王壯壯,張登成,周章文,粟 銀

(1 空軍工程大學航空工程學院, 西安 710038； 2 空軍工程大學基礎部, 西安 710051)

0 引言

航空煤油憑借體積熱值和熱沉高、易于攜帶等優(yōu)勢廣泛用于超燃沖壓發(fā)動機再生冷卻系統(tǒng)中[1]。其工作壓力一般大于臨界壓力(約2.2 MPa)[2],熱物性在擬臨界溫度附近變化劇烈,且在不同飛行狀態(tài)下,過載也會發(fā)生變化,從而改變冷卻通道內浮升力效應,引起二次流動的變化。一方面二次流與主流疊加使流體相互摻雜,提高了換熱效率；另一方面二次流會引起壓力損失,降低流動效率[3]。

目前,浮升力對碳氫燃料流動換熱的影響研究大多集中于圓管內。王彥紅等[4]數(shù)值模擬了水平圓管內RP-3航空煤油的流動與傳熱特性,認為二次流的演變規(guī)律能合理的解釋RP-3航空煤油的非均勻傳熱機理。賈洲俠等[5]分析了浮升力及熱物性對碳氫燃料在垂直圓管中對流換熱的影響,在向上流動中發(fā)現(xiàn)進口段存在較為明顯的入口效應,換熱出現(xiàn)惡化現(xiàn)象,而在向下流動中未出現(xiàn)。Pizzarelli等[6]對超臨界壓力下低溫甲烷在三維方管中的流動和傳熱過程開展了數(shù)值研究,發(fā)現(xiàn)甲烷在擬臨界點附近出現(xiàn)了傳熱惡化。超燃沖壓發(fā)動機再生冷卻通道多為矩形通道[7],且為單側加熱,對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(shù)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(guī)律。

研究結果有助于更清楚的認識浮升力的作用機理。

1 計算模型

1.1 計算模型和邊界條件

超燃沖壓發(fā)動機燃燒室的4個壁面可認為分布著多個大小和受熱環(huán)境均相同的再生冷卻通道[8],因此取單根冷卻通道進行研究。為簡化計算,規(guī)定橫向過載沿Y軸負方向,取0,0.5,1,2四組橫向過載,通過改變橫向過載的方向模擬燃燒室不同位置的受力情況。沿Y軸負方向表示燃燒室上表面冷卻通道a的受力狀況；沿Y軸正方向表示燃燒室下表面冷卻通道b的受力狀況；由于燃燒室兩側冷卻通道對稱分布,故沿X軸正方向表示燃燒室兩側冷卻通道c的受力狀況。

圖1 燃燒室截面示意圖

為了增加計算的精確度,適當增大了冷卻通道的尺寸。如圖2所示,δ為肋片厚度,H為通道高度,W為通道寬度,d為外壁厚度,e為內壁厚度,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,坐標軸z=0對應加熱段起點位置。入口邊界條件為質量流量入口,min=50 g/s,進口溫度Tin=300 K；對燃氣側壁面施加恒定熱流,熱流密度qw=1 MW/m2,加熱段邊界為壁面邊界條件,上壁面和兩側壁面均設置為絕熱壁面；出口邊界條件為壓力出口,為了保證管內煤油始終處于超臨界壓力狀態(tài),取pout=3 MPa。RP3航空煤油在溫度超過850 K后會發(fā)生明顯的熱裂解反應[9],文中在各種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。

圖2 再生冷卻通道模型示意圖

燃燒室壁面采用1Cr18Ni9Ti不銹鋼,耐溫極限為1 473 K[10]。密度和定壓比熱按常數(shù)處理,分別取值為7 900 kg/m3和502 J/(kg·K),熱導率按溫度的線性函數(shù)處理[11],單位為W/(m·K),表達式為:

λw=0.015 25T+10.6

(1)

在數(shù)值計算中,引入對流換熱系數(shù)h表征超臨界壓力下煤油的換熱性能,定義為:

(2)

式中:Tw為加熱壁面內側溫度;Tf為平均油溫,其定義為:

