为了定量分析预冷器壳侧的空气流量不均匀性,本文采用相对标准方差定义流量不均匀度S_i,S_i越接近于0,表明壳侧的空气流量越均匀,流量分配越好。其定义式为

式中:q_i为监测线上第i段的流量; q^-为监测线上每段的平均流量; n为监测线的数量。

当来流空气横掠叉排管束时,空气流经前4排管子时扰动十分剧烈,经过4排管子后流速趋于均匀,因此在径向距离最大的4层毛细管前取4根监测线x₁～x₄。同时在不同区域来流空气进入预冷器时的入射角度不同,故将管束区域分为4个区域,每根监测线均匀分为4段。管束分区与质量流量监测线布置位置如图5所示。分别计算每根监测线的流量不均匀度S_i,再取其平均值S,即

图5 质量流量监测线位置示意图
Fig.5 Schematic diagram of the position of mass flow detection line

在保证预冷器外壳轴向角度不变的情况下,仅改变预冷器外壳平直段距离,分别对L=20～250 mm时的二维流场进行仿真。进出口压差Δp与流场不均匀度S的变化如图6所示。

图6 压降与不均匀度随入口平直段长度变化
Fig.6 Effect of inlet straight section length on flow pressure drop and non-uniformity

由图6中可以看出:随着预冷器外壳平直段距离L从20 mm增加到160 mm,进出口压差明显下降,在L=160 mm时进出口压差最小,较原有构型进出口压差降低约12.7%; 当L>160 mm时,进出口压差小幅度上升; 随着平直段长度的增加,空气流动受外壳导流影响变小,流动不均匀性不断上升; 到达最高点后趋于平缓,其最大增幅在4.6%左右; L>160 mm时,空气流动几乎不受外壳导流影响,故流动不均匀性稍有波动,稳定在某一区间内。从整体来看,平直段距离L对流动不均匀性影响不大。

在保证预冷器外壳平直段距离不变的情况下,仅改变预冷器外壳平直段距离,分别对α=6°～22°时的二维流场进行仿真。进出口压差Δp与流场不均匀度S的变化如图7所示。

图7 压降与不均匀度随外壳轴向角度变化
Fig.7 Effect of axial angle on flow pressure drop and non-uniformity

由图7可以看出:随着预冷器外壳轴向角度α从4°增大到10°,进出口压差变化不大; 当α>10°时,进出口压差开始下降,在α=20°时进出口压降最小,相比L=160 mm、α=6°时压降下降约1.8%; 随着α增加,流动不均匀性先稳定后又小幅度下降。当α由6°增加到15°时,由于此处空气流动微弱,空气流动受外壳导流影响较小,故流动不均匀度变化很小。随着α继续增大,预冷器外壳向内收缩的程度变大,对空气流动起导向作用,流动不均匀度小幅下降。

临近预冷器区域流场对流动阻力与流动不均匀性影响较大,为便于理解空气流经预冷器时流动变化规律,依据多工况局部流线图进行研究分析,如图8所示。由图8(a)～图8(c)可以看出,预冷器外壳呈一定角度向内收缩导致空气侧流通截面积变小。在相同空气流量下,流通截面积越小,流过截面的空气流速越大,流动过程中产生的局部阻力也就越大,最终导致进出口压降变大。随着入口平直段距离增大,流道截面积变化越小,因此空气流速没有明显增大,流动过程的局部阻力减小,极大降低了压降。空气沿着预冷器外壳流动,故流动受预冷器外壳形状影响较大。当平直段长度L由20 mm增加到140 mm时,进出口压差降低幅度较大。空气在L=140～160 mm处壁面发生流动分离,主流由水平流动向下偏转。因此在L>160 mm时,预冷器外壳处空气流动较为微弱,流动几乎静止,流动受预冷器外壳影响较小,故进出口压差变化较小。从图8(a)可以看出,空气在预冷器外壳最末端形成一个尾流区,与主流区几乎不发生流体交换,从而形成一定的流动阻力。随着L增加,尾流区的面积不断变大,故当L>160 mm时,进出口压差有一定的上升。

在轴向角度α由6°增大到10°时,尾流区的面积变化很小,故进出口压差变化也很小。当轴向角度α>10°时,随着α的增加,尾流区的面积不断变小。从图8(d)可以看出,当α =20°时,尾流区的面积已经非常小,尾流对流动的影响也非常小,所以在α =20°时进出口压差最小。

