低流阻火箭煤油的超臨界壓力流動與換熱特性
2019-02-14 02:29:42張贊堅劉朝暉潘輝陳彥伯畢勤成
西安交通大學學報 2019年1期
張贊堅,劉朝暉,潘輝,陳彥伯,畢勤成
(西安交通大學動力工程多相流國家重點實驗室,710049,西安)
火箭煤油具有推力大、沸點高、易儲存、綠色環(huán)保等特點[1-2],在運載火箭的主推級大多采用液氧/火箭煤油作為推進劑。近年來,臨近空間吸氣式高超聲速飛行器在全世界范圍內得到廣泛研究,煤油在再生冷卻發(fā)動機中同時作為推進劑和冷卻劑。在高馬赫數(shù)火箭飛行器中,燃燒室壁面熱流密度達到每平米幾十兆瓦,常采用再生冷卻[3]對壁面進行熱防護。再生冷卻過程中,燃料流過燃燒室壁面的微小冷卻通道,通過強制對流冷卻燃燒室后注入燃燒室燃燒[4]。火箭煤油主要由烷烴、環(huán)烷烴和芳香烴等有機物組成,臨界壓力約為2～2.5 MPa,臨界溫度約為400 ℃[5]。火箭燃燒室的壓力范圍一般處于15～25 MPa,故冷卻通道內火箭煤油處于超臨界壓力狀態(tài)。
火箭煤油冷卻流量大,加上湍流和極端熱流的影響,使得管路流動阻力高,對泵產生高負載,直接影響發(fā)動機工作可靠性,故火箭煤油減阻技術的研究具有重要意義。Toms首次報道了在液體湍流中添加少量的高分子聚合物(具有柔性分子長鏈結構)會使湍流阻力大幅度降低,此添加物即為減阻劑[6]。自發(fā)現(xiàn)湍流減阻現(xiàn)象以來,經過半個多世紀研究,人們對于減阻劑的特點、湍流減阻原理、湍流減阻發(fā)生時的換熱機理和減阻劑開發(fā)具有較深的認識[7-8]。Virk根據管流速度分布測量結果,提出彈性緩沖層的流動模式,認為減阻劑的加入在管壁的層流底層和湍流核心之間生成了彈性緩沖層,致湍流核心部分速度加大而發(fā)生減阻,同時認為添加劑添加濃度影響著管道內流動的彈性底層厚度,濃度越大,彈性底層越厚,減阻效果越好[9]。另有學者發(fā)現(xiàn),對于一定濃度的減阻劑溶液流動存在臨界雷諾數(shù),在該雷諾數(shù)下減阻效果最佳,再增大雷諾數(shù),減阻效果開始不斷減弱[10]。根據對添加劑湍流減阻流動與換熱特性的研究,我國許多學者發(fā)現(xiàn),具有湍流減阻效果的減阻劑溶液一般具有黏彈性這種流變學物性,黏彈性流體由于要考慮其黏性與彈性兩方面的影響,所以表現(xiàn)出來的流動換熱特性與牛頓流體有較大區(qū)別,學者們還提出黏彈性作用會降低流體的換熱性能[11-13]。
減阻劑在石油運輸工業(yè)、軍事和其他領域中廣泛應用[14-16]。在原油或成品油管道運輸中,減阻劑的應用已十分成熟,但對于減阻劑在火箭煤油上的應用,相關報道較少。俄羅斯在20世紀80年代開始對火箭煤油減阻技術進行研究,并取得較大進展,研究內容包括對煤油減阻劑種類進行篩選、煤油添加減阻劑后對噴嘴霧化效果的影響等[17]。我國西安航天動力試驗技術研究所對添加不同減阻劑的火箭煤油在管路中的常溫流阻特性進行試驗研究,得出一定流速條件下添加減阻劑JZM-7的火箭煤油在直徑為4 mm的直管中的減阻率達75%[18]。
本文模擬液體火箭發(fā)動機工程應用的實際熱環(huán)境,在電加熱主動冷卻小通道內研究低流阻火箭煤油的流動和換熱特性,來評估減阻劑在超臨界壓力和高熱流密度條件下的高溫減阻效果。
1 試驗系統(tǒng)和數(shù)據處理
