燃?xì)廨啓C(jī)一次表面換熱器換熱性能計算分析

劉蔭澤，張聲寶，董 威，劉振宇

(上海交通大學(xué)機(jī)械與動力工程學(xué)院，上海200240)

燃?xì)廨啓C(jī)一次表面換熱器換熱性能計算分析

劉蔭澤，張聲寶，董 威，劉振宇

(上海交通大學(xué)機(jī)械與動力工程學(xué)院，上海200240)

針對直通道逆流型和45°叉流型兩種結(jié)構(gòu)形式的、適用于燃?xì)廨啓C(jī)的一次表面換熱器在大雷諾數(shù)工況下的流動換熱特性，開展了數(shù)值模擬研究。將直通道逆流型換熱器的數(shù)值計算結(jié)果與換熱器校核計算結(jié)果進(jìn)行了比對，發(fā)現(xiàn)兩者結(jié)果較為吻合。同時還對比分析了兩種結(jié)構(gòu)形式對一次表面換熱器流動換熱性能的影響。結(jié)果表明，由于波紋板呈45°交替放置，45°叉流換熱器內(nèi)部流動復(fù)雜，局部存在明顯的渦流強(qiáng)化換熱，氣體流動通道內(nèi)的速度、溫度分布極不均勻；此外，45°叉流換熱器的換熱性能強(qiáng)于直通道逆流換熱器，但其冷熱兩側(cè)壓降也大幅增大。通過分析換熱器的內(nèi)部流動換熱特點(diǎn)和主要性能參數(shù)，為一次表面換熱器芯體優(yōu)化設(shè)計提供了依據(jù)。

燃?xì)廨啓C(jī)；一次表面換熱器；大雷諾數(shù)；數(shù)值模擬；逆流；叉流；流動換熱；熱管理

1 引言

一次表面換熱器(PSHE)是一種高效的緊湊換熱器，在航空動力領(lǐng)域特別是燃?xì)廨啓C(jī)方面有著巨大的應(yīng)用前景[1]。但一次表面換熱器結(jié)構(gòu)復(fù)雜，其內(nèi)部流體與壁面溫度沿程不斷變化，使得換熱器內(nèi)部流動結(jié)構(gòu)不易確定。國內(nèi)外學(xué)者對一次表面換熱器的流動換熱特性展開了大量的研究。設(shè)計方面，Min等[2]總結(jié)了有關(guān)燃?xì)廨啓C(jī)用高溫高壓換熱器的研究，提出了回?zé)崞?、空冷器和間冷器的基本設(shè)計方案。Focke等[3]實(shí)驗(yàn)研究了波紋板交錯角對換熱器換熱性能的影響。程惠爾等[4]對拋物線、橢圓和正弦波三種波紋通道的一次表面換熱器的熱性能進(jìn)行了對比分析計算，發(fā)現(xiàn)三種波形中正弦波通道相對具有較高的傳熱效率和可接受的壓降損失，影響換熱器性能的主要因素不是幾何形狀而是幾何尺寸。Liu等[5]根據(jù)一次表面換熱器的結(jié)構(gòu)特點(diǎn)和流動傳熱規(guī)律，應(yīng)用優(yōu)化理論建立一次表面換熱器多目標(biāo)優(yōu)化設(shè)計模型并進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計。王斌等[6]研究指出，一次表面換熱器板片的幾何參數(shù)及通道形狀對其溫度響應(yīng)特性的影響，是板片厚度最強(qiáng)，波紋寬度次之，波紋通道形狀最弱。數(shù)值模擬研究方面，董威等[7]利用CFD數(shù)值模擬技術(shù)，分析了包括間冷器在內(nèi)的整個流路的流場細(xì)節(jié)，優(yōu)化了間冷器的進(jìn)出口流道設(shè)計。朱曉華等[8]詳盡研究了叉流角度為90°時換熱器內(nèi)部的流阻換熱特性。Stasiek[9]和Ciofalo[10]通過數(shù)值模擬和實(shí)驗(yàn)，研究了雷諾數(shù)、波紋間距和高度等波紋板參數(shù)對CC型一次表面換熱器性能的影響。Ma等[11]研究發(fā)現(xiàn)，換熱器內(nèi)部的溫度分布非常不均勻，主流方向的熱傳導(dǎo)對換熱性能的影響較大。Du等[12]對CW型通道換熱器進(jìn)行了數(shù)值研究，并進(jìn)行了結(jié)構(gòu)優(yōu)化分析。Utriainen等[13-14]比較了多種一次表面結(jié)構(gòu)，發(fā)現(xiàn)CC型表面換熱器的換熱性能更優(yōu)，且更易于加工制造。周幗彥等[15]對一次表面換熱器內(nèi)的三維穩(wěn)態(tài)層流流場以單元控制體為模型進(jìn)行了數(shù)值模擬，分析了不同流動條件下控制體的傳熱和阻力特性。Zhang等[16]分析比較了多種不同形狀波紋板換熱器的氣動熱性能。實(shí)驗(yàn)研究方面，Seo等[17]實(shí)驗(yàn)研究了低雷諾數(shù)下一次表面換熱器的流動換熱特性。宋勇等[18]研究了一次表面換熱器換熱單元的換熱流動特性，提出了針對全程通道和單元體之間換熱流動的修正系數(shù)。

