千瓦級(jí)2 K超流氦板翅式換熱器初步設(shè)計(jì)優(yōu)化

朱柯宇，常正則，李 梅，李少鵬，孫良瑞，桑民敬，葉 瑞，周健榮，潘衛(wèi)民，葛 銳,*

(1.中國(guó)科學(xué)院 高能物理研究所，北京 100049；2.中國(guó)科學(xué)院大學(xué)，北京 100049)

2 K超流氦低溫系統(tǒng)是新一代超導(dǎo)加速器的關(guān)鍵子系統(tǒng)，在歐洲核子研究中心(CERN)、日本高能加速器研究機(jī)構(gòu)(KEK)、加速器驅(qū)動(dòng)的次臨界系統(tǒng)(ADS)中運(yùn)行的大型超導(dǎo)加速器均設(shè)計(jì)建造了2 K超流氦低溫系統(tǒng)。在2 K低溫系統(tǒng)中，2 K超流氦負(fù)壓換熱器(簡(jiǎn)稱2 K換熱器)是關(guān)鍵設(shè)備之一，其功能為在節(jié)流閥前將液氦預(yù)冷，以提高超流氦低溫系統(tǒng)的出液率。以ADS的2 K超流氦低溫系統(tǒng)為例，該系統(tǒng)使用了Air Liquid公司的制冷機(jī)，其功率為100 W@2.0 K，能滿足運(yùn)行需求[1-2]，其內(nèi)部配套有5 g/s的2 K換熱器，換熱效率為83%[3]。2 K換熱器的設(shè)計(jì)既需滿足高傳熱效率和低壓降的要求，又需綜合考慮氦物性的變化、軸向?qū)?、流體分配不均及熱泄漏等問(wèn)題，因此其設(shè)計(jì)難度比一般換熱器高。Gupta等[4]設(shè)計(jì)并優(yōu)化了5 g/s的繞管式2 K換熱器，分析了相關(guān)參數(shù)在優(yōu)化中的作用，并在雷諾數(shù)Re為500～1 900的范圍內(nèi)進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)測(cè)試，總結(jié)了測(cè)試工況內(nèi)的壓降規(guī)律。Polinski等[5]描述了歐洲X射線自由電子激光器(XFEL)的垂直測(cè)試低溫恒溫器中換熱器的設(shè)計(jì)，提出了基于熱力學(xué)第二定律的換熱器性能理論模型，并對(duì)模型進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證。Dollekamp[6]介紹了逆流式換熱器的設(shè)計(jì)，并分析了METIS探測(cè)器儀器冷卻器中不同類型的2 K逆流式換熱器。Han等[3]對(duì)2 K的J-T換熱器(漢普遜型)進(jìn)行了設(shè)計(jì)優(yōu)化與加工測(cè)試，換熱器的換熱效率達(dá)到83%，低壓側(cè)壓降為76 Pa。王哲等[7]設(shè)計(jì)了1.5 g/s小流量2 K板翅式換熱器，并研究了板翅式換熱器的軸向?qū)釂?wèn)題。KUMAR等[8]設(shè)計(jì)了螺旋管式5 g/s流量的2 K換熱器，壓降為123 Pa。

