外涵空氣-燃油雙工質換熱器燃油管結構流動換熱特性研究

雷 熠，張靖周

(南京航空航天大學能源與動力學院，江蘇 南京 210016)

0 引言

隨著航空發動機推重比的提高，渦輪進口溫度不斷提升；同時，壓氣機增壓比也相應增加，用于熱端部件冷卻的壓氣機引氣溫度升高，這一矛盾使得熱端部件的熱防護問題日益尖銳[1-2]。目前，對于發動機熱端部件熱防護的主要措施，包括尋找和開發更加耐高溫的材料，以及發展高效的冷卻技術。其中，利用燃油或外涵空氣作為冷卻介質改善引氣冷卻品質是一個重要技術途徑[3-4]。

在冷卻空氣引氣品質提升技術中，換熱器是一個核心部件。盡管換熱器作為一種常規的熱交換裝置在眾多的工業領域得到了廣泛的應用，但是，在飛行器和航空發動機中的應用卻面臨著更為苛刻的使用要求。對于現階段應用于航空發動機的換熱器，在考慮其換熱效果的同時，還需兼顧其對發動機本身的影響。考慮到發動機中換熱器所需面對的嚴苛的環境，應用于發動機外涵道中的換熱器，多為管束式[5-6]和板翅式[7-8]2種較為簡單的換熱器結構。

利用燃油作為冷卻熱沉也是近幾年比較熱門的研究方向。煤油具有較高的比熱容，且流動粘性較大，與空氣相比其換熱效果明顯要好，但由于煤油的成分十分復雜，且其物性參數隨壓力和溫度會發生劇烈的變化，因此對于煤油換熱特性的研究一直在持續[9-11]。

鑒于空氣-燃油雙工質換熱器結構簡單、可靠性強的特點，本文結合發動機外涵流道實際氣動參數和引氣參數，以及引油流量參數對其開展數值模擬研究；借鑒冷卻腔體內部擾流片強化傳熱等技術手段，重點關注換熱器燃油管數目、直徑及截面形狀對換熱器結構內燃油流動損失和引氣溫降的影響。通過溫降和壓降特性的綜合評定，為實際應用提供理論依據。

1 計算模型

鑒于外涵換熱器在周向呈周期性布置的結構，提取一個空氣-燃油雙工質換熱器模塊單元作為計算模型，如圖1所示。雙工質換熱器模型計算域包括外涵通道、換熱器主體。其中，換熱器主體部分由引氣管、冷卻腔體、折流片、引油管、集油腔和燃油管組成。軸向長度(x方向)、周向長度(y方向)和高度(z方向)分別為600 mm，120 mm和70 mm，上下兩面為絕熱固體表面，兩側采用周期性邊界條件；高溫引氣自一側引氣管流入換熱器冷卻腔體內部，換熱器冷卻腔體的長、寬、高分別為110 mm，80 mm，20 mm，上下壁厚為5 mm，如圖2所示。為強化冷卻腔體內部流動換熱，冷卻腔體內部上下表面沿縱向布置一定數量的折流片結構，折流片厚度

圖1 計算域示意

圖2 冷卻腔體內折流片

(δs)為1.5 mm，高度(Hs)為3 mm，數目為5個。換熱器前后緣安裝楔形結構，楔形結構內部中空，既可作為集油腔，也可作為外涵流動減阻結構，降低外涵道流動阻力。燃油管沿軸向布置在冷卻腔體固體域中。如圖3所示，整個計算模型流域分為3股：外涵空氣流經換熱器外表面；高溫引氣流經換熱器內部；煤油流經集油腔及換熱器主體部分固體域中的燃油管道。

針對圖1所示的計算模型，相應的邊界條件設置如下：

a.外涵氣流采用質量流量進口，進口質量流量(m1)按照發動機實際流量確定，選擇為1.20 kg/s，進口氣流溫度為484.5 K。外涵道出口采用壓力出口邊界條件，出口總壓設為0.48 MPa。

b.引氣流同樣采用質量流量進口，進口質量流量(m2)為0.36 kg/s，進口溫度為862 K；出口總壓

圖3 計算域視圖

設為3.14 MPa。引氣流量由涵道比和引氣比率計算得出。本文選擇涵道比n=0.33，對應于設計點外涵質量流量1.20 kg/s下的引氣比率為10%，計算得引氣流質量流量為0.36 kg/s。

c.所有固體壁面均定義為無滑移速度邊界條件，除外涵道上下機匣壁面采用絕熱邊界條件外，其余固體壁均采用流-固耦合傳熱方式。換熱器材料采用鋁，其導熱系數隨溫度的變化近似處理為線性關系。當T=200 ℃時，導熱系數λs=238 W/(m·K)；當T=600 ℃時，導熱系數λs=215 W/(m·K)。