縱觀上述研究內(nèi)容，目前文獻(xiàn)中對一次表面換熱器的研究，大多是僅針對換熱器內(nèi)部一個小單元在給定常壁溫或常熱流邊界條件下的低雷諾數(shù)流動換熱過程，對于換熱器整體通道和高雷諾數(shù)真實(shí)工況下的研究較少。因此有必要開展燃?xì)廨啓C(jī)機(jī)載換熱器在大雷諾數(shù)條件下的研究，探索真實(shí)工況下流體在整體通道內(nèi)的流動換熱變化特性，以更好地指導(dǎo)一次表面換熱器內(nèi)部通道的設(shè)計優(yōu)化。為此，本文對全通道一次表面換熱器芯體進(jìn)行了數(shù)值模擬研究，分析了整個換熱器芯體內(nèi)部(不局限于換熱單元和單一通道)的流動換熱特點(diǎn)，以期提高一次表面換熱器芯體的設(shè)計能力和水平。

2 計算模型

2.1 控制方程

用于燃?xì)廨啓C(jī)的一次表面換熱器因?qū)ζ渚o湊度的要求，設(shè)計時其內(nèi)部空氣流動的速度較高。因此，其內(nèi)部流動換熱控制方程采用三維穩(wěn)態(tài)粘性可壓N-S方程，其連續(xù)、動量和能量守恒方程如下：

式中：e為內(nèi)能，k為導(dǎo)熱系數(shù)，p為壓強(qiáng)，T為溫度，V為合速度，u、v、w分別為x、y、z方向的速度分量，ρ為氣體密度，τ為控制表面的法向應(yīng)力和剪切應(yīng)力。

數(shù)值模擬采用商業(yè)CFD軟件ANSYS Fluent進(jìn)行，采用二階迎風(fēng)格式的SIMPLE算法進(jìn)行穩(wěn)態(tài)數(shù)值模擬。考慮到一次表面內(nèi)部流動的可壓縮性，數(shù)值模擬中使用了理想氣體狀態(tài)方程。

2.2 物性參數(shù)及湍流模型

因質(zhì)量和強(qiáng)度要求，燃?xì)廨啓C(jī)用一次表面換熱器的波紋板多采用金屬鈦加工而成。由于換熱器內(nèi)部流體沿主流方向流動，冷熱流體的沿程溫度變化較大，流場內(nèi)空氣的各物性參數(shù)也將隨溫度改變發(fā)生較大變化，因此必須考慮動力粘度、比定壓熱容和導(dǎo)熱系數(shù)隨溫度的變化特點(diǎn)。數(shù)值計算過程中，氣體的動力粘性系數(shù)由Sutherland公式給出，氣體導(dǎo)熱系數(shù)和比定壓熱容cp隨溫度變化的關(guān)系如下：

