矩形通道內航空煤油浮升力影響及判據分析*

王壯壯,周章文,張登成,粟 銀

(1 空軍工程大學航空機務士官學校, 河南信陽 464000; 2 空軍工程大學航空工程學院, 西安 710038; 3 空軍工程大學基礎部,西安 710051)

0 引言

碳氫燃料作為冷卻劑在超燃沖壓發動機再生冷卻系統中得到廣泛應用[1]。碳氫燃料在噴注到燃燒室燃燒之前,作為冷卻劑流過冷卻通道與發動機高溫壁面進行熱交換,來提高發動機冷卻品質。航空煤油的工作壓力一般大于其臨界壓力(2.2 MPa)[2],其熱物性在擬臨界溫度附近變化劇烈,且在不同的飛行狀態下,過載也會發生相應變化,從而導致冷卻通道內浮升力效應發生改變,引起二次流動的變化。一方面二次流與主流相互疊加使流體在流動通道內相互摻雜、混合,提高了換熱效率;另一方面二次流也會引起壓力損失,從而降低了流動效率[3]。

國內外也開展了浮升力對碳氫燃料流動換熱的影響研究。肖磊等[4]研究了水平圓管內浮升力對RP-3煤油流動換熱的影響,認為浮升力作用產生的二次流增強了下壁面流動換熱,減弱了上壁面流動換熱。徐可可[5]對超臨界壓力RP-3航空煤油水平圓管內的流動和傳熱開展了數值研究,分析了不同入口速度和加熱電流下浮升力的影響。Deng等[6]對超臨界壓力下RP-3航空煤油在豎直圓管內流動換熱進行了研究,發現浮升力、熱加速等對傳熱惡化的影響較為明顯。M.Pizzarelli等[7]對超臨界壓力下低溫甲烷在三維方管中的流動傳熱進行了數值模擬研究,發現甲烷在擬臨界點附近出現了傳熱惡化現象。目前再生冷卻通道多為矩形通道[8],而關于矩形通道內浮升力對流動換熱的影響還少見報道。

文中數值模擬了不同過載作用下,浮升力對RP-3航空煤油在矩形再生冷卻通道中流動換熱的影響,探究了浮升力對航空煤油流動換熱的影響規律以及判別準則的適用性。研究結果為再生冷卻系統的設計和優化提供了參考。

1 計算模型及數值方法

1.1 模型和邊界條件

超燃沖壓發動機燃燒室的4個壁面可認為分布著多個大小和受熱環境均相同的再生冷卻通道[9],因此取單根冷卻通道進行研究。如圖1所示,δ為肋片厚度,H和W分別為通道高度和寬度,d為外壁厚度,e為內壁厚度。為了增加計算的精確度,適當增大了冷卻通道的尺寸,d=2 mm,e=2 mm,H=8 mm,W=8 mm,δ=2 mm。通道加熱段長度l=5 500 mm,加熱段前端的絕熱段長500 mm,加熱段起點對應坐標軸z=0。

圖1 燃燒室截面和再生冷卻通道模型示意圖

為簡化計算,規定過載沿Y軸負方向,取0,0.5g,1g,2g(g=9.8 m/s2)4組過載。入口邊界為質量流量入口,min=50 g/s,Tin=300 K;出口邊界為壓力出口,pout=3 MPa;對加熱端施加恒定熱流,熱流密度qw=1 MW/m2,其余壁面均設置為絕熱壁面。RP-3煤油在溫度超過820 K后熱裂解反應明顯[10],上述各計算工況下出口煤油平均溫度均在700 K以下,故忽略極少量煤油裂解對計算的影響。

在數值計算中,引入對流換熱系數h表征煤油的換熱性能,定義為:

(1)

式中:Tw為加熱壁面內側溫度；Tf為平均油溫,其定義為:

(2)

式中：u為流速；ρ為煤油密度；Cp為定壓比熱；A為通道截面面積。

摩擦阻力以剪切應力的形式存在,壁面剪切應力的定義為:

(3)

為了定量地分析二次流的影響,引入了二次流速度,定義為:

(4)