但隨2 K低溫系統(tǒng)的規(guī)模不斷擴(kuò)大，5 g/s流量的2 K換熱器已不再滿足需求。我國(guó)科學(xué)家提出的大科學(xué)裝置，如環(huán)形正負(fù)電子對(duì)撞機(jī)(CEPC)、正在建設(shè)的散裂中子源二期工程(CSNS-Ⅱ)等項(xiàng)目均設(shè)計(jì)建造千瓦級(jí)及以上的2 K低溫系統(tǒng)，需要千瓦級(jí)2 K換熱器。此外，國(guó)內(nèi)其他在建的大科學(xué)裝置同樣有千瓦級(jí)2 K換熱器的需求，如上海自由電子激光(SHINE)，加速器驅(qū)動(dòng)嬗變研究裝置(CIADS)和強(qiáng)流重離子加速器(HIAF)等，其規(guī)模均在1 kW@2 K以上。LCLS-Ⅱ[9]預(yù)計(jì)在其低溫系統(tǒng)中采用215 g/s流量的2 K鋁板翅式換熱器，該換熱器是以300 kPa的4.5 K超臨界氦與3 100 Pa的2 K氦氣進(jìn)行換熱，設(shè)計(jì)要求換熱效率大于90%，低壓側(cè)壓降小于500 Pa。除LCLS-Ⅱ外，上述提及的換熱器流量均為5 g/s及以下，較大流量的換熱器報(bào)道較少。此外，由于管翅式和盤(pán)管式換熱器的結(jié)構(gòu)限制，其換熱系數(shù)能達(dá)到的范圍為50～150 W/m2，若在設(shè)計(jì)大流量換熱器時(shí)沿用繞管式結(jié)構(gòu)，則換熱器的體積會(huì)變得巨大[10]，而板翅式換熱器具有換熱系數(shù)高、結(jié)構(gòu)緊湊的特點(diǎn)，在大流量工況下，板翅式換熱器正在逐漸取代原有的管翅式和盤(pán)管式換熱器。文鍵等[11]研究了板翅式換熱器的翅片結(jié)構(gòu)對(duì)換熱和壓降的影響；周愛(ài)民等[12]對(duì)換熱器封頭導(dǎo)致的流量分配問(wèn)題進(jìn)行了研究和討論；楊輝著等[13]利用遺傳算法對(duì)板翅片結(jié)構(gòu)進(jìn)行了優(yōu)化設(shè)計(jì)；Zhang等[14]利用遺傳算法對(duì)換熱器進(jìn)行了優(yōu)化設(shè)計(jì)；張帥[15]對(duì)低溫系統(tǒng)中采用的板翅式換熱器進(jìn)行了設(shè)計(jì)以及單目標(biāo)和多目標(biāo)優(yōu)化，并對(duì)優(yōu)化后的換熱器進(jìn)行加工和實(shí)驗(yàn)測(cè)試?，F(xiàn)有2 K換熱器多以5 g/s流量及以下的小流量換熱器為主，對(duì)于板翅式換熱器的研究也多以空氣或空分氣體為工質(zhì)，對(duì)于以超臨界氦為工質(zhì)的大流量2 K低溫板翅式換熱器研究仍較少，本文將針對(duì)千瓦級(jí)低溫系統(tǒng)中的大流量(50 g/s)板翅式換熱器進(jìn)行設(shè)計(jì)與優(yōu)化工作。

1 設(shè)計(jì)與優(yōu)化

1.1 換熱器的設(shè)計(jì)要求

本文換熱器應(yīng)用于千瓦級(jí)2 K超流氦低溫系統(tǒng)中，其功能如圖1所示，相關(guān)設(shè)計(jì)指標(biāo)列于表1。在以上設(shè)計(jì)要求的基礎(chǔ)上，要求換熱器結(jié)構(gòu)緊湊，體積盡可能小。

圖1 2 K換熱器功能Fig.1 Function of 2 K heat exchanger

表1 千瓦級(jí)2 K換熱器設(shè)計(jì)指標(biāo)Table 1 Design specification of 2 K heat exchanger

