高溫高壓氫氣在三角凹槽及管內(nèi)流動換熱研究

劉 林，房玉良，武俊梅，王成龍，馬 元，田文喜

(1.西安交通大學(xué) 航天航空學(xué)院 機械結(jié)構(gòu)強度與振動國家重點實驗室 陜西省先進飛行器服役 環(huán)境與控制重點實驗室，陜西 西安 710049；2.西安交通大學(xué) 能源與動力工程學(xué)院 動力工程多相流國家重點實驗室，陜西 西安 710049；3.西安航天動力研究所，陜西 西安 710100)

0 引言

隨著人類空間探索規(guī)模的不斷提高，對航天器的飛行時間、飛行載荷和飛行加速度等性能指標要求越來越高，因而對推進技術(shù)提出了新的要求。目前較為成熟的化學(xué)火箭推進系統(tǒng)受到燃料化學(xué)能和結(jié)構(gòu)耐熱性能限制，最大理論比沖約520 s，且能量密度也低，難以適應(yīng)未來空間活動的動力需要。而電推進系統(tǒng)盡管其比沖可以高達上萬秒，但它的推力水平卻很低，也不能適應(yīng)大規(guī)模深空探測任務(wù)[1-2]。相比之下，核熱推進系統(tǒng)具有比沖高、推力大、控制靈活和工作時間長等特點，在深空探測任務(wù)中具有廣闊的應(yīng)用前景[3-4]。在核熱推進系統(tǒng)中，工質(zhì)在堆芯中吸收裂變熱而被加熱至高溫高壓狀態(tài)，經(jīng)尾噴管被加速到超音速流，向外噴出產(chǎn)生推力。氫氣(臨界壓力1.296 4 MPa，臨界溫度33.145 K)因其分子量低，換熱性能好，用作核熱火箭的推進劑和堆芯冷卻劑，不僅可以產(chǎn)生更大的比沖，同時可以簡化系統(tǒng)。20世紀50年代始，美國和蘇聯(lián)著手研究核熱推進技術(shù)，經(jīng)過半個多世紀的不懈努力，固態(tài)堆芯核熱推進技術(shù)得到一定程度的發(fā)展。固態(tài)堆芯設(shè)計中冷卻通道有軸向、徑向兩種方案。NERVA型堆芯是軸向型的典型代表，堆芯燃料元件內(nèi)分布著細長的軸向冷卻劑通道[5]，作為冷卻劑的氫氣在細長的通道內(nèi)流動并吸收堆芯的裂變熱。

為獲得更大的比沖，要盡可能提高堆芯的熱流密度，并要求裂變熱能夠高效地傳遞給冷卻劑[6]。堆芯熱流密度大，冷卻通道長，氫氣壓力高，流過堆芯后溫升大，物性變化范圍大，導(dǎo)致堆芯熱工特性復(fù)雜，因此很有必要進行變物性條件下氫氣在冷卻通道內(nèi)的流動換熱特性研究。

氫氣在高溫高壓(甚至超臨界壓力)條件下的實驗難度高，公開文獻報道也不多。McCarthy和Wolf[7]進行了氫氣在圓管中的流動換熱實驗,實驗進行的壓力范圍為0.22～9.32 MPa，壁面溫度范圍為461～1 245 K。Taylor開展了高熱流密度條件下氫氣在圓管中的流動換熱實驗，實驗進行的壓力范圍為0.28～0.54 MPa，壁面溫度范圍為410～3 130 K[8]。Hess與Kunz進行了超臨界氫氣的流動換實驗，壓力范圍為1.62～5.14 MPa，壁面溫度范圍為167～500 K[9]?；谝陨蠈嶒灲Y(jié)果，學(xué)者們得到了相應(yīng)的實驗關(guān)聯(lián)式。關(guān)于氫氣在真實堆芯通道中的流動換熱實驗公開報道很少，Lyon進行了氫氣在Nuclear Furnace 1(NF—1)型核熱推進系統(tǒng)堆芯冷卻通道內(nèi)的流動換熱實驗，冷卻通道出口壓力3.2 MPa，氫氣出口溫度高達2 450 K，得到了冷卻通道壁面溫度沿軸向的分布，但給出的實驗數(shù)據(jù)很少[10]。

