趙璧， 宣益民

南京航空航天大學(xué) 能源與動(dòng)力學(xué)院， 南京 210016

航空發(fā)動(dòng)機(jī)間冷器及回?zé)崞靼l(fā)展研究綜述

趙璧， 宣益民*

南京航空航天大學(xué) 能源與動(dòng)力學(xué)院， 南京 210016

近年來，航空器發(fā)展對(duì)航空發(fā)動(dòng)機(jī)經(jīng)濟(jì)性和環(huán)保性的要求越來越高，間冷回?zé)嵫h(huán)日益受到關(guān)注和重視，間冷器和回?zé)崞鞯难芯恳呀?jīng)成為發(fā)展間冷回?zé)嵫h(huán)航空發(fā)動(dòng)機(jī)的關(guān)鍵因素之一。本文簡要介紹了間冷回?zé)岷娇瞻l(fā)動(dòng)機(jī)的研究背景，回顧了國內(nèi)外有關(guān)航空發(fā)動(dòng)機(jī)間冷器與回?zé)崞鞯膿Q熱表面研究、熱交換器優(yōu)化工作、間冷器及回?zé)崞髋c航空發(fā)動(dòng)機(jī)整機(jī)匹配研究和新型高溫?zé)峤粨Q器技術(shù)，提出了航空發(fā)動(dòng)機(jī)間冷器及回?zé)崞飨嚓P(guān)有待深化研究的問題。

航空發(fā)動(dòng)機(jī)； 間冷器； 回?zé)崞鳎?強(qiáng)化傳熱； 高溫?fù)Q熱器； 印刷電路板換熱器； 微通道換熱器

特約

近年來，航空運(yùn)輸業(yè)呈現(xiàn)出高速發(fā)展的態(tài)勢(shì)，過去20年間，全球航空運(yùn)輸量增長了兩倍。預(yù)計(jì)在未來的20年內(nèi)，人們對(duì)于航空運(yùn)輸?shù)男枨笕詫⒁悦磕?%的速度增加。需求的增加使得行業(yè)對(duì)航空發(fā)動(dòng)機(jī)的經(jīng)濟(jì)性和環(huán)保性提出了更高的要求。目前，常規(guī)循環(huán)航空發(fā)動(dòng)機(jī)的設(shè)計(jì)水平已經(jīng)很高，許多參數(shù)的改善受到材料科學(xué)發(fā)展限制，提升空間已經(jīng)很小，因此，研究人員逐漸將目光轉(zhuǎn)向采用復(fù)雜熱力循環(huán)的航空發(fā)動(dòng)機(jī)研究上。間冷回?zé)嵫h(huán)可以顯著改善燃?xì)廨啓C(jī)循環(huán)效率及功率，在地面及船舶燃?xì)廨啓C(jī)中得到了廣泛應(yīng)用。研究表明，回?zé)嵫h(huán)可將燃?xì)廨啓C(jī)的效率由20%左右提升至30%以上[1]，采用間冷回?zé)嵫h(huán)的WR-21型船用燃?xì)廨啓C(jī)相比其原型RB-211，功率增加25%，平均油耗降低30%～40%[2]。

間冷循環(huán)是指在壓氣機(jī)級(jí)間通過間冷器冷卻低壓級(jí)空氣，從而降低壓氣機(jī)中高壓級(jí)消耗的壓縮功，提高整個(gè)循環(huán)的比功率。傳統(tǒng)觀點(diǎn)認(rèn)為級(jí)間冷卻會(huì)降低循環(huán)熱效率，但也有研究表明通過增加壓比等手段，使用間冷循環(huán)的發(fā)動(dòng)機(jī)效率可能不降反升[3]?；?zé)嵫h(huán)是指通過回?zé)崞骼脺u輪出口燃?xì)饧訜岣邏簤簹鈾C(jī)出口空氣，提高進(jìn)入燃燒室空氣的溫度，降低燃燒室中的油耗，提高循環(huán)熱效率。

從熱力循環(huán)的角度看，采用間冷回?zé)嵫h(huán)能有效提高航空發(fā)動(dòng)機(jī)的工作能力。實(shí)現(xiàn)間冷回?zé)嵫h(huán)涉及到兩個(gè)新部件：間冷器和回?zé)崞?。在航空發(fā)動(dòng)機(jī)中安裝間冷器和回?zé)崞鲿?huì)帶來一些問題：首先是發(fā)動(dòng)機(jī)總重量的增加會(huì)減小發(fā)動(dòng)機(jī)的推重比，同時(shí)增加飛行中的油耗；其次是發(fā)動(dòng)機(jī)內(nèi)空氣及燃?xì)庠谕ㄟ^間冷器、回?zé)崞骷捌溥B接管道時(shí)產(chǎn)生了額外的壓力損失，影響整個(gè)循環(huán)；此外，由于航空發(fā)動(dòng)機(jī)內(nèi)高溫高壓的工作環(huán)境，加裝間冷器及回?zé)崞鬟€會(huì)帶來安全方面的顧慮以及維護(hù)成本的增加。以上問題均會(huì)抵消間冷回?zé)嵫h(huán)帶來的收益。

間冷器與回?zé)崞鬟@兩個(gè)新部件的設(shè)計(jì)是實(shí)現(xiàn)航空發(fā)動(dòng)機(jī)間冷回?zé)嵫h(huán)的關(guān)鍵之一。航空發(fā)動(dòng)機(jī)中的間冷器和回?zé)崞餍枰獫M足緊湊、高效、輕質(zhì)和低壓力損失等要求，具有良好的抗堵塞、抗污垢能力及較長的使用壽命，且能夠在高溫高壓下條件下穩(wěn)定工作。

1 航空發(fā)動(dòng)機(jī)間冷器及回?zé)崞靼l(fā)展回顧

針對(duì)回?zé)嵫h(huán)航空發(fā)動(dòng)機(jī)的研究早在渦輪噴氣式發(fā)動(dòng)機(jī)誕生時(shí)便已開展，最早的回?zé)嵫h(huán)航空發(fā)動(dòng)機(jī)概念是德國在二戰(zhàn)期間提出的，由于種種原因，到戰(zhàn)爭(zhēng)結(jié)束前只進(jìn)行了回?zé)崞髦圃旌蛯?shí)驗(yàn)。1943年，英國Bristol航空發(fā)動(dòng)機(jī)公司也進(jìn)行了相關(guān)研究并進(jìn)行了回?zé)崞鲗?shí)驗(yàn)，但因?yàn)榱鞯纼?nèi)部火焰導(dǎo)致回?zé)崞鲹p壞而告終。

20世紀(jì)50年代起，研究人員開展了一系列有關(guān)渦軸及渦槳的發(fā)動(dòng)機(jī)回?zé)崞餮芯?，McDonald等對(duì)這一時(shí)期回?zé)岷娇瞻l(fā)動(dòng)機(jī)發(fā)展進(jìn)行了總結(jié)[4-5]。這個(gè)時(shí)期的回?zé)崞鞔蠖嗖捎枚问浇徊婺媪鞯墓苁浇Y(jié)構(gòu)，效率在0.6～0.8，重量及體積普遍較大，如T63發(fā)動(dòng)機(jī)回?zé)崞髦亓窟_(dá)到了發(fā)動(dòng)機(jī)總重量的40%。1964年，研究人員進(jìn)行了T78回?zé)岚l(fā)動(dòng)機(jī)地面實(shí)驗(yàn)，在設(shè)計(jì)點(diǎn)回?zé)崞鞯挠行Ф冗_(dá)到0.69，壓力損失為8.96%，與其原型T56相比降低了36%的油耗。1967年，研究人員對(duì)T63回?zé)岚l(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)行了50 h的飛行實(shí)驗(yàn)，回?zé)嵫h(huán)使直升機(jī)的排氣溫度降低160 ℃，最大飛行距離增加25.7%，整個(gè)過程回?zé)崞鬟\(yùn)行良好。

1998—2013年間，歐盟實(shí)施了第5、6、7框架計(jì)劃，先后啟動(dòng)了潔凈航空發(fā)動(dòng)機(jī)部件驗(yàn)證(CLEAN)、航空發(fā)動(dòng)機(jī)先進(jìn)排氣回?zé)峒夹g(shù)(AEROHEX)和新型航空發(fā)動(dòng)機(jī)核心機(jī)(NEWAC)等項(xiàng)目，許多機(jī)構(gòu)合作參與了關(guān)于航空發(fā)動(dòng)機(jī)間冷器及回?zé)崞鞯难芯俊?/p>

英國羅·羅公司、牛津大學(xué)與拉夫堡大學(xué)等研究機(jī)構(gòu)共同承擔(dān)了間冷發(fā)動(dòng)機(jī)的間冷器、壓氣機(jī)及其配套管路的設(shè)計(jì)工作[6]。間冷器由多個(gè)模塊組成，各模塊環(huán)形布置在核心機(jī)周圍的腔體中。每個(gè)間冷器模塊由兩個(gè)交錯(cuò)波紋原表面芯體組成，芯體呈V字型迎風(fēng)放置，如圖1所示[6]。其工作原理為：低壓壓氣機(jī)出口空氣經(jīng)過S型通道進(jìn)入間冷器換熱，之后通過C型通道進(jìn)入高壓壓氣機(jī)，從外涵引入的冷空氣迎著V面進(jìn)入間冷器，之后流出腔體與外涵空氣混合，如圖2所示[6]。研究人員搭建了間冷器試驗(yàn)臺(tái)以研究間冷器的外涵引氣、安裝損失及連接管路等問題[7]。

圖1 V型間冷器模塊[6]Fig.1 V-shaped intercooler module[6]

圖2 間冷系統(tǒng)示意圖[6]Fig.2 Intercooling system layout[6]