1.2 換熱器的設(shè)計(jì)方法

傳統(tǒng)的集總參數(shù)法是基于兩個(gè)單相流體熱平衡的方法，假設(shè)流體穩(wěn)態(tài)、無(wú)環(huán)境傳熱、縱向?qū)岷雎圆挥?jì)、整體傳熱系數(shù)及熱負(fù)荷恒定。由這一系列假設(shè)衍生出了對(duì)數(shù)平均溫差法、換熱單元數(shù)等方法，它們唯一的區(qū)別是選擇的計(jì)算參數(shù)不同?？傮w來(lái)說(shuō)，集總參數(shù)法模型適用于單相和傳熱屬性變化不大的流體。本文所討論的2 K換熱器，在設(shè)計(jì)工況下高壓側(cè)入口為300 kPa、4.5 K的超臨界氦，低壓側(cè)入口為3 100 Pa、2 K的飽和氦氣。在此溫度區(qū)間內(nèi)，氦工質(zhì)的物性變化十分劇烈(圖2)，因此物性恒定的假設(shè)不再適用，而且由于超臨界狀態(tài)的特殊性，使用傳統(tǒng)設(shè)計(jì)方法得到的設(shè)計(jì)結(jié)果會(huì)有較大的誤差甚至可能會(huì)產(chǎn)生錯(cuò)誤。因此本文采用分布參數(shù)法對(duì)換熱器進(jìn)行設(shè)計(jì)(圖3)，將1個(gè)換熱器整體分割成若干微小的換熱單元，對(duì)其中每個(gè)微小換熱單元進(jìn)行傳熱和流體計(jì)算，不同換熱器微元的進(jìn)出口狀態(tài)沿著換熱長(zhǎng)度方向變化，最后得到整個(gè)換熱器的溫度和壓力場(chǎng)以指導(dǎo)后續(xù)設(shè)計(jì)。相較而言，分布參數(shù)法可較好地表征換熱器中每一換熱微元的物理特性，體現(xiàn)物性變化對(duì)換熱器工作的影響，獲得更加準(zhǔn)確的計(jì)算結(jié)果。

根據(jù)相關(guān)設(shè)計(jì)經(jīng)驗(yàn)，考慮換熱能力、換熱器內(nèi)部壓力均布等因素，本文設(shè)計(jì)的換熱器采用兩層冷通道夾1層熱通道的形式(CHC)，且冷熱通道采用相同高度的翅片(H1=H2)。圖4為板翅式換熱器及翅片結(jié)構(gòu)，冷熱流體為逆流換熱，翅片選擇孔板翅片，其厚度t為0.4 mm。

圖2 氦工質(zhì)的物性變化Fig.2 Physical property change of helium

圖3 分布參數(shù)法示意圖Fig.3 Schematic of distributed parameter method

a——板翅式換熱器結(jié)構(gòu)；b——翅片結(jié)構(gòu)圖4 板翅式換熱器及翅片結(jié)構(gòu)Fig.4 Plate-fin heat exchanger structure and fin structure

1.3 板翅式換熱器的設(shè)計(jì)計(jì)算

假設(shè)換熱器表面絕熱，考慮換熱器的軸向?qū)幔W(wǎng)格沿?fù)Q熱器軸向均勻劃分，每個(gè)網(wǎng)格節(jié)點(diǎn)互相獨(dú)立不受外界影響，根據(jù)上述假設(shè)列出換熱器的控制方程[16]。

能量方程為：

(1)

(2)

(3)

(4)

(5)

壓力方程為：

(6)

(7)

邊界條件為：

Th,0=Th,in

ph,0=ph,in

(8)

Tc,n=Tc,in

pc,n=pc,in

(9)

式中：Q為傳熱量，J；C為比定壓熱容，J/(kg·K)；T為溫度，K；p為壓力，Pa；λ為換熱器材料的導(dǎo)熱系數(shù)，W/(m·K)；S為換熱面積，m2；x為微元長(zhǎng)度，m；h為傳熱系數(shù)；G為流量通量，kg/(s·m2)；f為摩擦系數(shù)；ρ為工質(zhì)密度，kg/m3；D為水力直徑，m；下標(biāo)h表示熱流體，c表示冷流體，w表示壁面，in表示入口，0表示假設(shè)換熱器外壁面為絕熱邊界，i為微元坐標(biāo)位置，n為換熱器軸向兩端的網(wǎng)格數(shù)據(jù)。

確定了邊界條件后，根據(jù)合理的初場(chǎng)假設(shè)，在溫度場(chǎng)上耦合疊加壓力場(chǎng)進(jìn)行迭代計(jì)算，最終獲得換熱器整體的溫度場(chǎng)和壓力場(chǎng)，其相關(guān)流動(dòng)傳熱參數(shù)的計(jì)算方法如下[17]。

換熱器的流通截面積Ac為：

(10)

式中：x、y分別為換熱器翅片構(gòu)成的小孔流動(dòng)通道的寬度和長(zhǎng)度；B為換熱器流動(dòng)通道的寬度；P為每個(gè)翅片的間距；num為層數(shù)。