關(guān)于氫氣在直通道內(nèi)流動換熱的數(shù)值模擬研究也有一些。Appel設(shè)計了一種核熱推進堆芯燃料元件并對氫氣在圓形冷卻通道內(nèi)流動換熱特性進行了數(shù)值模擬研究，湍流模型采用Realizablek—ε模型，文中采用壓力為3.5 MPa下的氫氣物性數(shù)據(jù)，將氫氣物性擬合成溫度的單值函數(shù)[11]。Singh、Akyuzlu對圓通道內(nèi)氫氣的流動換熱特性進行了研究，湍流模型采用標準k—ε模型，也考慮了氫氣的物性隨溫度的變化，對影響圓通道內(nèi)氫氣流動換熱的因素進行了分析[12-13]。艾青等研究了通道幾何尺寸對氫氣換熱的影響[14]。房玉良等開展了高溫、高流速氫氣在圓管中的流動換熱特性研究，采用SSTk—ω湍流模型，考慮了高溫?zé)峤鈱錃馕镄缘挠绊?，分析了進口流量和壁面熱流密度對流動換熱的影響[15]。Gould等研究了微細管道內(nèi)高溫氫氣的流動換熱特性，主要研究了三種管道(截面形狀為正三角形、正方形和圓形)中溫度場和速度場的分布情況[16]。Ji等對超臨界氫氣在長直圓管內(nèi)的流動換熱特性進行了數(shù)值研究，分析了傳熱惡化現(xiàn)象產(chǎn)生的原因[17-18]。

以上研究多針對圓管中氫氣的流動換熱特性，對如何改善氫氣在冷卻通道內(nèi)綜合流動換熱性能的研究較少。本文開展了高溫高壓條件下氫氣在帶三角凹槽強化圓管內(nèi)的流動換熱數(shù)值模擬研究。

1 計算模型及方法簡介

1.1 幾何模型

本文首先對Lyon進行的NF—1型核熱推進系統(tǒng)堆芯冷卻通道內(nèi)高溫氫氣換熱實驗進行了數(shù)值模擬，將計算結(jié)果與其實驗結(jié)果進行對比，以檢驗數(shù)值計算模型和方法[10]。文獻[10]中的冷卻通道簡化為直徑D=2.3 mm，長度L=1 320 mm的長直圓管。進口質(zhì)量流量為1.158 g/s，進口溫度為340 K，出口壓力為3.2 MPa。NF—1型核熱推進系統(tǒng)堆芯冷卻通道壁面熱流密度沿軸向是變化的。在此基礎(chǔ)上，本文模擬了沿軸向均勻熱流加熱的長直圓管和帶三角凹槽強化圓管內(nèi)氫氣的流動換熱情況，加熱管段直徑和長度與上面的相同，但為了使加熱段達到速度充分發(fā)展，計算模型包括80 mm長的入口段。圖1所示為長直圓管的幾何結(jié)構(gòu)示意圖。帶三角凹槽強化圓管分為內(nèi)凹型和外凸型兩種，沿軸向等距分布著槽寬w=1.15 mm的三角凹槽，如圖2所示。主要分析了凹槽管相對于光滑圓管的強化換熱能力以及凹槽管凹槽間距比I/D、凹槽深度比d/D、凹槽高度比H/D、凹槽頂點距離凹槽左邊緣的間距比s/w對凹槽管強化換熱能力的影響。I/D取4.35、8.70和28.70。在保持凹槽徑向截面形狀為等腰三角形的條件下，d/D和H/D取0.05、0.1和0.15。另外，保持d/D=0.05不變，s/w取0.25、0.5和0.75。

圖1 長直圓管Fig.1 Long straight tube

圖2 帶三角凹槽強化圓管Fig.2 Triangular fluted enhanced tubes

1.2 控制方程及邊界條件

本文采用軸對稱坐標系下的二維穩(wěn)態(tài)控制方程，忽略化學(xué)反應(yīng)、輻射換熱等，控制方程為

質(zhì)量方程

(1)

動量方程

(2)

能量方程

(3)