2 計算方法及參數定義

2.1 計算方法

本文采用Fluent分離隱式求解器對外涵換熱器結構進行內外流耦合傳熱穩態求解。湍流模型選用Realizablek-ε方程模型，壁面函數采用增強壁面函數進行處理。

采用Gambit軟件對計算域進行分塊網格劃分，計算域局部網格如圖4所示。對燃油管和集油腔內側近壁面進行網格加密處理，以保證近壁網格無因次法向距離y+在1左右。為驗證網格無關性，在網格獨立性檢驗中采用6個網格樣本，每個網格樣本的網格數相差約75萬，最終選擇計算網格數量大約為700萬。

圖4 網格劃分局部示意

在Fluent計算中，將所有流體視為理想氣體，氣體定壓比熱容和熱導率根據分子動理論進行計算，動力黏度根據Sutherland公式進行計算。采用二階迎風差分格式進行離散，壓力-速度耦合采用SIMPLE算法。在計算過程中，當殘差小于1×10-4且平穩時，認為計算收斂。

2.2 參數定義

對于雙工質換熱器而言，關注的技術參數主要包括燃油流動壓力損失和引氣流溫降等2個方面。

換熱器燃油流動壓降定義為

(1)

換熱器引氣溫降定義為

ΔTP=TP1-TP2

(2)

TP1為引氣管進口平均溫度；TP2為引氣管出口平均溫度。

3 計算結果與分析

3.1 燃油管排布置的影響分析

本節研究了冷卻腔體上下單側燃油管數目分別為3，5和7時，不同燃油流量對換熱器整體流動換熱性能的影響。

如圖5為相同燃油流量下，不同燃油管數目和直徑燃油速度分布云圖(n為單側燃油管數目，d為燃油管直徑，Z為云圖所截取平面的縱向高度)。對比圖5a、圖5b和圖5c可以看出，由于引油管布置的非對稱性，導致燃油從集油腔內流入燃油管時，產生一個切向速度，使得燃油管內燃油呈現螺旋流動狀態，這在一定程度上強化了燃油與固體域間的換熱性能。燃油管數目增加時，燃油管內流速明顯下降，但整體換熱面積有較大幅度的提升。對比圖5c和圖5d可知，在燃油管總截面積相同情況下，燃油管數目越少，管徑越大，雖然單根管內的燃油流量有所提高，但由于其流通截面積增大，使得其管內流速有一定程度的下降，尤其是靠近燃油總引油管位置處的燃油管，管內速度下降更為明顯。

不同燃油管數目和直徑下燃油流動壓降隨燃油流量變化曲線如圖6所示。在相同燃油流量下，燃油管管徑相同，管道數目越多，燃油流動壓降越小，而且隨著燃油流量的增加，不同燃油管數目下的燃油流動壓降差別越來越大。這是因為在燃油流量相同的情況下，燃油管數目的增加使得整體流通截面積顯著增加，且單根管內分配到的燃油流量減少，燃油管內流動阻力減小。當燃油進口質量流量為0.06 kg/s時，相比較于燃油管數目為3時，燃油管數目為5和7時的燃油流動壓降下降了24.2%和30.8%。當燃油管數目相同時，燃油流動壓降隨著燃油流量的增加而顯著提高，且燃油管數目越少，其增長幅度越大。對于燃油管總流通截面積相同、燃油管數目不同而言，燃油流動壓降在不同燃油總流量下均基本一致，這說明燃油流動壓降與油管總流通截面積存在很大的關聯。