1.1 試驗系統(tǒng)
試驗在西安交通大學動力工程多相流國家重點實驗室超臨界煤油流動傳熱臺上完成。試驗系統(tǒng)如圖1所示,燃料箱中的燃料經過濾器進入柱塞泵,之后分兩路:旁路燃料直接回到油箱,起到調節(jié)主路燃料流量的作用;主路燃料經質量流量計后進入預熱段,加熱到所需溫度后進入試驗段。燃料在試驗段內進一步加熱升溫,經絕熱段、高溫過濾器后進入換熱器冷卻,經背壓閥后進入廢液箱。試驗系統(tǒng)的壓力通過背壓閥進行調節(jié),流量由泵和流量調節(jié)閥進行調節(jié)。在試驗段進出口裝有K型鎧裝熱電偶和壓力傳感器,分別用于測量進出口流體溫度和壓力。根據進出口壓力可以求得試驗段壓差。
圖1 試驗系統(tǒng)圖
預熱段為直徑6 mm×1 mm的不銹鋼管,總長度2 m,有效加熱長度1.9 m。試驗段為直徑2 mm×0.5 mm的高溫合金鋼管GH3128,長200 mm,有效加熱長度200 mm。試驗段上下壁面9個截面等距點焊有18個熱電偶,用于測量外壁面溫度,每個截面間隔20 mm。
本文試驗工況如下:壓力15 MPa,質量流速17 000～50 000 kg·m-2·s-1(對應常溫流速約20～60 m·s-1),熱流密度2.5～30 MW·m-2,試驗段入口溫度為常溫、100 ℃和150 ℃。試驗工質為火箭煤油M和添加減阻劑的低流阻火箭煤油M-3。
1.2 數(shù)據處理和測量不確定度
水平均勻加熱短管試驗段的內壁溫度計算按照一維電加熱管內壁溫度計算方法,采用4階龍格庫塔法求出[19]。M和M-3的物性均采用文獻[5]中給出的火箭煤油物性關系式確定。
試驗段熱流密度由加熱功率確定
(1)
式中:U為加熱電壓;I為加熱電流;d、l為試驗段內徑、長度。
采用一維圓柱穩(wěn)態(tài)導熱方程計算試驗段內壁溫,控制方程為
(2)
其中φ為單位內熱源
(3)
換熱系數(shù)h的計算公式如下
(4)
式中:Ti、Tb分別為熱電偶對應位置的管內壁溫和管內流體溫度,其中Tb根據燃料熱沉確定。
試驗使用RoseMount3051壓力變送器進行壓力和壓差的測量,標準不確定度分別為0.23%和0.61%;流量測量使用Emerson質量流量計,標準不確定度為2.04%;流體溫度的測量使用K型Omega鎧裝熱電偶,在0～400 ℃溫度范圍內,測量不確定度為±1 ℃;壁面溫度測量采用直接點焊于壁面的K型熱電偶絲,在0～400 ℃及500～800 ℃溫度范圍內,測量不確定度分別達到±2 ℃和±5 ℃。
2 結果與討論
2.1 低流阻火箭煤油的傳熱特性
圖2給出了在壓力為15 MPa、熱流密度為10 MW·m-2、工質進口溫度為常溫的工況下,不同質量流速下M-3的換熱性能沿軸向x·d-1的變化曲線。由圖可知:在相同的軸向位置,同一熱流密度下隨質量流速增大,管內流體溫度和管內壁溫下降,且傳熱溫差降低,局部傳熱系數(shù)hloc有所增加,從而使得質量流速增加,起到了強化換熱的作用,質量流速為50 000 kg·m-2·s-1的平均傳熱系數(shù)約為17 000 kg·m-2·s-1的1.4倍;隨質量流速增大,同一熱流密度下流體溫度降低導致流體黏度增大,由于質量流速的增加幅度大于黏度的增加幅度,質量流速起主導作用,導致雷諾數(shù)增大,起到了強化換熱的作用。
(a)內壁和流體溫度
(b)傳熱系數(shù)和雷諾數(shù)圖2 低流阻火箭煤油的換熱性能沿軸向的變化