式中：i、j=1、2，分別為軸向和徑向的兩個坐標方向；u為時均速度；u′為湍流脈動速度，m/s；T為溫度；T′為湍流脈動溫度，K；ρ為流體密度，kg/m3；μ為流體動力黏性系數(shù)，kg /(m·s)；cp為流體定壓比熱容， J/(kg·K)；λ為流體熱導(dǎo)率，W/(m·K)。因為是湍流，動量方程中包括脈動引起的雷諾應(yīng)力項，能量方程中包括脈動引起的附加熱流，值得一提的是因為工質(zhì)的高速流動和高溫下黏性系數(shù)的增大，能量方程中還考慮了黏性耗散項Φ。

計算區(qū)域進口選用質(zhì)量流量進口和均勻溫度進口邊界條件；出口選用定壓力邊界條件。所有算例的進口溫度均為340 K，出口壓力均為3.2 MPa；壁面為定熱流密度且無滑移。

1.3 網(wǎng)格劃分和網(wǎng)格無關(guān)性驗證

長直圓管算例的長度為1 320 mm，直徑為2.3 mm，驗證工況為壁面熱流密度q=2 MW/m2、進口質(zhì)量流量m=1.158 g/s、進口溫度Tin=340 K、出口壓力pout=3.2 MPa。以出口主流總溫Tb,total,out、進口靜壓pstatic,in以及流體的出口主流平均速度ub,out作為評判標準。計算結(jié)果如表1所示，在保證計算準確性同時考慮節(jié)約計算資源的情況下，使用35×7 000的網(wǎng)格模型。對于帶三角凹槽強化圓管的局部網(wǎng)格劃分如圖3所示，通過網(wǎng)格加密處理，使得y+接近于1,以滿足湍流模型需求。

表1 網(wǎng)格無關(guān)性驗證Tab.1 Grid independence verification

圖3 帶三角凹槽強化圓管網(wǎng)格劃分Fig.3 Meshing of triangular fluted enhanced tubes

本文采用Coupled算法進行壓力與速度的耦合求解，采用二階迎風(fēng)格式進行空間離散。湍流模型采用SSTk-ω模型，收斂判定標準為殘差小于10-7，其中能量項殘差小于10-8，同時檢測進出口流量守恒。

1.4 氫氣物性模型

本文采用FLUENT內(nèi)置的Real-Gas-Aungier-Redlich-Kwong 模型，具體如下

(4)

(5)

(6)

α(T)=α0(T/Tc)-n

(7)

n=0.498 6+1.173 5ω+0.475 4ω2

(8)

(9)

式中：p為壓力，Pa；R為氫氣的氣體常數(shù)，4 124.3J/(kg·K)；v為比容，m3/kg；b、c、α0和n為系數(shù)；α(T)為溫度修正因子；ω為氫氣的偏心因子，-0.219；下標c為臨界狀態(tài)，Tc、pc和vc分別為33.145 K、1 296. 4 kPa和0.031 988 m3/kg。

氫氣的熱力學(xué)和輸運性質(zhì)受到溫度和壓力的共同影響。圖4所示為基于NASA的氫氣物性數(shù)據(jù)[19]所繪制的不同壓力下的氫氣物性隨溫度的變化曲線，可以看出壓力對氫氣的熱導(dǎo)率、定壓比熱容的影響主要在高于2 000 K以后。對于本研究，高溫氫氣存在于冷卻通道的出口區(qū)域，所以氫氣的物性隨溫度變化的曲線擬合選取出口壓力條件下的數(shù)據(jù)。如前所述，本計算的管道出口壓力基于文獻[10]的數(shù)值，大小為3.2 MPa，而3 MPa和3.5 MPa下氫氣的物性相差很小，因此本文采用NASA的氫氣物性數(shù)據(jù)[19]中壓力為3.5 MPa、溫度范圍為300～3 000 K的氫氣物性數(shù)據(jù)擬合了如下的氫氣物性模型，在FLUENT的物性UDF模塊中寫入。

圖4 氫氣物性參數(shù)隨溫度的變化關(guān)系Fig.4 Temperature dependence of hydrogen properties

動力黏性系數(shù)

μ(T)=3.251 78×10-6+2.068 54×10-8T-

4.149 57×10-12T2+5.558 3×10-16T3

(10)

