矩形通道内航空煤油浮升力影响及判据分析*

王壮壮,周章文,张登成,粟 银

(1 空军工程大学航空机务士官学校, 河南信阳 464000; 2 空军工程大学航空工程学院, 西安 710038; 3 空军工程大学基础部,西安 710051)

0 引言

碳氢燃料作为冷却剂在超燃冲压发动机再生冷却系统中得到广泛应用[1]。碳氢燃料在喷注到燃烧室燃烧之前,作为冷却剂流过冷却通道与发动机高温壁面进行热交换,来提高发动机冷却品质。航空煤油的工作压力一般大于其临界压力(2.2 MPa)[2],其热物性在拟临界温度附近变化剧烈,且在不同的飞行状态下,过载也会发生相应变化,从而导致冷却通道内浮升力效应发生改变,引起二次流动的变化。一方面二次流与主流相互叠加使流体在流动通道内相互掺杂、混合,提高了换热效率;另一方面二次流也会引起压力损失,从而降低了流动效率[3]。

国内外也开展了浮升力对碳氢燃料流动换热的影响研究。肖磊等[4]研究了水平圆管内浮升力对RP-3煤油流动换热的影响,认为浮升力作用产生的二次流增强了下壁面流动换热,减弱了上壁面流动换热。徐可可[5]对超临界压力RP-3航空煤油水平圆管内的流动和传热开展了数值研究,分析了不同入口速度和加热电流下浮升力的影响。Deng等[6]对超临界压力下RP-3航空煤油在竖直圆管内流动换热进行了研究,发现浮升力、热加速等对传热恶化的影响较为明显。M.Pizzarelli等[7]对超临界压力下低温甲烷在三维方管中的流动传热进行了数值模拟研究,发现甲烷在拟临界点附近出现了传热恶化现象。目前再生冷却通道多为矩形通道[8],而关于矩形通道内浮升力对流动换热的影响还少见报道。

文中数值模拟了不同过载作用下,浮升力对RP-3航空煤油在矩形再生冷却通道中流动换热的影响,探究了浮升力对航空煤油流动换热的影响规律以及判别准则的适用性。研究结果为再生冷却系统的设计和优化提供了参考。

1 计算模型及数值方法

1.1 模型和边界条件

超燃冲压发动机燃烧室的4个壁面可认为分布着多个大小和受热环境均相同的再生冷却通道[9],因此取单根冷却通道进行研究。如图1所示,δ为肋片厚度,H和W分别为通道高度和宽度,d为外壁厚度,e为内壁厚度。为了增加计算的精确度,适当增大了冷却通道的尺寸,d=2 mm,e=2 mm,H=8 mm,W=8 mm,δ=2 mm。通道加热段长度l=5 500 mm,加热段前端的绝热段长500 mm,加热段起点对应坐标轴z=0。

图1 燃烧室截面和再生冷却通道模型示意图

为简化计算,规定过载沿Y轴负方向,取0,0.5g,1g,2g(g=9.8 m/s2)4组过载。入口边界为质量流量入口,min=50 g/s,Tin=300 K;出口边界为压力出口,pout=3 MPa;对加热端施加恒定热流,热流密度qw=1 MW/m2,其余壁面均设置为绝热壁面。RP-3煤油在温度超过820 K后热裂解反应明显[10],上述各计算工况下出口煤油平均温度均在700 K以下,故忽略极少量煤油裂解对计算的影响。

在数值计算中,引入对流换热系数h表征煤油的换热性能,定义为:

(1)

式中:Tw为加热壁面内侧温度；Tf为平均油温,其定义为:

(2)

式中：u为流速；ρ为煤油密度；Cp为定压比热；A为通道截面面积。

摩擦阻力以剪切应力的形式存在,壁面剪切应力的定义为:

(3)

为了定量地分析二次流的影响,引入了二次流速度,定义为:

(4)