在恒定熱流密度條件下,火箭煤油的傳熱系數(shù)沿著軸向逐漸增加的原因是,沿軸向流體溫度的升高導致黏度減小,而質量流速不變,導致雷諾數(shù)增大,故換熱得到強化。
圖3給出了在壓力為15 MPa、工質進口溫度為常溫、質量流速為17 000～50 000 kg·m-2·s-1(對應常溫流速約20～60 m·s-1)的工況下,試驗段平均內壁溫Ti-ave和M-3的平均傳熱系數(shù)have隨熱流密度q的變化曲線。圖3表明,M-3的傳熱系數(shù)隨熱流密度線性增加,管內壁溫隨熱流密度單調上升。實際上,煤油在近超臨界壓力下容易發(fā)生擬沸騰傳熱,當內壁溫高于擬臨界溫度,常會出現(xiàn)類似于亞臨界壓力下核態(tài)沸騰的傳熱強化現(xiàn)象[20-21],內壁溫保持不變,傳熱系數(shù)迅速上升,或者出現(xiàn)傳熱惡化,內壁溫迅速上升。本試驗的系統(tǒng)壓力遠大于臨界壓力,火箭煤油在15 MPa壓力下對應的擬臨界溫度約達到700 ℃,故整個傳熱過程煤油處于超臨界類液態(tài),屬于超臨界壓力下的正常單相液態(tài)強制對流換熱。
圖3 低流阻火箭煤油換熱性能隨熱流密度的變化
平均換熱系數(shù)隨著熱流密度線性遞增,是因為在熱流密度增大的同時換熱溫差增大,但熱流密度占主導作用,從而使換熱得到強化。分析認為,熱流密度對煤油換熱的影響來自兩個方面:①熱流密度升高導致流體溫度升高,平均黏度降低,雷諾數(shù)增大,管內流體湍流度增強,強化了換熱;②在高熱流密度小通道換熱過程中,近壁面流體與中心流體的溫度梯度、密度梯度和黏度梯度都較大,造成近壁面流體與中心流體的劇烈摻混,從而增強了湍流度,強化了換熱。
圖4 入口溫度對低流阻火箭煤油換熱性能的影響
入口效應對煤油換熱的影響如圖4所示。不同入口溫度條件下流體受入口效應影響,在0
2.2 火箭煤油和減阻煤油的流動和換熱性能對比
M和M-3的流動性能對比如圖5所示。相同質量流速下,不同雷諾數(shù)的數(shù)據點代表不同熱流密度或者不同入口溫度。圖中表明:M-3在3種質量流速下的壓力降和摩擦阻力系數(shù)λ均低于M的,減阻劑的減阻效果顯著。
圖5b給出了M和M-3的摩擦阻力系數(shù),并與采用勃拉修斯公式λ=0.316 5Re-0.25計算的水力學光滑管的摩擦阻力系數(shù)曲線進行了比較。由圖5b可知:減阻劑的減阻效果在高雷諾數(shù)下明顯弱化,未添加減阻劑時,隨雷諾數(shù)增大煤油的摩擦阻力系數(shù)呈下降趨勢,添加減阻劑后,低雷諾數(shù)下的減阻效果明顯;隨著雷諾數(shù)增大,減阻煤油的摩擦阻力系數(shù)呈上升趨勢,與火箭煤油的摩擦阻力系數(shù)靠近,減阻效果弱化。
(a)壓力降
(b)摩擦阻力系數(shù)圖5 火箭煤油和減阻煤油的流阻性能對比
減阻劑減阻效果弱化的主要原因有:①從定性上是由于減阻劑溶液中導致湍流減阻發(fā)生的內部微觀結構隨流動中剪切率變化的動態(tài)過程所致,較低雷諾數(shù)條件下,減阻劑溶液內部的微觀結構在湍流中微小剪切力的作用下會發(fā)生回旋、纏繞、拉伸、變形等運動，與湍流渦之間的相互作用改變了湍流結構的強度,使湍流減阻現(xiàn)象發(fā)生,減阻效果良好,但在高雷諾數(shù)下,流動內部過大的剪切力使減阻劑溶液開始被局部撕裂,自身特有的長鏈結構被破壞,湍流減阻效果減弱;②高雷諾數(shù)下對應的熱流密度和流體溫度較高,溫度的升高容易對減阻劑溶液自身的長鏈結構造成破壞,使湍流減阻效果減弱。
