組合發(fā)動機微細(xì)通道氦加熱器設(shè)計與流動換熱

張敬旋，李光熙，南向誼，馬 元，唐桂華

(1．西安交通大學(xué) 熱流科學(xué)與工程教育部重點實驗室，陜西 西安 7100492．西安航天動力研究所，陜西 西安 710100)

0 引言

協(xié)同吸氣式火箭發(fā)動機(synergetic air-breathing rocket engine，SABRE)是英國REL(Reaction Engines Ltd)公司設(shè)計的一種預(yù)冷組合發(fā)動機，具有工作范圍寬、燃料消耗量低、可重復(fù)利用性強等優(yōu)勢，是未來極具有前景的新型動力。SABRE發(fā)動機最大的技術(shù)優(yōu)勢是輕質(zhì)緊湊高效的換熱器，系統(tǒng)主要包括三大換熱器，分別是與深冷空氣換熱的空氣預(yù)冷器HX1、與預(yù)燃室排氣換熱的氦加熱器HX3、與氫氣換熱的氫氦回?zé)崞鱄X4。氦加熱器HX3的換熱工質(zhì)為氦氣和預(yù)燃室高溫燃?xì)?，其主要作用是把低溫氦氣加熱到一定溫度，?qū)動氦渦輪。

文獻(xiàn)中對氦加熱器(HX3)的結(jié)構(gòu)研究較少，REL公司的研究表明，氦加熱器(HX3)不會影響系統(tǒng)熵守恒，為了減輕換熱器重量，可以選擇橫流結(jié)構(gòu)替代逆流結(jié)構(gòu)，并且可以將換熱器分解為大量相同模塊。對于換熱器設(shè)計而言，精確可靠的換熱流阻關(guān)聯(lián)式至關(guān)重要。對于管內(nèi)換熱，Dittus-Boelter提出的由雷諾數(shù)和普朗特數(shù)組合的關(guān)聯(lián)式，得到了廣泛應(yīng)用。Gnielinski通過大量實驗數(shù)據(jù)擬合得到的關(guān)聯(lián)式具有較高的精度。對于流體外掠管束換熱，Zukauskas基于大量實驗數(shù)據(jù)獲得的順排及叉排關(guān)聯(lián)式，可以在很寬的Pr(Prandtl Number)數(shù)范圍內(nèi)使用。此后Khal等考慮管間距和管徑相對大小對管束換熱的影響，采用數(shù)值模擬方法對Zukauskas關(guān)聯(lián)式的系數(shù)進(jìn)行了修正。

然而，文獻(xiàn)中對管內(nèi)外流動換熱的研究主要集中在10 mm以上的大通道，且實驗結(jié)果與關(guān)聯(lián)式預(yù)測結(jié)果偏差在20 %左右。氦加熱器中燃?xì)饧訜岷夂笠M(jìn)入到推力室繼續(xù)燃燒后噴出產(chǎn)生推力，過大的壓損將降低推力室的壓力，顯著降低發(fā)動機的推力；過低的換熱性能將增加氦加熱器的體積和重量，影響發(fā)動機推重比和整體性能，因此，需要尋求準(zhǔn)確預(yù)測微細(xì)通道氦加熱器管內(nèi)外換熱及流阻的關(guān)聯(lián)式。綜上所述，本文結(jié)合預(yù)冷組合發(fā)動機對氦加熱器結(jié)構(gòu)性能需求，設(shè)計了3種形式的微細(xì)通道氦加熱器：蛇形管式、輻射式、瓦片式，并且采用商業(yè)軟件FLUENT15.0對其管內(nèi)外流動換熱進(jìn)行了研究，對比經(jīng)典關(guān)聯(lián)式計算結(jié)果，提出了偏差小于5%的微細(xì)通道氦加熱器管外換熱新關(guān)聯(lián)式，為氦加熱器的設(shè)計和應(yīng)用提供理論參考。