熱導(dǎo)率

λ(T)=0.012 13+7.672 66×10-4T-

7.891 87×10-7T2+7.074 22×10-10T3-

3.064 47×10-13T4+5.215 54×10-17T5

(11)

定壓比熱容

cp(T)=14 618.54-0.482 12T-5.513 41×

10-4T2+2.832 85×10-6T3-1.757 74×

10-9T4+3.520 04×10-13T5

(12)

1.5 數(shù)據(jù)處理

本文各特征參數(shù)定義如下：

雷諾數(shù)

(13)

表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)(局部)

(14)

努賽爾數(shù)(局部)

(15)

摩擦因子

(16)

Δp=pin-pout=Δpa+Δpf

(17)

(18)

綜合強化傳熱因子[20]

(19)

式中：D為冷卻通道的直徑，m；q為加熱面的熱流密度，W/m2；h為表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)，W/(m2·K)；Tw為壁面溫度，K；Tb為流體平均溫度，K；Δp、Δpf和Δpa為進出口壓降、摩擦壓降和加速壓降，Pa；L為加熱段的總長，m；m為流體的質(zhì)量流量，kg/s；A為冷卻通道截面面積，m2；下標in、out、ave和0分別代表進口、出口、進出口平均值和光滑圓管。由于冷卻通道內(nèi)氫氣的密度變化劇烈，本文計算摩擦因子時考慮了加速壓降Δpa。

2 結(jié)果與討論

2.1 模型與方法驗證

文獻[10]中模擬了NF—1型核熱推進系統(tǒng)堆芯裂變熱釋放特征，沿冷卻通道軸向的熱流密度是變化的，如圖5所示。實驗結(jié)果給出了通道壁面溫度沿軸向的變化，圖6展示了本文采用兩種不同的湍流模型所計算出的壁面溫度與文獻[10]實驗結(jié)果的對比情況，可以發(fā)現(xiàn)，對于光滑通道而言，兩種湍流模型的計算結(jié)果很接近。本文的研究內(nèi)容是帶三角凹槽強化圓管內(nèi)的對流換熱特性，SSTk—ω模型對于壁面凹槽附近的細微流場特征的捕捉要優(yōu)于k—ε模型，因此后面的計算選用SSTk—ω湍流模型。從圖6可以看出，計算結(jié)果和該實驗的最大相對誤差為15%，壁面溫度計算值高于實驗值，偏差隨著壁面溫度的上升而增大。出現(xiàn)偏差的主要原因是計算中沒有考慮壁面包殼材料的熱阻，忽略了固體壁面的導(dǎo)熱和輻射換熱，這兩項的影響隨著壁面溫度升高而增大。總體來說，該計算結(jié)果是可以接受的，采用本數(shù)值計算方法可以進行高溫高壓條件下氫氣的流動換熱特性研究。

圖5 熱流密度分布[10] Fig.5 Heat flux distribution[10]

圖6 不同湍流模型的計算值和實驗的壁溫對比Fig.6 Comparison of the wall temperature distribution between calculated values and experimental data for different turbulence models

2.2 冷卻通道內(nèi)氫氣的流動換熱特性研究

圖7為計算得到的氫氣在NF—1型核熱推進系統(tǒng)堆芯冷卻通道內(nèi)的溫度場和馬赫數(shù)分布云圖，可以看出，氫氣的溫度沿軸向不斷上升，且沿軸向壁面溫度的升高速率大于通道中心區(qū)域氫氣溫度的升高速率。這是因為氫氣在高速、高溫條件下流動時，動力黏性系數(shù)很大，因粘性產(chǎn)生的氣動加熱效應(yīng)很強，使得壁面附近氣體溫度和壁面溫度快速升高。計算結(jié)果顯示在文獻[10]的冷卻通道內(nèi)，氫氣的馬赫數(shù)沿軸向不斷上升，這是因為氫氣被加熱，溫度不斷升高，氫氣發(fā)生膨脹，氫氣的流速不斷提高，但同時因氫氣溫度不斷升高，壓力也相對較高，當(dāng)?shù)芈曀傺剌S向也不斷提高，所以馬赫數(shù)不斷增大，但始終處于亞聲速流動，近壁面區(qū)由于黏性作用流速較低。