德國MTU公司聯(lián)合塞薩洛尼基亞里士多德大學(xué)等研究機(jī)構(gòu)開展間冷回?zé)岚l(fā)動(dòng)機(jī)回?zé)崞鞯难邪l(fā)工作。設(shè)計(jì)思路來源于該公司早先研制的Lv100型坦克燃?xì)廨啓C(jī)的回?zé)崞鱗8]。回?zé)崞鳛楣苁綋Q熱器，采用了二段式的交叉逆流結(jié)構(gòu)，由于管道的管徑較小且排布較為緊密，其緊湊度很高?；?zé)崞魇褂昧说蛪毫p失和高換熱效率的橢圓形異型管，回?zé)崞鹘Y(jié)構(gòu)如圖3所示[8]。這種異型管由鋼板卷軋焊接后彎折成U型，通過焊接連接到總管上，整個(gè)回?zé)崞饔? 438根管組成。高壓壓氣機(jī)出口的空氣通過上端的總管進(jìn)入U(xiǎn)型異型管，渦輪出口燃?xì)鈴墓苁虚g流過，與U型管內(nèi)的空氣換熱，被加熱的空氣經(jīng)下端總管引回發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室。研究人員對(duì)回?zé)崞鞯牧鲃?dòng)傳熱展開了實(shí)驗(yàn)和數(shù)值研究，逐步建立并完善了回?zé)崞鞯亩嗫捉橘|(zhì)模型，并將其應(yīng)用到降低回?zé)崞鞯陌惭b損失的研究中。

圖3 異型管回?zé)崞鱗8]Fig.3 Profile of tube recuperator[8]

Ito和Nagasaki[9]提出利用發(fā)動(dòng)機(jī)已有結(jié)構(gòu)作為間冷回?zé)岚l(fā)動(dòng)機(jī)換熱器方案。采用超臨界CO2作為間冷器冷端工質(zhì)，在壓氣機(jī)靜子中穿孔通入冷的CO2以達(dá)到級(jí)間冷卻效果，與壓氣機(jī)熱空氣換熱后的CO2通過管路流入整流罩支撐結(jié)構(gòu)中的開孔與外涵空氣實(shí)現(xiàn)換熱。研究人員將這種方案中的靜子及支撐結(jié)構(gòu)命名為“機(jī)翼型換熱器”。Ito等[10]通過風(fēng)洞試驗(yàn)研究了機(jī)翼型換熱器流動(dòng)傳熱特性，但有關(guān)機(jī)翼型換熱器的研究工作仍有待展開。

中國燃?xì)鉁u輪研究院在對(duì)間冷回?zé)嵫h(huán)開展了一系列研究后，經(jīng)過多輪優(yōu)化，提出了回?zé)崞鞒醪皆O(shè)計(jì)方案[11]，回?zé)崞餍问脚cMTU公司的回?zé)崞饔行╊愃?，采用?-4-5插排管路排布形式，管截面形狀為橢圓形。婁徳倉等開展了回?zé)崞髁髁糠峙?、回?zé)崞鞴苈吩O(shè)計(jì)以及回?zé)崞靼惭b等方面的研究[11-13]，對(duì)應(yīng)用于間冷器的交錯(cuò)波紋表面的流動(dòng)和換熱特性進(jìn)行了數(shù)值模擬。曹夢(mèng)源等[14]利用MATLAB平臺(tái)建立了間冷回?zé)岷娇瞻l(fā)動(dòng)機(jī)性能仿真模型，指出換熱器壓降及重量過大的問題將顯著影響發(fā)動(dòng)機(jī)性能，在換熱器設(shè)計(jì)中亟待解決。龔昊等[15]編寫了間冷回?zé)岷娇瞻l(fā)動(dòng)機(jī)性能計(jì)算程序，計(jì)算并分析了一種間冷回?zé)岷娇瞻l(fā)動(dòng)機(jī)的高度速度特性以及節(jié)流特性，結(jié)果表明熱端進(jìn)口總溫一直高于冷端進(jìn)口總溫，回?zé)崞骼洹岫丝梢哉Q熱。李剛團(tuán)等[16]進(jìn)行了大涵道比間冷回?zé)釡u扇發(fā)動(dòng)機(jī)總體參數(shù)研究，以767-200ER型發(fā)動(dòng)機(jī)為研究對(duì)象，比較了間冷回?zé)岱桨概c其他循環(huán)方案，提出發(fā)展間冷回?zé)岚l(fā)動(dòng)機(jī)還需解決包括間冷回?zé)嵫h(huán)參數(shù)匹配、間冷回?zé)崞髟O(shè)計(jì)、換熱器發(fā)動(dòng)機(jī)一體化設(shè)計(jì)、輕質(zhì)耐高溫?fù)Q熱器加工設(shè)計(jì)等關(guān)鍵問題。劉喜岳等[17-19]開展了U型管回?zé)崞鲗?shí)驗(yàn)和數(shù)值研究，分析了回?zé)崞靼惭b角及管型對(duì)回?zé)崞鲏航蹬c回?zé)嵝实挠绊憽?/p>

2 航空發(fā)動(dòng)機(jī)間冷器及回?zé)崞鞅砻?/h2>

2.1 常規(guī)換熱表面

航空發(fā)動(dòng)機(jī)用間冷器和回?zé)崞鞯幕疽笫歉咝?、緊湊、輕質(zhì)和低壓力損失。常用的緊湊高效換熱器包括板翅式換熱器、原表面式換熱器以及管式換熱器。

板翅式換熱器是最常見的緊湊式換熱器之一，通過在板之間加裝翅片，增加換熱面積，以取得更好的換熱效果。板翅式換熱器的翅片可分為平直翅片、鋸齒翅片、打孔翅片、波紋翅片等。板翅式換熱器具有較高的緊湊度，抵抗壓力的能力較好，缺點(diǎn)是加裝翅片會(huì)導(dǎo)致?lián)Q熱器重量增加。飛行器上的許多換熱器(如燃油滑油系統(tǒng)換熱器)采用了板翅式結(jié)構(gòu)，船用燃?xì)廨啓C(jī)間冷器和回?zé)崞鱗20-21]及一些地面燃?xì)廨啓C(jī)回?zé)崞魍瑯硬捎昧税宄崾浇Y(jié)構(gòu)。

管式換熱器是應(yīng)用最為普遍的換熱器形式之一。一般來說，相比板翅式和原表面式換熱器，管式換熱器緊湊度較小，通過減小管間距及管徑可有效增加其緊湊度，Bristol大學(xué)研制的JMHX換熱器外徑為0.37 mm，緊湊度可達(dá)3 000 m2/m3以上[22]。由于管式結(jié)構(gòu)在高溫高壓條件下更加可靠，早期大多數(shù)渦軸發(fā)動(dòng)機(jī)回?zé)崞骷癕TU公司設(shè)計(jì)的間冷回?zé)岚l(fā)動(dòng)機(jī)回?zé)崞骶捎霉苁浇Y(jié)構(gòu)[4-5,8]。MTU公司設(shè)計(jì)的航空發(fā)動(dòng)機(jī)回?zé)崞鞑捎昧薝形彎曲的異型管，異型管截面形狀接近橢圓形。研究人員指出，該形狀管能帶來較強(qiáng)的換熱能力與較低的壓力損失[23]。此外，U型異型管還具有較好的抵御熱應(yīng)力的能力[8]。

原表面式換熱器由薄板經(jīng)過彎折后堆棧在一起，板間通過焊接或螺栓固定等方式連接。原表面形式主要有CW(Cross-Wavy)表面、CC(Cross-Corrugated)表面、CU(Cross-Undulated)表面3種，如圖4所示[24]，PF表面代表板翅式換熱器表面。

原表面式換熱器所有的換熱表面均為100%有效的換熱面積(一次表面)，且相比于板翅式換熱器具有更高緊湊度，缺點(diǎn)在于不能夠抵御較大壓力。原表面式換熱器在燃?xì)廨啓C(jī)回?zé)崞髦械玫綇V泛應(yīng)用，研究人員針對(duì)原表面式換熱器的流動(dòng)傳熱特性及在燃?xì)廨啓C(jī)中的應(yīng)用開展了大量研究[24-29]。現(xiàn)有的研究一般傾向采取原表面式換熱器作為航空發(fā)動(dòng)機(jī)的間冷器[6]。

Doo等[30-31]通過對(duì)CC表面進(jìn)行改造來改善航空發(fā)動(dòng)機(jī)間冷器性能，提出“二次波紋”原表面，即在正弦波紋表面上增加另外的正弦線條。根據(jù)正弦線條分布不同，表面分為4種形式，如圖5所示[28]，分別為普通的波紋原表面(Primary Corrugation)、反相二次波紋(Anti-Phase Secondary Corrugation)、同相二次波紋(In-Phase Secondary Corrugation)以及全波修正波谷波紋(Full-Wave Rectified Trough Corrugation)表面，H為波峰高度，ah為增加的正弦線條波峰高度，P及Ph分別為z及x方向上正弦線條的周期。數(shù)值模擬結(jié)果表明，反相二次波紋和全波修正波谷波紋減少了15%的壓降，同相二次波紋則增加了38%的壓降和7%的換熱能力。

圖4 幾種換熱表面結(jié)構(gòu)[24]Fig.4 Structure of several heat-exchange surfaces[24]

圖5 4種不同的原表面形式[28]Fig.5 Configurations of 4 different primary surfaces[28]

Kim等[32]研究了冷熱側(cè)不對(duì)稱的交錯(cuò)原表面的流動(dòng)和傳熱特性。不對(duì)稱的交錯(cuò)原表面可以為冷熱兩端提供不同的流動(dòng)面積，更好地兼顧兩端傳熱和壓降，其型面曲線可表示為

(1)

式中：初相的值Xi及周期P*均由N的值決定，冷端與熱端通道型面的波峰H均相同，但由于N的存在使冷端型面波紋隨著N增大而增大，這會(huì)導(dǎo)致冷端通道增大和熱端通道減小。研究人員結(jié)合三維CFD與流動(dòng)網(wǎng)絡(luò)模型計(jì)算間冷器性能，結(jié)果表明不對(duì)稱結(jié)構(gòu)可有效控制冷熱端流動(dòng)損失，但會(huì)犧牲效率。研究人員還指出不對(duì)稱結(jié)構(gòu)對(duì)性能的影響受設(shè)計(jì)點(diǎn)工作條件限制嚴(yán)重。

