超聲速燃燒室再生冷卻結(jié)構(gòu)對(duì)傳熱的影響分析

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(1.中國(guó)航空規(guī)劃建設(shè)發(fā)展有限公司，北京 100120;2.哈爾濱工業(yè)大學(xué) 能源科學(xué)與工程學(xué)院，黑龍江 哈爾濱 150001)

超聲速燃燒室再生冷卻結(jié)構(gòu)對(duì)傳熱的影響分析

張明哲1，艾青2，劉華2

(1.中國(guó)航空規(guī)劃建設(shè)發(fā)展有限公司，北京 100120;2.哈爾濱工業(yè)大學(xué) 能源科學(xué)與工程學(xué)院，黑龍江 哈爾濱 150001)

采用有限容積法結(jié)合對(duì)流換熱關(guān)聯(lián)式與蒙特卡羅法，建立了超聲速燃燒室再生冷卻通道的耦合換熱計(jì)算模型。冷卻燃料為煤油，其密度、導(dǎo)熱系數(shù)、動(dòng)力粘度隨溫度和壓力變化，煤油比熱容與金屬結(jié)構(gòu)的熱物性隨溫度變化。在考慮再生冷卻面板尺寸與冷卻燃料量保持不變的耦合性限制條件下，計(jì)算分析了非均勻熱流密度下，冷卻通道內(nèi)壁厚度、高度、寬度及側(cè)肋厚度對(duì)冷卻性能的影響。研究結(jié)果表明，通道結(jié)構(gòu)參數(shù)的變化引起結(jié)構(gòu)傳熱熱阻和冷卻劑對(duì)流換熱性能以及總換熱面積、通道個(gè)數(shù)的變化，在傳熱分析中應(yīng)綜合考慮。

超聲速燃燒室；非均勻熱流；再生冷卻；結(jié)構(gòu)參數(shù)；耦合換熱

再生冷卻以其突出的優(yōu)點(diǎn)成為超燃沖壓發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室熱防護(hù)的重要手段[1]。近年來(lái)許多研究者從不同方面對(duì)再生冷卻技術(shù)開(kāi)展了研究。蔣勁等人建立了一種再生冷卻的二維熱分析模型，并與電弧風(fēng)洞試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行了比較[2]；Youn均勻熱流邊界條件下，不同結(jié)構(gòu)材料及冷卻劑流量對(duì)再生冷卻的影響[3]。牛祿等人對(duì)表面粗糙度對(duì)換熱的強(qiáng)化作用進(jìn)行了分析[4-5]；吳峰等人分析了火箭發(fā)動(dòng)機(jī)推力室再生冷卻的影響[6]；李軍偉等人以水為冷卻工質(zhì)對(duì)推力室再生冷卻的傳熱進(jìn)行了分析[7]。這些研究通常是針對(duì)單個(gè)通道的性能分析，對(duì)再生冷卻系統(tǒng)冷卻面板尺寸及冷卻工質(zhì)流量給定條件下的結(jié)構(gòu)參數(shù)變化引起的耦合性熱影響缺乏研究。

本文在考慮再生冷卻面板尺寸與冷卻燃料量保持不變的耦合性限制條件下，通過(guò)建立模型進(jìn)行計(jì)算，綜合分析了非均勻熱流密度下，冷卻通道內(nèi)壁厚度、高度、寬度及側(cè)肋厚度等結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)再生冷卻面板冷卻性能的影響。

1 物理模型與控制方程

1.1 簡(jiǎn)化假定

槽道式再生冷卻面板流通截面如圖1所示，在矩形通道中高速流動(dòng)的冷卻劑對(duì)壁面進(jìn)行冷卻，將來(lái)自燃燒室高溫燃?xì)獾臒崃魍ㄟ^(guò)壁面?zhèn)鹘o冷卻劑。由于超音速燃燒室冷卻的復(fù)雜性，為分析結(jié)構(gòu)參數(shù)的影響，假設(shè)：(1)冷卻劑無(wú)相變潛熱的釋放吸收，為單相流動(dòng)；(2)忽略通道拐角處的連通長(zhǎng)度，冷卻劑在拐角兩側(cè)溫度一樣，但考慮速度和壓力變化;(3)側(cè)肋對(duì)稱(chēng)面為絕熱面；(4)冷卻通道材料和冷卻劑均為漫灰體；(5)忽略冷卻通道向環(huán)境的散熱。因此，交叉布置的冷卻面板可以近似看作多個(gè)冷卻通道的串聯(lián)。

