航空發(fā)動(dòng)機(jī)1次表面換熱器流動(dòng)換熱性能分析

劉蔭澤，張聲寶，董 威,，劉振宇，于 霄

（1.上海交通大學(xué)機(jī)械與動(dòng)力工程學(xué)院，上海200240；2.中國(guó)航發(fā)沈陽(yáng)發(fā)動(dòng)機(jī)研究所，沈陽(yáng)110015）

航空發(fā)動(dòng)機(jī)1次表面換熱器流動(dòng)換熱性能分析

劉蔭澤1，張聲寶1，董 威1,2，劉振宇1，于 霄2

（1.上海交通大學(xué)機(jī)械與動(dòng)力工程學(xué)院，上海200240；2.中國(guó)航發(fā)沈陽(yáng)發(fā)動(dòng)機(jī)研究所，沈陽(yáng)110015）

為了研究航空發(fā)動(dòng)機(jī)1次表面換熱器流動(dòng)換熱性能，基于傳熱單元數(shù)法并結(jié)合其結(jié)構(gòu)特性，建立了換熱器熱力學(xué)設(shè)計(jì)方法并對(duì)經(jīng)典熱力學(xué)公式進(jìn)行了對(duì)比分析。同時(shí)針對(duì)適用于航空發(fā)動(dòng)機(jī)的4種不同結(jié)構(gòu)形式1次表面換熱器（直通道逆流型和15°，30°及45°叉流型），在真實(shí)工況下的流動(dòng)換熱特性開(kāi)展了數(shù)值模擬研究。通過(guò)對(duì)比不同結(jié)構(gòu)換熱器在不同工況下的流動(dòng)換熱特點(diǎn)，可以為一次表面換熱器芯體核心部件的優(yōu)化設(shè)計(jì)提供設(shè)計(jì)依據(jù)和方法?；跀?shù)值計(jì)算結(jié)果，對(duì)比分析了不同交錯(cuò)角度θ對(duì)換熱器的換熱性能與流動(dòng)特性的影響。結(jié)果表明：對(duì)于直通道逆流換熱器，整個(gè)換熱器內(nèi)部溫度有規(guī)律均勻分布；對(duì)于叉流換熱器，由于波紋板片呈一定角度交替放置，內(nèi)部流動(dòng)復(fù)雜，局部存在明顯的渦流強(qiáng)化換熱，氣體流動(dòng)通道內(nèi)的速度、溫度分布極不均勻。隨著交錯(cuò)角度的不斷增大，叉流換熱器的換熱性能不斷增強(qiáng)，但其冷熱兩側(cè)壓降也大幅增大。

1次表面換熱器；流動(dòng)換熱；數(shù)值模擬；逆流；叉流；航空發(fā)動(dòng)機(jī)