1.2 網格劃分

采用O-grid創建結構化網格,并對粘性影響區的網格進行細化,確保y+≤1,以保證計算精度,圖2給出了冷卻通道截面網格劃分結果。軸向網格為均勻劃分。取5組網格進行無關性分析,分別為:3 172×1 000、4 957×1 100、6 324×1 100、7 442×1 100、8 134×1 000。計算結果表明:3 172×1 000的網格計算結果不收斂,4 957×1 100與7 442×1 100的網格組合計算所得壁溫沿流向分布的最大差異僅為0.653%,4 957×1 100的網格組合與8 134×1 000和6 324×1 100的網格組合計算所得壁溫沿流向分布的最大差異小于1.5%。因此,取4 957×1 100的網格進行計算。

圖2 冷卻通道截面網格

1.3 材料熱物性模型

燃燒室壁面采用1Cr18Ni9Ti不銹鋼,RP-3航空煤油采用十組分替代模型[11],具體計算方法參考文獻[12],圖3為3 MPa壓力下煤油熱物性數據。

圖3 3 MPa壓力下RP-3航空煤油的熱物性

1.4 數值計算方法及驗證

數值計算方法及驗證參考文獻[12],對仲峰泉等[11]在二級加熱圓管內的實驗進行數值模擬,結果如圖4所示。溫度計算值與實驗結果最大誤差不超過8%,故認為采用的計算方法可靠。

圖4 油溫、壁溫分布

2 計算結果分析

2.1 浮升力對流動換熱的影響

圖5給出了冷卻通道在過載為1g時,z=5.5 m處截面的二次流矢量圖。由于矩形通道單側加熱,內部煤油溫度分布不均勻,導致同一截面處加熱端附近的流體溫度高、密度小,中心區域流體溫度低、密度大,受浮升力的影響,中心區域的流體向下流動,壁面附近的流體被迫沿兩側向上流動。

圖5 二次流矢量圖

圖6、圖7給出了在不同過載條件下,冷卻通道對流換熱系數、油溫、壁溫沿流動方向的分布。過載為0時,冷卻通道內出現了正常傳熱、傳熱惡化和傳熱強化3個階段,壁溫也出現了保持不變,逐漸升高,保持不變3個階段。從圖6可以看出,隨著過載的增加,煤油對流換熱系數逐漸增大,傳熱惡化位置逐漸后移,煤油對流換熱能力得到提升;在加熱初始階段,不同過載條件下煤油對流換熱系數基本相同;過載在0～0.5g時,過載對煤油對流換熱能力影響比較顯著,隨著過載繼續增大,過載成倍增加而煤油換熱系數只是緩慢提升。由圖7可知,過載不同時,主流溫度基本相同;隨著過載增加,加熱側內壁面溫度逐漸減小,壁面溫度變化規律與對流換熱系數類似。以無過載時最高壁溫為基準,0.5g、1g、2g3種過載條件下,冷卻通道最高壁溫分別減小4.5%、5.65%、5.84%。

圖6 不同過載下冷卻通道對流換熱系數

圖7 不同過載下冷卻通道油溫、壁溫分布

圖8給出了不同過載下,冷卻通道內壓力損失沿流動方向的分布。加熱初始階段,即未出現傳熱惡化時,不同過載條件下壓力損失基本相同,在傳熱惡化區,隨著過載增加壓力損失略微增大,說明過載的增加對壓力損失影響較小。

圖8 不同過載下冷卻通道內流動壓力損失分布

圖9給出了不同過載下,剪切應力τw沿流動方向的分布,過載為0時,通道內剪切應力也經歷了逐漸增加、逐漸減小、急劇增加3個階段。隨著過載增加通道內剪切應力增大,這是因為不同過載作用下,強化了煤油換熱能力,加熱側內壁面溫度有所降低,而剪切應力的大小均與動力粘度μ呈正相關,由圖3可知,溫度降低動力粘度增大,故隨著過載增加,剪切應力增大。在臨近出口階段,剪切應力急劇增大,這是由于煤油溫度高導致密度降低,流速迅速增大,近壁區的速度梯度隨之增大,而壁面處動力粘度在較小的值基本不變,故剪切應力急劇增大。