冷熱兩側(cè)氣體表面換熱系數(shù)h計算公式如下：

式中：q為壁面熱流密度，Twall為壁面溫度，Tref為冷熱兩側(cè)流體的出口平均溫度。數(shù)值計算的湍流模型選擇標(biāo)準(zhǔn)k-ε湍流模型，壁面采用標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)。

2.3 幾何模型

數(shù)值模擬采用的一次表面換熱器芯體為橢圓弧形波紋，兩條相鄰圓弧的長半軸和短半軸分別為a1和b。為使熱氣和冷氣兩側(cè)的表面?zhèn)鳠岷蛪航蹬浜虾侠恚O(shè)計中根據(jù)設(shè)計點(diǎn)的冷熱側(cè)流體流動參數(shù)和換熱器安裝空間結(jié)構(gòu)，給出的一次表面換熱器芯體波紋的參數(shù)見表1。板片波紋曲線ABC和CDE在交點(diǎn)C處的斜率相同，且熱側(cè)通道的橢圓長半軸等于冷側(cè)通道的圓弧半徑R(a2)，即a1=a2=R，如圖1所示。

表1 冷熱芯體主要幾何參數(shù)Table 1 Structural parameters of the cold and hot core

圖1 換熱器波紋板輪廓曲線Fig.1 Profile of the corrugated plate of the PSHE

2.3.1 計算區(qū)域和邊界條件

一次表面換熱器，上下波紋板交替放置形成冷熱流道，其內(nèi)部流動換熱過程較復(fù)雜(尤其是叉流換熱器，其流通通道上下方向不同，不存在對稱面)。為更好地模擬流體在換熱器中的換熱情況，有必要對換熱器芯體整個通道進(jìn)行數(shù)值模擬。由于換熱器是由相同的波紋形板片在高度方向交錯堆疊而成，有較好的周期性特點(diǎn)，同時為保證流體區(qū)域的完整性、收斂性和精度，將波紋板設(shè)定為周期邊界(取波紋板厚度的一半)，可較好地模擬整個換熱器芯體內(nèi)部流動換熱過程，并大幅減少計算量。本文中的計算區(qū)域?yàn)橄噜彽睦錃夂蜔釟馔ǖ?冷熱通道各一層)，如圖2中紅色框包圍區(qū)域(以叉流換熱器中的部分通道為示例)，網(wǎng)格數(shù)量約為1 500萬。

圖2 45°叉流換熱器模型計算域及網(wǎng)格示意圖Fig.2 Schematic diagram of calculation area and mesh of 45°corrugated PSHE

計算中冷熱流體入口采用壓力入口邊界條件，出口設(shè)為壓力出口條件邊界，同時給定目標(biāo)流量。表2給出了發(fā)動機(jī)兩個不同狀態(tài)點(diǎn)下?lián)Q熱器冷熱流體的進(jìn)口參數(shù)。

表2 換熱器工作狀態(tài)點(diǎn)流動參數(shù)Table 2 Working parameters of the PSHE

3 數(shù)值模擬結(jié)果

3.1 逆流0°直通道

發(fā)動機(jī)狀態(tài)點(diǎn)1和2兩種工況下，直通道逆流換熱器數(shù)值模擬結(jié)果與基于η-NTU方法的熱力學(xué)計算[19]結(jié)果(其中Nu數(shù)由Dittus-Boelter公式給出，阻力系數(shù)由達(dá)西阻力系數(shù)公式給出)如表3所示?？梢妰煞N結(jié)果相當(dāng)接近，這說明本文采用的數(shù)值模擬方法可以用來對一次表面換熱器芯體進(jìn)行數(shù)值模擬分析。