图8 速度云图与流线图
Fig.8 Cloud map of velocity and streamlines

不同导流结构的出口总压与进出口压差如图9所示(图中构型1的L=20 mm,α=6°; 构型2的L=160 mm,α=6°; 构型3的L=160 mm,α=15°; 构型4的L=160 mm,α=20°)。由图9可得,当L=160 mm,α分别为6°、15°、20°时,进出口压差与原有构型相比均下降明显,降幅均超过10%。同时可以看出改变α对降幅的影响不大。考虑到α过大可能导致加工困难,故最佳导流结构参数选取为L=160 mm,α=15°。

图9 不同导流结构的出口总压与进出口压差
Fig.9 Total outlet pressure and pressure drop of different flow deflectors

预冷器入口处的空气周向不均匀现象会引起预冷器管束前的来流不均匀,因此在耦合计算中结合预冷器实际结构将预冷器入口截面进行8等分。根据实际工况对二维流场模型进口流量分别设置为总流量的8%、12%、12.5%、16%、18%、20%,最终控制整个入口截面的总流量不变。通过计算二维流场得到三维管束单元空气侧的入射速度与入射角度。图 10为不同入口流量占比下预冷器不同区域的空气入口流量与入射角度的变化。

图 10 不同区域的空气入口流量与入射角度的变化
Fig.10 Mass flow rate and flow anglein different areas

由图 10可以看出随着入口流量的增加,各区域的单元管束空气入口流量都增加较大,但是区域1管束处的入口流量始终最小,区域4最大。值得注意的是,区域4入口流量变化曲线的斜率比其他区域对应曲线斜率更大,这说明增加的入口流量并不是平均分配到各区域入口,而是较多地分配到区域4管束处。随着预冷器入口流量的增加,各区域单元管束空气入射角度略有波动,总体变化较小。区域4距预冷器入口处最远,流经此区域的空气在预冷器入口处距管束较远,故此处的入射角度最大。以此类推,距离预冷器入口越远,单元管束空气入射角度越大,值得注意的是区域1并不满足这一规律。因为空气流动方向发生较大转变,来流空气在区域1的左侧形成流动死区。流动死区对空气形成了阻碍,提高了区域1处单元管束的入射角度。

将图 10中得到的管束单元空气侧入口流量和空气入射角度输入三维管束单元模型,得到预冷器总换热量。图 11为空气预冷器换热单元温度分布图。壳侧高温空气射入预冷器,流经微细换热管束后被换热管内低温氢气冷却,形成由微细换热管束划分的沿空气流向温度逐步降低的温度梯度。微细换热管内氢气被高温空气加热形成沿管束流动方向温度逐渐上升的发展区域,温度梯度清晰可见。

图 11 单元管束温度分布云图
Fig.11 Temperature distribution of unit bundle

图 12为不同入口流量占比下,不同区域的单元管束模型的换热量变化。由图 12可以看出,随着入口流量不断上升,各个区域的单元管束换热量也随之增加。因为随着入口流量增加,空气侧的雷诺数增大,空气侧的对流换热系数增大,最终单元管束的换热量增加。当入口流量占比不变时,空气在沿流动方向的管束各区域的换热量逐渐增大。在区域1左侧的流动死区内,空气流速很小,几乎静止不动,所以在此区域内(区域1)空气与毛细管束的换热量较小。在毛细管束的右半部分,空气在此处有较大的流量,预冷器大部分传热量也主要集中在毛细管束右端。故在相同的入口流量下,位于毛细管束最右端的区域4具有最大的换热量。

图 12 入口流量占比与换热量的关系
Fig.12 Heat transfer against inlet flow rate in different areas

图 13为不同入口流量分配下总换热量的变化。从图 13中可以看出,增大预冷器入口截面上空气流量周向分布的不均匀性,预冷器的总换热量表现为增加或下降,但研究的4个工况对应的预冷器总换热量最大偏差为2.45%,因此可以认为预冷器入口截面上的空气周向不均匀对预冷器传热的影响可以忽略。

图 13 不同入口流量分配下总换热量的变化
Fig.13 Total heat transfer under different distributions of inlet flow rate