嚴(yán) 文 杰， 李 奇， 趙 一 鳴， 李 長 河， 胡 大 鵬*

( 1.大連理工大學(xué) 化工學(xué)院， 遼寧 大連 116024；2.中國石化石油勘探開發(fā)研究院， 北京 100083 )

0 引 言

目前，天然氣主要通過輸氣管網(wǎng)進(jìn)行輸運(yùn)，由于氣體在管內(nèi)存在流動(dòng)阻力損失，故每隔一段距離需設(shè)置一氣站，天然氣輸入氣站后，一部分加壓繼續(xù)進(jìn)行集輸，另一部分降壓儲(chǔ)存于氣站，供當(dāng)?shù)厥褂肹1-2]．為實(shí)現(xiàn)這一過程，需要使用氣體壓力交換設(shè)備，壓縮機(jī)和膨脹機(jī)是目前常用的氣體壓力交換設(shè)備，雖然效率較高，但存在帶液運(yùn)行能力差、投資成本大等問題[3-4]．

氣波壓力交換技術(shù)是一項(xiàng)利用壓力波實(shí)現(xiàn)能量交換的新型技術(shù)，目前的應(yīng)用領(lǐng)域主要包括增壓器、燃?xì)廨啓C(jī)和均衡器等[5-6]．利用這一技術(shù)研制出的氣波分壓器可通過輸入一股中壓氣體，而后輸出一股高壓氣體和一股低壓氣體，具有結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單、成本低、可帶液運(yùn)行等優(yōu)點(diǎn)[7-8]．

中、低壓端口間制冷溫降和高壓出氣流量占比可反映氣波分壓器的制冷和增壓性能，本文通過數(shù)值模擬方法揭示氣波分壓器的工作原理，并搭建氣波分壓器實(shí)驗(yàn)平臺(tái)，重點(diǎn)研究壓縮比和膨脹比對(duì)中、低壓端口間制冷溫降和高壓出氣流量占比的影響．

1 氣波分壓裝置簡(jiǎn)介

1.1 氣波分壓器結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)介

氣波分壓器主要由高、中、低壓端口及對(duì)應(yīng)端口調(diào)節(jié)板、波轉(zhuǎn)子、設(shè)備殼體和底座等部分組成，結(jié)構(gòu)如圖1所示．其中波轉(zhuǎn)子為其核心部件，波轉(zhuǎn)子勻速轉(zhuǎn)動(dòng)，其上的通道與各進(jìn)、出氣噴嘴周期性接通和關(guān)閉，與此同時(shí)，氣體在波轉(zhuǎn)子內(nèi)完成壓力交換，從而實(shí)現(xiàn)分壓功能．

1.2 實(shí)驗(yàn)平臺(tái)簡(jiǎn)介

氣波分壓器實(shí)驗(yàn)平臺(tái)、波轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)以及實(shí)驗(yàn)流程圖如圖2～4所示．實(shí)驗(yàn)通過三相異步電機(jī)和皮帶輪帶動(dòng)波轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)動(dòng)，且可用變頻器控制轉(zhuǎn)速．由于本文主要研究氣波分壓器的相關(guān)機(jī)理，所以無論是使用天然氣還是空氣進(jìn)行研究，對(duì)氣波分壓器的機(jī)理問題都不會(huì)產(chǎn)生太大影響，但考慮到在實(shí)驗(yàn)室進(jìn)行天然氣實(shí)驗(yàn)會(huì)存在安全問題，故選用空氣作為實(shí)驗(yàn)介質(zhì)．經(jīng)壓縮機(jī)加壓后，壓縮氣體依次流經(jīng)儲(chǔ)氣罐T1和穩(wěn)壓罐T2，而后通過中壓進(jìn)氣端口MP射入波轉(zhuǎn)子內(nèi)．可通過調(diào)節(jié)截止閥V1開度來控制中壓進(jìn)氣壓力和流量大小．低壓出氣端口LP直接與大氣相連，高壓出氣端口HP的背壓可通過截止閥V4進(jìn)行調(diào)節(jié)，在各進(jìn)、出口管線上設(shè)置了壓力和溫度監(jiān)測(cè)儀表，流量通過使用熱線風(fēng)速儀測(cè)得氣速后換算得出．