Lee等[33]對(duì)7種交錯(cuò)波紋表面流動(dòng)換熱性能開展實(shí)驗(yàn)研究，包括簡單交錯(cuò)波紋表面、不對(duì)稱交錯(cuò)波紋表面的冷熱兩端、駝峰型表面以及Doo等研究[30-31]中的3種表面,采用瞬態(tài)液晶法測(cè)量換熱表面各個(gè)位置的換熱系數(shù)。結(jié)果表明：原表面長寬比的增加會(huì)導(dǎo)致迎風(fēng)面積、體積和重量上升；不對(duì)稱結(jié)構(gòu)可以在維持體積和重量要求不變的前提下減小迎風(fēng)面積；二次表面結(jié)構(gòu)可減小迎風(fēng)面積，但會(huì)增加重量和體積。Lee等提出對(duì)于間冷回?zé)岚l(fā)動(dòng)機(jī)而言要盡量減小換熱器的重量，因此換熱能力提升相對(duì)壓力損失減小更為重要。研究針對(duì)航空發(fā)動(dòng)機(jī)間冷器應(yīng)用，從體積及重量角度分析了各表面的優(yōu)劣。

俄羅斯航空技術(shù)研究所針對(duì)航空發(fā)動(dòng)機(jī)回?zé)崞魈岢龈ミB克利型表面[34]，其形式與原表面類似，如圖6所示。強(qiáng)度試驗(yàn)表明，流通直徑為2.2 mm 的弗連克利型換熱表面可抵抗5～6 MPa 的靜壓。研究人員將該換熱表面應(yīng)用在AL-34型渦軸發(fā)動(dòng)機(jī)回?zé)崞髟O(shè)計(jì)中，但未能解決回?zé)岜砻骈g的連接問題，相關(guān)研究仍在進(jìn)行中。

圖6 弗連克利型換熱表面[34]Fig.6 Френкель heat-exchange surface[34]

2.2 強(qiáng)化換熱表面

強(qiáng)化傳熱技術(shù)是熱交換器設(shè)計(jì)領(lǐng)域一個(gè)經(jīng)久不衰的話題，研究人員圍繞各種強(qiáng)化傳熱技術(shù)，不斷提出各種新的強(qiáng)化傳熱手段。強(qiáng)化傳熱可以為換熱器帶來許多收益，包括減小換熱器尺寸，減少換熱器壓力損失，提升換熱器換熱能力等。對(duì)于航空發(fā)動(dòng)機(jī)的間冷器和回?zé)崞?，減少尺寸可以使換熱器更好地與發(fā)動(dòng)機(jī)核心機(jī)相匹配，同時(shí)也意味著發(fā)動(dòng)機(jī)重量的縮減；而壓力損失的降低以及換熱能力的提高則有利于間冷回?zé)嵫h(huán)取得更大的功率及實(shí)現(xiàn)更高的熱效率。因此，開展間冷器和回?zé)崞鲝?qiáng)化換熱表面的研究很有必要。

關(guān)于對(duì)流傳熱的機(jī)理主要基于兩種假設(shè)：一個(gè)是Prandtal提出的，傳熱壁面和流體之間的傳熱是黏性底層中分子運(yùn)動(dòng)導(dǎo)熱和黏性底層外流體宏觀運(yùn)動(dòng)共同導(dǎo)致；另一種是Reynolds提出的，微觀粒子與宏觀運(yùn)動(dòng)對(duì)壁面的傳熱都有影響，兩者相互獨(dú)立。雖然兩種解釋不盡相同，但可以肯定的是，壁面處的傳熱與壁面附近流體的運(yùn)動(dòng)是密不可分的。因此，強(qiáng)化表面的換熱需要從改變壁面附近流體的流動(dòng)出發(fā)。Guo等[35]從能量方程出發(fā)，提出了傳熱強(qiáng)化的場(chǎng)協(xié)同理論，認(rèn)為流體對(duì)流換熱能力取決于速度場(chǎng)與熱流場(chǎng)的協(xié)同，協(xié)同程度越好，對(duì)流換熱就越強(qiáng)。Webb和Kim[36]總結(jié)了強(qiáng)化傳熱的各種方法，其中包括攪動(dòng)、震動(dòng)、噴射、吸出等有源強(qiáng)化以及擴(kuò)展表面、擾流元件、粗糙表面等無源強(qiáng)化。由于尺寸及重量的限制，對(duì)于航空發(fā)動(dòng)機(jī)間冷器及回?zé)崞鞫裕m宜采用無源強(qiáng)化的手段。Kays和London通過大量實(shí)驗(yàn)，得到了超過90種不同強(qiáng)化傳熱表面的傳熱及阻力數(shù)據(jù)[37]。本文將對(duì)一些常見的強(qiáng)化換熱手段的研究現(xiàn)狀進(jìn)行介紹。

人工粗糙度最早被應(yīng)用于渦輪葉片內(nèi)部冷卻，后被廣泛應(yīng)用于板式太陽能空氣集熱器傳熱強(qiáng)化研究中。人工粗糙度通常通過在表面增加肋或網(wǎng)狀結(jié)構(gòu)實(shí)現(xiàn)，針對(duì)不同幾何結(jié)構(gòu)肋片及網(wǎng)狀結(jié)構(gòu)開展研究。Prasad和Saini研究了肋高與附面層厚度[38]及肋間距與肋高比[39]對(duì)表面流動(dòng)影響，提出粗糙度尺寸略大于附面層過渡區(qū)可取得最好的強(qiáng)化傳熱效果，傳熱系數(shù)最大位置發(fā)生在自由剪切層重新附著的位置，且當(dāng)肋間距與肋高比值(p/e)小于8時(shí)，自由剪切層重新附著將不會(huì)出現(xiàn)。這些工作為人工粗糙度研究提供了指導(dǎo)，有關(guān)不同形式人工粗糙度研究的幾何尺度均與Prasad和Saini提到的最佳換熱效果尺寸相近。

Han等[40]通過實(shí)驗(yàn)比較了傾斜肋、交叉肋及V型肋強(qiáng)化傳熱效果，肋幾何結(jié)構(gòu)如圖7所示。結(jié)果表明順流放置的V型肋具有更好的強(qiáng)化傳熱效果，逆流放置的V型肋具有最大的壓力損失。Taslim等[41]通過實(shí)驗(yàn)研究了傾斜肋、V型肋的換熱強(qiáng)化效果，結(jié)果發(fā)現(xiàn)在展向上努塞爾數(shù)變化較大，這是由V型肋結(jié)構(gòu)帶來的二次流動(dòng)造成的，V型肋可以在上下板產(chǎn)生對(duì)轉(zhuǎn)的兩組流動(dòng)，從而取得更好的換熱效果，同時(shí)導(dǎo)致更高的壓力損失。Lanjewar等[42]指出V型肋有較好的強(qiáng)化傳熱效果主要是由于流動(dòng)中產(chǎn)生的二次流，并提出了對(duì)流動(dòng)擾動(dòng)更加劇烈的W型肋結(jié)構(gòu)。Aharwal等[43]通過實(shí)驗(yàn)研究了在肋上的開槽位置及槽尺寸對(duì)60°傾斜肋強(qiáng)化傳熱效果的影響，指出傾斜肋上開槽可以使橫向的二次流與主流通過肋對(duì)開口后的附面層產(chǎn)生擾動(dòng)從而增強(qiáng)換熱效果。研究人員還開展了不同截面形狀肋強(qiáng)化傳熱效果研究，Karwa[44]、Bhagoria[45]、Saini[46]等分別研究了不同幾何結(jié)構(gòu)的斜邊型肋、楔形肋及水滴型肋對(duì)表面換熱能力及流動(dòng)損失的影響。Zhang等[47]則研究了在兩平直肋間開槽對(duì)強(qiáng)化傳熱的影響，提出開槽可進(jìn)一步增加表面擾動(dòng)從而強(qiáng)化傳熱。

近年來，研究人員提出若干新的表面粗糙結(jié)構(gòu)，如雙弧形結(jié)構(gòu)、L型截面肋[48-50]以及不同組合結(jié)構(gòu)，具體有Pandey和Bajpai[51]研究了中心開口的弧形肋的強(qiáng)化傳熱效果，Yadav等[52]研究了水滴型截面的弧形肋的強(qiáng)化傳熱效果等。

粗糙表面的另一種實(shí)現(xiàn)形式是波紋管，通過管壁的彎曲實(shí)現(xiàn)對(duì)管內(nèi)流動(dòng)的擾動(dòng)從而強(qiáng)化管內(nèi)換熱，圖8[53]包含了幾種常見的波紋管形式，其中ρ為波紋間距，L為管長，Di及Do為管的內(nèi)外徑，t為管壁厚度，β為波紋角度，R1及R2為波紋的曲率，θ為波峰高度。普通波紋管表面波紋作用與平直肋類似，通過對(duì)附面層附近的擾動(dòng)增強(qiáng)換熱，而螺旋波紋管還能引發(fā)繞管中心軸流動(dòng)的旋流，進(jìn)一步增強(qiáng)換熱。研究人員針對(duì)波紋管進(jìn)行了大量的數(shù)值及實(shí)驗(yàn)研究，Kareem等[53]總結(jié)了1977—2015年間有關(guān)波紋管強(qiáng)化傳熱研究。Ji等[54]總結(jié)了有關(guān)波紋管的實(shí)驗(yàn)研究，利用性能評(píng)估線法分析了波紋管的強(qiáng)化傳熱效果，提出應(yīng)用波紋管可在相同單位流動(dòng)損失放熱前提下提高換熱量。

圖7 幾種不同肋形式的俯視圖[40]Fig.7 Vertical view of several different rib configurations[40]

圖8 幾種波紋管形式[53]Fig.8 Configurations of different corrugated tubes[53]