0 引言

在航空發(fā)動(dòng)機(jī)熱管理的空空換熱器的設(shè)計(jì)中，由于換熱器兩側(cè)流體都為氣體，氣體的表面換熱系數(shù)較小，因而為滿足航空發(fā)動(dòng)機(jī)空空換熱器的換熱性能要求，就可能使得換熱器的體積很大。航空發(fā)動(dòng)機(jī)對(duì)換熱器的體積和質(zhì)量都有較高的限制，如果采用傳統(tǒng)換熱器，其體積及質(zhì)量必將遠(yuǎn)遠(yuǎn)超過(guò)航空發(fā)動(dòng)機(jī)對(duì)換熱器的空間及質(zhì)量的要求，而1次表面換熱器（Primary Surface Heat Exchanger,PSHE）由于其換熱效率高，具有非常高的緊湊度，因而十分適合在航空發(fā)動(dòng)機(jī)空空換熱器的應(yīng)用，高緊湊度的1次表面換熱器在航空領(lǐng)域有著廣泛的應(yīng)用前景。1次表面換熱器在實(shí)際應(yīng)用過(guò)程中其制造技術(shù)不斷提升 [1]。國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)1次表面換熱器的流動(dòng)換熱特性開(kāi)展了一系列的研究。在設(shè)計(jì)方面，Min等人[2]總結(jié)了有關(guān)燃?xì)廨啓C(jī)用高溫高壓換熱器的研究，提出回?zé)崞?、空冷器和間冷器的基本設(shè)計(jì)方案。Focke等人[3]試驗(yàn)研究了波紋板交錯(cuò)角對(duì)換熱器換熱性能的影響。劉振宇等[4]根據(jù)1次表面換熱器的結(jié)構(gòu)特點(diǎn)和流動(dòng)傳熱規(guī)律,應(yīng)用優(yōu)化理論建立1次表面換熱器多目標(biāo)優(yōu)化設(shè)計(jì)模型進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)。程惠爾等[5]對(duì)拋物線、橢圓和正弦波3種波紋通道的1次表面換熱器熱性能進(jìn)行了對(duì)比分析計(jì)算，在3種波形中正弦波通道相對(duì)具有較高的傳熱效率和可接受的壓降損失，但是影響換熱器性能的主要因素不是幾何形狀而是幾何尺寸。周幗彥等[6]對(duì)交錯(cuò)角為90°的正弦形波紋換熱器進(jìn)行了研究，發(fā)現(xiàn)波紋的結(jié)構(gòu)尺寸對(duì)換熱器的換熱性能及壓力損失影響極大。王斌等人[7]指出1次表面換熱器板片的幾何參數(shù)以及通道形狀對(duì)其溫度響應(yīng)特性的影響依次是：板片厚度最強(qiáng)，波紋寬度次之，波紋通道形狀最弱。在數(shù)值模擬研究中，董威等[8]利用CFD數(shù)值模擬技術(shù)分析包括間冷器在內(nèi)的整個(gè)流路的流場(chǎng)細(xì)節(jié)，優(yōu)化間冷器的進(jìn)出口流道的設(shè)計(jì)。Stasiek和Ciofalo等人[9-10]通過(guò)數(shù)值模擬和試驗(yàn)研究了雷諾數(shù)、波紋間距和高度等波紋板參數(shù)對(duì)CC型1次表面換熱器性能的影響。Ma Ting等人[11]發(fā)現(xiàn)換熱器內(nèi)部的溫度分布非常不均勻，主流方向的熱傳導(dǎo)對(duì)換熱性能的影響較大。Du等人[12]對(duì)CW型通道換熱器進(jìn)行了數(shù)值研究，并進(jìn)行了結(jié)構(gòu)優(yōu)化分析。Utrianen和Sunden等人[13-14]比較了多種1次表面結(jié)構(gòu)，發(fā)現(xiàn)CC型表面換熱器在換熱性能更為優(yōu)異，且更易于加工制造。張磊等人[15]分析比較了多種不同形狀波紋板的換熱器的氣動(dòng)熱性能。部分學(xué)者通過(guò)實(shí)驗(yàn)對(duì)1次表面換熱器進(jìn)行了研究，Seo等[16]通過(guò)試驗(yàn)研究了低雷諾數(shù)下PSHE的流動(dòng)換熱特性。楊靜等[17]指出對(duì)于當(dāng)量直徑小于1 mm左右的1次表面換熱器，必須使用微小通道的準(zhǔn)則式，才能準(zhǔn)確地評(píng)估其換熱性能。劉振宇等[18]人引入換熱增強(qiáng)因子和流動(dòng)增強(qiáng)因子來(lái)描述1次表面換熱器內(nèi)部復(fù)雜的流動(dòng)換熱特點(diǎn)，并通過(guò)試驗(yàn)獲得了當(dāng)量直徑為1 mm的1次表面換熱單元的增強(qiáng)因子。