1 設(shè)備底座; 2 低壓出口; 3 出氣端口調(diào)節(jié)板; 4 波轉(zhuǎn)子; 5 中壓蓋板; 6 進(jìn)氣端間隙調(diào)節(jié)墊片; 7 偏距調(diào)節(jié)盤; 8 中壓入口; 9 中壓支撐板; 10 進(jìn)氣端口調(diào)節(jié)板; 11 設(shè)備殼體; 12 高壓出口; 13 出氣端間隙調(diào)節(jié)墊片

圖2 氣波分壓器實(shí)驗(yàn)平臺(tái)Fig.2 Gas wave divider experiment platform

圖3 波轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)Fig.3 Structure of wave rotor

圖4 實(shí)驗(yàn)流程圖Fig.4 Flow chart of the experiment

2 數(shù)值模擬及流場(chǎng)分析

2.1 數(shù)值模型的建立與驗(yàn)證

理論上采用三維模型能夠真實(shí)地反映波轉(zhuǎn)子通道內(nèi)部流場(chǎng)，但由于本次所用波轉(zhuǎn)子通道的長寬比大于10且轉(zhuǎn)速較低，三維旋轉(zhuǎn)對(duì)通道內(nèi)整體壓力分布的影響較小，且考慮到計(jì)算機(jī)的計(jì)算資源，故對(duì)三維模型進(jìn)行二維簡(jiǎn)化，簡(jiǎn)化過程如圖5所示，將波轉(zhuǎn)子沿母線剪開后平鋪展開，從而將波轉(zhuǎn)子通道由三維轉(zhuǎn)動(dòng)轉(zhuǎn)換為二維平動(dòng)．

圖5 三維向二維轉(zhuǎn)換示意圖Fig.5 Conversion diagram from 3D to 2D

二維波轉(zhuǎn)子數(shù)值模型如圖6所示，波轉(zhuǎn)子上下兩端設(shè)為周期性邊界，中壓入口(MP)設(shè)為壓力入口，高壓出口(HP)和低壓出口(LP)設(shè)為壓力出口，網(wǎng)格劃分采用四邊形結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，尺寸為1 mm×1 mm，為使模擬結(jié)果更加準(zhǔn)確，在端口與轉(zhuǎn)子通道間設(shè)置間隙(GAP)，并在關(guān)聯(lián)端口處進(jìn)行網(wǎng)格加密處理．本次模擬選用密度基隱式算法進(jìn)行求解，介質(zhì)選用理想空氣，湍流計(jì)算選用Realizablek-ε模型，離散格式選用AUSM+二階迎風(fēng)格式[9]，為避免初始邊界條件影響，在模擬時(shí)采用多周期計(jì)算．

圖6 二維波轉(zhuǎn)子數(shù)值模型示意圖Fig.6 Diagram of 2D wave rotor numerical model

Okamoto等[10]對(duì)波轉(zhuǎn)子通道內(nèi)的壓力波動(dòng)情況進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)研究，其實(shí)驗(yàn)設(shè)備的相關(guān)操作和結(jié)構(gòu)參數(shù)如表1、2所示．本文建立與實(shí)驗(yàn)設(shè)備尺寸相對(duì)應(yīng)的二維數(shù)值模型，并在相同工況下進(jìn)行模擬，而后將模擬所監(jiān)測(cè)到的通道內(nèi)壓力波動(dòng)情況與實(shí)驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比以驗(yàn)證模型可靠性，結(jié)果如圖7所示．由于在模擬過程中設(shè)定了壁面光滑且絕熱的條件，導(dǎo)致模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果存在一些偏差，但二者在整體波動(dòng)趨勢(shì)上基本保持一致，且誤差在可接受范圍內(nèi)，故可認(rèn)為本文所用數(shù)值模型在研究波轉(zhuǎn)子內(nèi)部流場(chǎng)上具備足夠可靠性．