表3 直通道逆流換熱器數(shù)值模擬結(jié)果與換熱器熱力學(xué)計算結(jié)果的對比Table 3 Comparison of straight channel heat exchanger between numerical simulation and thermodynamic calculation results

對于叉流換熱器，由于目前沒有成熟可靠的理論計算公式，無法準(zhǔn)確進(jìn)行換熱器的熱力學(xué)計算?？紤]到直通道逆流換熱器的數(shù)值模擬結(jié)果較為準(zhǔn)確可靠，下文將利用數(shù)值方法對45°叉流換熱器進(jìn)行研究。

3.2 45°叉流通道流動換熱分析

圖3為靠近換熱器左側(cè)壁面區(qū)域的流線及溫度云圖。其中熱流體流向z軸正向，冷流體流向z軸負(fù)向。在叉流換熱器內(nèi)，波紋板呈45°交替放置，流體不再沿同一方向流動——部分流體沿直流通道流動，還有部分流體沿與之呈45°的斜通道流動。由于兩層板片構(gòu)成了內(nèi)部相互連通的通道，部分流體跨越通道的波峰波谷并在不同通道間混亂流動，使得換熱器內(nèi)擾動明顯。對于熱流體通道，靠近左側(cè)壁面處的溫度要明顯低于截面右側(cè)。從圖3可以看出，冷流體通道波峰附近出現(xiàn)了明顯的渦流，并且渦流速度與主流速度方向相反，從而導(dǎo)致此區(qū)域擾動混合劇烈，換熱性能明顯增強(qiáng)，熱流體溫度低于其他位置的。冷流體在遠(yuǎn)離左側(cè)壁面后，渦流逐漸消失，擾動減小。同樣，在截面靠近右側(cè)壁面的區(qū)域，熱流體在下波峰附近也會出現(xiàn)明顯的渦流，導(dǎo)致擾動變大，換熱增強(qiáng)。

圖3 45°叉流換熱器內(nèi)部冷流體上波峰附近區(qū)域流線及溫度云圖Fig.3 Streamlines and temperature contour near the peak of the cold channel

3.3 0°直通道逆流與45°叉流通道流動換熱性能比較

圖4(a)為直通道逆流換熱器在x=5 mm截面處的流線圖，圖4(b)為45°叉流換熱器在x=5 mm截面處(靠近熱流體入口右側(cè))的流線圖，圖4(c)為45°叉流換熱器截面x=55 mm處(靠近左側(cè)壁面處)的流線圖?？煽闯觯谥蓖ǖ滥媪鲹Q熱器內(nèi)，冷熱流體均沿z軸流動；而在叉流換熱器內(nèi)部，受波紋的影響，不同流動方向的流體叉流，進(jìn)而在局部形成明顯的渦流。圖4(b)清晰地顯示出了熱流體在下波峰附近區(qū)域的渦流，冷流體在其上下波峰處均存在明顯的渦流。由于45°叉流換熱器內(nèi)部流道的收縮與通道間流體的交匯，換熱器內(nèi)部速度分布極不均勻，局部出現(xiàn)明顯的高速區(qū)。

圖4 兩種不同結(jié)構(gòu)換熱器局部流線圖對比Fig.4 Comparison of streamlines at several sections of heat exchangers with different structures

圖5為0°直通道逆流換熱器與45°叉流換熱器在截面x=55 mm處，流體通道上表面換熱系數(shù)沿流體流動主流方向的變化情況，可見表面換熱系數(shù)沿主流方向逐漸降低。相比于0°直通道逆流換熱器，45°叉流換熱器的表面換熱系數(shù)明顯較高，數(shù)值波動幅度較大，且由于渦流及流通面積的變化，通道波峰區(qū)域附近(上下波紋板接觸位置附近，流道變小)的換熱系數(shù)明顯高于其他位置的。

圖5 兩種結(jié)構(gòu)換熱器在x=55 mm截面處的通道上表面換熱系數(shù)對比Fig.5 Comparison of surface heat transfer coefficient of different structures at x=55 mm(upper surface)