圖7 氫氣溫度場和流場分布云圖Fig.7 Contours of hydrogen temperature and flow field distribution

圖8展示了局部努賽爾數(shù)沿軸向的分布情況，冷卻通道進口處由于邊界層厚度較小，換熱較強，局部努賽爾數(shù)較大，之后因為邊界層發(fā)展過程中厚度逐漸增大，且隨著氫氣和壁面不斷地進行熱量交換，氫氣溫度不斷升高，進而氫氣的熱導(dǎo)率不斷增大，局部努賽爾數(shù)不斷減小。

圖8 局部努賽爾數(shù)軸向分布Fig.8 Axial distribution of local Nusselt number

2.3 帶三角凹槽強化圓管內(nèi)氫氣的流動換熱分析

對于帶三角凹槽強化圓管內(nèi)氫氣流動換熱的數(shù)值模擬，保持壁面熱流密度q=2 MW/m2不變，在進口溫度Tin=340 K，出口壓力pout=3.2 MPa條件下，將進口質(zhì)量流量m=1.158 g/s作為基礎(chǔ)工況，質(zhì)量流量按±10%、±20%進行變化。同時計算了相同直徑的光滑圓管在不同質(zhì)量流量(Re數(shù))下的平均努賽爾數(shù)Nu0用于比較。Nu/Nu0表示帶三角凹槽強化圓管和相同直徑的光滑圓管的平均努賽爾數(shù)的比值，f/f0表示帶三角凹槽強化圓管和相同直徑的光滑圓管的摩擦因子的比值。為表示帶三角凹槽強化圓管相對于相同直徑的光滑圓管的綜合流動換熱特性，引入了綜合強化傳熱因子PEC。

2.3.1 凹槽深度/高度對流動換熱的影響

圖9所示為進口質(zhì)量流量m=1.158 g/s，凹槽間距比I/D=8.70，凹槽寬度比w/D=0.5，凹槽深度比d/D和凹槽高度比H/D取0.05、0.1和0.15時凹槽附近的局部流線圖和溫度云圖?？梢钥闯?，氫氣流經(jīng)內(nèi)凹型三角凹槽時，在凹槽頂點后形成橫向渦，凹槽深度越大，橫向渦越強，橫向渦引起頂點后壁面當(dāng)?shù)負Q熱增強，所以壁面溫度降低。而且內(nèi)凹型帶三角凹槽強化圓管內(nèi)沿軸向持續(xù)的周期性凸起對主流產(chǎn)生周期性擾動，使主流流線彎曲。氫氣流經(jīng)外凸型三角凹槽時，槽內(nèi)形成橫向渦，凹槽高度越大，橫向渦越強，但因為橫向渦幾乎封閉在槽內(nèi)，對主流擾動很小，主流流線沿軸向幾乎平行。該處通過壁面進入的熱量需要通過凹槽內(nèi)的氫氣再傳遞給主流區(qū)的氫氣，使得熱邊界層變厚，當(dāng)?shù)氐募訜崃坎荒鼙患皶r帶走，壁面及壁面附近流體溫度升高。這說明外凸型帶三角凹槽強化圓管對主流的擾動較小，強化換熱能力有限。

圖9 不同凹槽深度/高度的帶三角凹槽強化 圓管的局部流線圖和溫度云圖Fig.9 Local contours of temperature and streamlines of triangular fluted enhanced tubes with different groove depth or height

圖10所示為3種不同凹槽深度的內(nèi)凹型帶三角凹槽強化圓管的傳熱特性曲線。結(jié)果表明，內(nèi)凹型帶三角凹槽強化圓管的強化換熱能力隨進口質(zhì)量流量(Re數(shù))的增大變化很小。但隨著槽深的增大，內(nèi)凹型帶三角凹槽強化圓管的強化換熱能力增強。原因在于如圖9所呈現(xiàn)的在三角凹槽頂點后面的橫向渦的產(chǎn)生，周期性的渦使得流體擾動加劇，同時破壞了邊界層的發(fā)展，強化了換熱。相對于光滑圓管，在凹槽深度比d/D=0.15時，內(nèi)凹型帶三角凹槽強化圓管的努賽爾數(shù)提高達53%，且凹槽深度越大，上述影響越劇烈，換熱效果越好。