擾流元件可以為流動(dòng)提供擾動(dòng)，同時(shí)產(chǎn)生旋流從而起到強(qiáng)化傳熱的效果。常見的擾流元件包括旋流片、錐形環(huán)等，Kumar和Prasad[55]通過實(shí)驗(yàn)研究了管內(nèi)旋流片的強(qiáng)化傳熱效果，提出換熱系數(shù)和壓力損失隨著扭曲比減小而增大。Eiamsa-Ard等[56]研究了螺旋旋流帶的強(qiáng)化傳熱效果，提出換熱系數(shù)和壓力損失隨著扭曲比增大而增大，隨著間距比增大而減小。Shabanian等[57]對(duì)蝴蝶形、鋸齒形及普通旋流帶進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)及數(shù)值研究，結(jié)果表明蝴蝶形旋流帶具有較好的強(qiáng)化傳熱效，如圖9所示，其中α為兩旋流片間的角度。Promvonge等[58]研究了管內(nèi)錐形環(huán)的強(qiáng)化傳熱效果，提出錐形環(huán)可使管內(nèi)產(chǎn)生逆流及提高湍流度，具有較好的強(qiáng)化傳熱效果，如圖10所示，D及d分別為錐形環(huán)頂部及底部直徑，P′為錐形環(huán)間距，l為環(huán)長度，L′為總長，N為開孔數(shù)。Kongkaitpaiboon等[59]研究了開孔錐形環(huán)的管內(nèi)強(qiáng)化傳熱效果，提出摩擦系數(shù)隨開孔數(shù)及間距比增加而減小，傳熱系數(shù)隨開孔數(shù)增加及間距比減小而增大。

擴(kuò)展表面是最為常用的強(qiáng)化傳熱手段之一，擴(kuò)展表面通?？梢詭頁Q熱面積的提升，有的還可以提升表面換熱系數(shù)。擴(kuò)展表面包括板翅式換熱器翅片、翅片管換熱器翅片等。有關(guān)板翅式換熱器以及翅片管換熱器的研究已經(jīng)比較成熟，大多數(shù)采用翅片結(jié)構(gòu)的換熱器設(shè)計(jì)所需的流動(dòng)與傳熱數(shù)據(jù)可從一些書籍或文獻(xiàn)中直接獲取。Ismail等[60]總結(jié)了有關(guān)錯(cuò)列翅片及波浪形翅片的板翅式換熱器的研究，提出錯(cuò)列翅片板翅式換熱器經(jīng)驗(yàn)公式在工質(zhì)為液體時(shí)精度不佳，而不同幾何結(jié)構(gòu)波浪形翅片板翅式換熱器研究有待開展。Du等[61]通過實(shí)驗(yàn)及數(shù)值方法研究了錯(cuò)列翅片板翅式換熱器的流動(dòng)傳熱特性，數(shù)值模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)符合度較高。Bhuiyan和Islam[62]總結(jié)了不同翅片幾何結(jié)構(gòu)、來流狀況對(duì)翅片管式換熱器流動(dòng)傳熱特性的影響。Nagarani等[63]總結(jié)了環(huán)形翅片、針狀翅片、平直翅片在管式換熱器強(qiáng)化傳熱中的應(yīng)用。

圖9 3種不同的旋流片[57]Fig.9 Three different twisted tapes[57]

圖10 錐形環(huán)(CR)和開孔錐形環(huán)(PCR)及其在管內(nèi)布置[58]Fig.10 Configurations and arrangement of conical-ring (CR)/perforated conical-ring (PCR) in a round tube[58]

除前文提到的有關(guān)原表面型面優(yōu)化研究[30-33]外，國內(nèi)外還沒有有關(guān)強(qiáng)化傳熱在航空發(fā)動(dòng)機(jī)間冷回?zé)崞髦袘?yīng)用的報(bào)道，相關(guān)研究仍有待展開。

另一個(gè)值得注意的問題是強(qiáng)化傳熱的性能評(píng)價(jià)標(biāo)準(zhǔn)(Performance Enhancement Criterion， PEC)。換熱器的設(shè)計(jì)需要考慮尺寸、壓降換熱能力等諸多問題，僅從單一的換熱器性能參數(shù)，如摩擦系數(shù)、對(duì)流換熱系數(shù)等很難得出強(qiáng)化傳熱效果的好壞，為此研究人員建立了強(qiáng)化傳熱性能評(píng)價(jià)標(biāo)準(zhǔn)。Webb和Kim[36]提出VG、FG和FN方法，在控制換熱量、換熱面積、溫差、泵送功中，保持兩個(gè)量不變，研究剩下兩個(gè)量間的關(guān)系。Shah及London提出[64]體積質(zhì)量因子和面積質(zhì)量因子用來衡量不同幾何結(jié)構(gòu)表面強(qiáng)化傳熱能力。Fan等[65]從節(jié)能的角度出發(fā)提出了強(qiáng)化傳熱的性能評(píng)價(jià)線法，繪制努塞爾數(shù)之比Nue/Nu0與摩擦系數(shù)之比fe/f0關(guān)系曲線，并用直線將坐標(biāo)系分為4個(gè)區(qū)域，分別代表在相同泵功下傳熱減弱的區(qū)域，相同泵功下傳熱增強(qiáng)但相同壓降下傳熱減弱的區(qū)域，相同壓降下傳熱增強(qiáng)但摩擦系數(shù)增加比傳熱增強(qiáng)快的區(qū)域以及傳熱增強(qiáng)比摩擦系數(shù)增加快的區(qū)域。Bejan和Kestin[66]提出了最小熵產(chǎn)法，通過比較不可逆過程的損失來衡量強(qiáng)化傳熱的效果。過增元等[67]提出，熵產(chǎn)表征的是熱功轉(zhuǎn)換能力的損失，而換熱器設(shè)計(jì)中涉及到的是熱傳遞速率和效率問題，通過熱傳遞與電荷傳遞的比擬，提出了火積的概念?；鸱e表征了物體傳遞熱的能力，在傳熱過程中火積的損失越小說明在該過程物體傳遞熱量的能力損失越小。利用火積耗散理論，可以清晰地分析換熱器內(nèi)部熱量傳遞過程的損失。

SAEW-2：ACC：（60.0±1.9）mg/L，p H:6.45±0.24，下述簡稱：SAEW（60）。

與其他類型換熱器不同的是，有關(guān)間冷器及回?zé)崞鞯膹?qiáng)化傳熱問題特別需要考慮換熱器的重量，因?yàn)橄鄬?duì)其他應(yīng)用場(chǎng)合，航空發(fā)動(dòng)機(jī)對(duì)于重量的增加比較敏感；此外，航空發(fā)動(dòng)機(jī)間冷器及回?zé)崞鲏毫p失會(huì)影響整個(gè)發(fā)動(dòng)機(jī)循環(huán)，而不是單純的泵功損失。如何將這些影響通過性能評(píng)價(jià)標(biāo)準(zhǔn)表現(xiàn)出來是一個(gè)需要解決的問題。在已有的航空發(fā)動(dòng)機(jī)換熱表面的研究中，Doo[31]和Lee[33]等均用體積品質(zhì)因子和面積品質(zhì)因子衡量不同換熱表面的性能。這些方法都不能綜合反應(yīng)重量和壓損對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)性能的影響。接下來的研究應(yīng)側(cè)重于建立適用于間冷回?zé)岷娇瞻l(fā)動(dòng)機(jī)的強(qiáng)化傳熱性能評(píng)價(jià)標(biāo)準(zhǔn)。

3 換熱器設(shè)計(jì)優(yōu)化

換熱器的設(shè)計(jì)優(yōu)化是一個(gè)復(fù)雜的過程，圖11給出了換熱器設(shè)計(jì)優(yōu)化流程[37]。有關(guān)型面的選擇在第2節(jié)已經(jīng)作過一些討論，物性參數(shù)由具體的換熱器工作條件決定。大多數(shù)有關(guān)換熱器設(shè)計(jì)優(yōu)化的研究集中在優(yōu)化方法及評(píng)價(jià)標(biāo)準(zhǔn)上。

換熱器設(shè)計(jì)優(yōu)化的評(píng)價(jià)標(biāo)準(zhǔn)可以是換熱器換熱量、壓力損失、長寬高等換熱器性能及幾何參數(shù)，也可以是熵增最小這些熱力學(xué)意義上的參數(shù)，抑或是換熱器運(yùn)行及制造成本等。Mishra等[68]以一定熱負(fù)荷下的熵產(chǎn)最小為目標(biāo)，對(duì)鋸齒形板翅式換熱器進(jìn)行了優(yōu)化設(shè)計(jì)。Lee和Kim利用遺傳算法，以換熱器有效度及冷端摩擦系數(shù)為目標(biāo)函數(shù)，對(duì)Z型印刷電路板換熱器(Printed Circuit Heat Exchanger, PCHE)[69]以及雙面PCHE[70]的各項(xiàng)參數(shù)進(jìn)行了優(yōu)化。Babu和Munawar[71]選取了管外徑、管節(jié)距、管程、管長、板間距等決策變量，以最小成本為目標(biāo)進(jìn)行了管殼換熱器優(yōu)化。Chen[72]則利用基于火積耗散的熱阻法對(duì)換熱器實(shí)施了優(yōu)化。

圖11 熱交換器設(shè)計(jì)優(yōu)化方法[37] Fig.11 Design and optimization method for heat exchangers[37]

隨著各種優(yōu)化算法的發(fā)展，研究人員在換熱器設(shè)計(jì)優(yōu)化時(shí)也開始嘗試各種不同的手段。Wen等[73]利用遺傳算法優(yōu)化了鋸齒形翅片的板翅式換熱器。Fesanghary等[74]采用全局敏感性分析和聲搜索算法進(jìn)行了管殼換熱器的優(yōu)化。Hadidi等采用基于生物地理學(xué)的優(yōu)化算法對(duì)換熱器各項(xiàng)成本進(jìn)行了優(yōu)化。Patel和Rao[75]以殼的內(nèi)徑、管直徑以及擋板間距為變量，利用粒子群算法對(duì)換熱器進(jìn)行了優(yōu)化。

