蔣 勁,張若凌,樂嘉陵,劉偉雄,伍 軍,趙國柱

(1.西北工業(yè)大學動力與能源學院,西安 710072;2.中國空氣動力研究與發(fā)展中心,四川綿陽 621000)

0 引 言

再生冷卻超燃沖壓發(fā)動機,由燃油冷卻面板構(gòu)成,燃油作為冷卻劑在機械加工的通道中流動。如美國GDE發(fā)動機最基本的部件就是燃油冷卻的熱交換器面板。該發(fā)動機由幾個獨立的面板組成。這些板通過銑加工獲得沿燃氣流動方向的通道,燃油在通道里流動吸熱冷卻發(fā)動機固壁,冷卻面板通過焊接組成發(fā)動機[1-2]。由于燃油冷卻面板是再生冷卻超燃沖壓發(fā)動機最基本的部件,因此它的設(shè)計、分析和加工顯得非常重要。美國為了降低技術(shù)風險,驗證燃油冷卻面板這一關(guān)鍵部件的設(shè)計、分析和加工,做了大量的試驗研究。

1997年末,在UTRC的直連式燃燒室設(shè)備上成功進行了長38.1cm、寬15.24cm的冷卻面板試驗。冷卻面板安裝在燃燒室的后面區(qū)域,在馬赫數(shù)7、動壓35910Pa的超燃沖壓發(fā)動機環(huán)境下運行時間159s。較大一點的長76.2cm、寬15.24cm的冷卻面板安裝在UTRC直聯(lián)式燃燒室的位置,在馬赫數(shù)6.5、動壓35910Pa的超燃沖壓發(fā)動機環(huán)境下運行了127s。為了避免冷卻面板局部和燃油過熱,在長76.2cm、寬15.24cm的面板表面涂了ZrO2絕熱涂層,再在馬赫數(shù)6.5、動壓35910Pa超燃沖壓發(fā)動機環(huán)境下運行了100s。AFRL建造了石英(quartz)輻射加熱設(shè)備用于面板的長時間加熱。在這些面板試驗過程中,對面板材料、加工過程、裝配過程、催化劑涂敷過程、密封、設(shè)計和分析的工具都進行了研究,試驗數(shù)據(jù)還用于校驗計算程序[3-4]。

本研究借鑒了國外再生冷卻超燃沖壓發(fā)動機的研究經(jīng)驗,為了驗證燃油冷卻面板的設(shè)計、加工可行,為了驗證計算分析模型合理,開展了以下工作：在電弧加熱器上進行了燃油冷卻面板熱結(jié)構(gòu)試驗、發(fā)展了冷卻面板熱分析計算程序,并將試驗與計算數(shù)據(jù)進行了詳細的對比研究。

1 冷卻面板傳熱特性試驗

試驗在CARDC DJ-21電弧加熱器進行,冷卻面板置于加熱器噴管下游,具體位置見圖2所示。試驗中對3種不同構(gòu)型的冷卻面板進行了研究,進行了共計19次燃油冷卻面板傳熱特性試驗。采用馬赫數(shù)2.3的噴管,試驗高狀態(tài)對應平均熱流為1.6MW/m2,低狀態(tài)對應平均熱流為1.1MW/m2。試驗氣流總溫的最高值為2431K,最低值為1854K。用于冷卻的燃油質(zhì)量流率為1.84～5.8g/s。試驗后各面板狀況良好。

冷卻面板背部布置了6個熱電偶以測量壁面溫度,圖1給出了這6個熱電偶的具體位置和編號方式。為防止加熱氣流竄至冷卻面板的背部燒掉熱電偶數(shù)據(jù)線,使用了不銹鋼薄片作為檔板,在上面涂抹了白色氧化鋁(Al2O3)涂層。氣壁溫度采用紅外攝像儀測量。燃油的平均質(zhì)量流率通過流量測量裝置獲得,用熱電偶測量了煤油的出口溫度,該測點位于煤油管路上(見圖1)。并收集被加熱后的燃油樣品,用于燃油裂解度的測定。

圖1 冷卻面板背部焊接的熱電偶編號及油溫測點位置Fig.1 The serial number of the thermocouple welded on the back of the fuel-cooled panel and the position of the fuel temperature measurement