單位長(zhǎng)度板翅式換熱器傳熱面積As為：

As=2(x+y)B/P

(11)

單位長(zhǎng)度壓降Δp為：

Δp=(4fG2)/2ρD

(12)

式中：f為摩擦系數(shù)；G為單位面積的工質(zhì)流速，kg/(s·m2)；D為換熱器的水力直徑，m。

D=2xy/(x+y)

(13)

G=m/Ac

(14)

h=Nuλ/D

(15)

式中：h為對(duì)流換熱系數(shù)，W/(m2·K)；λ為工質(zhì)的導(dǎo)熱系數(shù)，W/(m·K)；Nu為努賽爾數(shù)，利用D-B公式[18]進(jìn)行計(jì)算：

Nu=0.024Re0.8Pr0.4加熱

(16)

Nu=0.026Re0.8Pr0.3冷卻

(17)

Re=DG/μ

(18)

式中：Pr為普朗特?cái)?shù)；Re為雷諾數(shù)；μ為工質(zhì)黏性系數(shù)。式(16)、(17)的應(yīng)用范圍為2 500

摩擦系數(shù)f采用達(dá)西公式[18]進(jìn)行計(jì)算：

f=0.316Re-0.25

4 000

(19)

f=0.184Re-0.2Re≥2×104

(20)

換熱器翅片效率η為：

η=tanh(wb)/wb

(21)

w=(2h/λfinλt)0.5

(22)

式中：b為板翅式換熱器翅片的定型尺寸，對(duì)于本文中的冷熱通道采用相同翅片的CHC板翅式換熱器，b=H；w為翅片系數(shù)；λfin為翅片的導(dǎo)熱系數(shù)，W/(m·K)；t為翅片厚度，m。

1.4 板翅式換熱器的優(yōu)化設(shè)計(jì)

在對(duì)換熱器提出優(yōu)化指標(biāo)時(shí)需綜合考慮換熱和阻力特性，基于這一原則，有多種綜合性能評(píng)價(jià)指標(biāo)[19]。大流量2 K換熱器位于低溫系統(tǒng)的常溫泵或冷壓機(jī)之前，過(guò)大的壓降會(huì)導(dǎo)致常溫泵或冷壓機(jī)工作負(fù)荷過(guò)大，影響系統(tǒng)運(yùn)行，因此該換熱器對(duì)于壓降要求十分嚴(yán)苛，其在允許的壓降范圍內(nèi)有更強(qiáng)的換熱能力十分重要。因此本文選擇Nu/f1/2作為綜合性能評(píng)價(jià)指標(biāo)，其數(shù)值可判斷在相同壓降條件下?lián)Q熱能力的增加是否大于阻力的增加，與此同時(shí)，綜合考慮壓降、換熱效率和換熱器體積等因素，構(gòu)建綜合評(píng)價(jià)指標(biāo)函數(shù)。

綜合評(píng)價(jià)指標(biāo)函數(shù)Fit(x1,x2,x3,x4,x5)為：

Fit(x1,x2,x3,x4,x5)=

(23)

(24)

1) 優(yōu)化方法

由于需要優(yōu)化的參數(shù)較多，本文將采用遺傳算法進(jìn)行優(yōu)化。根據(jù)換熱器的設(shè)計(jì)方法，選擇翅高h(yuǎn)、翅間距p、長(zhǎng)度L、層數(shù)num和寬度B作為優(yōu)化參數(shù)，對(duì)應(yīng)每個(gè)參數(shù)設(shè)置種群大小為40，種群總數(shù)為40×5，最大遺傳代數(shù)為150，設(shè)置交叉概率為0.8，變異概率為0.01。5個(gè)參數(shù)的搜索范圍列于表2。

表2 參數(shù)的搜索范圍Table 2 Parameter search range

在工程應(yīng)用中，換熱器的應(yīng)用場(chǎng)景十分豐富，針對(duì)于不同的應(yīng)用場(chǎng)合，調(diào)整綜合評(píng)價(jià)函數(shù)中每項(xiàng)對(duì)應(yīng)的權(quán)重系數(shù)ki，得到不同側(cè)重點(diǎn)的適應(yīng)度函數(shù)，并將其作為目標(biāo)函數(shù)進(jìn)行優(yōu)化，得到1組適合應(yīng)用于不同條件下的換熱器優(yōu)化結(jié)果。