Traverso等[76]介紹了一款緊湊回?zé)崞鲀?yōu)化設(shè)計(jì)工具CHEOPE，該軟件可以用來對(duì)板翅式換熱器及原表面式換熱器從尺寸、壓降以及成本3方面進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)，通過調(diào)節(jié)參數(shù)來調(diào)整對(duì)這3個(gè)方面的側(cè)重程度。Oliveira等[77]利用回?zé)崞髟O(shè)計(jì)程序進(jìn)行了交錯(cuò)波紋型和復(fù)式波紋型表面回?zé)崞髟O(shè)計(jì)，對(duì)比了使用合成氣和天然氣作燃料的燃?xì)廨啓C(jī)回?zé)崞鱾鳠嵯禂?shù)、效率、壓損、尺寸及成本。這些研究均針對(duì)地面燃?xì)廨啓C(jī)應(yīng)用，沒有考慮回?zé)崞髦亓俊?/p>

對(duì)于航空發(fā)動(dòng)機(jī)的間冷器和回?zé)崞鞫?，壓力損失同時(shí)會(huì)帶來發(fā)動(dòng)機(jī)性能的損失，而重量的增加則會(huì)使飛行的耗油率增加。此外，間冷器及回?zé)崞髟O(shè)計(jì)中還需要考慮尺寸限制等因素。在進(jìn)行間冷器和回?zé)崞髟O(shè)計(jì)時(shí)，應(yīng)當(dāng)以長寬尺寸等為約束條件，結(jié)合間冷回?zé)岚l(fā)動(dòng)機(jī)循環(huán)，以運(yùn)行及制造成本為目標(biāo)函數(shù)進(jìn)行優(yōu)化。

4 間冷器及回?zé)崞髋c航空發(fā)動(dòng)機(jī)匹配

對(duì)于航空發(fā)動(dòng)機(jī)而言，間冷器及回?zé)崞鞯脑O(shè)計(jì)還涉及到其與發(fā)動(dòng)機(jī)整機(jī)的匹配問題。間冷器及回?zé)崞鞯男问叫枰紤]發(fā)動(dòng)機(jī)整機(jī)尺寸的限制以及發(fā)動(dòng)機(jī)內(nèi)的局部結(jié)構(gòu)對(duì)換熱器及其連接部件的影響；此外，間冷器及回?zé)崞鞯男阅茉O(shè)計(jì)要與發(fā)動(dòng)機(jī)的性能參數(shù)相匹配，從而更好地發(fā)揮間冷回?zé)嵫h(huán)的優(yōu)勢(shì)；在間冷器及回?zé)崞魍瓿稍O(shè)計(jì)后，其安裝方式不僅對(duì)自身性能產(chǎn)生影響，還會(huì)影響上下游其他部件的工作，本節(jié)將介紹相關(guān)問題的研究情況。

4.1 結(jié)構(gòu)匹配問題

為了使間冷器及回?zé)崞鞲玫嘏c發(fā)動(dòng)機(jī)匹配，研究人員提出了不同的間冷器及回?zé)崞靼惭b形式。最常見的間冷器安裝方式在第1節(jié)中已有介紹，多個(gè)間冷器被模塊環(huán)形安裝在核心機(jī)周圍。Walker等指出[78]，在低壓壓氣機(jī)和間冷器之間存在一根徑向的驅(qū)動(dòng)軸，徑向軸的存在使得連接通道需要采用軸向不對(duì)稱的幾何結(jié)構(gòu)。Camilleri等[79]提出了間冷式逆流核心機(jī)的形式，在逆流核心機(jī)中空氣經(jīng)過低壓壓氣機(jī)壓縮后改變流動(dòng)方向，進(jìn)入反向的高壓壓氣機(jī)及燃燒室中，燃?xì)庥赏夂懦?，因此間冷器的形式也要作相應(yīng)變化。研究人員分別提出了單程和雙程間冷器的安裝位置，如圖12所示[79]。前文提到的Ito和Nagasaki[9]提出的利用發(fā)動(dòng)機(jī)原有幾何結(jié)構(gòu)作為間冷器的方案，由于采用了外涵機(jī)匣的支撐結(jié)構(gòu)及壓氣機(jī)靜子作為換熱部件，對(duì)核心機(jī)的整體結(jié)構(gòu)影響較小，僅需要考慮加裝中間循環(huán)的空間。

圖12 間冷式逆流核心機(jī)概念：單程(上)和雙程(下)[79]Fig.12 Core concept of geared intercooled reverse flow: 1-pass (upper) and 2-pass (lower)[79]

4.2 參數(shù)匹配問題

間冷器及回?zé)崞鞯膮?shù)設(shè)計(jì)需要考慮發(fā)動(dòng)機(jī)整體循環(huán)的要求。提高間冷器和回?zé)崞鞯男视欣谘h(huán)的改善，但間冷器及回?zé)崞餍实奶岣邥?huì)不可避免地帶來換熱器重量的提升以及壓力損失的增大，從而影響間冷回?zé)岚l(fā)動(dòng)機(jī)的性能。需要綜合權(quán)衡這些因素并實(shí)施優(yōu)化才能使發(fā)動(dòng)機(jī)獲得最大的收益。

Andriani等[80]通過分析熱力循環(huán)，研究了不同壓比及涵道比下間冷器及回?zé)崞鲹Q熱效率對(duì)循環(huán)熱效率及推力等性能參數(shù)的影響，指出高效的換熱器有利于循環(huán)效率及推力的提升，但由此帶來的尺寸重量等問題也不可忽視。Lundbladh及Sjunnesson[81]建立了間冷器及回?zé)崞髂Ｐ鸵灶A(yù)估其重量，利用Gasturb軟件研究了換熱器重量對(duì)飛機(jī)油耗及運(yùn)營成本的影響，結(jié)果表明換熱器質(zhì)量每減小20%將減少5%的油耗及2%的運(yùn)營成本。Dewanji等[82]利用Gasturb軟件建立了間冷回?zé)岚l(fā)動(dòng)機(jī)模型，提出回?zé)崞鲏毫p失及換熱效率對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)推力及耗油率有很大影響。龔昊等[83]開展了間冷回?zé)岚l(fā)動(dòng)機(jī)參數(shù)匹配研究，提出間冷器及回?zé)崞鞯挠行Ф仍礁哂秃脑降?，但其提升需考慮換熱器重量及壓損等因素，研究還指出發(fā)動(dòng)機(jī)回?zé)岫仍酱?，發(fā)動(dòng)機(jī)的壓比也應(yīng)越大，涵道比應(yīng)越小，而間冷度越大，增壓級(jí)壓比也應(yīng)越大。李剛團(tuán)等[16]則指出間冷器及回?zé)崞鞯男阅軈?shù)會(huì)影響發(fā)動(dòng)機(jī)整體性能，其余發(fā)動(dòng)機(jī)參數(shù)的匹配相對(duì)復(fù)雜，存在最佳匹配參數(shù)使整體性能達(dá)到最優(yōu)，并針對(duì)應(yīng)用于767-200ER型客機(jī)的發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)行了總體方案設(shè)計(jì)。

在確定間冷器及回?zé)崞鲄?shù)時(shí)，為了使整機(jī)性能達(dá)到最優(yōu)，需要對(duì)整個(gè)發(fā)動(dòng)機(jī)建模進(jìn)行優(yōu)化。在優(yōu)化過程中，能否建立可靠的間冷器及回?zé)崞髂Ｐ蜁?huì)影響到優(yōu)化的效果。間冷器及回?zé)崞髂Ｐ桶〒Q熱器的換熱效率、流動(dòng)損失及重量尺寸之間的關(guān)系，以及其在非設(shè)計(jì)狀態(tài)下工作能力的變化等。Lundbladh及Sjunnesson[81]通過管內(nèi)流動(dòng)傳熱及平板湍流邊界層的經(jīng)驗(yàn)公式進(jìn)行管式回?zé)崞骷伴g冷器的建模，對(duì)換熱器的壁厚、材料及連接管道均作了假設(shè)，并對(duì)非設(shè)計(jì)點(diǎn)的換熱器性能作了考慮。龔昊等[15]在其他文獻(xiàn)的基礎(chǔ)上建立了間冷器和回?zé)崞鞯囊浑A精度特性公式用于發(fā)動(dòng)機(jī)的性能計(jì)算。Gr?nstedt及Kyprianidis[84]利用CFD軟件得到了管式間冷器的流動(dòng)傳熱特征，并將其用于間冷發(fā)動(dòng)機(jī)的優(yōu)化中。準(zhǔn)確建立不同型面的換熱器模型用于發(fā)動(dòng)機(jī)參數(shù)的匹配是研究發(fā)動(dòng)機(jī)匹配問題的關(guān)鍵，特別是隨著間冷器和回?zé)崞鞯陌l(fā)展，不同換熱型面的情況還有待研究。

4.3 間冷器及回?zé)崞鞯陌惭b優(yōu)化

航空發(fā)動(dòng)機(jī)與間冷器及回?zé)崞髦g匹配的另一個(gè)問題是其與上下游部件的相互影響。劉永泉等指出[85]對(duì)壓氣機(jī)來說，安裝間冷器意味著壓氣機(jī)設(shè)計(jì)中必須考慮濕壓縮、熱源、流路曲率、容積慣性的影響，間冷回?zé)岚l(fā)動(dòng)機(jī)的壓氣機(jī)與間冷器需要一體化設(shè)計(jì)，強(qiáng)流熱慣性引起的壓縮系統(tǒng)穩(wěn)定性等問題也有待解決。此外，間冷器的外涵引氣結(jié)構(gòu)還會(huì)對(duì)風(fēng)扇的工作造成影響。而壓氣機(jī)及外涵引氣帶來的復(fù)雜流動(dòng)情況同樣也會(huì)影響間冷器的工作?；?zé)崞髟趪姽苤械陌惭b會(huì)造成噴管內(nèi)燃?xì)鈮毫p失，影響整個(gè)發(fā)動(dòng)機(jī)的性能。回?zé)崞鞯陌惭b方式還會(huì)影響燃?xì)舛说牧黧w分配與流動(dòng)特性進(jìn)而影響回?zé)崞鞅旧淼膿Q熱能力。為了解決這些問題，對(duì)間冷器及回?zé)崞鞯陌惭b優(yōu)化開展了許多研究。