圖2 冷卻面板安裝在電弧加熱器噴管出口處Fig.2 Fuel-cooled panel installed at the exit of the arc heater

2 冷卻面板熱分析計算

2.1 熱流密度分布計算

為了客觀反映熱流密度分布的不均勻性,通過以下步驟獲得與試驗等效的熱流密度分布。首先使用AHL3D進行噴管三維流動計算;然后切取冷卻面板邊界層外緣的流動參數(shù),由Eckert參考焓方法[5-6]計算得到等效的熱流密度;再將等效的熱流密度與冷壁熱流密度測量結(jié)果比較,確定出流場計算方案、流場切取方案和熱流密度計算方案。三個步驟之間需要反復迭代。并通過其他車次的冷壁熱流密度測量數(shù)據(jù)來進一步驗證方案的合理性。表面熱流測量采用瞬態(tài)測熱法,測熱模型表面的熱流分布使用塞式量熱計進行測量,測熱模型的幾何結(jié)構(gòu)與冷卻面板相一致,有關(guān)的支撐系統(tǒng)之間的銜接結(jié)構(gòu)也是相一致的,這樣保證了測熱模型與冷卻面板的表面熱流相一致。由于表面熱流測量的時間非常短(小于1s),以致模型表面的溫度基本沒有變化,所以測量得到的是冷壁熱流密度。再由牛頓冷卻公式計算得到冷壁條件下的對流換熱系數(shù),它受固壁表面溫度影響較小,它與冷卻面板熱平衡時的對流換熱系數(shù)基本相當。12#計算得到的等效熱流密度與冷壁熱流密度測量值對比如圖3～4。由圖可見面板中心區(qū)域計算與試驗的熱流密度基本相當,表明計算等效熱流密度的方案是合理的。

圖3 12#冷壁熱流密度分布(測量)Fig.3 The cold wall heat flux distribution for 12#(measurement)

圖4 12#冷壁熱流密度分布(計算)Fig.4 The cold wall heat flux distribution for 12#(calculation)

2.2 冷卻面板穩(wěn)態(tài)準三維熱分析計算方法

冷卻面板固壁由內(nèi)層、通道和外層構(gòu)成。內(nèi)層和通道合起來為底板,外層即為蓋板。底板材料為GH3030,蓋板材料為1Cr18Ni9Ti[9]。如圖 5,冷卻面板模型沿冷卻燃油流動方向被細分成了許多的站位,站位的編號方式從冷卻通道入口開始(標號為1),在冷卻通道出口處結(jié)束(標號為NE)。就單根冷卻通道來說,假定結(jié)構(gòu)是對稱的,僅對站位上的如圖6所示的單元進行計算,而且假定在單元的兩側(cè)邊界絕熱。圖6所示單元上還添加了有限差分網(wǎng)格。

圖5 沿燃油流動站位劃分示意圖Fig.5 A number of stations along the fuel flow

圖6 半個冷卻通道單元及有限差分網(wǎng)格示意圖Fig.6 A half cooling channel cell and finite difference grid

固壁內(nèi)的熱傳導可以用無內(nèi)熱源、穩(wěn)態(tài)、變導熱系數(shù)導熱方程的積分形式來描述[7]

使用元體平衡法建立差分方程,對界面上的導熱系數(shù)使用調(diào)和平均值[8],導熱系數(shù)是溫度的函數(shù)。

對于典型的內(nèi)節(jié)點,建立的差分方程為

對于邊界節(jié)點,應用邊界條件后也可以推導得出類似的方程。有三種類型的邊界條件：燃氣與固壁的對流換熱;冷卻劑與固壁的對流換熱;外側(cè)有自然對流和輻射。

在每一個站位上,使用了Gauss-Siedel迭代方法用于獲得站位兩個方向收斂的溫度分布。從燃油入口處的第一個站位開始,沿燃油流動方向逐站依次推進,直至燃油出口位置處結(jié)束。

對于高溫燃氣側(cè),將求得的等效熱流qGn對應的冷壁對流換熱系數(shù)hGn和燃氣總溫TG0n作為站位n處燃氣側(cè)固壁對流換熱邊界條件的輸入數(shù)據(jù),它們均勻作用于該站位燃氣側(cè)固壁的各節(jié)點上。