圖9 不同過載下冷卻通道內剪切應力分布

圖10給出了在不同過載條件下,冷卻通道不同位置處截面溫度分布。隨著過載的增加,溫度分布規律基本相同,但冷卻通道加熱端壁溫顯著降低。冷卻通道上壁面流體溫度與附近壁面溫度相近,說明上壁面附近煤油幾乎不參與冷卻;在冷卻通道加熱端,由等溫線形狀可知,熱流更多的向兩側肋片傳導,導致兩側肋片溫度分層明顯,加熱端溫度分布不均勻,壁面中心溫度較高。

圖10 不同過載下冷卻通道不同截面的溫度分布

圖11給出了過載為1g時,不同截面處的二次流速度等值線。入口處煤油流速均為1.007 m/s,由圖11各小圖可以看出,二次流沿流動方向逐漸增強。在加熱初始階段,通道內煤油溫度低于臨界溫度,煤油熱物性變化比較平穩,二次流速度較小,隨著流動距離的增加,油溫逐漸升高,密度減小,煤油速度增大,二次流現象更加明顯。由于冷卻通道上壁面附近和中心區域溫度低的流體在密度差的作用下向下運動,故壓迫肋片附近的流體沿兩側向上流動,導致肋片兩側二次流速度較強。

圖11 過載為1g時冷卻通道不同截面的二次流速度等值線

2.2 浮升力判別準則適用性分析

浮升力效應受進口雷諾數、壁面熱流等因素的影響[13],目前還未提出統一的判別準則來判斷矩形通道內浮升力對煤油流動換熱的影響,故文中對兩種經典判別準則的適用性進行了分析。

Petukhov等人[14]認為當實際格拉曉夫數Grq大于臨界格拉曉夫數Grth時,必須考慮浮升力效應。

(5)

式中：β為體積膨脹系數,單位為K-1；υ為運動粘度,單位為 m2/s；H為焓值,單位為J/kg;w和b分別表示壁面和主流位置；ρf為(Tw+Tb)/2溫度下對應的流體密度。

Protopopov[15]用K*來表征浮升力對換熱的影響,認為當K*>10-2時,浮升力的影響不可忽略。

(6)

圖12給出了不同過載條件下各判別參數隨流動方向的變化。在不同過載條件下Grq/Grth的值在管內均大于1,隨著軸向距離的先增大后減小,在傳熱惡化區變化平穩,且擴大了低主流溫度區浮升力的影響。因此,無論是從數值大小還是變化規律來看,Petukhov準則不能精確判斷浮升力對RP-3煤油流動換熱的影響。Protopopov準則在低主流溫度區,計算所得判別準則參數值較大,且隨流動距離增加不斷減小,在高主流溫度區,參數值接近判別式臨界值甚至小于臨界值,這與仿真結果不符。因此Protopopov準則也不能判斷浮升力對RP-3煤油流動換熱的影響。

圖12 不同過載條件下Grq/Grth的值和浮升力參數沿流動方向分布

上述判別式適用性差的原因可能是碳氫燃料熱物性受溫度影響比較大,而上述判別式是基于單組份、常物性物質提出的。在擬臨界溫度附近,熱物性變化劇烈,再加之由于矩形通道為單側加熱,加劇了內部溫度的不均勻程度,在過載作用方向上熱物性差別較大,沿流動方向,由于溫度升高,煤油密度減小,導致流速增大,雷諾數也增大。上述判別準則并未考慮熱物性變化對結果的影響,因此,在建立矩形通道內浮升力影響判據時,必須考慮航空煤油熱物性的劇烈變化。

3 結論

文中研究了不同過載下浮升力對矩形通道內航空煤油流動換熱的影響,比較了浮升力判別準則的適用性,得出以下結論:

1)隨著過載增加,浮升力效應增強,對流換熱系數增大,傳熱惡化現象得到改善,流動壓力損失略有增加,剪切應力增大,冷卻通道最高壁溫降低,整體換熱能力得到增強。

2)在冷卻通道加熱端熱流分布異常,熱流更多的向兩側肋片傳導,導致兩側肋片溫度分層明顯,加熱端溫度分布不均勻,壁面中心溫度較高。

3)兩種浮升力判別準則都不能反映出過載對浮升力的影響,判別準則計算結果受煤油熱物性影響較大,需要進一步修正。