Walker等借鑒了壓氣機(jī)軸間氣體傳遞的結(jié)構(gòu)，進(jìn)行了間冷器與低壓壓氣機(jī)的管道設(shè)計(jì)[78]，在進(jìn)口處采用由環(huán)形通道分離成多個(gè)離散管路的S型擴(kuò)張管道。研究人員確定了S型管道的4個(gè)基本無量綱參數(shù)，利用進(jìn)口和出口間質(zhì)量加權(quán)的總壓損失和靜壓恢復(fù)系數(shù)評(píng)估管道的總體性能，出口周向靜壓變化和出口動(dòng)壓頭之比評(píng)估徑向軸的機(jī)械約束以及管道對(duì)上游壓氣機(jī)部件工作的影響，通過觀察各離散管路滯止壓力損失變化和流動(dòng)相似來評(píng)價(jià)流動(dòng)分配的影響。研究人員將壓氣機(jī)出口導(dǎo)流葉片的設(shè)計(jì)與管道設(shè)計(jì)結(jié)合，通過改變出口導(dǎo)流葉片傾斜度，為S型管道的進(jìn)口提供旋流，減小與向外轉(zhuǎn)動(dòng)流量相關(guān)聯(lián)的下游管道壓力梯度。研究人員通過CFD比較了不同離散管路間隔、幾何邊緣尺寸、傾斜度和輪廓尺寸對(duì)S型管道性能的影響，完成了初步的S型管道設(shè)計(jì)。研究人員對(duì)S型管道進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)研究[86]，表明管路的平均損失大約為出口導(dǎo)流葉片總壓頭的20%，出口的流量較為均勻，且對(duì)上游出口影響較小。這些研究形成了一套完整的壓氣機(jī)間冷器管路連接設(shè)計(jì)方法，提出了管路優(yōu)化的評(píng)價(jià)標(biāo)準(zhǔn)。

圖13 外涵引氣示意圖[87]Fig.13 Off-take entraining scheme [87]

A’barrow等[87]開展了外涵引氣結(jié)構(gòu)研究，旨在在較短的軸向距離內(nèi)取得最小的壓力損失。對(duì)于外涵的引氣來說，在流動(dòng)過程中有兩次膨脹，在外涵的膨脹被稱為“預(yù)膨脹”，其大小與引氣結(jié)構(gòu)面積有關(guān)。預(yù)膨脹應(yīng)盡量大，因?yàn)樵谕ǖ纼?nèi)膨脹要以軸向長度增加(或更大的壓損)為代價(jià)。外涵引氣口總體結(jié)構(gòu)如圖13所示，其中HX代表換熱器，F(xiàn)OGV表示風(fēng)扇出口導(dǎo)流葉片，t′為機(jī)匣厚度。在幾何限制相同的情況下，當(dāng)引氣結(jié)構(gòu)距離FOGV較近時(shí)，為了防止其對(duì)上游葉片的工作造成影響，預(yù)膨脹不宜取得過大；而引氣結(jié)構(gòu)與導(dǎo)流葉片距離X較大時(shí)，由于幾何的限制，取得相同的預(yù)膨脹需要更為曲折的結(jié)構(gòu)，造成較大的壓力損失。研究人員提出，預(yù)膨脹取值在1～1.4間較為合適。

Kwan等[88]研究了間冷器安裝對(duì)腔體內(nèi)流動(dòng)損失的影響，簡化了間冷器安裝模型，對(duì)其進(jìn)行了數(shù)值和實(shí)驗(yàn)研究。實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明，間冷器V形布置會(huì)導(dǎo)致間冷器出口產(chǎn)生旋流，間冷器模型下游出現(xiàn)了流動(dòng)分離，需要在間冷器進(jìn)出口增加導(dǎo)流結(jié)構(gòu)及調(diào)整整流罩形狀。提出流動(dòng)調(diào)節(jié)的面積準(zhǔn)則，通過維持換熱器下游的流動(dòng)面積不變改善間冷器安裝的流動(dòng)損失。研究表明面積準(zhǔn)則可以使總壓損失降低1.9%～6.3%，改變出口氣流偏轉(zhuǎn)角可以減小18%的流動(dòng)非均勻程度，降低13%的總壓損失，為間冷器安裝優(yōu)化提供了評(píng)價(jià)標(biāo)準(zhǔn)及方法。

為了進(jìn)行回?zé)崞髟趪姽軆?nèi)的安裝優(yōu)化工作，開展了回?zé)崞鞫嗫捉橘|(zhì)模型的研究。Missirlis等[89]進(jìn)行了回?zé)崞鲗?shí)驗(yàn)研究，采用1∶1的回?zé)崞髂K，用空氣代替噴管中高溫氣體，通過實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)，建立了回?zé)崞鞯亩嗫捉橘|(zhì)模型。Yakinthos等[90]通過實(shí)驗(yàn)得到了不同迎角下的壓降與進(jìn)口有效當(dāng)?shù)厮俣鹊年P(guān)系，改進(jìn)了多孔介質(zhì)模型。上述研究均沒有考慮換熱對(duì)壓降的影響。Albanakis等[91]通過實(shí)驗(yàn)研究了傾角、迎角以及換熱對(duì)回?zé)崞鲏毫p失的影響。Yakinthos等[92]進(jìn)一步發(fā)展了多孔介質(zhì)模型，在壓降法則中考慮了傾角和迎角的影響，同時(shí)考慮了換熱對(duì)壓降的影響。Vlahostergios等[93]研究了進(jìn)口湍流度對(duì)回?zé)崞鲹Q熱及壓力損失的影響，不同進(jìn)口溫度、速度以及湍流度下回?zé)崞鞯膲航导皳Q熱情況，得到了新的多孔介質(zhì)模型。研究人員一步步建立并完善了多孔介質(zhì)模型，為回?zé)崞靼惭b優(yōu)化提供了可靠的工具。

Yakinthos等[94]通過二維計(jì)算模型數(shù)值模擬研究了回?zé)崞髟趪姽苤械陌惭b，回?zé)崞鞑捎枚嗫捉橘|(zhì)模型。對(duì)回?zé)崞鞯陌惭b進(jìn)行優(yōu)化，重新設(shè)計(jì)了噴管以及噴管內(nèi)氣動(dòng)錐的形狀，減少了噴管內(nèi)35%的壓力損失。Missirlis等[95]利用考慮傳熱影響的多孔介質(zhì)模型進(jìn)行回?zé)崞靼惭b模擬，通過優(yōu)化，提高了2.29%的換熱量，總壓損失降低了9.45%。

國內(nèi)童傳琛等[11]建立了回?zé)崞鞯亩嗫捉橘|(zhì)模型，對(duì)回?zé)崞鞯陌惭b進(jìn)行了數(shù)值模擬。研究人員還采用多島遺傳算法，優(yōu)化了回?zé)崞鞯陌惭b方案，改善了回?zé)崞鞯牧髁糠峙洹?/p>

5 高溫?fù)Q熱器技術(shù)

與常規(guī)的換熱器相比，航空發(fā)動(dòng)機(jī)間冷器及回?zé)崞鞴ぷ鳒囟容^高，回?zé)崞髦袦囟雀哌_(dá)1 000 K，而間冷器中溫度也可達(dá)到600 K左右。隨著航空發(fā)動(dòng)機(jī)的發(fā)展，壓氣機(jī)壓比增加，渦輪前溫度不斷上升，間冷器和回?zé)崞鞴ぷ鳒囟纫渤噬仙厔?shì)。高溫?fù)Q熱器與普通換熱器有很多不同，常規(guī)換熱器多采用不銹鋼等材料進(jìn)行制造，而高溫?fù)Q熱器則需要采用高溫合金甚至是陶瓷材料制造；在高溫?fù)Q熱器的工作過程中，除了在穩(wěn)定工作條件下的溫度和壓力導(dǎo)致的應(yīng)力之外，啟動(dòng)、關(guān)閉等瞬態(tài)工況變化均會(huì)引發(fā)很大的熱應(yīng)力，而常規(guī)換熱器通常僅需考慮兩側(cè)壓力。研究人員針對(duì)高溫高壓下工作的換熱器開展了許多數(shù)值及實(shí)驗(yàn)研究，得到了多種形式的換熱器內(nèi)應(yīng)力集中區(qū)域，研究了各類型換熱器中容易產(chǎn)生的破壞現(xiàn)象。

對(duì)于管式及管翅式換熱器，Ma等[96]研究了管內(nèi)翅片刺刀的應(yīng)力分布，指出最大應(yīng)力值出現(xiàn)在外管與內(nèi)部翅片的連接位置，溫度梯度對(duì)應(yīng)力的影響要大于壓差帶來的影響。Islamoglu[97]利用有限元方法研究了帶不同形狀圓翅片的管式陶瓷換熱器中的溫度分布及熱力分布，提出翅片的直徑會(huì)顯著影響翅片管的溫度分布及熱應(yīng)力分布。Zeng等[98]研究了形狀對(duì)刺刀管翅片應(yīng)力分布的影響，指出Z型翅片在結(jié)構(gòu)方面表現(xiàn)出更好的可靠性。Xu和Zhao[99]研究了管與管板間的應(yīng)力腐蝕破裂(SCC)，應(yīng)力腐蝕破裂是指金屬在一定的拉伸應(yīng)力下暴露在特定腐蝕介質(zhì)中產(chǎn)生的破裂。熱應(yīng)力、機(jī)械應(yīng)力以及焊接的殘余應(yīng)力均會(huì)對(duì)應(yīng)力腐蝕破裂產(chǎn)生影響。通過有限元分析，研究人員得到了管與管板連接結(jié)構(gòu)的應(yīng)力分布，結(jié)果顯示管與管板間的結(jié)構(gòu)中存在較大應(yīng)力，焊接的殘余應(yīng)力對(duì)總的拉伸應(yīng)力影響較大，管與管板間的不連續(xù)區(qū)域容易產(chǎn)生應(yīng)力集中。Liu等[100]開展了換熱器管與管板間焊接處的失效分析，借助掃描電子顯微鏡、能譜儀及有限元等手段發(fā)現(xiàn)，焊接處的失效是由疲勞導(dǎo)致的。