1.2 网格划分

采用O-grid创建结构化网格,并对粘性影响区的网格进行细化,确保y+≤1,以保证计算精度,图2给出了冷却通道截面网格划分结果。轴向网格为均匀划分。取5组网格进行无关性分析,分别为:3 172×1 000、4 957×1 100、6 324×1 100、7 442×1 100、8 134×1 000。计算结果表明:3 172×1 000的网格计算结果不收敛,4 957×1 100与7 442×1 100的网格组合计算所得壁温沿流向分布的最大差异仅为0.653%,4 957×1 100的网格组合与8 134×1 000和6 324×1 100的网格组合计算所得壁温沿流向分布的最大差异小于1.5%。因此,取4 957×1 100的网格进行计算。

图2 冷却通道截面网格

1.3 材料热物性模型

燃烧室壁面采用1Cr18Ni9Ti不锈钢,RP-3航空煤油采用十组分替代模型[11],具体计算方法参考文献[12],图3为3 MPa压力下煤油热物性数据。

图3 3 MPa压力下RP-3航空煤油的热物性

1.4 数值计算方法及验证

数值计算方法及验证参考文献[12],对仲峰泉等[11]在二级加热圆管内的实验进行数值模拟,结果如图4所示。温度计算值与实验结果最大误差不超过8%,故认为采用的计算方法可靠。

图4 油温、壁温分布

2 计算结果分析

2.1 浮升力对流动换热的影响

图5给出了冷却通道在过载为1g时,z=5.5 m处截面的二次流矢量图。由于矩形通道单侧加热,内部煤油温度分布不均匀,导致同一截面处加热端附近的流体温度高、密度小,中心区域流体温度低、密度大,受浮升力的影响,中心区域的流体向下流动,壁面附近的流体被迫沿两侧向上流动。

图5 二次流矢量图

图6、图7给出了在不同过载条件下,冷却通道对流换热系数、油温、壁温沿流动方向的分布。过载为0时,冷却通道内出现了正常传热、传热恶化和传热强化3个阶段,壁温也出现了保持不变,逐渐升高,保持不变3个阶段。从图6可以看出,随着过载的增加,煤油对流换热系数逐渐增大,传热恶化位置逐渐后移,煤油对流换热能力得到提升;在加热初始阶段,不同过载条件下煤油对流换热系数基本相同;过载在0～0.5g时,过载对煤油对流换热能力影响比较显著,随着过载继续增大,过载成倍增加而煤油换热系数只是缓慢提升。由图7可知,过载不同时,主流温度基本相同;随着过载增加,加热侧内壁面温度逐渐减小,壁面温度变化规律与对流换热系数类似。以无过载时最高壁温为基准,0.5g、1g、2g3种过载条件下,冷却通道最高壁温分别减小4.5%、5.65%、5.84%。

图6 不同过载下冷却通道对流换热系数

图7 不同过载下冷却通道油温、壁温分布

图8给出了不同过载下,冷却通道内压力损失沿流动方向的分布。加热初始阶段,即未出现传热恶化时,不同过载条件下压力损失基本相同,在传热恶化区,随着过载增加压力损失略微增大,说明过载的增加对压力损失影响较小。

图8 不同过载下冷却通道内流动压力损失分布

图9给出了不同过载下,剪切应力τw沿流动方向的分布,过载为0时,通道内剪切应力也经历了逐渐增加、逐渐减小、急剧增加3个阶段。随着过载增加通道内剪切应力增大,这是因为不同过载作用下,强化了煤油换热能力,加热侧内壁面温度有所降低,而剪切应力的大小均与动力粘度μ呈正相关,由图3可知,温度降低动力粘度增大,故随着过载增加,剪切应力增大。在临近出口阶段,剪切应力急剧增大,这是由于煤油温度高导致密度降低,流速迅速增大,近壁区的速度梯度随之增大,而壁面处动力粘度在较小的值基本不变,故剪切应力急剧增大。