對(duì)于1次表面換熱器芯體，其內(nèi)部流體與壁面溫度沿程不斷變化，尤其是叉流換熱器結(jié)構(gòu)復(fù)雜，使得換熱器內(nèi)部流動(dòng)結(jié)構(gòu)不易確定，文獻(xiàn)中對(duì)1次表面換熱器研究通常針對(duì)換熱器內(nèi)部1個(gè)小單元在給定常壁溫或常熱流邊界條件下的流動(dòng)換熱過(guò)程，對(duì)于換熱器整體通道及航空發(fā)動(dòng)機(jī)真實(shí)工況下的研究較少，因此有必要開(kāi)展1次表面換熱器整個(gè)芯體通道研究，研究流體在整個(gè)通道的流動(dòng)換熱變化特性，從而更好的指導(dǎo)1次表面換熱器內(nèi)部通道的設(shè)計(jì)優(yōu)化。

本文針對(duì)航空發(fā)動(dòng)機(jī)幾個(gè)工作狀態(tài)冷熱流體參數(shù)條件下的性能要求，開(kāi)展了1次表面換熱器的設(shè)計(jì)應(yīng)用研究，并對(duì)同樣尺寸條件下的1次表面換熱器內(nèi)部波紋板布置形式對(duì)流動(dòng)換熱的影響進(jìn)行了數(shù)值模擬分析，為航空發(fā)動(dòng)機(jī)1次表面換熱器的優(yōu)化設(shè)計(jì)提供依據(jù)。

1 1次表面空空換熱器熱力學(xué)計(jì)算

換熱器熱力學(xué)計(jì)算流程如圖1所示。

在上述工程計(jì)算過(guò)程中，阻力系數(shù)f分別由Darcy公式（高雷諾數(shù)）和Reid公式（低雷諾數(shù)）給出；努賽爾數(shù)Nu分別由Dittus-Boelter方程（高雷諾數(shù)）和Reid公式（低雷諾數(shù)）給出，具體方程如下

Reid公式

式中：103≤Re≤104。

基于上述經(jīng)典熱力學(xué)計(jì)算公式，可以開(kāi)展直通道1次表面換熱器的流阻及換熱性能分析計(jì)算。對(duì)于叉流式換熱器，由于目前沒(méi)有成熟可靠的計(jì)算公式及方法，因此須借助數(shù)值模擬方法對(duì)叉流式換熱器內(nèi)部流動(dòng)和換熱特點(diǎn)進(jìn)行分析計(jì)算。

2 1次表面換熱器數(shù)值模擬

2.1 控制方程

1次表面換熱器內(nèi)部流動(dòng)換熱的穩(wěn)態(tài)過(guò)程遵循3維黏性可壓流動(dòng)的N-S方程，其連續(xù)、動(dòng)量和能量控制方程如下

式中：e為內(nèi)能；k為導(dǎo)熱系數(shù)；p為壓強(qiáng)；T為溫度：u，v，w 為直角坐標(biāo)系；x，y，z方向的速度分量；τ為控制表面的法向應(yīng)力和剪切應(yīng)力。

采用商業(yè)CFD軟件ANSYS Fluent進(jìn)行數(shù)值模擬計(jì)算，采用2階迎風(fēng)格式的SIMPLE算法進(jìn)行了穩(wěn)態(tài)數(shù)值模擬?？紤]到1次表面內(nèi)部流動(dòng)的可壓縮性，在數(shù)值模擬中使用了理想氣體狀態(tài)方程。

理想氣體狀態(tài)方程為

式中：Rg為空氣氣體常數(shù)。

2.2 物性參數(shù)及湍流模型

由于沿著流體主流方向，冷熱流體的沿程溫度變化較大，流場(chǎng)內(nèi)空氣的各物性參數(shù)將隨溫度改變而發(fā)生較大的變化，必須考慮動(dòng)力黏度、定壓比熱容和導(dǎo)熱系數(shù)隨溫度的變化特點(diǎn)。在數(shù)值計(jì)算過(guò)程中，氣體的動(dòng)力粘性系數(shù)由Sutherland公式給出，氣體的導(dǎo)熱系數(shù)k和定壓比熱容Cp隨溫度變化的關(guān)系如下