1 氦加熱器結(jié)構(gòu)設(shè)計

SABRE發(fā)動機的系統(tǒng)循環(huán)如圖1所示，其燃料為氫氣，空氣、液氧為助燃劑，整個循環(huán)系統(tǒng)有空氣、氦氣、液氫、燃?xì)?、液氧五種工質(zhì)參與。氦氣作為中間介質(zhì)，通過自身閉式循環(huán)與各路氣體進(jìn)行熱量交換，使得系統(tǒng)各處熱量平衡，實現(xiàn)系統(tǒng)的熵增最小。同時為整個循環(huán)系統(tǒng)提供動力。

圖1 SABRE發(fā)動機系統(tǒng)原理圖Fig.1 Schematic diagram of SABREengine system

SABRE發(fā)動機空間有限，換熱量巨大，換熱溫度參數(shù)高，這就要求氦加熱器具有換熱高效、結(jié)構(gòu)緊湊、輕質(zhì)耐高溫的特點。同時為了實現(xiàn)系統(tǒng)熵增最小，換熱溫差不能太大。因此氦加熱器應(yīng)該選擇總換熱系數(shù)高、比表面積大，總壓力損失小的結(jié)構(gòu)。微細(xì)通道(2 mm)管束結(jié)構(gòu)具有大的比表面積，和靈活的布置形式，可以作為氦氣加熱器結(jié)構(gòu)?；诖嗽O(shè)計了3種管束式微細(xì)通道氦加熱器：蛇形管式、輻射式、瓦片式。

1.1 蛇形管式微細(xì)通道氦加熱器

由6個模塊組成，每個模塊由上百根蛇形細(xì)管連接而成，在出口和入口匯集到集流管，整體結(jié)構(gòu)為一個圓筒形。氦氣在管內(nèi)流動，燃?xì)庠诠芡庋剌S向沖刷管束。氦氣由進(jìn)氣管進(jìn)入下側(cè)的集流管，通過蛇形細(xì)管換熱后匯集到上側(cè)集流管流出換熱器。整體呈逆流換熱，其結(jié)構(gòu)模型如圖2所示。

圖2 蛇形管氦加熱器模型圖Fig. 2 Schematic models of serpentine helium heat exchanger

1.2 輻射式微細(xì)通道氦加熱器

輻射式微細(xì)通道氦加熱器由6個相同模塊組成，每個模塊由外圈的小集流管和內(nèi)圈的大扇形集流環(huán)組成，中間通過多個徑向細(xì)管連接，整體呈一個大環(huán)形結(jié)構(gòu)。氦氣由進(jìn)氣口進(jìn)入外圈的集流管，分流后沿著徑向細(xì)管流動，在徑向細(xì)管內(nèi)換熱后，匯集到內(nèi)圈的大扇形集流環(huán)，流出換熱器。燃?xì)庠诠芡庋剌S向垂直橫掠管束，為了減小燃?xì)鈧?cè)的阻力，管束采用順排結(jié)構(gòu)。其結(jié)構(gòu)模型如圖3所示。

圖3 輻射式氦加熱器模型圖Fig. 3 Schematic models of radial helium heat exchanger

1.3 瓦片式氦加熱器

仿照魚鰓的氣體交換方式，采用無換熱的歧管將高效緊湊的短管連接起來實現(xiàn)快速換熱。整個換熱器由多個相同的模塊組成，每個模塊由上百根細(xì)管連接而成，整體結(jié)構(gòu)為一個圓鼓形。氦氣由進(jìn)氣管進(jìn)入歧管，由歧管平均分配到各個細(xì)管中，與管外的燃?xì)鈸Q熱后，經(jīng)歧管流出換熱器，管外的燃?xì)庋剌S向流動，橫掠管束。管束采用順排結(jié)構(gòu)，其結(jié)構(gòu)模型如圖4所示。

圖4 瓦片式氦加熱器模型圖Fig.4 Schematic models of tiled helium heat exchanger

2 氦加熱器管內(nèi)數(shù)值模擬

2.1 管內(nèi)外流動換熱方程及物理量的定義

管內(nèi)外流動均滿足連續(xù)方程、動量方程及能量守恒方程。

連續(xù)性方程：

(1)