表4為0°直通道逆流換熱器與45°叉流換熱器出口溫度和壓降的計算結(jié)果。由表中可看出，45°叉流換熱器的熱側(cè)出口溫度更低，換熱性能更加出色，但壓降損失也相應(yīng)升高。對于兩個狀態(tài)點(diǎn)，相較于直通道逆流換熱器，叉流換熱器的換熱能力(總換熱系數(shù))可提升20%，熱流的壓力損失增加了140%～150%，但由于熱側(cè)流量較低，流通面積較大，其整體壓力損失率仍保持在較低水平(1%以下)。

表4 數(shù)值模擬結(jié)果與熱力學(xué)計算結(jié)果的對比Table 4 Comparison between numerical simulation and thermodynamic calculation results

4 結(jié)論

通過數(shù)值模擬與基于η-NTU方法的熱力學(xué)計算結(jié)果的對比，發(fā)現(xiàn)針對直通道逆流換熱器，兩種方法得到的換熱器主要性能參數(shù)吻合較好，說明上述建模與模擬方法較為可靠?；谝陨辖Y(jié)果，對45°叉流通道換熱器進(jìn)行了數(shù)值模擬。呈45°的波紋板交錯放置，冷熱流體通道被分為直流通道與斜流通道兩部分，其芯體內(nèi)部不同方向的流體相互作用形成渦流，從而起到強(qiáng)化換熱的作用。同時由于芯體通道內(nèi)存在明顯渦流，波紋板不同位置努塞爾數(shù)差異較大，上下波峰接觸位置附近努賽爾數(shù)明顯高于板片其他位置，換熱能力顯著增強(qiáng)。另外，換熱器左右兩側(cè)為壁面，斜流流體到達(dá)壁面后將撞擊壁面并與相鄰?fù)ǖ纼?nèi)流體混合，隨后由各流道的出口流出，阻力及壓力損失較大。相比于直通到逆流換熱器45°叉流通道換熱器由于內(nèi)部流動擾動加強(qiáng)，換熱性能增強(qiáng)更為明顯，但其壓降顯著較高。

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Numerical investigation and analysis of heat transfer characteristics of air-air primary surface heat exchanger in gas turbine

LIU Yin-ze，ZHANG Sheng-bao，DONG Wei，LIU Zhen-yu
(School of Mechanical Engineering，Shanghai Jiao Tong University，Shanghai 200240，China)

Numerical simulations were carried out in the condition of large Reynolds number to analyze the flow and heat transfer characteristics of the two different structural models of the primary surface heat ex?changer(PSHE)--straight channel heat exchanger and cross flow heat exchanger of 45°,which is suitable for gas turbine.The results obtained by the numerical simulation and the thermal calculation method were compared.The results show that the results by numerical simulation are consistent with that of the thermal calculation.For the cross flow heat exchanger of 45°,since the corrugated plates were placed in 45°alter?nately,the internal flow patterns were complex.There were obvious eddies in some areas and the internal velocity and temperature distribution of the PSHE was extremely uneven.The heat transfer performance of the cross flow heat exchanger was stronger than the counter flow heat exchanger,but the pressure drop on both sides also increased significantly.The analysis of internal heat transfer and main performance parame?ters can provide the basis the optimization of the core design for PSHE.

gas turbine；primary surface heat exchanger；large Reynolds number；numerical simulation；counter flow；cross flow；flow and heat transfer；thermal management

V236；TK124

A

1672-2620(2017)05-0053-05

2016-12-13；

2017-10-04

國家重點(diǎn)基礎(chǔ)研究發(fā)展計劃(2015CB755800)；2011先進(jìn)航空發(fā)動機(jī)協(xié)同創(chuàng)新計劃

劉蔭澤(1991-)，男，滿族，遼寧鐵嶺人，碩士，主要從事高效緊湊換熱器及發(fā)動機(jī)防冰機(jī)理研究。