微型燃氣輪機回熱器通道流動特性數值模擬

梁紅俠，索建秦

（西北工業大學動力與能源學院,西安710072）

1 引言

近年來，隨著電力生產的重要變革及全球范圍內能源與動力需求結構的調整和環保質量要求的提高，微型燃氣輪機憑借單機功率小，低排放，體積小，質量輕等優良性能，在未來世界電力生產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域的壁面時會誘導產生穩定的旋渦流，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3維流動與換熱進行了數值研究，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，系統地研究整個單通道內流動情況,對其性能進行綜合評估是非常必要的。

本文用數值模擬的方法對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化設計提供依據。

2 物理模型與計算方法

2.1 物理模型和數學描寫

為了了解空氣側流動通道內流動規律，取空氣側單個全通道模型進行計算，考慮到計算網格數量和計算周期，計算通道芯體CW波紋周期個數取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、波紋換熱區和出口導流區3部分，流體在單通道內實現“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 控制方程及數值方法

選用物性參數為常數的空氣，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、穩態、不可壓的Re在100～1000范圍內的層流流動。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和源項的具體表示分別為

連續性方程

動量方程

能量方程

雷諾數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格，即在進、出口處的兩側分別布置相對較密的網格節點，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格進行嘗試，選取對結果已基本無影響的網格作為最終的計算網格，計算網格數目為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，由于流動通道結構發生改變，阻力增大，流體隨著流動方向前進的驅動力增大，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，使得摩擦系數增大。與入口導流區相同，出口導流區流動阻力較小，流速較低。

雖然流體在通道內流動壓降主要集中在CW波紋區，在入口導流區和出口導流區壓降較小，為了進一步了解入口導流區與波紋區過渡段以及出口導流區與波紋區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單通道入口導流區與波紋區過渡段以及出口導流區與波紋區過渡段速度分布局部放大如圖4所示。入口導流區與波紋區過渡段速度分布如圖4（a）所示。從圖中可見，在過渡區域流動速度變化很大，在入口導流區與波紋區拐角壁面處出現小的渦漩，主流與壁面附近的流體相互阻滯，對流體產生大的阻礙作用。由于流動結構的變化，流體在拐角處產生較大壓降。出口導流區與波紋區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生改變，同樣在出口導流區與波紋區拐角壁面處出現小的渦漩，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波紋通道內的流動阻力，沿流動方向對不同單元中心截面速度分布進行分析。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流體流動趨于均勻化，流體在通道內的流動為穩定的層流流動，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的流動阻力情況，沿流動方向對通道進行劃分，如圖6所示。數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%。所以降低空氣側的壓降必須更加合理地設計優化入口過渡區的結構，可通過進一步優化導流板的安裝角度等途徑來降低壓降。

表1 不同區域段內壓降Pa

摩擦系數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f模擬值與試驗結果在Re=100～400范圍內變化趨勢比較吻合，單通道摩擦系數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，流體在流經管道時必然產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整，所以造成試驗測試的壓降高于數值計算的單通道進、出口壓降，試驗摩擦系數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層流流動特性研究表明：空氣在單通道內流動，壓降較大值不僅僅發生在波紋換熱區，在入口導流區與波紋區過渡區流動速度變化很大，主流與壁面附近的流體相互阻滯，產生大的阻礙作用，阻力的較大值發生在此處，此處過渡段壓降值約占整個通道總壓降的20%，所以降低空氣側的壓降必須更加合理地設計優化過渡段的結構。

（3）經計算發現，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的影響而趨于恒定。

[1] McDonald C F.Low-Cost Compact Primary Surface Recuperator Concept for Microturbines[J].Applied Thermal Engineering,2000,20(5):471-497.

[2] Blomerius H,H?isken C,Mitra N K.Numerical Investigation of Flow Field and Heat Transfer in Cross-Corrugated Ducts[J].Journal of Heat Transfer,Transaction of the ASME,1999,121:314-321.

[3] McDonald C F,Wilson D G.The Utilization of Recuperated and Regenerated Engine Cycles for High Efficiency Gas Turbines in the 21st Century[J].Applied Thermal Engineering,1996,16(8～9):635-653.

[4] Wang Bin,Cheng Hui'er,Wang Pingyang.Numerical Simulation of Dynamic Response for Primary Surface Heat Exchange[J].Journal of Chemical Industry and Engineering,2006,57(6):1304-1308.

[5] Mehrabian M A,Poulter R.Hydrodynamics and Thermal Characteristics of Corrugated Channels:Computational Approach[J].Applied Mathematical Modelling,2000,24:343-364.

[6] Shohel Mahmud,Sadrul Islam A K M,Feroz C M.Flow and Transfer Chacteristics Inside a Wavy Tube[J].Heat and Mass Transfer,2003,39(5～6):387-393.

[7] Blomerius H,Mitra N K.Numerical Investigation of Convective Heat Transfer and Pressure Drop in Wavy Ducts[J].Numerical Heat Transfer,2000,Part A,37:37-54.

[8] Ciofalo M,Piazza I,Stasiek A.Investigation of Flow and Heat Transfer in Corrugated-undulated Plate Heat Exchangers[J].Heat and Mass Transfer,2000,36(5):449-462.

[9] Sawyers D R,Sen M,Chang H C.Heat Transfer Enhancement in Three-dimensional Corrugated Channel Flow[J].International Journal of Heat and Mass Transfer,1998,41:3559-3573.

[10] Utriainen E,Sundén B.A Numerical Investigation of Primary Surface Rounded Cross Wavy Ducts[J].Heat and Mass Transfer,2002,38:537-542.

[11] Utriainen E,Sundén B.A Comparison of Some Heat Transfer Surfaces for Small Gas Turbine Recuperators[C].ASME 2001-GT-0474,Proceedings of ASME Turboexpo2001,4-7 June,New Orleans,USA.

[12] Utriainen E.Investigation ofSome Heat Transfer Surfaces for Gas Turbine Recuperators[D].Sweden:Division of Heat Transfer Department of Heat and Power Engineering,Lund Institute of Technology,2001.

[13] Wang Qiuwang,Liang Hongxia,Luo Laiqin,et al.Experimental Investigation on Heat Transfer and Pressure Drop in a Microturbine Recuperator with Cross-Wavy Primary Surface Channels[C].ASME GT-2005-68255.

[14] Liang Hongxia.Investigation on Flow and Heat Transfer Performance of Primary Surface Recuperator for Microturbine and its Optimization[D].School of Energy and Power Engineering,Xi'an Jiaotong University,China,2008.