動量方程：

(2)

能量方程：

(3)

式中：

p

為壓力；

r

為密度；

m

為動力粘度；

E

為比焓；

l

為導(dǎo)熱系數(shù)。

主流平均溫度：

(4)

式中：

r

為流體密度；

u

為流體速度；

T

為流體溫度。

Re

(Reynolds Number)數(shù)計算公式為

(5)

式中下標(biāo)f為流體。

通過管道壁面的熱流量：

(6)

管內(nèi)和管外平均對流換熱系數(shù)，定義如下：

管內(nèi)平均對流換熱系數(shù)

(7)

式中：

q

為通過壁面的平均熱流密度；

T

為管壁面的平均溫度；

T

為管內(nèi)主流平均溫度。

管外平均對流換熱系數(shù)

(8)

式中：

Q

為總換熱量；

T

為燃?xì)膺M(jìn)口平均溫度；

T

為燃?xì)獬隹谄骄鶞囟取?h3>2.2 管內(nèi)流動計算模型氦加熱器是管束式換熱器，氦氣在管內(nèi)沿著直管或者彎管流動，本文選取了2種典型的情況：直管和蛇形管，基于FLUENT15.0軟件計算了氦氣在管內(nèi)的換熱和流阻特性，并與經(jīng)典關(guān)聯(lián)式進(jìn)行了對比。蛇形管幾何模型如圖5所示，蛇形管外徑2 mm，壁厚0.1 mm，總長為520 mm。蛇形管網(wǎng)格模型如圖6所示，采用軟件ICEM對模型進(jìn)行O型切分，并對對近壁面區(qū)域網(wǎng)格進(jìn)行加密，為保證近壁面處的計算精度，將

Y

+值控制在小于1的范圍內(nèi)。

圖5 蛇形管幾何模型Fig. 5 Geometric model of serpentine tube

圖6 蛇形管網(wǎng)格Fig. 6 Mesh of serpentine tube

數(shù)值計算中，邊界條件設(shè)置為：流體入口采用質(zhì)量流量邊界，出口采用壓力出口。管外壁通過UDF函數(shù)設(shè)定為線性變化的恒壁溫條件，管內(nèi)氦氣的物性和管壁不銹鋼310的物性參數(shù)均來自于NIST數(shù)據(jù)庫。

2.3 數(shù)值方法有效性驗證

在數(shù)值模擬計算中，網(wǎng)格的尺寸與質(zhì)量直接影響到數(shù)值計算結(jié)果的準(zhǔn)確性，因此在開展數(shù)值計算之前需要進(jìn)行網(wǎng)格無關(guān)性驗證。合適的網(wǎng)格尺寸既可以保證數(shù)值計算的準(zhǔn)確性，又可節(jié)省計算資源。以文獻(xiàn)中氦氣質(zhì)量流量為12.24 kg/h,入口雷諾數(shù)為78000的工況為例，在計算之前首先采用了5套不同數(shù)量的網(wǎng)格對模型進(jìn)行網(wǎng)格無關(guān)性驗證，其網(wǎng)格數(shù)量分別為12×10、28×10、45×10、62×10和74×10。網(wǎng)格無關(guān)性驗證結(jié)果如圖7所示，可以看出，當(dāng)采用62×10的網(wǎng)格數(shù)時，數(shù)值計算得到的壓降Δ

P

與最密網(wǎng)格計算值誤差小于1 %，因此最終選擇62×10網(wǎng)格作為計算網(wǎng)格。

圖7 網(wǎng)格獨立性驗證Fig. 7 Results of grid independence test

對流換熱數(shù)值模擬中，最重要的就是湍流模型的選擇，不合適的湍流模型會使得數(shù)值解發(fā)散，最終得到錯誤的結(jié)果。為驗證SST-K-omega湍流模型對蛇形管模擬的有效性，本文將數(shù)值模擬結(jié)果和文獻(xiàn)的計算結(jié)果進(jìn)行對比，結(jié)果如圖8所示，從圖8中數(shù)據(jù)可以看出數(shù)值模擬結(jié)果與文獻(xiàn)計算結(jié)果差別很小，最大誤差小于5 %。不同湍流模型計算結(jié)果如表1所示，從表1中可以看出，不同湍流模型計算出的管內(nèi)靜壓降差別較小，SST-K-omega湍流模型與文獻(xiàn)值更接近。說明使用SST-K-omega湍流模型模擬蛇形管內(nèi)流動換熱特性結(jié)果可靠，因此計算中使用SST-K-omega湍流模型。