(3)

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。

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(wǎng)格劃分

采用O-grid創(chuàng)建結構化網(wǎng)格,并對粘性影響區(qū)的網(wǎng)格進行細化,劃分10層以上網(wǎng)格,確保y+≤1,以保證對流場物理量的精確計算,圖3給出了矩形通道截面網(wǎng)格劃分結果。軸向網(wǎng)格則采取均勻劃分的方式。在進行數(shù)值計算前,需要對網(wǎng)格進行無關性分析。截面網(wǎng)格的劃分數(shù)量分為5組:3 172×1 000、4 957×1 100、6 324×1 100、7 442×1 100、8 334×1 000。計算結果表明:3 172×1 000的網(wǎng)格計算結果不收斂,4 957×1 100與7 442×1 100的網(wǎng)格組合計算所得壁溫沿軸向的分布最大差異僅為0.653%,4 957×1 100的網(wǎng)格組合與8 334×1 000和6 324×1 100的網(wǎng)格組合計算所得壁溫沿軸向的分布最大差異小于1.5%。因此,為了節(jié)約計算資源,取4 957×1 100的網(wǎng)格進行計算。

圖3 再生冷卻通道截面網(wǎng)格

1.3 碳氫燃料熱物性模型

RP-3航空煤油成分復雜,熱物性數(shù)據(jù)難以直接得到,故采用仲峰泉等[12]提出的十組分替代模型,利用NIST SUPERTRAPP程序計算得到3 MPa壓力下煤油的物性數(shù)據(jù),如圖4所示。通過分段多項式擬合,獲得煤油的物性參數(shù)與溫度的函數(shù)關系式[13]。

圖4 3 MPa壓力下RP-3航空煤油的熱物性

2 數(shù)值計算方法及驗證

2.1 數(shù)值方法

文中模擬了變物性的復雜流動和二次流,湍流模型采用RNGk-ε兩方程模型。在近壁區(qū),湍流發(fā)展并不充分,雷諾數(shù)較低,采用增強壁面處理法保證近壁區(qū)物理量的計算精度。通過有限容積法離散三維的Navier-Stokes方程,運用SIMPLEC算法求解壓力-速度耦合方程,動量和能量方程均采用二階迎風格式。

2.2 數(shù)值方法驗證

由于缺乏超臨界壓力下煤油在矩形管內流動換熱的實驗數(shù)據(jù),故對仲峰泉等[12]在二級加熱圓管內的實驗進行數(shù)值模擬,以驗證文中數(shù)值方法的可靠性。如圖5所示,計算結果與實驗值的最大誤差僅為8.3%,故認為文中采用的計算方法可靠[14]。

圖5 油溫、壁溫分布

3 計算結果分析

圖6給出了冷卻通道a在過載為1時,出口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,導致同一截面下壁面附近的流體溫度高、密度小,中心區(qū)域溫度低、密度大,受浮升力的影響,中心區(qū)域溫度低的流體向下運動,壁面附近溫度高的流體被迫沿兩側向上流動。

圖6 二次流矢量圖

圖7～圖9給出了在不同過載條件下,燃燒室不同位置冷卻通道對流換熱系數(shù)沿流動方向的分布。

圖7 冷卻通道a對流換熱系數(shù)

圖8 冷卻通道b對流換熱系數(shù)

圖9 冷卻通道c對流換熱系數(shù)

在冷卻通道a內,過載為0時,通道內出現(xiàn)了正常傳熱、傳熱惡化和傳熱強化3個階段。隨著過載的增加,煤油對流換熱系數(shù)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(shù)基本相同；過載在0～0.5時,過載對煤油對流換熱能力影響比較顯著,隨著過載繼續(xù)增大,過載成倍增加而煤油換熱系數(shù)只是緩慢提升。