表1 模型驗(yàn)證所用實(shí)驗(yàn)設(shè)備的操作參數(shù)Tab.1 Operating parameters of the experimentalequipment for the model validation

表2 模型驗(yàn)證所用實(shí)驗(yàn)設(shè)備的結(jié)構(gòu)參數(shù)Tab.2 Structural parameters of the experimentalequipment for the model validation

圖7 模擬與實(shí)驗(yàn)靜壓值Fig.7 Simulated and experimental static pressure value

為進(jìn)一步驗(yàn)證二維模擬結(jié)果的準(zhǔn)確性，根據(jù)表3所示結(jié)構(gòu)參數(shù)構(gòu)建氣波分壓器的二維和三維模型，將高、中、低壓端口的壓力分別設(shè)為0.25、0.20和0.10 MPa，初始溫度為293 K，轉(zhuǎn)速為3 000 r/min．據(jù)此可得二維和三維數(shù)值計(jì)算結(jié)果，如圖8所示．由圖可見，在二維和三維數(shù)值模型中，壓力波的分布情況基本保持一致，故通過二維模型進(jìn)行端口設(shè)計(jì)匹配及流場(chǎng)分析所得結(jié)果與三維模型具有同等精度，此外二維和三維數(shù)值計(jì)算所得的高壓出氣流量占比分別為21.93%和20.89%，其相對(duì)誤差為4.98%，這主要是因?yàn)槎S計(jì)算中忽略了轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)動(dòng)和通道上下壁面對(duì)氣流的影響，但誤差在可接受范圍內(nèi)，故選用二維模型代替三維模型來研究波轉(zhuǎn)子內(nèi)部流動(dòng)情況具備足夠準(zhǔn)確性．

表3 本文所用實(shí)驗(yàn)設(shè)備的結(jié)構(gòu)參數(shù)Tab.3 Structural parameters of experimentalequipment used in this paper

2.2 流場(chǎng)分析

圖9為氣波分壓器的總壓和總溫分布圖，揭示了氣波分壓器的工作原理．首先中壓入口和通道接通，由于壓差原因，形成一道入射激波S1，當(dāng)激波運(yùn)行到右端后，發(fā)生固壁反射，形成一道反射激波S2，當(dāng)反射激波運(yùn)行至通道左側(cè)時(shí)，中壓端口關(guān)閉，進(jìn)氣結(jié)束．在兩道激波的作用下，通道內(nèi)氣體的壓力和溫度迅速上升，形成高壓區(qū)．

(a) 二維靜壓分布圖

(b) 三維靜壓分布圖

通道繼續(xù)運(yùn)動(dòng)至與高壓出口接通，形成一道左行膨脹波E1，同時(shí)高壓氣從高壓出口流出，當(dāng)E1運(yùn)行至通道左側(cè)時(shí)發(fā)生固壁反射形成反射膨脹波并與中壓入口關(guān)閉時(shí)形成的膨脹波形成聯(lián)合膨脹波E2，在膨脹波作用下，通道內(nèi)氣體的壓力和溫度下降，當(dāng)膨脹波運(yùn)行至通道右側(cè)時(shí)，高壓出口關(guān)閉，高壓排氣結(jié)束，膨脹波發(fā)生固壁反射形成反射膨脹波E3．