圖6對比了M和M-3的傳熱性能,M-3的努塞爾數(shù)Nu低于M的,傳熱性能較差。火箭煤油在低雷諾數(shù)下的換熱性能與D-B公式[22]預測值接近,在高雷諾數(shù)下優(yōu)于其預測值。M和M-3的換熱性能均優(yōu)于文獻[23]公式的預測值。
圖6 火箭煤油和減阻煤油的換熱性能對比
圖7a比較了兩種煤油的流動和換熱性能。由圖可知:①整體而言,減阻劑的減阻效果明顯,但隨著流體溫度升高,雷諾數(shù)增大,減阻效果弱化,低流阻煤油與火箭煤油流動阻力之比從0.4增加到0.8;②添加減阻劑后火箭煤油的換熱性能弱化,隨著雷諾數(shù)增大,換熱性能有所增強,高雷諾數(shù)下減阻煤油與火箭煤油的Nu之比約為0.5;③雷諾數(shù)小于63 000時流動強化效果大于換熱弱化效果,大于63 000時結果相反。
(a)流動性能比值和換熱性能比值
(b)流動強化性能分析圖7 火箭煤油和減阻煤油的流動和換熱性能綜合比較
2.3 傳熱關聯(lián)式擬合
對于管道內的常規(guī)流體(Pr>0.6的流體)單相強制對流換熱性能,可采用D-B關聯(lián)式[22]來預測
Nu=0.023Re0.8Pr0.4
(5)
本試驗管內壁溫低于工質擬臨界溫度,Re>10 000時熱流密度大,煤油主流溫度與壁溫最高相差400 ℃。強加熱條件下,近壁面流體和中心流體密度梯度和黏度梯度較大,僅依靠Pr的差別不能充分反映物性變化的影響,文獻[23]采用黏度的無量綱數(shù)μb/μwi來修正
(6)
因此本文也引入考慮黏度的無量綱數(shù)μb/μwi來修正。圖8給出了減阻煤油試驗值與關聯(lián)式預測值的比較,可以看出,兩種煤油的Nu試驗值與式(5)和式(6)的預測值偏差都較大。
圖8 減阻煤油試驗值與關聯(lián)式預測值的比較
本文考慮黏性項的影響,擬合得到超臨界壓力強熱流密度下低流阻火箭煤油的傳熱關聯(lián)式
(7)
1.5×104≤Re≤2×105
式中下標b表示以中心流體溫度為特征值計算出的中心流體相關參數(shù)值,下標wi表示以管道內壁溫度為特征值計算出的近壁面流體相關參數(shù)值。由圖8可見,式(7)預測值與試驗值偏差20%,吻合良好。
3 結 論
本文在火箭煤油再生冷卻工程應用熱環(huán)境條件下,研究了減阻劑在高溫高壓火箭煤油中的減阻效果,得到以下結論。
(1)在本文研究條件下,煤油傳熱機理為超臨界壓力單相類液態(tài)強制對流換熱;質量流速增大,煤油傳熱性能提升;局部傳熱系數(shù)沿軸向緩慢遞增;總傳熱系數(shù)隨熱流密度線性增加。
(2)減阻劑的減阻效果明顯,但隨著流體溫度升高,雷諾數(shù)增大,減阻效果弱化。添加減阻劑后,火箭煤油的換熱性能弱化。當雷諾數(shù)小于63 000時,減阻效果大于傳熱弱化效果,大于63 000時結果相反。
(3)將火箭煤油和低流阻火箭煤油的換熱性能與式(5)和式(6)的預測值進行對比,發(fā)現(xiàn)火箭煤油換熱性能較好,均大于式(5)和式(6)的預測值。低流阻火箭煤油的傳熱性能小于式(5)預測值,但仍大于式(6)的預測值。本文擬合了低流阻煤油的換熱關聯(lián)式,計算值與試驗值吻合良好。