圖8 數(shù)值模擬有效性驗證Fig. 8 Validation of numerical simulation

表1 不同湍流模型計算結(jié)果對比

2.4 管內(nèi)對流換熱系數(shù)分析

最常用的管內(nèi)對流換熱關(guān)聯(lián)式有：D-B公式，Gnielinski公式，Liao & Zhao公式以及Yoon公式，其具體表達(dá)式如下。

1)D-B公式

(9)

式中：下標(biāo)w為壁面。該公式的適用范圍為

Re

=10～1.2×10，

Pr

=0.7～120。

2)Gnielinski公式

(10)

f

=(1.8lg

Re

-1.5)

(11)

該公式的適用范圍為

Re

=2300～10，

Pr

=0.7～120。

3)Liao & Zhao公式

(12)

(13)

4)Yoon公式

(14)

式中：下標(biāo)f代表流體；下標(biāo)w代表壁面。

圖9(a)為蛇形管、直管內(nèi)對流換熱系數(shù)數(shù)值計算結(jié)果與經(jīng)典關(guān)聯(lián)式計算結(jié)果的對比?？梢婋S著雷諾數(shù)的增加，直管和蛇形管的對流換熱系數(shù)都在增大，并且蛇形管的對流換熱系數(shù)大于直管，這充分驗證了蛇形管強化換熱的作用。此外直管和蛇形管的數(shù)值計算結(jié)果與Gnielinski公式吻合較好，最大偏差小于8%。而與Liao & Zhao公式和Yoon公式的計算結(jié)果均有較大偏差。這表明經(jīng)典的Gnielinski公式適用于2 mm直管和蛇形管。

2.5 管內(nèi)流阻分析

尾花英朗的研究結(jié)果表明，管內(nèi)流阻可以分為3部分：①流體沿管程流動因摩擦引起的靜壓損失Δ

p

；②流體流過彎頭的回彎靜壓損失Δ

p

；③流體進(jìn)出連接管處的局部靜壓損失Δ

p

Δp

=

Δp

+

Δp

+

Δp

(15)

(16)

(17)

式中

N

為彎頭個數(shù)。

Δp

=

ρu

(18)

圖9 管內(nèi)對流換熱系數(shù)和壓損隨Re變化Fig. 9 Convection heat transfer coefficient and pressure drop against Reynolds number

圖9(b)為直管和蛇形管內(nèi)流阻計算結(jié)果對比，可以看出蛇形管和直管的阻力隨著雷諾數(shù)的增加而增大，蛇形管的阻力損失遠(yuǎn)大于直管。并且直管和蛇形管數(shù)值計算結(jié)果與尾花英朗公式計算結(jié)果吻合很好，最大誤差均小于3%，這表明尾花英朗的流阻公式適用于細(xì)直管和蛇形管。

3 氦加熱器管外數(shù)值模擬

3.1 計算模型簡化

3.1.1 蛇形管式氦加熱器計算模型簡化

圖10為蛇形管式氦加熱器計算簡化模型，為了降低網(wǎng)格數(shù)量。

圖10 蛇形管氦加熱器簡化的計算模型Fig.10 Simplified computational model for serpentine helium heat exchanger