當(dāng)通道運(yùn)行至與低壓出口接通時(shí)，會(huì)生成一道膨脹波，與E3共同向左運(yùn)行，通道內(nèi)的氣體從低壓出口排出，當(dāng)膨脹波運(yùn)行至通道左側(cè)時(shí)，發(fā)生固壁反射形成反射膨脹波E4，當(dāng)膨脹波運(yùn)行至通道右側(cè)時(shí)，低壓出口關(guān)閉，低壓排氣結(jié)束．通道內(nèi)氣體的壓力和溫度在先后經(jīng)歷多道膨脹波作用后達(dá)到最低，形成低壓區(qū)，等待下一個(gè)循環(huán)周期開始．

(a) 氣波分壓器總壓分布圖

(b) 氣波分壓器總溫分布圖

3 實(shí)驗(yàn)結(jié)果分析

3.1 壓縮比對(duì)氣波分壓器性能的影響

為了進(jìn)一步研究氣波分壓器的性能，探究其在不同操作參數(shù)下性能變化的規(guī)律，設(shè)計(jì)實(shí)驗(yàn)對(duì)其進(jìn)行研究，相關(guān)結(jié)構(gòu)參數(shù)如表3所示．本次實(shí)驗(yàn)采用控制變量法，通過固定低壓出氣壓力，而后調(diào)節(jié)氣波分壓器中壓進(jìn)氣壓力和高壓出氣壓力，進(jìn)而分別探究不同壓縮比和膨脹比對(duì)氣波分壓器高壓出氣流量占比和中、低壓端口間制冷溫降的影響規(guī)律．相關(guān)參數(shù)定義如下：

ΔT=Tm-Tl

式中：α為膨脹比，即中、低壓端口處氣壓的比值；β為壓縮比，即高、中壓端口處氣壓的比值；γ為高壓出氣流量占比，即高、中壓端口處流量的比值；ΔT為中、低壓端口間制冷溫降，即中、低壓端口氣溫的差值，K；ph、pm、pl分別為高、中、低壓端口處氣體絕對(duì)壓力，Pa；Qh、Qm分別為高、中壓端口處氣體質(zhì)量流量，kg/s；Tm、Tl分別為中、低壓端口處氣溫，K．

分別固定膨脹比為1.6、2.0和2.4，其他結(jié)構(gòu)和操作參數(shù)不變，測(cè)量在不同壓縮比下，中、低壓端口間制冷溫降以及高壓出氣流量占比，實(shí)驗(yàn)結(jié)果如圖10所示．

(a) 壓縮比對(duì)中、低壓端口間制冷溫降的影響

(b) 壓縮比對(duì)高壓出氣流量占比的影響

由圖可知，在膨脹比一定時(shí)，中、低壓端口間制冷溫降和高壓出氣流量占比隨著壓縮比的增大而減小，當(dāng)壓縮比為1.05，膨脹比分別為1.6、2.0和2.4時(shí)，對(duì)應(yīng)的最大中、低壓端口間制冷溫降分別為8.0、17.8和28.0 K，對(duì)應(yīng)的最大高壓出氣流量占比分別為0.360、0.407和0.372．這是因?yàn)樵谂蛎洷纫欢〞r(shí)，中壓射氣攜帶的總能量也是一定的，而壓縮比提高則意味著壓縮單位質(zhì)量氣體所需的能量增加，故其流量占比也會(huì)隨之下降．

此外，實(shí)驗(yàn)發(fā)現(xiàn)，膨脹比越大，氣波分壓器所能達(dá)到的極限壓縮比就越大，即在膨脹比越大的情況下，其能實(shí)現(xiàn)的增壓范圍越廣，當(dāng)膨脹比分別為1.6、2.0和2.4時(shí)，極限壓縮比分別約為1.250、1.350和1.375．

3.2 膨脹比對(duì)氣波分壓器性能的影響

分別固定壓縮比為1.15、1.20和1.25，其他結(jié)構(gòu)和操作參數(shù)不變，測(cè)量在不同膨脹比下，中、低壓端口間制冷溫降以及高壓出氣流量占比，實(shí)驗(yàn)結(jié)果如圖11所示．