進(jìn)行數(shù)值計(jì)算的湍流模型選擇標(biāo)準(zhǔn)k-epsilon湍流模型，壁面采用標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)。

2.3 幾何模型

數(shù)值模擬采用的1次表面換熱器芯體為橢圓弧形波紋，2條相鄰圓弧的長(zhǎng)、短半軸分別為a和b。為了達(dá)到熱氣和冷氣兩側(cè)的表面?zhèn)鳠岷蛪航蹬浜虾侠?，設(shè)計(jì)中根據(jù)設(shè)計(jì)點(diǎn)的冷熱側(cè)流體流動(dòng)參數(shù)和換熱器安裝空間結(jié)構(gòu)，給出的1次表面芯體波紋具體參數(shù)見(jiàn)表1。板片波紋曲線ABC和CDE在交點(diǎn)C處的斜率相同，同時(shí)a1=a2=R，如圖2所示。

表1 冷熱芯體主要幾何參數(shù) mm

2.4 計(jì)算區(qū)域和邊界條件

對(duì)于1次表面換熱器，上下波紋板交替放置形成冷熱流道。由于換熱器內(nèi)部流動(dòng)換熱過(guò)程復(fù)雜（尤其是叉流換熱器，其流通通道上下方向不同，不存在對(duì)稱面），為更好的模擬流體在換熱器整體中的換熱情況，有必要對(duì)換熱器芯體整個(gè)通道進(jìn)行數(shù)值模擬計(jì)算。由于換熱器是由相同的波紋形板片在高度方向交錯(cuò)堆疊而成，有較好的周期性特點(diǎn)，同時(shí)為保證流體區(qū)域的完整性、收斂性和精度，將波紋板設(shè)定為周期邊界（取波紋板厚度的一半），可較好的模擬整個(gè)芯體換熱器內(nèi)部流動(dòng)換熱過(guò)程，并大幅減少模擬計(jì)算量。本文中的計(jì)算區(qū)域?yàn)橄噜彽膬蓚?cè)冷熱通道（冷熱通道各1層），直通道逆流換熱器計(jì)算域如圖3所示，從圖中可見(jiàn)，紅色框包圍區(qū)域所示（以叉流換熱器中的部分通道為示例），網(wǎng)格數(shù)量約為1500萬(wàn)。對(duì)于叉流換熱器來(lái)說(shuō)，上下2層波紋板成交錯(cuò)排列，叉流換熱器交錯(cuò)角即1次表面換熱器上下2層波紋軸向投影所形成的角度。如圖3、4所示叉流換熱器的網(wǎng)格及入口條件，圖4中角度θ即為叉流換熱器的交錯(cuò)角。在計(jì)算中，除了圖3中的1組周期邊界面以外，其余表面均為壁面邊界。在數(shù)值計(jì)算中冷氣和熱氣入口采用壓力入口邊界條件，冷熱流體出口設(shè)為壓力出口條件邊界，同時(shí)給定目標(biāo)流量。

表2 換熱器工作條件參數(shù)

換熱器在4個(gè)不同工況下的冷熱流體進(jìn)口參數(shù)見(jiàn)表2。

3 數(shù)值模擬結(jié)果

3.1 數(shù)值模擬驗(yàn)證算例

在文獻(xiàn)[17]的試驗(yàn)狀態(tài)及波形參數(shù)條件下，數(shù)值模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果的對(duì)比分別如圖5、6所示。從圖中可見(jiàn)，對(duì)于采用同樣波紋形狀結(jié)構(gòu)的文獻(xiàn)17中的數(shù)據(jù)，數(shù)值計(jì)算得到的傳熱系數(shù)在各個(gè)速度條件下及整體趨勢(shì)上與試驗(yàn)結(jié)果符合的較好。說(shuō)明上述數(shù)值模擬方法較為可靠?；谏鲜鲅芯浚_(kāi)展了航空發(fā)動(dòng)機(jī)真實(shí)工況下的流動(dòng)換熱特性的數(shù)值研究。

