微型燃氣輪機回熱器通道流動特性數(shù)值模擬

梁紅俠，索建秦

（西北工業(yè)大學動力與能源學院,西安710072）

1 引言

近年來，隨著電力生產(chǎn)的重要變革及全球范圍內(nèi)能源與動力需求結構的調(diào)整和環(huán)保質(zhì)量要求的提高，微型燃氣輪機憑借單機功率小，低排放，體積小，質(zhì)量輕等優(yōu)良性能，在未來世界電力生產(chǎn)中起著越來越重要的作用。微型回熱燃氣輪機裝置使用原表面回熱器可以使其發(fā)電效率達到30%以上，在提高熱效率的同時也降低了CO2的排放[1-4]。

文獻[5-9]研究表明，作為1種先進的板式結構，原表面在板面間形成了復雜結構的通道，流體流過通道凹陷區(qū)域的壁面時會誘導產(chǎn)生穩(wěn)定的旋渦流，導致流體混合和邊界層減薄或破壞，強化換熱，使在低Re時即可獲得平直通道在高Re湍流時產(chǎn)生的換熱效果。Utriainen和Sunden[10-12]通過CFD方法,在層流條件下對用于微型燃氣輪機回熱器的交叉排列的對稱性CC型、非對稱的CU型以及具有梯形結構的波浪型CW等復雜波紋通道內(nèi)3維流動與換熱進行了數(shù)值研究，并對不同換熱表面的換熱性能進行比較評估。文獻[13]對100 kW微型燃氣輪機CW原表面回熱器進行了流動與換熱試驗研究，結果表明，100 kW微型燃氣輪機回熱器試驗件存在回熱度低，沿程壓力損失大的問題，尤其是空氣側(cè)壓降遠大于設計要求值。為了降低回熱器整體的總壓降，必須從壓降占份額較大的空氣側(cè)入手，弄清楚空氣通道流動分布情況以降低流動阻力，因而，系統(tǒng)地研究整個單通道內(nèi)流動情況,對其性能進行綜合評估是非常必要的。

本文用數(shù)值模擬的方法對CW原表面回熱器芯體空氣通道流動性能進行了研究，展示了一些在試驗中無法觀測的信息，其結果可為回熱器整個芯體流動阻力確定提供參考，也為空氣流道結構優(yōu)化設計提供依據(jù)。

2 物理模型與計算方法

2.1 物理模型和數(shù)學描寫

為了了解空氣側(cè)流動通道內(nèi)流動規(guī)律，取空氣側(cè)單個全通道模型進行計算，考慮到計算網(wǎng)格數(shù)量和計算周期，計算通道芯體CW波紋周期個數(shù)取11個。CW原表面換熱板單通道不同流程如圖1所示。整個換熱板分入口導流區(qū)、波紋換熱區(qū)和出口導流區(qū)3部分，流體在單通道內(nèi)實現(xiàn)“Z”型流動。

計算選取導流段進/出口距離比Li/Lo＝1:7，1:2，1:1，2:1，7:15種不同通道進行模擬計算，為了方便描述，分別將5種通道標記為Ⅰ、Ⅱ、Ⅲ、Ⅳ、Ⅴ通道。單通道Li/Lo＝1:1計算幾何模型如圖2所示。

2.2 控制方程及數(shù)值方法

選用物性參數(shù)為常數(shù)的空氣，取壁面溫度與進口溫度的平均值作為定性溫度，模型限于3維、穩(wěn)態(tài)、不可壓的Re在100～1000范圍內(nèi)的層流流動。通道表面為無滑移邊界條件，此條件下的通用控制方程為

層流模型不同變量的擴散系數(shù)和源項的具體表示分別為

連續(xù)性方程

動量方程

能量方程

雷諾數(shù)Re定義為

式中：U為流速；v為流體的運動黏度。

當量摩擦系數(shù)f定義為

計算應用FLUENT軟件，流場與溫度場采用分離式求解法求解，使用SIMPLEC壓力－速度耦合算法，方程離散采用2階迎風格式。使用結構化且非均勻的網(wǎng)格，即在進、出口處的兩側(cè)分別布置相對較密的網(wǎng)格節(jié)點，以便有效地求解近壁處較大的速度梯度。對幾套疏密不同的網(wǎng)格進行嘗試，選取對結果已基本無影響的網(wǎng)格作為最終的計算網(wǎng)格，計算網(wǎng)格數(shù)目為840,495個。

3 計算結果分析

在Re=300時，通道ⅢCW波紋通道全程速度分布如圖3所示。從圖3中可見，流體在入口導流區(qū)流動阻力較小，流速較低；在通道中心部分流速最高；在壁面處，流速最低。進入波紋通道內(nèi)，由于流動通道結構發(fā)生改變，阻力增大，流體隨著流動方向前進的驅(qū)動力增大，流動速度隨之增大，加強了主流與壁面附近流體的擾動與混合，使得摩擦系數(shù)增大。與入口導流區(qū)相同，出口導流區(qū)流動阻力較小，流速較低。