每排采用1根全管和2根半管來體現(xiàn)蛇形管布局，此為蛇形管式氦加熱器的最小周期性單元，當(dāng)管排數(shù)大于16排時，管排數(shù)對換熱的影響可以忽略，故整體模型取17排管，因為6個模塊組成一個環(huán)形結(jié)構(gòu)，可以認(rèn)為沿周向所有蛇形管的流動換熱狀態(tài)都相同。此外蛇形管彎曲部分簡化為直管，通過UDF使得蛇形管上一段的出口和下一段的入口參數(shù)相同。邊界條件為：質(zhì)量流量入口邊界，壓力出口邊界，半管兩側(cè)為周期性邊界，徑向兩側(cè)為絕熱邊界。管外的換熱介質(zhì)為燃?xì)?，其各組分體積比為75%的氮氣，11%的水蒸氣以及14%的氧氣。

3.1.2 瓦片式氦加熱器計算模型簡化

圖11為瓦片式氦加熱器計算簡化模型，從內(nèi)圈到外圈每一排管的出口參數(shù)和下一排管的入口參數(shù)相同。由于是一個環(huán)形結(jié)構(gòu)，因此可以選取一個小角度(6度角)作為瓦片式換熱器的最小周期性單元，每排采用10根細(xì)管表示瓦片式氦加熱器管束排列，整體模型取17排管。燃?xì)馊肟诓捎觅|(zhì)量流量入口邊界，出口為壓力出口邊界，沿周向兩側(cè)面為周期性邊界，徑向兩側(cè)為絕熱邊界。管外的換熱介質(zhì)為燃?xì)?，其各組分體積比為75%的氮氣，11%的水蒸氣以及14%的氧氣。

圖11 瓦片式氦加熱器簡化的計算模型Fig.11 Simplified computational model for tiled helium heat exchanger

3.1.3 輻射式氦加熱器計算模型簡化

圖12為輻射式氦加熱器計算簡化模型。輻射式模型每排用1根整管和2根半管體現(xiàn)管束排列方式，為了消除管排數(shù)的影響，模型取17排管。由于整體是一個環(huán)形結(jié)構(gòu)，沿周向每列管的流動換熱工況都相同，所以此模型為最小的周期性單元。燃?xì)馊肟诓捎觅|(zhì)量流量入口邊界，出口為壓力出口邊界，沿周向兩側(cè)面為周期性邊界，徑向兩側(cè)為絕熱邊界。管外的換熱介質(zhì)為燃?xì)?，其各組分體積比為75%的氮氣，11%的水蒸氣以及14%的氧氣。

圖12 輻射式氦加熱器簡化的計算模型Fig.12 Simplified computational model for radial helium heat exchanger

3.2 計算結(jié)果分析

3.2.1 氦加熱器管外對流換熱特性

影響管外對流換熱的因素比較多，具體有流體熱物性的影響、換熱器幾何結(jié)構(gòu)的影響以及流動狀態(tài)的影響。常見的管外對流換熱關(guān)聯(lián)式主要有Zukauskas公式、Khan公式和Wung & Chen公式，這些關(guān)聯(lián)式通常選擇管外徑為特征長度，其具體表達(dá)式如下。

Zukauskas公式

(19)

該公式的適用范圍為

Re

=10～2×10，順排。

Khan公式

(20)

式中：

s

為換熱管橫向管間距；

s

為換熱管縱向管間距，該公式適用于順排管束。

Wung & Chen公式

(21)

圖13(a)為蛇形管氦加熱器管外對流換熱系數(shù)模擬結(jié)果與關(guān)聯(lián)式預(yù)測結(jié)果對比，可以看出，隨著雷諾數(shù)的增大，Wung & Chen公式與模擬結(jié)果產(chǎn)生了很大的偏差，Zukauskas公式和Khan公式與數(shù)值模擬結(jié)果比較接近，其中Zukauskas公式預(yù)測偏差最小，但是誤差依然在50 %左右。這主要是因為管徑減小時傳統(tǒng)關(guān)聯(lián)式不再適用。傳統(tǒng)關(guān)聯(lián)式擬合的實驗數(shù)據(jù)管徑均大于10 mm，而氦加熱器的管徑為2 mm，遠(yuǎn)離傳統(tǒng)關(guān)聯(lián)式的適用范圍。