圖10 不同凹槽深度的內(nèi)凹型帶三角凹槽 強化圓管的傳熱特性變化曲線Fig.10 Nu/Nu0 of inward triangular fluted enhanced tubes with different groove depth

圖11所示為3種不同凹槽高度的外凸型帶三角凹槽強化圓管的強化換熱能力變化曲線。結(jié)果表明，外凸型帶三角凹槽強化圓管的強化換熱能力隨進口質(zhì)量流量(Re數(shù))的增大變化也很小。隨著槽高的增大，外凸型帶三角凹槽強化圓管的努賽爾數(shù)先增大后減小。凹槽高度比H/D=0.1時，外凸型帶三角凹槽強化圓管的強化換熱能力最強，但Nu/Nu0也小于1.041，強化換熱效果不顯著。這也是與圖9所呈現(xiàn)出的流場相關(guān)，高度小的凹槽對主流產(chǎn)生些許擾動，對強化換熱有利，但努賽爾數(shù)的提升幅度很小。隨著凹槽高度的增加，流體在凹槽內(nèi)的擾動會增強，但隨著槽高的進一步增大，滯留在凹槽內(nèi)的氫氣主要通過熱傳導(dǎo)的方式與主流氫氣進行熱量交換，壁面對流換熱能力減弱。

圖11 不同凹槽高度的外凸型帶三角凹槽強化圓管 的傳熱特性變化曲線Fig.11 Nu/Nu0 of outward triangular fluted enhanced tubes with different groove height

圖12為3種不同凹槽深度的內(nèi)凹型帶三角凹槽強化圓管的阻力特性變化曲線，結(jié)果表明，隨著進口質(zhì)量流量(Re數(shù))的提高，相對于光滑圓管，三種凹槽管的阻力都不同程度地提升，且槽深越大，提升越明顯。阻力增大的原因在于內(nèi)凹型帶三角凹槽強化圓管內(nèi)橫向渦的產(chǎn)生，而橫向渦的強度與槽深和氫氣主流流速相關(guān)，凹槽越深、流速越大，橫向渦越強，阻力提高越顯著。凹槽深度比d/D=0.15，在Re=80 000時，內(nèi)凹型帶三角凹槽強化圓管的摩擦因子約為光滑圓管的14倍。

圖12 不同凹槽深度的內(nèi)凹型帶三角凹槽 強化圓管的阻力特性變化曲線Fig.12 f/f0 of inward triangular fluted enhanced tubes with different groove depth

圖13為3種不同凹槽高度的外凸型帶三角凹槽強化圓管的阻力特性變化曲線，其變化趨勢和內(nèi)凹型一致，但摩擦因子增加幅度較小。凹槽高度比H/D=0.15，阻力提升約11%。同樣是隨著凹槽高度的增大，其阻力增加幅度也變大。前面的研究結(jié)果表明，外凸型帶三角凹槽強化圓管的強化換熱能力有限，本文暫不深入研究。而內(nèi)凹型帶三角凹槽強化圓管可以帶來顯著的強化換熱效果，但也帶來了阻力系數(shù)的大幅增加。為了掌握內(nèi)凹型帶三角凹槽強化圓管的綜合流動換熱特性，對不同管道在不同進口流量下的綜合強化傳熱因子PEC進行了比較。圖14所示為3種不同凹槽深度的內(nèi)凹型帶三角凹槽強化圓管的綜合換熱性能變化曲線，結(jié)果表明，隨著進口雷諾數(shù)的增大，其綜合強化傳熱因子變小，且槽深越大，綜合強化傳熱因子越小。

圖13 不同凹槽高度的外凸型帶三角凹槽強化 圓管的阻力特性變化曲線Fig.13 f/f0 of outward triangular fluted enhanced tubes with different groove height

圖14 不同凹槽深度的內(nèi)凹型帶三角凹槽強化 圓管的綜合換熱性能變化曲線Fig.14 Overall heat transfer performance comparison of inward triangular fluted enhanced tubes with different groove depth