3.2 0°直通道模擬結(jié)果對(duì)比分析

在4個(gè)狀態(tài)點(diǎn)條件下，應(yīng)用不同經(jīng)典熱力學(xué)公式與0°直通道逆流換熱器數(shù)值模擬得到的結(jié)果對(duì)比分別如圖 7～10所示，其中狀態(tài) 1（Re1=4500,Re2=10000）、狀態(tài) 2（Re1=5400,Re2=20000）、狀態(tài) 3（Re1=1840, Re2=1350）、 狀 態(tài) 4 （Re1=2170,Re2=2150）、London公式與Gnielinsk公式可詳見(jiàn)文獻(xiàn)[19]。

從圖7～10中可見(jiàn)，數(shù)值模擬方法與所采用的熱力學(xué)計(jì)算方法得到的結(jié)果吻合較好，說(shuō)明所采用的熱力學(xué)分析計(jì)算及數(shù)值模擬方法可以用來(lái)對(duì)1次表面換熱器的芯體進(jìn)行計(jì)算及分析。但對(duì)于叉流式的1次表面換熱器，由于目前沒(méi)有成熟可靠的理論計(jì)算公式，無(wú)法準(zhǔn)確的進(jìn)行換熱器的熱力學(xué)計(jì)算，考慮到逆流直通道換熱器的數(shù)值模擬得到的結(jié)果較為準(zhǔn)確可靠，將利用數(shù)值方法對(duì)15°，30°及45°角的叉流換熱器進(jìn)行研究。

3.3 各角度換熱器模擬結(jié)果對(duì)比分析

不同截面的速度云圖和流線圖如圖11所示，從圖中可見(jiàn)，由于換熱器內(nèi)各通道相互連通熱流體通道內(nèi)流體不再沿直通道流動(dòng)，而是與其他通道內(nèi)流體不斷混合并成一定角度向z軸正向流動(dòng)。換熱器內(nèi)部流動(dòng)復(fù)雜，擾動(dòng)極為明顯。

靠近右側(cè)壁面區(qū)域內(nèi)的流線及溫度云圖如圖12所示。從圖中可見(jiàn)，在熱流體通道波峰附近，出現(xiàn)了明顯的渦流，并且渦流速度與主流速度方向相反，導(dǎo)致此區(qū)域擾動(dòng)混合劇烈，換熱性能明顯增強(qiáng)。熱流體在遠(yuǎn)離左側(cè)壁面后，渦流逐漸消失，擾動(dòng)減小。

3種不同結(jié)構(gòu)的叉流換熱器在換熱器壁面x=55 mm（靠近換熱器右側(cè)壁面）處冷熱流體的流線圖如圖13所示。從圖中可見(jiàn)，由于波紋板的擾動(dòng)及不同流向流體的相互交匯，叉流換熱器內(nèi)部存在明顯的渦流，并且不同角度的換熱器渦的大小、尺度和位置有明顯的區(qū)別。15°叉流換熱器只在通道上波峰附近存在微弱的渦流。而30°和45°叉流換熱在通道上下波峰附近都存在明顯的渦流。相對(duì)于30°叉流換熱器，45°叉流換熱器的渦更加集中，渦流的尺度更小并且出現(xiàn)頻率（數(shù)量）也明顯高于其他2種叉流換熱器。由此可見(jiàn)隨著叉流角度的不斷增強(qiáng)，換熱器內(nèi)部擾動(dòng)隨之增強(qiáng)。

4個(gè)不同結(jié)構(gòu)的換熱器（0°直通道逆流換熱器，15°，30°及45°叉流換熱器）在4組真實(shí)工作狀態(tài)下的換熱及壓力損失的數(shù)值計(jì)算結(jié)果如分別圖14～17所示。