對(duì)于板翅式換熱器，Chen等[101]利用有限元方法計(jì)算了板翅式換熱器焊接處的殘余應(yīng)力。Ponyavin等[102]研究了高溫氣冷堆中板翅式換熱器的應(yīng)力分布以及不同翅片形狀對(duì)應(yīng)力分布的影響，采用有限元方法研究換熱器的應(yīng)力分布，提出機(jī)械應(yīng)力的影響要大于熱應(yīng)力的影響。Kawashima等[103]對(duì)應(yīng)用于高溫氣冷堆中的板翅式換熱器中的應(yīng)力及其形變展開了研究，實(shí)驗(yàn)表明當(dāng)焊料厚度低于100 μm時(shí)，換熱器結(jié)構(gòu)破壞最先出現(xiàn)在焊接位置，還采用有限元方法得到了板翅結(jié)構(gòu)的應(yīng)力應(yīng)變曲線并估計(jì)了板翅式換熱器的壽命。Ma等[104-105]利用有限元方法研究了液化天然氣設(shè)施中板翅式換熱器加熱及冷卻過程中的應(yīng)力變化，Ma等[106-107]還研究了翅片的幾何特征及工作條件對(duì)換熱器應(yīng)力的影響。Zhang等[108]采用直接耦合計(jì)算的方法模擬了CW原表面換熱器非穩(wěn)態(tài)的流動(dòng)傳熱以及應(yīng)力應(yīng)變，考慮了形變與流動(dòng)傳熱間的相互作用，采用Abaqus進(jìn)行CAE計(jì)算，Star-CD進(jìn)行CFD計(jì)算，整體控制程序?qū)崿F(xiàn)CAE及CFD計(jì)算之間的數(shù)據(jù)轉(zhuǎn)移。

Schoenenborn等[109]圍繞MTU公司設(shè)計(jì)的航空發(fā)動(dòng)機(jī)回?zé)崞鞯臒釕?yīng)力問題開展了研究。通過數(shù)值模擬得到瞬態(tài)和穩(wěn)態(tài)換熱器內(nèi)的溫度分布，利用有限元代碼進(jìn)行了應(yīng)力分析。通過穩(wěn)態(tài)計(jì)算結(jié)果確定了管的靜載荷，通過瞬態(tài)熱力計(jì)算確定了蠕變壽命和低周疲勞壽命，還進(jìn)行了異型管的振動(dòng)分析。研究表明，MTU公司設(shè)計(jì)的回?zé)崞鹘Y(jié)構(gòu)具有較長的壽命，在實(shí)際發(fā)動(dòng)機(jī)中使用仍有一定的裕度。研究為管式航空發(fā)動(dòng)機(jī)回?zé)崞鞯臒崃υO(shè)計(jì)提供了較為可靠的方法，同時(shí)也為其他形式航空發(fā)動(dòng)機(jī)間冷回?zé)崞鞯臒崃υO(shè)計(jì)提供了思路。

從現(xiàn)有的研究可以看到，不管是瞬態(tài)計(jì)算還是穩(wěn)態(tài)計(jì)算，要想得到高溫條件下?lián)Q熱器內(nèi)的應(yīng)力分布均需要由流動(dòng)傳熱計(jì)算得到換熱器內(nèi)的溫度分布；也有研究人員采用耦合計(jì)算的方法，同時(shí)計(jì)算換熱器中的流動(dòng)傳熱及應(yīng)力應(yīng)變問題，但方法較為復(fù)雜。

盡管航空發(fā)動(dòng)機(jī)間冷器中的溫度較回?zé)崞髦休^低，但仍處于較高的溫度，對(duì)航空發(fā)動(dòng)機(jī)間冷器進(jìn)行熱應(yīng)力分析仍然是有必要的。為了進(jìn)行熱力分析，首先要進(jìn)行間冷器的流動(dòng)傳熱計(jì)算以得到換熱器表面的溫度壓力分布。航空發(fā)動(dòng)機(jī)的間冷器多采用交錯(cuò)波紋的原表面換熱器，現(xiàn)有的關(guān)于原表面換熱器的數(shù)值研究大都針對(duì)簡化模型以及單元，而進(jìn)行換熱器整體的熱應(yīng)力計(jì)算需要得到換熱器整體的溫度分布，對(duì)于原表面換熱器，尤其是無法采用周期邊界進(jìn)行數(shù)值模擬的叉流式原表面換熱器而言，所需要的計(jì)算資源很大，可能需要對(duì)計(jì)算模型進(jìn)行簡化、縮尺或分塊計(jì)算，有關(guān)研究仍有待展開。

6 新型熱交換器

前文提到了現(xiàn)有的一些間冷、回?zé)崞餍问?，例如MTU公司的二段式交叉逆流回?zé)崞饕约岸喾N型面的原表面式間冷器，還討論了有關(guān)強(qiáng)化傳熱的問題。隨著換熱器技術(shù)的發(fā)展，許多新的換熱器形式也不斷涌現(xiàn)出來，在這里本文介紹兩種有潛力被應(yīng)用于航空發(fā)動(dòng)機(jī)間冷回?zé)嵫h(huán)中的新型熱交換器及其發(fā)展現(xiàn)狀。

6.1 印刷電路板換熱器

印刷電路板換熱器(PCHE)是Heatric公司發(fā)明的一種緊湊高效換熱器。PCHE通過光電化學(xué)蝕刻在金屬板上形成通道，板間通過擴(kuò)散焊接黏合連接在一起。這種換熱器能在高溫高壓環(huán)境下工作，Heatric公司稱其生產(chǎn)的PCHE最高工作溫度可達(dá)980 ℃，最高工作壓力可達(dá)96.5 MPa[110]。PCHE的緊湊性和效率高，其通道可以被加工成各種形狀，從而控制壓力損失和換熱能力之間的關(guān)系。PCHE的主要類型有直通道PCHE、機(jī)翼型PCHE、Z型PCHE、雙面PCHE等，有關(guān)不同型面PCHE的實(shí)驗(yàn)及數(shù)值研究可參考文獻(xiàn)[111-115]的研究。Figley等[116]對(duì)直管道PCHE進(jìn)行了數(shù)值模擬，采用層流及不同的湍流模型條件進(jìn)行計(jì)算，結(jié)果表明層流模擬得到的結(jié)果更精確。Mylavarapu等[117]指出以往的工作缺乏對(duì)高溫下PCHE性能的研究，并開展了PCHE擴(kuò)散焊接的研究[118]和高溫高壓下直通道PCHE的實(shí)驗(yàn)性能研究[119]。Ma等[120]通過數(shù)值模擬研究了高溫高壓下Z型通道PCHE的流動(dòng)及傳熱特性，指出在第2個(gè)波峰后通道內(nèi)流體的無量綱速度及溫度趨于穩(wěn)定。Ma等[121]通過數(shù)值模擬研究了機(jī)翼型翅片尾部圓角對(duì)PCHE性能的影響。Son等[122]通過計(jì)算程序分析了不同封頭位置對(duì)PCHE性能的影響。Yoon等[123]建立了叉流式直通道PCHE的二維模型，進(jìn)行了小型模塊反應(yīng)堆中PCHE的設(shè)計(jì)，分析了PCHE的成本，Yoon等[124]比較了直通道、S型及Z型PCHE在高溫氣冷堆及鈉冷式快速反應(yīng)堆中的應(yīng)用，提出直通道PCHE適合用于湍流條件下的高溫氣冷堆，Z型PCHE適合用于層流條件下的鈉冷式快速反應(yīng)堆。Kim等[125]比較了直通道、Z型、S型PCHE以及錯(cuò)列翅片的板翅換熱器在氟化鹽冷卻高溫反應(yīng)堆中的應(yīng)用。Urquiza等[126]研究了PCHE中的瞬態(tài)傳熱流動(dòng)及應(yīng)力問題，采用多孔介質(zhì)法及當(dāng)?shù)伢w積平均物性的方法，對(duì)整個(gè)PCHE進(jìn)行多尺度分析。Panda等[127-128]對(duì)航空發(fā)動(dòng)機(jī)低壓渦輪廢氣驅(qū)動(dòng)(TED-T)二次循環(huán)方案中的換熱器設(shè)計(jì)進(jìn)行了研究，比較了錯(cuò)列板翅式換熱器、PCHE及板式換熱器在TED-T循環(huán)中的表現(xiàn)。TED-T與回?zé)嵫h(huán)的概念類似，具體可參考文獻(xiàn)[129]。

PCHE具有較高的緊湊度，在高溫高壓條件下表現(xiàn)出良好的可靠性。由于PCHE的形式與板翅式換熱器類似，均存在二次表面形式，此外，從現(xiàn)有的研究來看，PCHE的壁面厚度要高于原表面換熱器的厚度，因此，在航空發(fā)動(dòng)機(jī)中采用PCHE可能導(dǎo)致間冷器及回?zé)崞髦亓康纳仙?，有關(guān)輕質(zhì)PCHE的研究仍有待開展。