2) 優(yōu)化結(jié)果

本文給出4組權(quán)重系數(shù)進(jìn)行優(yōu)化，具體的權(quán)重系數(shù)選取列于表3。優(yōu)化代際圖如圖5所示。

表3 權(quán)重系數(shù)的選取Table 3 Selection of weighting coefficient

圖5 優(yōu)化代際圖Fig.5 Optimizing intergenerational chart

經(jīng)過(guò)多次150代的迭代計(jì)算，獲得了多組優(yōu)化結(jié)果，與原始設(shè)計(jì)結(jié)果進(jìn)行比較，結(jié)果列于表4。

表4 換熱器優(yōu)化結(jié)果Table 4 Heat exchanger optimization result

方案1的換熱效率為84.4%，比原設(shè)計(jì)提高了4%，壓降為222.16 Pa，比原設(shè)計(jì)提高了80.2 Pa，但仍在允許范圍內(nèi)，體積降低了22%；方案2的壓降為116.83 Pa，降低了25 Pa，換熱效率提高1.1%，但體積比較龐大，為0.036 5 m3，比原設(shè)計(jì)提高了42.6%；方案3盡可能地減小換熱器體積，使得其能安裝在狹小空間內(nèi)，其換熱效率為81.1%，壓降為182.35 Pa，而體積僅有0.016 8 m3，比原設(shè)計(jì)降低了40.8%，但其形狀趨近于正方體，與常見(jiàn)的換熱器形狀相比，其結(jié)構(gòu)形式不太合理；方案4是在使體積小的同時(shí)保證其合理的縱橫比，其換熱效率為82.9%，壓降為159.46 Pa。綜合4個(gè)優(yōu)化方案，從實(shí)際應(yīng)用出發(fā)，考慮到千瓦級(jí)的2 K低溫系統(tǒng)規(guī)模比較龐大，對(duì)于空間體積的要求不太嚴(yán)格，而2 K換熱器的換熱效率對(duì)低溫系統(tǒng)出液率影響很大，因此在壓降允許的范圍內(nèi)應(yīng)當(dāng)首先提高其換熱效率，因此選擇方案1作為千瓦級(jí)2 K超流氦換熱器的初步設(shè)計(jì)方案。

應(yīng)用文獻(xiàn)[7]中的方法簡(jiǎn)單設(shè)計(jì)了50 g/s流量的漢普遜型換熱器，并與方案1中的板翅式換熱器進(jìn)行對(duì)比，結(jié)果表明，同為50 g/s流量的換熱器，漢普遜型換熱器的體積比板翅式換熱器至少增大8倍。這說(shuō)明板翅式換熱器具有緊湊的特點(diǎn)，在大流量的應(yīng)用場(chǎng)景下，板翅式換熱器的換熱效率更高，且更加緊湊。編程計(jì)算程序在一般PC中計(jì)算時(shí)間僅需0.682 s，運(yùn)行優(yōu)化計(jì)算時(shí)間為813.2 s，計(jì)算時(shí)間較短，易獲得計(jì)算或優(yōu)化結(jié)果。