對于蓋板外側(cè)(外壁),考慮了與周圍空氣的自然對流和向周圍空間的輻射換熱。

對冷卻通道中燃油的流動作一維簡化處理。燃油與固壁的對流換熱系數(shù)采用冷卻劑平均溫度計算,使用Sieder-Tate公式[11]

除ηw按假定的液壁溫確定外,式(3)中其它物理量采用燃油平均溫度計算,冷卻通道水力直徑d為特征長度。由于物性參數(shù)ηw與液壁溫度有關(guān),所以需要迭代求解。基于冷卻通道下壁、側(cè)壁和上壁(如圖6中的1、2、3標識)節(jié)點的平均溫度可以分別估算出3個相應的對流換熱系數(shù),將站位n上的3個對流換熱系數(shù)和燃油平均溫度作為站位n處冷卻劑側(cè)的對流換熱邊界條件的輸入數(shù)據(jù)。試驗中使用的燃油是正十二烷,采用一個碳氫混合物物性計算程序來獲得超臨界壓力下正十二烷的物性。

正十二烷一步化學反應催化裂解速率的表達式為[12]

由于考慮了燃油裂解吸熱,因此兩相鄰站位之間的冷卻劑溫升為

Qc為沿冷卻劑側(cè)固壁四周積分,得到的沿冷卻通道截面四周向冷卻劑傳的熱量,單位為 W/m。Qchem為站位n與n+1之間燃油化學熱沉吸熱量。τn+1,n為燃油在站位n與n+1之間的駐留時間。Cp為以兩站位燃油平均溫度定性的燃油的定壓比熱。mc為冷卻通道中燃油的質(zhì)量流率。Δsn+1,n為相鄰兩站位之間的距離。

3 試驗計算數(shù)據(jù)對比研究

3.1 熱電偶溫度測量結(jié)果與計算數(shù)據(jù)比較

圖7為69#試驗數(shù)據(jù),冷卻面板在承受平均熱流密度1.6MW/m2的加熱條件下工作了120s,試驗后面板狀況良好。熱電偶測得7個溫度,其中有些溫度在上升過程中,有突然降低的現(xiàn)象發(fā)生,表明熱電偶從固壁脫落。背部測點溫度最高為888K,煤油出口測點溫度為807K。由于冷卻燃油溫度測點距冷卻面板燃油出口有一段距離,將油溫測點與計算數(shù)據(jù)比較時,出口油溫需要修正。油溫修正考慮了不銹鋼管(或銅管)表面向周圍空氣的自然對流與向周圍空間的輻射[10]。

圖7 69#試驗測量數(shù)據(jù)Fig.7 The measured data for 69#

圖8 64#試驗測量與計算值比較Fig.8 The comparison between measurement and calculation for 64#

圖8為64#試驗與計算值的比較?？梢娪蜏卦囼灡扔嬎銛?shù)據(jù)低4%;測點 2試驗比計算數(shù)據(jù)低2.3%;測點3試驗比計算數(shù)據(jù)低3.7%;測點5試驗比計算數(shù)據(jù)低5.3%;測點6試驗比計算數(shù)據(jù)低1%。測點1和4試驗比計算數(shù)據(jù)分別高了12.7%和28.6%。油溫 、測點2 、3 、5和6計算數(shù)據(jù)均略高于試驗值,測點1、4誤差較大,其他各車次都有這種情況出現(xiàn),將在下文結(jié)合氣壁溫度紅外測量結(jié)果進行分析。

表1將各車次有價值的試驗與計算數(shù)據(jù)相差的百分比進行了直觀比較?？梢娪捎谠囼灉y量信號受少許干擾或試驗快達穩(wěn)態(tài)等造成各車次試驗與計算數(shù)據(jù)相差的百分比有所不同。在正常情況下(即試驗測量信號無干擾,試驗達穩(wěn)態(tài)),試驗與計算數(shù)據(jù)最大相差5.3%。

表1 各車次試驗與計算數(shù)據(jù)相差的百分比Table 1 The difference between measurement and calculation