圖1 再生冷卻面板示意圖

1.2 冷卻通道換熱模型

冷卻通道單元的換熱模型如圖2所示，單元長(zhǎng)度為H，寬為(xi+1-xi)，冷卻劑通過(guò)輻射-對(duì)流換熱冷卻通道壁面，壁面熱流滿足關(guān)系

(1)

圖2 冷卻通道單元換熱模型

依據(jù)冷卻劑流動(dòng)方向上的能量守恒，通過(guò)該單元i時(shí)冷卻劑吸收的熱流量為

(2)

式中Gm——冷卻劑的質(zhì)量流量；

Cp,i——冷卻通道i內(nèi)的冷卻劑的平均定壓比熱；

單位時(shí)間燃?xì)鈧鹘o冷卻通道單元i對(duì)應(yīng)的燃燒室壁面的輻射-對(duì)流熱流量為

(3)

依據(jù)假設(shè)條件，由能量守恒可知，穩(wěn)態(tài)時(shí)燃?xì)鈧魅氲臒崃拷?jīng)過(guò)內(nèi)壁，全部被冷卻劑吸收，則冷卻單元i傳熱方程滿足關(guān)系式

(4)

因此，冷卻劑的溫度可表示為

(5)

1.3 控制方程和邊界條件

冷卻通道單元截面幾何結(jié)構(gòu)如圖3所示，通道結(jié)構(gòu)的二維穩(wěn)態(tài)導(dǎo)熱微分方程為

(6)

圖3 冷卻通道截面示意圖

再生冷卻中燃燒室壁面有時(shí)用隔熱涂層。由于涂層的導(dǎo)熱系數(shù)很小，相當(dāng)于增加了額外的熱阻。討論中采用與燃燒室內(nèi)壁等同的假設(shè)，隔熱涂層的導(dǎo)熱系數(shù)隨溫度變化很小，假定在所關(guān)心的溫度范圍內(nèi)保持不變，通過(guò)涂層的穩(wěn)態(tài)熱傳導(dǎo)也可由傅立葉定律求得。

冷卻通道壁面對(duì)流換熱系數(shù)采用Petukhov實(shí)驗(yàn)關(guān)聯(lián)式計(jì)算[8]:

(7)

式中 de——當(dāng)量直徑；

ReD——雷諾數(shù);

Pr——普朗特?cái)?shù);

x——距入口的距離；

ξ——通道內(nèi)湍流流動(dòng)的達(dá)爾西阻力系數(shù)。

按弗羅年柯(Filonenko)公式計(jì)算；Nu∞為平均努塞爾數(shù)，依據(jù)流動(dòng)狀態(tài)可分別采用下式計(jì)算:

Nu,

2300≤ReD≤104,0.5≤Pr≤200

(8a)

Nu,

104≤ReD≤5×106,0.5≤Pr≤5×105

(8b)

冷卻通道壁面與冷卻劑間的輻射傳熱采用蒙特卡羅法計(jì)算[9]，壁面處的輻射熱流為

(9)

式中 Ms、Mv——參加輻射換熱的面元、體元數(shù);

S——面元參與輻射的面積;

ε——發(fā)射率;

V——體元的體積;

κ——冷卻劑吸收系數(shù);

RDi,j——單元i對(duì)單元j的輻射傳遞因子。

冷卻劑選用航空煤油，其密度采用Peng-Robinson狀態(tài)方程，定壓比熱、導(dǎo)熱系數(shù)和動(dòng)力粘度參看文獻(xiàn)[10]。航空煤油的光譜吸收指數(shù)取自文獻(xiàn)[11]，采用平均吸收系數(shù)計(jì)算其介質(zhì)輻射。冷卻通道內(nèi)的壓力損失由沿程損失和局部損失兩部分組成，文獻(xiàn)[12]分別給出了兩種損失的計(jì)算公式。

2 數(shù)值計(jì)算

計(jì)算中保持再生冷卻面板尺寸與冷卻燃料量恒定，依據(jù)假設(shè)條件將整個(gè)冷卻面板視為多個(gè)冷卻通道的串聯(lián)，因此計(jì)算包括冷卻劑與通道結(jié)構(gòu)兩部分。