2 仿真計(jì)算驗(yàn)證

2.1 模型與網(wǎng)格

在經(jīng)過(guò)設(shè)計(jì)和優(yōu)化計(jì)算后，為驗(yàn)證準(zhǔn)則關(guān)系式編程計(jì)算的準(zhǔn)確性及優(yōu)化結(jié)果的可信性，根據(jù)設(shè)計(jì)優(yōu)化結(jié)果，對(duì)2 K換熱器進(jìn)行三維建模，并使用Fluent軟件在設(shè)計(jì)工況下對(duì)換熱器進(jìn)行數(shù)值仿真計(jì)算。本文板翅式換熱器的換熱基本單元為板翅翅片，翅片通道的特征尺寸為毫米級(jí)，為了使得模擬計(jì)算時(shí)能捕捉通道尺寸，需將網(wǎng)格大小同樣設(shè)為毫米級(jí)，而換熱器整體的三維尺寸量級(jí)均為分米量級(jí)，兩者相差較大。在構(gòu)建整體換熱器模型的網(wǎng)格時(shí)選擇毫米級(jí)的網(wǎng)格會(huì)使得網(wǎng)格數(shù)量極為龐大，同時(shí)進(jìn)行數(shù)值模擬計(jì)算時(shí)需很高的計(jì)算機(jī)算力。因此采用模擬換熱器部分特征結(jié)構(gòu)的方法，以部分翅片結(jié)構(gòu)的換熱性能來(lái)代替整體換熱器的換熱性能，以此近似推知換熱器整體的特性。

選取3層板翅組成CHC結(jié)構(gòu)，建立不同長(zhǎng)度(700、750、800 mm)的板翅式換熱器特征結(jié)構(gòu)模型，為便于設(shè)定入口條件，加入出、入口延長(zhǎng)段。采用非結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格對(duì)模型計(jì)算域進(jìn)行離散，并進(jìn)行網(wǎng)格無(wú)關(guān)解檢驗(yàn)，取網(wǎng)格總數(shù)分別為170萬(wàn)、260萬(wàn)、460萬(wàn)、900萬(wàn)、1 450萬(wàn)、2 100萬(wàn)，最終確定網(wǎng)格總數(shù)為900萬(wàn)，圖6為換熱器特征結(jié)構(gòu)模型。在900萬(wàn)網(wǎng)格的條件下，在計(jì)算用服務(wù)器上進(jìn)行模擬計(jì)算，使用40核2 650 CPU進(jìn)行并行計(jì)算，每個(gè)算例需要約2.5 h進(jìn)行計(jì)算。由此可見(jiàn)以部分代替整體的方法以及編程設(shè)計(jì)可以極大縮短計(jì)算時(shí)間，這是十分必要的。

圖6 換熱器特征結(jié)構(gòu)模型Fig.6 Characteristic structure of heat exchanger

2.2 邊界條件設(shè)定

換熱器流動(dòng)工質(zhì)設(shè)定為4He，固體材料設(shè)定為Al6061，并按照相應(yīng)的壓力及工作溫度區(qū)間編寫(xiě)UDF設(shè)定變物性條件。冷熱入口均設(shè)為壓力入口，分別為3 100 Pa 和0.3 MPa，溫度分別為2 K和4.5 K。出口同樣設(shè)為壓力出口，通過(guò)調(diào)節(jié)出口背壓，令穩(wěn)定后的高壓側(cè)質(zhì)量流量為0.242 g/s，低壓側(cè)質(zhì)量流量為0.121 g/s。固體域和流體域之間的面設(shè)為Interface耦合面。由于流體經(jīng)過(guò)翅片時(shí)的擾動(dòng)較劇烈，在近壁處流體速度不再按對(duì)數(shù)律分布，湍流脈動(dòng)動(dòng)能也在發(fā)生強(qiáng)烈的衰減，分子黏性作用愈加顯著。因此，工程中廣泛使用的標(biāo)準(zhǔn)k-ε模型不再適用，根據(jù)文獻(xiàn)[20]，在仿真計(jì)算過(guò)程中采用k-ω模型，該模型可較好地體現(xiàn)板翅式換熱器中工質(zhì)的流動(dòng)特性，有較高的計(jì)算精度。

2.3 計(jì)算結(jié)果與分析

不同長(zhǎng)度的板翅換熱單元的模擬結(jié)果如圖7所示，表5為換熱器仿真結(jié)果與編程計(jì)算結(jié)果的對(duì)比。可看出，編程計(jì)算結(jié)果與仿真結(jié)果吻合較好，后續(xù)計(jì)算均以編程計(jì)算結(jié)果為準(zhǔn)。

圖7 板翅換熱單元的CFD模擬結(jié)果Fig.7 CFD simulation result for plate-fin heat exchange unit