6.2 微通道換熱器

減少換熱器流道的水力直徑可以顯著增強(qiáng)換熱能力，因?yàn)樗χ睆降臏p小不僅可以減小流動(dòng)中的附面層厚度，還可以增加換熱器的緊湊度。微通道換熱器是指換熱通道的水力直徑遠(yuǎn)小于常規(guī)尺度換熱器的換熱器，微通道技術(shù)由Tuckerman和Pease于1981年提出[130]。微通道中的許多流動(dòng)和傳熱現(xiàn)象與常規(guī)尺度不同，壁面的粗糙度、軸向?qū)?、黏性加熱、可壓縮性等均可對(duì)微通道的流動(dòng)傳熱起到很大影響。此外，在微通道中的氣體可能因?yàn)榉肿臃植歼^于稀薄而導(dǎo)致連續(xù)性假設(shè)不再成立。根據(jù)克努森數(shù)，研究人員將流動(dòng)分為無滑移區(qū)、滑移邊界區(qū)、過渡區(qū)和自由分子區(qū)。Guo和Li[131]認(rèn)為大多數(shù)微通道應(yīng)用仍處于無滑移區(qū)和滑移邊界區(qū)，因而連續(xù)性假設(shè)仍然適用，但要考慮到邊界滑移的影響。Mecili和Mezaache通過數(shù)值模擬研究了滑移邊界以及軸向?qū)醄132]、滑移邊界以及黏性耗散[133]對(duì)微通道內(nèi)傳熱的影響。Zade等[134]研究了變物性滑移流在矩形微通道內(nèi)的流動(dòng)傳熱現(xiàn)象，提出較小的溫度變化也會(huì)導(dǎo)致努塞爾數(shù)的劇烈變化。Zhang等[135]通過實(shí)驗(yàn)研究了微細(xì)管內(nèi)的流動(dòng)傳熱現(xiàn)象，指出可壓縮性以及黏性加熱對(duì)管內(nèi)流動(dòng)傳熱具有很大的影響。Yang等[136]對(duì)管內(nèi)氣體流動(dòng)進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)研究，提出在考慮氣體的可壓縮性后，傳統(tǒng)公式的預(yù)測(cè)與實(shí)驗(yàn)結(jié)果吻合度高。Lin和Kandlikar[137-138]通過實(shí)驗(yàn)研究了熱量損失、軸向?qū)?、黏性加熱及尺寸效?yīng)對(duì)微細(xì)管內(nèi)氣體流動(dòng)傳熱的影響，指出熱量損失會(huì)使實(shí)驗(yàn)存在比較大的不確定度，軸向?qū)岷宛ば约訜釋?duì)微細(xì)管內(nèi)流動(dòng)傳熱影響較大。Ebrahimi等[139]研究了縱向渦流發(fā)生器對(duì)矩形微通道內(nèi)的流動(dòng)傳熱的影響。Marshall等[140-141]開展了彎曲流道的微通道研究，研究了橫截面幾何結(jié)構(gòu)及流動(dòng)中產(chǎn)生的迪恩渦對(duì)通道內(nèi)換熱的影響。Zou和Hrnjak[142]通過實(shí)驗(yàn)研究了微通道換熱器的流量分配問題，得到了液體流量分配的經(jīng)驗(yàn)公式。

Williams等指出微通道技術(shù)在航空發(fā)動(dòng)機(jī)熱管理應(yīng)用中的潛力，相比于現(xiàn)存最先進(jìn)的緊湊板翅式換熱器技術(shù)，微通道技術(shù)可以使液-氣換熱器的重量減少20%～30%[143]。Sheth等[144]設(shè)計(jì)了一種微通道的液-液換熱器，其設(shè)計(jì)工況與 X-38 航天器熱管理系統(tǒng)的換熱器相同，與原設(shè)計(jì)相比，微通道換熱器的重量減小了26%，體積減小了60%。英國Reaction公司的Sabre發(fā)動(dòng)機(jī)的預(yù)冷器采用了0.98 mm直徑的微細(xì)管，研究人員通過實(shí)驗(yàn)證實(shí)預(yù)冷器具有在0.02 s內(nèi)將空氣冷卻至-150 ℃的能力[145]。鄒正平等[146]總結(jié)了國外強(qiáng)預(yù)冷系統(tǒng)的研究現(xiàn)狀，針對(duì)緊湊式預(yù)冷器開展了熱流耦合換熱機(jī)理、數(shù)值模擬、薄壁毛細(xì)管制造及檢測(cè)技術(shù)等的研究工作。

從現(xiàn)有的研究來看，微通道技術(shù)可以顯著提高換熱器的緊湊度，減少換熱器尺寸和重量，但在大多應(yīng)用中都表現(xiàn)出了較大的壓力損失，這是微通道技術(shù)應(yīng)用于航空發(fā)動(dòng)機(jī)間冷器與回?zé)崞鲿r(shí)有待解決的問題；此外，微通道內(nèi)的流動(dòng)傳熱機(jī)理十分復(fù)雜，許多工作仍有待開展，尤其是關(guān)于微通道內(nèi)的強(qiáng)化傳熱技術(shù)以及復(fù)雜型面微通道內(nèi)的流動(dòng)仍有待進(jìn)一步的研究。

7 結(jié) 論

1) 在航空發(fā)動(dòng)機(jī)中應(yīng)用間冷回?zé)嵫h(huán)能顯著改善航空發(fā)動(dòng)機(jī)的工作能力，實(shí)現(xiàn)間冷回?zé)嵫h(huán)的關(guān)鍵在于間冷器及回?zé)崞鞯脑O(shè)計(jì)，航空發(fā)動(dòng)機(jī)間冷器及回?zé)崞餍枰獫M足緊湊、高效、輕質(zhì)、低壓力損失等要求，具有良好的抗堵塞、抗污垢能力及較長的使用壽命，并且能夠在高溫和高壓條件下穩(wěn)定工作。

2) 間冷器及回?zé)崞鲝?qiáng)化換熱研究有利于發(fā)動(dòng)機(jī)總重量的縮減以及間冷回?zé)嵫h(huán)功率和熱效率的提高。高效間冷器和回?zé)崞鞯膶?shí)現(xiàn)，需要對(duì)換熱高效而流動(dòng)低阻的換熱基本元件或表面開展系統(tǒng)深入的應(yīng)用基礎(chǔ)研究，從不同尺度研究流體與固體壁面的相互作用過程，提出新型換熱結(jié)構(gòu)表面。在這過程中，“效法自然”，科學(xué)地認(rèn)識(shí)理解自然現(xiàn)象、向自然界生物學(xué)習(xí)，或許能為提出新穎的換熱表面提供一條有效的途徑。

3) 即使設(shè)計(jì)研制的間冷器及回?zé)崞髦笜?biāo)先進(jìn)，實(shí)際使用還需要考慮其與發(fā)動(dòng)機(jī)整機(jī)匹配的問題，具體包括：在考慮發(fā)動(dòng)機(jī)幾何約束的前提下，選取合理的間冷器及回?zé)崞餍问?；建立?zhǔn)確的間冷器及回?zé)崞髂Ｐ?，進(jìn)行發(fā)動(dòng)機(jī)與間冷器及回?zé)崞鞯膮?shù)匹配優(yōu)化；開展間冷器及回?zé)崞靼惭b優(yōu)化，關(guān)注間冷器進(jìn)出口流體分配器及連接管道的設(shè)計(jì)，避免流體分布的不均勻性，提高換熱器的性能、減小其安裝對(duì)上下游部件的影響。

4) 新型高效節(jié)能、高推重比和高機(jī)動(dòng)性能航空發(fā)動(dòng)機(jī)的研制對(duì)間冷器及回?zé)崞鞯脑O(shè)計(jì)提出了越來越高的要求。研制新型高效低阻、高緊湊度、滿足高溫高壓長時(shí)間工作的熱交換器的需求尤為急迫，圍繞新原理、新結(jié)構(gòu)、新材料和準(zhǔn)確的熱力分析計(jì)算，航空發(fā)動(dòng)機(jī)用間冷器和回?zé)崞鞯难芯繉⒚媾R一系列挑戰(zhàn)。

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(責(zé)任編輯： 鮑亞平, 李明敏)

URL： www.cnki.net/kcms/detail/11.1929.V.20170301.0913.002.html

*Corresponding author. E-mail: ymxuan@nuaa.edu.cn

A review of research on intercoolers and recuperators in aero-engines

ZHAO Bi, XUAN Yimin*

CollegeofEnergyandPowerEngineering,NanjingUniversityofAeronauticsandAstronautics,Nanjing210016,China

To satisfy the demands for cheaper and environment-friendly aero-engines of future aircraft, intercooled recuperated cycle has been given much attention to in the past few years. Research on intercoolers and recuperators in aero-engines has become one of the key factors restricting the development of aero-engines that utilizing intercooled recuperated cycle. Research background of intercooled recuperated aero-engines is briefly introduced. Studies on heat transfer surfaces of intercoolers and recuperators in intercooled recuperated aero-engine both home and abroad are reviewed, as well as research on optimization of heat exchangers, installation and use of intercoolers and recuperators in intercooled recuperated aero-engines and the development of new type of high temperature heat exchanger technologies. Future research on intercoolers and recuperators in intercooled recuperated aero-engines is also proposed.

aero-engines; intercoolers; recuperators; enhanced heat transfer; high temperature heat exchanger; printed circuit heat exchanger; micro channel heat exchanger

2016-11-15； Revised： 2016-12-19； Accepted： 2017-01-21； Published online： 2017-03-01 09:13

V231.1； O354

A

1000-6893(2017)09-520934-21

2016-11-15； 退修日期： 2016-12-19； 錄用日期： 2017-01-21； 網(wǎng)絡(luò)出版時(shí)間： 2017-03-01 09:13

www.cnki.net/kcms/detail/11.1929.V.20170301.0913.002.html

*通訊作者.E-mail: ymxuan@nuaa.edu.cn

趙璧， 宣益民． 航空發(fā)動(dòng)機(jī)間冷器及回?zé)崞靼l(fā)展研究綜述[J]． 航空學(xué)報(bào), 2017, 38(9): 520934. ZHAO B, XUAN Y M. A review of research on intercoolers and recuperators in aero-engines[J]. Acta Aeronautica et Astronautica Sinica, 2017, 38(9): 520934.

http://hkxb.buaa.edu.cn hkxb@buaa.edu.cn

10.7527/S1000-6893.2017.620934