板換熱器僅為毛細(xì)管預(yù)冷器的42，而優(yōu)化后則提高到了67.3。

表5 不同類型預(yù)冷器的性能對(duì)比

復(fù)合印刷電路板換熱器優(yōu)化前后空氣側(cè)和氦氣側(cè)的沿程溫度變化如圖10所示，通過比較優(yōu)化前后空氣側(cè)和氦氣側(cè)的沿程溫度分布情況可以看出，優(yōu)化后空氣側(cè)和氦氣側(cè)的沿程溫度梯度比優(yōu)化前的溫度梯度變化更加明顯，優(yōu)化后的換熱芯體在長度上有了明顯的減小，從而使得在滿足相同換熱功率的條件下溫降幅度在沿程方向的變化更大。優(yōu)化后空氣和氦氣的溫差也相較于優(yōu)化前更小，兩側(cè)溫差整體上也呈現(xiàn)出更加均勻的分布，既能夠得到更加有效的優(yōu)化換熱效果，又能夠避免在大溫差條件下進(jìn)行流動(dòng)換熱而對(duì)換熱器結(jié)構(gòu)強(qiáng)度產(chǎn)生影響。

圖10 優(yōu)化前后空氣側(cè)和氦氣側(cè)沿程溫度的變化

復(fù)合印刷電路板換熱器優(yōu)化前后空氣側(cè)沿程壓力的變化如圖11(a)所示，優(yōu)化前后沿程壓力的變化趨勢(shì)基本一致，整體壓力變化呈現(xiàn)出先大幅度下降后趨于平緩的趨勢(shì)，而優(yōu)化后的沿程壓力變化梯度要明顯高于優(yōu)化前的，且優(yōu)化前后空氣側(cè)的壓力損失主要集中在空氣側(cè)入口處的前半段。這是由于在入口段，空氣處于高溫高流速的狀態(tài)，之后逐漸被低溫氦氣冷卻，速度也逐漸下降，沿程的壓力損失在入口段附近要明顯高于出口處，而優(yōu)化后的總壓損失較優(yōu)化前減小了10左右。優(yōu)化前空氣側(cè)的總壓損失為25，而優(yōu)化后的總壓損失為22，都能滿足預(yù)冷器對(duì)空氣側(cè)壓損的要求。復(fù)合印刷電路板換熱器優(yōu)化前后氦氣側(cè)沿程壓力的變化如圖11(b)所示，相較于空氣側(cè)優(yōu)化前后的對(duì)比，氦氣側(cè)在優(yōu)化前后的壓力損失變化要更加明顯。優(yōu)化前氦氣側(cè)的總壓損失為3.6，而優(yōu)化后的總壓損失僅為0.5，氦氣側(cè)優(yōu)化前后的總壓損失相對(duì)較小，都能滿足預(yù)冷系統(tǒng)對(duì)氦氣側(cè)壓損的要求。優(yōu)化后氦氣側(cè)的沿程壓力損失僅為優(yōu)化前的1/7，而優(yōu)化后換熱器芯體長度也僅為優(yōu)化前的1/2左右，從而能夠減少其沿程阻力損失。優(yōu)化前氦氣側(cè)前半程的壓力損失則與優(yōu)化后氦氣側(cè)的總壓損失相差不大，優(yōu)化前氦氣側(cè)的壓力損失主要集中在后半段，這也是由于低溫氦氣與高溫空氣在進(jìn)行熱量交換的同時(shí)，氦氣的溫度不斷升高，黏度和流速也逐漸增大，從而增加了其沿程壓力損失。

圖11 優(yōu)化前后空氣側(cè)和氦氣側(cè)沿程壓力的變化

3 結(jié)論

本文首先對(duì)基于復(fù)合印刷電路板換熱器的預(yù)冷器結(jié)構(gòu)特征進(jìn)行闡述，然后通過分段熱力設(shè)計(jì)方法對(duì)其進(jìn)行了熱力設(shè)計(jì)，在此基礎(chǔ)上引入遺傳算法對(duì)其進(jìn)行進(jìn)一步結(jié)構(gòu)優(yōu)化，該預(yù)冷器設(shè)計(jì)方法可適應(yīng)于SABRE、PATR等預(yù)冷發(fā)動(dòng)機(jī)的研發(fā)，主要結(jié)論如下。

1)在本文分析條件下優(yōu)化前的復(fù)合印刷電路板換熱器與傳統(tǒng)印刷電路板換熱器體積基本相同，在體積功率方面，傳統(tǒng)印刷電路板換熱器和優(yōu)化前的復(fù)合印刷電路板換熱器相較于毛細(xì)管預(yù)冷器提高近80，優(yōu)化后的復(fù)合型印刷電路板換熱器相較于傳統(tǒng)印刷電路板換熱器提高了93，相較于毛細(xì)管預(yù)冷器則提高了243。在緊湊度方面，傳統(tǒng)印刷電路板換熱器和優(yōu)化前的復(fù)合印刷電路板換熱器相差不大，優(yōu)化前的復(fù)合印刷電路板換熱器相較于毛細(xì)管預(yù)冷器提高了177.7，而優(yōu)化后則提高了356。在質(zhì)量功率方面，傳統(tǒng)印刷電路板換熱器質(zhì)量最大，質(zhì)量功率最?。幻?xì)管預(yù)冷器的質(zhì)量最輕，質(zhì)量功率最大；優(yōu)化前的復(fù)合型印刷電路板換熱器僅為毛細(xì)管預(yù)冷器的42，而優(yōu)化后則提高到了67.3。

2)優(yōu)化后的復(fù)合印刷電路板換熱器在空氣側(cè)和氦氣側(cè)的沿程溫度梯度變化比優(yōu)化前更加明顯，并且優(yōu)化后空氣側(cè)和氦氣側(cè)的溫差也更小。優(yōu)化后氦氣側(cè)的沿程壓力損失僅為優(yōu)化前的14，空氣側(cè)的沿程壓力損失也較優(yōu)化前減小了10左右。