在冷卻通道b內,過載的增加反而降低了煤油換熱能力,在過載比較小時(小于0.5),過載對煤油流動換熱幾乎沒有影響,隨著過載的逐漸增大,煤油流動換熱能力降低,傳熱惡化位置前移。這是由于冷卻通道b下壁面附近的煤油溫度高、密度小,中心區(qū)域和上壁面附近煤油溫度低、密度大,而過載的存在使煤油逆密度梯度流動,過載較小時不足以克服密度梯度的影響,通道底部的紊流狀態(tài)幾乎不發(fā)生改變,故對流換熱系數(shù)變化不明顯。隨著過載的繼續(xù)增加,下壁面溫度高、密度小的煤油向上壁面流動,兩側高溫煤油向中心區(qū)域流動,由于在冷卻通道下壁面中心區(qū)域溫度高于兩側,通道兩側高溫煤油向中心區(qū)域的流動使通道下壁面煤油溫度分布趨于一致,下壁面煤油流動向層流發(fā)展,對流換熱系數(shù)略有降低。

在冷卻通道c內,過載的增加有效的提升了煤油流動換熱能力,傳熱惡化位置不僅后移,且極大降低了傳熱惡化的程度；與燃燒室上壁面冷卻通道類似,在過載較小時,過載對提升煤油換熱能力的影響也比較明顯。

圖10 過載為1時,不同冷卻通道對流換熱系數(shù)

從圖10可以看出:過載為1時,冷卻通道b對流換熱系數(shù)略低于過載為0時對流換熱系數(shù),冷卻通道a和c對流換熱系數(shù)變化相近,均高于過載為0時對流換熱系數(shù),煤油流動換熱能力得到明顯改善。

圖11給出了在min=50 g/s,qw=1 MW/m2,過載為1時,不同管截面的二次流速度等值線,各通道入口處煤油流速均為1.007 m/s。由圖11(a)～圖11(d)可以看出:在同一通道內,二次流沿流動方向逐漸增強。這是由于在加熱初始階段,通道內煤油溫度低于臨界溫度,煤油熱物性變化比較平穩(wěn),二次流速度較小,故對流換熱系數(shù)也基本相同。

圖11 過載為1時不同冷卻通道截面的二次流速度等值線

在冷卻通道b內,二次流速度較小,在冷卻通道下壁面肋片側高溫煤油向中部流動,使下壁面附近煤油溫度趨于一致,密度梯度較小。在冷卻通道c內,過載作用使得冷卻通道底部煤油從肋片一側向另一側流動,底部煤油沿軸向流動更加紊亂,增強了煤油的換熱能力,換熱系數(shù)得到提升,但是通道底部的煤油流動使高溫煤油聚集在一側肋片,冷卻通道兩側肋片溫度分布不均勻。

以無過載時最高壁溫為基準,表1給出了過載對各冷卻通道最高壁溫的影響。在相同過載條件下,冷卻通道c最高壁溫低于冷卻通道a和b；在不同過載條件下,冷卻通道a和c最高壁溫均減小4.5%以上,冷卻通道b最高壁溫略有提高。綜合來看,雖然冷卻通道c兩側肋片溫度分布不均勻,但整體換熱能力優(yōu)于冷卻通道a和b。

表1 過載對各冷卻通道最高壁溫的影響 %

4 結論

研究了浮升力對再生冷卻矩形通道內煤油流動換熱的影響,比較了超燃沖壓發(fā)動機不同位置處冷卻通道內浮升力的作用效果,得出以下結論:

1)在加熱初始階段,各冷卻通道內煤油溫度低于其臨界溫度,煤油熱物性變化比較平穩(wěn),二次流速度較小,過載的增加對對流換熱系數(shù)影響很小。

2)隨著過載的增加,超燃沖壓發(fā)動機上壁面和兩側壁面冷卻通道換熱能力得到增強,傳熱惡化現(xiàn)象得到明顯改善,但下壁面冷卻通道煤油換熱能力小幅度減弱。

3)由于過載的作用,燃燒室兩側壁面冷卻通道內二次流分布不均勻,溫度向一側肋片集中,但整體換熱能力優(yōu)于其他位置的冷卻通道。