以方案1為基準(zhǔn)，研究改變單一參數(shù)對(duì)換熱器性能的影響，具體結(jié)果如圖8所示?？煽闯?，隨翅高的增大，換熱器的換熱效率和壓降均降低，這是由于工質(zhì)的流通面積增大，流速降低，相應(yīng)的換熱系數(shù)和摩擦系數(shù)均隨之降低；隨流道寬度的增大，換熱器的壓降不斷降低，換熱效率不斷增大，是因?yàn)榱鞯缹挾仍龃螅瑩Q熱器的換熱面積增大，進(jìn)而提高了換熱效率，但換熱器體積也會(huì)隨之增大；換熱器長(zhǎng)度的增加則同時(shí)提高了壓降和換熱效率，但在均衡考慮體積和幾何因數(shù)及壓降限制后，在保證換熱效率的條件下，換熱器長(zhǎng)度不應(yīng)過(guò)長(zhǎng)。

表5 換熱器仿真結(jié)果與編程計(jì)算結(jié)果對(duì)比Table 5 CFD result and programming calculation result

圖8 翅高、流道寬度、換熱器長(zhǎng)度對(duì)換熱器性能的影響Fig.8 Effect of fin height, flow path width, and heat exchanger length on heat exchanger performance

圖9 不同工況下?lián)Q熱器的性能Fig.9 Performance of heat exchanger under different operating conditions

考慮到實(shí)際運(yùn)行過(guò)程中，換熱器可能工作于各種工況下，因此對(duì)該換熱器在各種不同流量條件下的性能進(jìn)行計(jì)算，結(jié)果如圖9所示?？煽闯?，在本文的參數(shù)范圍內(nèi)，換熱器在不同工況下?lián)Q熱效率變化不大，僅浮動(dòng)2%左右，而壓降隨流量的增大而增大。但由于實(shí)際運(yùn)行時(shí)情況更加復(fù)雜，加上偏離設(shè)計(jì)工況時(shí)會(huì)導(dǎo)致?lián)Q熱器流量分配不均勻這一問(wèn)題更加凸顯，因此不建議在偏離標(biāo)準(zhǔn)工況過(guò)大的情況下運(yùn)行。

3 結(jié)論

本文利用分布參數(shù)法，對(duì)應(yīng)用于千瓦級(jí)2 K超流氦低溫系統(tǒng)中的大流量2 K負(fù)壓板翅式換熱器(50 g/s)進(jìn)行了設(shè)計(jì)，利用加權(quán)系數(shù)法，提出了能綜合考慮多種性能指標(biāo)的復(fù)合指標(biāo)，采用遺傳算法對(duì)換熱器結(jié)構(gòu)進(jìn)行了優(yōu)化。選取4個(gè)不同設(shè)計(jì)側(cè)重點(diǎn)的復(fù)合指標(biāo)進(jìn)行了計(jì)算，分析了不同工況參數(shù)下的換熱器性能，選擇側(cè)重?fù)Q熱效率的復(fù)合指標(biāo)及其最終優(yōu)化結(jié)果作為初步設(shè)計(jì)結(jié)果，標(biāo)準(zhǔn)工況下?lián)Q熱效率為84.4%，最大壓降為222.16 Pa。此外，在該設(shè)計(jì)結(jié)果的基礎(chǔ)上，進(jìn)一步采用商業(yè)CFD軟件進(jìn)行了校核，驗(yàn)證了初步設(shè)計(jì)結(jié)果的準(zhǔn)確性。最后，將板翅式換熱器的設(shè)計(jì)結(jié)果與同等換熱效率和同等流量條件下的漢普遜型換熱器設(shè)計(jì)結(jié)果進(jìn)行了對(duì)比，其體積僅為漢普遜型換熱器的1/8，證明了板翅式結(jié)構(gòu)在未來(lái)千瓦級(jí)2 K低溫系統(tǒng)中的顯著優(yōu)勢(shì)。本文針對(duì)千瓦級(jí)2 K板翅式換熱器(50 g/s)的設(shè)計(jì)優(yōu)化方法，為未來(lái)大科學(xué)工程項(xiàng)目中千瓦級(jí)2 K低溫系統(tǒng)內(nèi)的換熱器提供了設(shè)計(jì)參考。