图9 不同过载下冷却通道内剪切应力分布

图10给出了在不同过载条件下,冷却通道不同位置处截面温度分布。随着过载的增加,温度分布规律基本相同,但冷却通道加热端壁温显著降低。冷却通道上壁面流体温度与附近壁面温度相近,说明上壁面附近煤油几乎不参与冷却;在冷却通道加热端,由等温线形状可知,热流更多的向两侧肋片传导,导致两侧肋片温度分层明显,加热端温度分布不均匀,壁面中心温度较高。

图10 不同过载下冷却通道不同截面的温度分布

图11给出了过载为1g时,不同截面处的二次流速度等值线。入口处煤油流速均为1.007 m/s,由图11各小图可以看出,二次流沿流动方向逐渐增强。在加热初始阶段,通道内煤油温度低于临界温度,煤油热物性变化比较平稳,二次流速度较小,随着流动距离的增加,油温逐渐升高,密度减小,煤油速度增大,二次流现象更加明显。由于冷却通道上壁面附近和中心区域温度低的流体在密度差的作用下向下运动,故压迫肋片附近的流体沿两侧向上流动,导致肋片两侧二次流速度较强。

图11 过载为1g时冷却通道不同截面的二次流速度等值线

2.2 浮升力判别准则适用性分析

浮升力效应受进口雷诺数、壁面热流等因素的影响[13],目前还未提出统一的判别准则来判断矩形通道内浮升力对煤油流动换热的影响,故文中对两种经典判别准则的适用性进行了分析。

Petukhov等人[14]认为当实际格拉晓夫数Grq大于临界格拉晓夫数Grth时,必须考虑浮升力效应。

(5)

式中：β为体积膨胀系数,单位为K-1；υ为运动粘度,单位为 m2/s；H为焓值,单位为J/kg;w和b分别表示壁面和主流位置；ρf为(Tw+Tb)/2温度下对应的流体密度。

Protopopov[15]用K*来表征浮升力对换热的影响,认为当K*>10-2时,浮升力的影响不可忽略。

(6)

图12给出了不同过载条件下各判别参数随流动方向的变化。在不同过载条件下Grq/Grth的值在管内均大于1,随着轴向距离的先增大后减小,在传热恶化区变化平稳,且扩大了低主流温度区浮升力的影响。因此,无论是从数值大小还是变化规律来看,Petukhov准则不能精确判断浮升力对RP-3煤油流动换热的影响。Protopopov准则在低主流温度区,计算所得判别准则参数值较大,且随流动距离增加不断减小,在高主流温度区,参数值接近判别式临界值甚至小于临界值,这与仿真结果不符。因此Protopopov准则也不能判断浮升力对RP-3煤油流动换热的影响。

图12 不同过载条件下Grq/Grth的值和浮升力参数沿流动方向分布

上述判别式适用性差的原因可能是碳氢燃料热物性受温度影响比较大,而上述判别式是基于单组份、常物性物质提出的。在拟临界温度附近,热物性变化剧烈,再加之由于矩形通道为单侧加热,加剧了内部温度的不均匀程度,在过载作用方向上热物性差别较大,沿流动方向,由于温度升高,煤油密度减小,导致流速增大,雷诺数也增大。上述判别准则并未考虑热物性变化对结果的影响,因此,在建立矩形通道内浮升力影响判据时,必须考虑航空煤油热物性的剧烈变化。

3 结论

文中研究了不同过载下浮升力对矩形通道内航空煤油流动换热的影响,比较了浮升力判别准则的适用性,得出以下结论:

1)随着过载增加,浮升力效应增强,对流换热系数增大,传热恶化现象得到改善,流动压力损失略有增加,剪切应力增大,冷却通道最高壁温降低,整体换热能力得到增强。

2)在冷却通道加热端热流分布异常,热流更多的向两侧肋片传导,导致两侧肋片温度分层明显,加热端温度分布不均匀,壁面中心温度较高。

3)两种浮升力判别准则都不能反映出过载对浮升力的影响,判别准则计算结果受煤油热物性影响较大,需要进一步修正。