圖13(b)為蛇形管氦加熱器管徑變化對換熱系數(shù)和流阻的影響，隨著管徑減小，對流換熱系數(shù)和流阻均增大，尤其是管徑1 mm時，流阻和換熱系數(shù)變化均很劇烈。分析認(rèn)為，這主要是因為管徑減小時，相同的空間內(nèi)管排數(shù)增多，流速在管間變化的頻率增加，促進(jìn)了流體間的摻混，同時能量損耗增大。

圖13 蛇形管氦氣加熱器管外對流換熱系數(shù)及壓降變化Fig.13 Convection heat transfer coefficient and pressure drop of the tube-outside serpentine helium heat exchanger

圖14(a)為瓦片式氦加熱器管外對流換熱數(shù)系數(shù)模擬結(jié)果與關(guān)聯(lián)式預(yù)測結(jié)果對比，圖14(b)表示了管徑變化對瓦片式氦加熱器流阻和換熱的影響。由圖可見，管外對流換熱系數(shù)及流阻的變化情況與蛇形管相似，其中Zukauskas公式預(yù)測結(jié)果和數(shù)值模擬結(jié)果間的偏差最小，為30%左右。

圖14 瓦片式氦氣加熱器管外對流換熱系數(shù)及壓降變化Fig.14 Convection heat transfer coefficient and pressure drop of the tube-outside tiled helium heat exchanger

圖15 (a)為輻射式氦加熱器管外對流換熱系數(shù)模擬結(jié)果與關(guān)聯(lián)式預(yù)測結(jié)果對比。所有關(guān)聯(lián)式對輻射式氦加熱器的預(yù)測結(jié)果都偏大，其中Zukauskas公式預(yù)測結(jié)果與數(shù)值模擬結(jié)果間的偏差最小，但是依然在30%左右。圖15(b)為輻射式氦加熱器管徑變化對換熱系數(shù)和流阻的影響，變化趨勢與蛇形管式、瓦片式氦加熱器一樣，隨著管徑的增大，對流換熱系數(shù)和壓損都減小。

由圖13(b)、14(b)、15(b)可以看出，細(xì)管可以起到強化換熱的作用。并且管徑越小，強化換熱的效果越顯著。經(jīng)計算，當(dāng)管徑由4 mm減小到1 mm時，管外平均對流換熱系數(shù)變?yōu)樵瓉淼?.6倍。一方面相比常規(guī)管道，細(xì)管的曲率更大，邊界層更易分離。另一方面，管徑變小，在相同的空間內(nèi)可以布置更多的換熱管，使得流速在管間變化的頻率增加，促進(jìn)了流體間的摻混。此外，對比三種型式微細(xì)通道氦加熱器管內(nèi)外對流換熱數(shù)值模擬結(jié)果，可以發(fā)現(xiàn)，蛇形管式微細(xì)通道氦氣加熱器管內(nèi)外的對流換熱系數(shù)均大于其他兩種型式的微細(xì)通道氦加熱器，因此，蛇形管式微細(xì)通道氦加熱器的換熱性能最優(yōu)，輻射式微細(xì)通道氦加熱器的換熱性能最差。對3種型式的細(xì)管束微細(xì)通道氦加熱器，目前的換熱關(guān)聯(lián)式均不適用，有必要擬合新的關(guān)聯(lián)式。由于模擬結(jié)果與Zukauskas公式預(yù)測結(jié)果較為接近，因此以Zukauskas公式為基準(zhǔn)引入新的經(jīng)驗關(guān)聯(lián)式，其公式如下。

圖15 輻射式氦氣加熱器管外對流換熱系數(shù)及壓降變化Fig.15 Convection heat transfer coefficient and pressure drop of the tube-outside radial helium heat exchanger

蛇形管式

(22)

瓦片式

(23)

輻射式

(24)

擬合后的關(guān)聯(lián)式計算結(jié)果與模擬結(jié)果對比如圖16所示

圖16 管外對流換熱系數(shù)擬合誤差對比Fig. 16 Comparison of convection heattransfer coefficient outside the tube

3.2.2 氦加熱器管外流阻特性

對于沒有折流板的換熱器，管外靜壓降常用以下公式計算

(25)