雖然流體在通道內(nèi)流動壓降主要集中在CW波紋區(qū)，在入口導流區(qū)和出口導流區(qū)壓降較小，為了進一步了解入口導流區(qū)與波紋區(qū)過渡段以及出口導流區(qū)與波紋區(qū)過渡段對流動阻力的影響，以便更好地對回熱器通道結構進行優(yōu)化設計，有必要對這2個過渡段的局部流動阻力進行分析。通道ⅢRe=300時，CW單通道入口導流區(qū)與波紋區(qū)過渡段以及出口導流區(qū)與波紋區(qū)過渡段速度分布局部放大如圖4所示。入口導流區(qū)與波紋區(qū)過渡段速度分布如圖4（a）所示。從圖中可見，在過渡區(qū)域流動速度變化很大，在入口導流區(qū)與波紋區(qū)拐角壁面處出現(xiàn)小的渦漩，主流與壁面附近的流體相互阻滯，對流體產(chǎn)生大的阻礙作用。由于流動結構的變化，流體在拐角處產(chǎn)生較大壓降。出口導流區(qū)與波紋區(qū)過渡段速度分布如圖4（b）所示。從圖中可見，由于流動主流方向發(fā)生改變，同樣在出口導流區(qū)與波紋區(qū)拐角壁面處出現(xiàn)小的渦漩，流動速度變化較大，阻力也隨之增大。

為進一步了解流體在CW波紋通道內(nèi)的流動阻力，沿流動方向?qū)Σ煌瑔卧行慕孛嫠俣确植歼M行分析。Re=300時，通道Ⅲ第1、3、5、8單元中心截面速度分布如圖5所示。從圖中可見，第1單元通道內(nèi)由于受入口導流過渡段的影響，中心截面流動分布情況是不均勻的，沿著主流前進方向強烈的混合使通道內(nèi)流體流動趨于均勻化，流體在通道內(nèi)的流動為穩(wěn)定的層流流動，通道中心部分流速最高。計算表明，從第5單元開始，流動分布情況趨于一致，在相鄰2個單元中心截面壓降恒定。

為更加詳細地了解流體在整個通道內(nèi)的流動阻力情況，沿流動方向?qū)νǖ肋M行劃分，如圖6所示。數(shù)字編號即為沿主流方向CW原表面波紋單元。當Re=300時，5個通道不同區(qū)域段的壓降情況見表1。從第5個單元開始，流動分布情況趨于一致，在相鄰2個單元中心截面壓降恒定。經(jīng)計算可知,每個通道流動總壓降最大相差不超過0.51%。在過渡區(qū)由于流體流動結構變化，流動速度變化很大，使得壓降增大，尤其是入口過渡區(qū)壓降平均值達到648 Pa。通道Ⅲ入口過渡段壓降值為645 Pa，約占整個通道總壓降的20%。所以降低空氣側(cè)的壓降必須更加合理地設計優(yōu)化入口過渡區(qū)的結構，可通過進一步優(yōu)化導流板的安裝角度等途徑來降低壓降。

表1 不同區(qū)域段內(nèi)壓降Pa

摩擦系數(shù)f隨Re變化曲線如圖7所示，并與文獻[14]試驗結果進行了對比。從對比結果可以看出，摩擦系數(shù)f模擬值與試驗結果在Re=100～400范圍內(nèi)變化趨勢比較吻合，單通道摩擦系數(shù)f試驗值明顯高于模擬值，這與實際情況相符，因為回熱器試驗時壓力測點均布置在回熱器芯體外的進、出口處和進、出口管上，流體在流經(jīng)管道時必然產(chǎn)生沿程阻力損失和局部阻力損失；另外，實際加工的回熱器換熱表面不會如理想狀態(tài)的光滑，在換熱片成型加工中，受模具、工藝和材料影響，板片不能如設計情況般規(guī)整，所以造成試驗測試的壓降高于數(shù)值計算的單通道進、出口壓降，試驗摩擦系數(shù)f值比計算結果大。

4 結論

（1）對于進入換熱板的每1股流體無論進入哪1個通道，經(jīng)過整個換熱板的總流程總是相等的，不同通道流動分布情況趨于一致，通道流動總壓降最大相差不超過為0.51%。

（2）通過對整個單通道內(nèi)層流流動特性研究表明：空氣在單通道內(nèi)流動，壓降較大值不僅僅發(fā)生在波紋換熱區(qū)，在入口導流區(qū)與波紋區(qū)過渡區(qū)流動速度變化很大，主流與壁面附近的流體相互阻滯，產(chǎn)生大的阻礙作用，阻力的較大值發(fā)生在此處，此處過渡段壓降值約占整個通道總壓降的20%，所以降低空氣側(cè)的壓降必須更加合理地設計優(yōu)化過渡段的結構。

（3）經(jīng)計算發(fā)現(xiàn)，從第5個單元開始，流動分布不受入口段影響，壓降亦不再受流動單元個數(shù)的影響而趨于恒定。

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