2.3.2 凹槽間距對流動換熱的影響

保持凹槽寬度比w/D=0.5，凹槽深度比d/D=0.05不變，以內(nèi)凹型帶三角凹槽強化圓管為例，研究凹槽間距對流動換熱的影響。圖15所示為三種不同凹槽間距的內(nèi)凹型帶三角凹槽強化圓管的綜合換熱性能變化曲線。結(jié)果表明，隨著進口雷諾數(shù)的增大，其綜合強化傳熱因子不斷減小，凹槽間距越小，綜合換熱性能越弱。原因在于凹槽間距越小，凹槽數(shù)目就越多，換熱增強的同時阻力明顯增大。

圖15 不同凹槽間距的內(nèi)凹型帶三角凹槽強化圓管 的綜合換熱性能變化曲線Fig.15 Overall heat transfer performance comparison of inward triangular fluted enhanced tubes with different groove spacing

2.3.3 凹槽頂點位置對流動換熱的影響

保持凹槽寬度比w/D=0.5，凹槽深度比d/D=0.05和凹槽間距比I/D=8.70不變，以內(nèi)凹型帶三角凹槽強化圓管為例，研究凹槽頂點距離凹槽左邊緣的間距比s/w對流動換熱的影響。圖16所示為進口質(zhì)量流量m=1.158 g/s時，不同凹槽頂點位置的內(nèi)凹型帶三角凹槽強化圓管的局部流線圖和溫度云圖。結(jié)果表明，相較于凹槽頂點位于中點時(圖16(b))，凹槽頂點左移(圖16(a))時氫氣接觸凹槽頂點時流速最低，在凹槽后形成的橫向渦能夠很好地覆蓋凹槽后壁面，對換熱有利，另外氫氣流經(jīng)凹槽時與主流方向產(chǎn)生的夾角最大，使得阻力提升。凹槽頂點右移(圖16(c))時橫向渦變強，但由于氫氣流經(jīng)凹槽時流速提升，橫向渦后移，使得凹槽后局部壁溫升高，流速提升也會導(dǎo)致凹槽對氫氣的阻力增大。

圖16 不同凹槽頂點位置的內(nèi)凹型帶三角凹槽強化 圓管的局部流線圖和溫度云圖Fig.16 Local contours of temperature and streamlines of inward triangular fluted enhanced tubes with different vertex position

圖17所示為3種不同凹槽頂點位置的內(nèi)凹型帶三角凹槽強化圓管的綜合換熱性能變化曲線，不難發(fā)現(xiàn)，相較于凹槽徑向截面形狀為等腰三角形也就是凹槽頂點位于中點時，凹槽頂點的左右移動使得綜合強化傳熱因子減小，且凹槽頂點右移時綜合換熱性能最差。

圖17 不同凹槽頂點位置的內(nèi)凹型帶三角凹槽 強化圓管的綜合換熱性能變化曲線Fig.17 Overall heat transfer performance comparison of inward triangular fluted enhanced tubes with different vertex position

3 結(jié)論

1)本文采用Coupled算法、SSTk-ω湍流模型，將氫氣的物性看作溫度的單值函數(shù)進行高溫高壓條件下氫氣在管內(nèi)的流動換熱數(shù)值模擬方法可行。

2)NF-1型核熱推進系統(tǒng)堆芯裂變熱沿冷卻通道軸向大致呈拋物線變化，通道內(nèi)的氫氣流動屬于亞音速湍流，冷卻通道壁面溫度沿軸向先逐漸上升在靠近出口時略微下降。

3)內(nèi)凹型帶三角凹槽強化圓管隨槽深的增大換熱增強，阻力顯著提升。外凸型帶三角凹槽強化圓管隨槽高的增大換熱先增強后減弱，阻力提升不大。內(nèi)凹型帶三角凹槽強化圓管的強化換熱能力優(yōu)于外凸型帶三角凹槽強化圓管，且隨槽深的增大，綜合換熱性能降低。

4)凹槽間距的減小有利于強化換熱，但綜合換熱性能降低。非對稱三角凹槽的綜合換熱性能低于對稱三角凹槽，其中凹槽頂點右移時綜合換熱性能最差。