(a) 膨脹比對(duì)中、低壓端口間制冷溫降的影響

(b)膨脹比對(duì)高壓出氣流量占比的影響

由圖可知，在壓縮比一定的情況下，中、低壓端口間制冷溫降隨著膨脹比的增大而增大，而高壓出氣流量占比隨著膨脹比的增大呈先增大后減小的趨勢(shì)．這是因?yàn)樵谂蛎洷容^小時(shí)，中壓進(jìn)氣壓力較低，入射激波強(qiáng)度較弱，所以激波在波轉(zhuǎn)子通道內(nèi)的運(yùn)行速度較低，而在設(shè)備結(jié)構(gòu)尺寸和轉(zhuǎn)速不變的情況下，中壓端口與高壓端口間的偏轉(zhuǎn)距離是一定的，這就導(dǎo)致在入射激波運(yùn)行至高壓端口一側(cè)時(shí)，高壓端口早已與通道接通，從而導(dǎo)致入射激波無法進(jìn)行固壁反射，嚴(yán)重影響了設(shè)備性能．隨著膨脹比增大，入射激波強(qiáng)度逐漸增強(qiáng)，高壓出氣流量占比也隨之增加，而當(dāng)膨脹比達(dá)到某一臨界值時(shí)，入射激波發(fā)生完全固壁反射，波轉(zhuǎn)子通道內(nèi)部波系與原理波圖相匹配，此時(shí)設(shè)備性能達(dá)到最優(yōu)；再繼續(xù)增大膨脹比，入射激波進(jìn)一步增強(qiáng)，則其發(fā)生固壁反射的位置距離高壓端口開啟位置越來越遠(yuǎn)，高壓氣在通道內(nèi)滯留的時(shí)間增加，導(dǎo)致泄漏等問題，致使高壓流量占比減小，但由于其仍能實(shí)現(xiàn)完全固壁反射，即設(shè)備可正常實(shí)現(xiàn)工作過程，所以對(duì)設(shè)備性能的影響幅度較小．當(dāng)壓縮比分別為1.15、1.20和1.25時(shí)對(duì)應(yīng)的最大高壓出氣流量占比分別為0.296、0.261和0.199．

實(shí)驗(yàn)結(jié)果還顯示在3種不同壓縮比的情況下，最大高壓出氣流量占比對(duì)應(yīng)的膨脹比均為2.0，這是因?yàn)槿肷浼げ◤?qiáng)度主要由膨脹比決定，所以在其他操作和結(jié)構(gòu)參數(shù)不變的情況下，存在一固定的最佳膨脹比，且不受壓縮比影響．

4 結(jié) 論

(1)在膨脹比一定時(shí)，中、低壓端口間制冷溫降和高壓出氣流量占比隨著壓縮比的增大而減小，且在不同膨脹比的情況下，該變化規(guī)律基本一致．

(2)在小膨脹比工況下，膨脹比越大，其所能達(dá)到的極限壓縮比越大，即在膨脹比越大的情況下，其能實(shí)現(xiàn)的增壓范圍越廣．針對(duì)本次實(shí)驗(yàn)，當(dāng)膨脹比為2.4時(shí)，極限壓縮比約為1.375．

(3)在壓縮比一定的情況下，中、低壓端口間制冷溫降隨著膨脹比的增大而增大，而高壓出氣流量占比隨著膨脹比的增大呈先增大后減小的趨勢(shì)，在其他操作參數(shù)和結(jié)構(gòu)參數(shù)不變的情況下，最大高壓出氣流量占比對(duì)應(yīng)的膨脹比不隨壓縮比的改變而改變．針對(duì)本次實(shí)驗(yàn)，最大高壓出氣流量占比對(duì)應(yīng)的膨脹比為2.0，當(dāng)壓縮比分別為1.15、1.20 和1.25時(shí)對(duì)應(yīng)的最大高壓出氣流量占比分別為0.296、0.261和0.199．