3.2 氣壁溫度的紅外測量結(jié)果與計算數(shù)據(jù)比較

試驗中使用了紅外攝像儀測量冷卻面板的氣壁溫度。圖9～10分別為69#試驗氣壁溫度的紅外測量與計算值。由圖可見,除左側(cè)局部區(qū)域與計算值相比明顯較高外,其他大部分區(qū)域試驗與計算值符合得很好。測點1、4是在這個與計算值不一致的高溫區(qū)域內(nèi)。說明這個區(qū)域存在強烈的加熱,局部熱流密度非常大。產(chǎn)生這種局部高熱流的原因解釋如下：試驗前,為了絕緣在噴管出口與冷卻面板之間隔有一大約2mm的玻璃鋼板,為了保證表面的光滑以及密封氣體,又在其上涂抹了白色氧化鋁涂層,如圖2,實際操作過程中冷卻面板局部也不慎被涂有氧化鋁涂層,這就相當于增大了冷卻面板局部表面的粗糙度。電弧加熱器開車后,冷卻面板局部的粗糙度增大了該區(qū)域的熱流密度。這種情況在熱分析程序計算時沒有考慮,導致測點1、4的計算低于試驗測量值。盡管這樣,由于左側(cè)局部高溫區(qū)域很小,對冷卻燃油的加熱很有限,對下游的油溫影響較小,從而測點2、5、3和6的溫度測量結(jié)果受面板左側(cè)局部強烈加熱影響較小。

圖9 69#紅外測量的氣壁溫度分布Fig.9 The gas-side wall temperature distribution for 69#(measurement)

圖10 69#計算的氣壁溫度分布Fig.10 The gas-side wall temperature distribution for 69#(calculation)

3.3 各車次燃油裂解量試驗與計算對比

天津大學對試驗后收集的燃油樣品進行了裂解質(zhì)量百分比的測定,試驗與計算的詳細對比見表2?？梢?59#、60#、61#、63#、66#和 69#燃油裂解質(zhì)量百分比試驗與計算基本相當。其中59#、61#、63#、66#和69#各車次燃油質(zhì)量流率較大(大于4g/s)、燃油出口溫度較低(小于880K),燃油裂解量較小(大多數(shù)小于1%)。再結(jié)合前文大量溫度測量與計算數(shù)據(jù)很接近,說明目前熱分析程序?qū)τ谌加臀戳呀怆A段的評估是合理的。60#燃油裂解量較大,燃油出口溫度為917K,氣壁溫度最大為1004K,燃油質(zhì)量流率為2.4g/s,試驗與計算數(shù)據(jù)較接近。

表2 燃油裂解質(zhì)量百分比試驗與計算數(shù)據(jù)對比Table 2 The comparision between test and calculation for the fuel crack rate

4 結(jié) 論

(1)完成了應用于再生冷卻超燃沖壓發(fā)動機的燃油冷卻面板的設(shè)計、加工,在電弧加熱器上完成了熱結(jié)構(gòu)試驗;采用熱電偶測量、紅外測溫及燃油樣品裂解化學組分測量等多種手段,獲得了背部溫度、燃料出口溫度、氣壁溫度分布和燃料裂解度等試驗數(shù)據(jù);

(2)發(fā)展了冷卻面板穩(wěn)態(tài)準三維熱分析程序。通過試驗與計算數(shù)據(jù)的詳細對比研究,表明熱分析計算方法是合理和可信的,熱分析程序?qū)τ谌加臀戳呀怆A段的評估是合理和可信的;

(3)冷卻面板在試驗過程中工作狀況良好,說明目前的冷卻面板設(shè)計與加工是可行的;

(4)經(jīng)過試驗驗證的冷卻面板設(shè)計、加工及熱分析程序可應用于再生冷卻超燃沖壓發(fā)動機的研究。

致謝：DJ-21電弧加熱器上冷卻面板傳熱特性試驗由氣動中心隆永勝高工、楊遠劍工程師等組織完成;燃油裂解組分的測量由天津大學張香文教授、劉國柱副教授等完成;氣壁溫度紅外測量與數(shù)據(jù)提取由氣動中心汪思國高工、何顯中高工完成;冷卻面板模型設(shè)計由氣動中心曾令國工程師完成;噴管三維流動計算得到氣動中心肖保國助理研究員的幫助。作者對他們的辛勤勞動表示衷心感謝。

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