從圖14～17中可見(jiàn)，隨著換熱器交錯(cuò)角度的增大，換熱器的換熱性能不斷提升，但壓力損失也顯著增大。對(duì)于低空狀態(tài)1、2下，兩側(cè)流體的雷諾數(shù)較高，但由于熱氣流量相對(duì)較小，密度較高，因此熱側(cè)流體流速相對(duì)較小，壓力損失也較??；45°叉流換熱器比直通道換熱器，熱側(cè)的換熱系數(shù)提升30～35%。對(duì)于冷流體，由于流體流速較大，可以看到1、2狀態(tài)下冷側(cè)流體壓力損失曲線斜率較大，叉流角度為45°時(shí)，冷側(cè)壓力損失為0°時(shí)的3倍，而冷側(cè)換熱系數(shù)有35～43%的提升。同時(shí)，由于換熱器體積非常小，冷熱兩側(cè)壓力損失率均在1%左右。說(shuō)明在低空狀態(tài)下，雖然隨著叉流角度的增大，換熱器的壓力損失不斷增大，但整體壓力損失率仍然很小。但隨著叉流角度的增大，換熱性能有明顯的提升，因而在低空狀態(tài)下，45°叉流換熱器更為適用。而對(duì)于高空狀態(tài)3、4下，冷熱流體雷諾數(shù)較小，冷熱兩側(cè)的流體壓力損失特性曲線相對(duì)平穩(wěn)，但熱側(cè)流體流速較大，熱側(cè)的壓力損失率達(dá)到了2%以上，同時(shí)叉流角度為45°時(shí)，換熱器的冷熱兩側(cè)的系數(shù)只增強(qiáng)了20%左右（相較于0°直通道換熱器）；說(shuō)明高空狀態(tài)下，由于入口溫度和壓力的變化，換熱器在高空條件下的流阻相對(duì)較大，叉流換熱的換熱性能提升并不明顯，因而在高空狀態(tài)下，0°直通道換熱器優(yōu)勢(shì)更為明顯。

4 結(jié)論

基于換熱器性能的熱力學(xué)計(jì)算方法及1次表面換熱的結(jié)構(gòu)特點(diǎn)建立了1次表面換熱器性能的換熱和流阻計(jì)算方法，并對(duì)不同經(jīng)驗(yàn)公式與CFD的計(jì)算結(jié)果進(jìn)行了對(duì)比分析。在此基礎(chǔ)上對(duì)4種不同內(nèi)部結(jié)構(gòu)（0°直通道逆流和 15°，30°及 45°叉流）的 1 次表面換熱器芯體，采用數(shù)值方法模擬了真實(shí)工況下芯體整個(gè)通道的流動(dòng)與換熱特性，計(jì)算中考慮了冷熱流體物性參數(shù)的變化。

（1）數(shù)值模擬與試驗(yàn)數(shù)據(jù)的對(duì)比表明，對(duì)于采用同樣波紋形狀結(jié)構(gòu)的試驗(yàn)結(jié)果擬合式與數(shù)值計(jì)算結(jié)果較為吻合。

（2）數(shù)值計(jì)算與經(jīng)驗(yàn)公式計(jì)算結(jié)果的對(duì)比說(shuō)明，對(duì)于1次表面換熱器芯體模型，在高雷諾數(shù)區(qū)域，CFD計(jì)算結(jié)果與基于Darcy阻力公式及Dittus公式的熱力學(xué)計(jì)算得到的壓力損失及換熱性能最為符合；在低雷諾數(shù)區(qū)，基于Reid公式計(jì)算得到的壓力損失及換熱性能與CFD結(jié)果最為符合，但二者計(jì)算結(jié)果仍存在一定差別。

（3）對(duì)于叉流換熱器，由于換熱器內(nèi)部流體的流動(dòng)情況較為復(fù)雜，不同方向的流體相互作用，形成渦流，其內(nèi)部擾動(dòng)極為明顯。并且隨著交錯(cuò)角度的不斷增大，內(nèi)部擾動(dòng)不斷增強(qiáng)，換熱器的換熱性能有明顯的提升，但壓力損失也隨之不斷增大。

（4）對(duì)于航空發(fā)動(dòng)機(jī)的低空運(yùn)行狀態(tài)，由于叉流換熱器在較小的壓力損失率下可以大幅提升換熱性能，因此叉流換熱器更適用于航空發(fā)動(dòng)機(jī)的低空工作狀態(tài)。對(duì)于高空狀態(tài)，直通道逆流換熱器優(yōu)勢(shì)更為明顯。

[1]Ward M E,Holman L.Primary surface recuperator for high performance prime movers[R].SAE.920150.