圖5 不同燃油管數目和直徑下燃油速度分布的對比

不同燃油管數目和直徑下引氣溫降隨燃油流量的變化曲線如圖7所示。在燃油流量一定的情況下，燃油管管徑相同時，由于燃油管數目的增加，燃油與固體域間的換熱面積顯著擴展，因此引氣溫降顯著增加。在相同燃油流量下，燃油管數目從3變化到7，引氣溫降均提高了7 K左右。而對于相同的燃油管數目，隨著燃油流量的增加，整體傳熱熱量顯著提升，且燃油管內流速加快，換熱效果進一步提高，引氣溫降顯著提高。燃油流量從0.03 kg/s變化到0.08 kg/s，引氣溫降均提高了10 K左右。而對于燃油管總截面積相同，而燃油管數目分別為7和5時，相比較于7根燃油管，5根燃油管時的引氣溫降有所下降。這主要是因為燃油管總截面積相同，燃油管數目越少，其整體換熱面積越小，而且燃油管數目為5時，燃油管內流速有一定程度的下降，綜合以上因素，整體換熱效果下降。相比較于燃油管數目為7時，燃油管數目為5時的引氣溫降下降了1.8～2.9 K。

圖6 不同燃油管數目和直徑下引油壓降隨燃油流量變化曲線

圖7 不同燃油管數目和直徑下引氣溫降隨燃油流量變化曲線

3.2 燃油管截面形狀的影響分析

本節研究了燃油管數目為5時，其截面形狀分別為圓形、橢圓形和跑道形時對燃油管流動換熱性能的影響。

相同燃油流量下，不同燃油管截面形狀燃油管速度分布云圖如圖8所示。可以看出，由于引油管的非對稱布置，不論何種管型，右側管道管內流速要明顯小于左側管道。對于橢圓型和跑道型管而言，從管壁處到管道中心存在明顯的速度梯度變化，管壁和管道中心的速度差最大達到了0.7 m/s左右，但對于圓形管而言，其速度梯度變化趨勢并不明顯。但這主要是由于橢圓型和跑道型管屬于周向非對稱管型，這2種管型內燃油流動的附面層發展不對稱，而且管道上下壁面間距更小，使得其管型中心的流速偏高。

圖8 不同燃油管截面形狀下燃油管內速度分布的對比

圖9為不同燃油管截面形狀下燃油流動壓降變化曲線。可以看出，燃油管形狀對引油壓降影響很小，這再次證明燃油管截面積是影響燃油流動壓降的主要因素。在相同的燃油總流量下，相比較于圓形管，橢圓形管和跑道形管燃油流動壓降有稍微的上升，而且燃油流量越大，其流動壓降差別越大，這證明圓形管是最有利于流體流動的管型。但對于同一種管型而言，隨著燃油流量的增加，燃油流動壓降急劇上升，燃油總流量從0.03 kg/s變化到0.08 kg/s，燃油流動壓降均上升了0.7%左右。

圖9 不同燃油管截面形狀下燃油流動壓降隨燃油流量變化曲線

圖10為不同燃油管截面形狀下引氣溫降隨燃油流量變化曲線。對于橢圓形管和跑道形管而言，雖然其截面積與圓形管相同，但其整體換熱面積較圓形管大，而且燃油管內螺旋流動對橢圓形管和跑道形管內避免的影響更大，因此其整體換熱效果較圓形管來說要更好。相比較而言，跑道形管換熱效果最好，橢圓形管次之，圓形管最差。在不同燃油總流量情況下，跑道形管的引氣溫降較圓形管均提高了7.9 K左右。而且隨著燃油總流量的提高，各管型下引氣溫降均升高了9.8 K左右。

圖10 不同燃油管截面形狀下引氣溫降隨燃油流量變化曲線

4 結束語

本文利用Fluent商用軟件進行數值模擬，研究了外涵空氣-燃油雙工質換熱器燃油管道結構對高溫引氣的冷卻效果，通過分析模擬計算結果，在本文的計算工況范圍內得出以下結論：

a.燃油管數目的增加既有利于增加流通面積，也能擴展燃油整體換熱表面積，從而在有效降低燃油流動阻力的情況下，提高整體換熱效果。

b.燃油管總流通截面積是決定燃油流動壓降的關鍵因素；但當燃油管總截面積相同時，燃油管數目的減少使得換熱效果有所下降。

c.在相同燃油管截面積的情況下，燃油管截面形狀對于流動壓降影響很小。就換熱性能而言，跑道形換熱效果最佳，橢圓形其次，圓形最差。跑道形燃油管道下引氣溫降較圓形管提高了7.9 K。