式中：

N

為流體掠過的管排數(shù)，

u

為最窄流通面處流速，適用雷諾數(shù)范圍為

Re

=10～5×10。

圖17是蛇形管式、瓦片式、輻射式氦加熱器管外流阻數(shù)值計算結(jié)果與關(guān)聯(lián)式預(yù)測結(jié)果對比，可以看出，關(guān)聯(lián)式計算結(jié)果與模擬結(jié)果吻合較好，最大偏差均不超過8 %，這說明經(jīng)典管外流阻關(guān)聯(lián)式仍然適用于細(xì)管束。

圖17 管外壓降模擬結(jié)果過與關(guān)聯(lián)式計算結(jié)果對比Fig. 17 Comparison of pressure drop outside the tube

為了進(jìn)一步對比三種形式氦加熱器的綜合性能，我們以換熱器性能評價準(zhǔn)則(PEC)作為評價標(biāo)準(zhǔn)。通常PEC有3種計算方法，分別代表在相同的質(zhì)量流速、相同的壓降和相同的輸送泵功下評價換熱器的性能。此處為了說明蛇形管換熱器的綜合性能優(yōu)于另外兩種形式，選擇最嚴(yán)苛的評價標(biāo)準(zhǔn)，即等質(zhì)量流速情況下計算PEC值。其具體做法是，將數(shù)值模擬得到的

Nu

和

f

作為實驗值，Zukauskas公式對輻射式氦加熱器的計算值

Nu

作為換熱參考值，以經(jīng)典管外流阻公式對輻射式氦加熱器的計算值

f

作為流阻參考值，通過下式計算PEC值。

(26)

由圖18可知，隨著雷諾數(shù)的增加，3種形式氦加熱器的PEC值都在逐漸減小，但是蛇形管氦加熱器平均的PEC值最大，輻射式氦加熱器平均PEC值最小。表明蛇形管氦加熱器的綜合流動換熱性能最優(yōu)。

圖18 氦加熱器PEC因子隨雷諾數(shù)變化Fig.18 PEC value of helium heat exchanger against Reynolds number

4 結(jié)論

本文針對協(xié)同吸氣式發(fā)動機關(guān)鍵部件熱量傳遞的需求，設(shè)計了3種高效緊湊式氦氣微細(xì)通道加熱器，并且基于計算流體力學(xué)商業(yè)軟件FLUENT15.0研究了3種微細(xì)通道氦加熱器的換熱流阻特性，獲得如下結(jié)論：

1)設(shè)計了蛇形管式、瓦片式、輻射式微細(xì)通道氦加熱器，對比數(shù)值模擬結(jié)果發(fā)現(xiàn)蛇形管微細(xì)通道氦加熱器綜合性能最優(yōu)，其次是瓦片式，最后是輻射式。在管內(nèi)外總壓恢復(fù)系數(shù)及其他設(shè)計要求滿足的情況下，蛇形管式微細(xì)通道氦加熱器總的傳熱系數(shù)最大，輻射式微細(xì)通道氦加熱器總的傳熱系數(shù)最小。

2)對于氦加熱器管內(nèi)流動換熱，經(jīng)典的換熱和流阻公式依然有較高的準(zhǔn)確度。對于管外流動換熱，現(xiàn)有的流阻公式依然適用，但是換熱公式存在較大的誤差，蛇形管式氦加熱器最大偏差接近50%，瓦片式和輻射式氦加熱器最大偏差接近30%。

3)基于Zukauskas公式的形式引入了新的適用于氦加熱器管外對流換熱關(guān)聯(lián)式，在設(shè)計要求的雷諾數(shù)范圍內(nèi)(6000≤

Re

≤10000)，關(guān)聯(lián)式預(yù)測值與數(shù)值模擬結(jié)果平均誤差小于5%。

4)細(xì)管可以起到強化管外對流換熱的作用，隨著管徑的不斷減小，強化換熱的效果越顯著。當(dāng)管徑由4 mm減小到1 mm時，管外平均對流換熱系數(shù)變?yōu)樵瓉淼?.6倍。