[2]Min J K,Jeong J H,Ha M Y,et al.High temperature heat exchanger studies for applications to gas turbines[J].Heat and Mass Transfer,2009,46（2）:175-186.

[3]Focke W W,Zachariades J,Olivier I.The effect of the corrugation inclination angle on the thermohydraulic performance of plate heat exchangers[J].International Journal of Heat and Mass Transfer,1985,28（8）:1469-1479.

[4]Liu Z,Cheng H.Multi-objective optimization design analysis of primary surface recuperator for microturbines[J].Applied Thermal Engineering,2008,28（5）:601-610.

[5]程惠爾，楊靜.三種通道形面下PSR熱性能的比較分析[J].燃?xì)廨啓C(jī)技術(shù)，2003，16（1）：57-60.CHENG Huier,YANG Jing.Comparative analysis of thermal performance of primary surface recuperator with three kinds of channel shape[J].Gas Turbine Technology,2003,16（1）:57-60.（in Chinese）

[6]Zhou G Y,Tu S T,Ma H G.Numerical and experimental study on the heat transfer and pressure drop of compact cross-corrugated recuperators[J].Journal of Heat Transfer,2014,136（7）:323-328.

[7]王斌，程惠爾，王平陽(yáng).一次表面熱交換器動(dòng)態(tài)特性的數(shù)值模擬[J].化工學(xué)報(bào)，2006，57（6）：1304-1308.WANG Bin,CHENG Huier,WANG Pingyang.Numerical simulation of dynamic response for primary surface heat exchanger[J].JournalofChemicalIndustry & Engineering,2006,57（6）:1304-1308.（in Chinese）

[8]董威，文超柱，鄭培英.船用燃?xì)廨啓C(jī)間冷器流路的數(shù)值計(jì)算分析[J].航空動(dòng)力學(xué)報(bào)，2010，25（3）：636-640.DONG Wei,WEN Chaozhu,ZHENG Peiying.Numerical simulation of intercooler flow path formarine gas turbine[J].Journal of Aerospace Power,2010,25（3）:636-640.（in Chinese）

[9]Stasiek J,Collins M W,Ciofalo M,et al.Investigation of flow and heat transfer in corrugated passages-I.experimental results[J].International Journal of Heat and Mass Transfer,1996,39（1）:149-164.

[10]Ciofalo M,Stasiek J,Collins M W.Investigation of flow and heat transfer in corrugated passages-II.numerical simulations[J].International Journal of Heat and Mass Transfer,1996,39（1）：165-192.

[11]Ma T,Zhang J,Borjigin S,et al.Numerical study on small-scale longitudinal heat conduction in cross-wavy primary surface heat exchanger[J].Applied Thermal Engineering,2015,76:272-282.

[12]Du L X,Ma T,Zeng M,et al.Numerical investigations on the thermohydraulic performance of cross-wavy channels with multi-periodic boundary conditions[J].Numerical Heat Transfer,Part A:Applications,2014,65（8）:732-749.

[13]Utriainen E,Sundén B.Evaluation of the cross corrugated and some other candidate heat transfer surfaces for microturbine recuperators[J].Journal of Engineering for Gas Turbines and Power,2002,124（3）:550-560.

[14]Utriainen E,Sundén B.A numerical investigation of primary surface rounded cross wavy ducts[J].Heat and Mass Transfer,2002,38（7-8）:537-542.

[15]Zhang L,Che D.Influence of corrugation profile on the thermal hydraulic performance of cross-corrugated plates[J].Numerical Heat Transfer,Part A:Applications,2011,59（4）:267-296.

[16]Seo J W,Cho C,Lee S,et al.Thermal characteristics of a primary surface heat exhanger with corrugated channels[J].Entropy,2015,18（1）:15.

[17]楊靜，程惠爾.一次表面回?zé)崞鞯牧鲃?dòng)和傳熱研究[J].動(dòng)力工程學(xué)報(bào)，2003，23（6）：2823-2826.YANG Jing,CHENG Huier.Research on flow and heat transfer characteristics of primary surface recuperator[J].Power Engineering,2003,23（6）:2823-2826.（in Chinese）

[18]劉振宇，程惠爾，王斌.一次表面回?zé)崞魍ǖ懒鲃?dòng)阻力與傳熱增強(qiáng)因子的確定[J].動(dòng)力工程學(xué)報(bào)，2007，27（3）：393-396.LIU Zhenyu,CHENG Huier,WANG Bin.Way of ascertaining the flow resistance coefficient and the heat transfer enhancement factor of primary surface recuperators[J].Journal of Power Engineering,2007,27（3）:393-396.（in Chinese）

[19]余建祖.換熱器原理與設(shè)計(jì)[M].北京：北京航空航天大學(xué)出版社,2006.YU Jianzu.Principle and design method of heat exchanger[M].Beijing:Beijing University of Aeronautics and Astronautics Press.2006.（in Chinese）

Analysis of Flow and Heat Transfer Performance of Primary Surface Heat Exchanger for Aeroengine

LIU Yin-ze1,ZHANG Sheng-bao1,DONG Wei1,2,LIU Zhen-yu1,YU Xiao2
（1.School of Mechanical Engineering,Shanghai Jiao Tong University,Shanghai 200240,China;2.AECC Shenyang Engine Research Institute,Shenyang 110015,China）

In order to investigate the performance of Primary Surface Heat Exchanger（PSHE）for aeroengine,the thermal calculations of PSHE based on the number of heat transfer unit method and the structure characteristics of the heat exchanger were carried out.This paper focused on four different structural models of the PSHE （straight channel heat exchanger and cross flow heat exchanger of 15°,30°and 45°）.Numerical simulations were carried out in the real condition of an aeroengine to analysis the flow and heat transfer characteristics of the PSHE.The design and calculation method of the PSHE core can be optimized by comparing the flow and heat transfer characteristics of heat exchangers with different structures under different working conditions.The contrastive analysis of the influence of different interleaving angle θ on the heat transfer performance and fluid characteristics of heat exchanger were carried out based on numerical calculation results.The results show that the temperature distribution in the whole heat exchanger is uniform for the straight channel heat exchanger.For the cross flow heat exchanger,due to the corrugated plates are placed with cross angle alternately,the internal flow patterns are complex.There were obvious eddies in some areas,the internal velocity and temperature distribution of the PSHE is extremely uneven.With the increasing of cross angle,the heat transfer performance of the heat exchanger is continuously enhanced,but the pressure drop on both sides increases greatly.

primary surface heat exchanger;flow and heat transfer;numerical simulation;counter flow;cross flow;aeroengine

V231.1+3

A

10.13477/j.cnki.aeroengine.2017.04.011

2016-12-27 基金項(xiàng)目：2011先進(jìn)航空發(fā)動(dòng)機(jī)協(xié)同創(chuàng)新計(jì)劃資助

劉蔭澤(1991)，男，碩士，主要從事高效緊湊換熱器及發(fā)動(dòng)機(jī)防冰機(jī)理研究工作；Email:sweepeeyz@126.com。

劉蔭澤，張聲寶，董威，等.1次表面空空換熱器流動(dòng)換熱性能數(shù)值分析[J].航空發(fā)動(dòng)機(jī)，2017，43（4）：61-68.LIUYinze，ZHANGShengbao，DONGWei，et al.Analysis offlowand heat transfer performance ofPrimarySurface Heat Exchanger for aeroengine[J].Aeroengine，2017，43（4）：61-68.

（編輯：張寶玲）