冷卻劑傳熱性能模擬從冷卻面板入口側(cè)開(kāi)始逐個(gè)進(jìn)行迭代計(jì)算。依據(jù)通道結(jié)構(gòu)的幾何參數(shù)，確定計(jì)算通道的幾何位置，據(jù)此計(jì)算燃?xì)鈧?cè)加熱熱流，通過(guò)該通道內(nèi)冷卻劑的能量守恒和沿程壓降的聯(lián)立方程，依據(jù)入口等邊界條件，迭代求解出冷卻劑在此通道出口處的溫度、壓強(qiáng)和速度，為通道結(jié)構(gòu)傳熱計(jì)算提供熱邊界條件。通道結(jié)構(gòu)采用內(nèi)節(jié)點(diǎn)法對(duì)固相區(qū)域進(jìn)行離散，在溫度變化劇烈的基板處加密網(wǎng)格，計(jì)算通道內(nèi)壁面和冷卻劑間輻射換熱的網(wǎng)格與固相區(qū)域的網(wǎng)格相匹配；采用控制容積積分法建立離散方程；邊界條件的處理采用附加源項(xiàng)法。內(nèi)邊界EFGH各單元的輻射換熱熱流、對(duì)流換熱系數(shù)均是局部壁面溫度的函數(shù)，而內(nèi)壁溫是未知量，需迭代，故內(nèi)邊界處的對(duì)流、輻射均需迭代。

3 計(jì)算結(jié)果及討論

某超燃沖壓發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室再生冷卻面板長(zhǎng)L=1.8 m，寬H=0.115 m，通道結(jié)構(gòu)初始參數(shù)如表1所示。冷卻通道采用交叉布置方式，面板材料為鎳基合金Inconel617，表面發(fā)射率為0.85，冷卻劑為航空煤油，流動(dòng)方向與燃?xì)饬鞣较蛳喾?，質(zhì)量流量Qm=0.2 kg/s，入口壓強(qiáng)p=3.0 MPa。燃?xì)鈧?cè)熱流密度通過(guò)Fluent軟件模擬，參見(jiàn)文獻(xiàn)[13]，如圖4所示。

表1 通道結(jié)構(gòu)初始參數(shù)

圖5、圖6是燃燒室與冷卻通道間不同壁厚e對(duì)結(jié)構(gòu)溫度場(chǎng)的影響。在其他參數(shù)恒定的情況下，對(duì)壁厚分別為0.8 mm、1.0 mm、1.2 mm進(jìn)行分析?？煽闯觯S著壁厚度減小，燃?xì)鈧?cè)壁面溫度降低，壁兩側(cè)的溫差隨之減少。當(dāng)壁厚從1.2 mm降到0.8 mm時(shí)，燃?xì)鈧?cè)壁溫度降幅達(dá)10.7%，內(nèi)壁溫差降幅達(dá)40.8%。這是由于內(nèi)壁厚度的變化造成結(jié)構(gòu)傳熱熱阻的變化所致，因此內(nèi)壁厚度對(duì)再生冷卻面板傳熱性能有重要影響。

圖4 再生冷卻通道燃?xì)鈧?cè)熱流密度

圖5 內(nèi)壁厚度與氣壁溫度關(guān)系

圖6 內(nèi)壁厚度與內(nèi)壁溫差關(guān)系

圖7是不同通道高度對(duì)結(jié)構(gòu)溫度場(chǎng)的影響。可看出，在其他參數(shù)恒定的情況下，只增加冷卻通道的高度，燃?xì)鈧?cè)壁面溫度也隨之增加。這是因?yàn)槔鋮s通道高度的增加會(huì)引起側(cè)壁肋效應(yīng)的增強(qiáng)和冷卻劑流動(dòng)面積增大兩種效果，而冷卻劑流動(dòng)面積增大會(huì)造成流速的減小，從而導(dǎo)致冷卻劑的對(duì)流換熱能力下降。對(duì)冷卻通道而言，后者的作用強(qiáng)于前者，所以最終表現(xiàn)為冷卻效果降低。

圖8是不同通道寬度對(duì)結(jié)構(gòu)溫度場(chǎng)的影響?？煽闯?，在其他參數(shù)恒定的情況下，隨冷卻通道的寬度增加，燃?xì)鈧?cè)壁面溫度也增加。這是因?yàn)橥ǖ缹挾茸兓瘯r(shí)，會(huì)造成冷卻劑流通面積和單個(gè)通道寬度的變化，使冷卻劑換熱性能和冷卻面板通道個(gè)數(shù)均隨之變化，這兩種作用將隨通道寬度增加減弱冷卻面板的冷卻效果。

圖7 冷卻通道高度的影響

圖8 冷卻通道寬度的影響

圖9為不同側(cè)肋厚度對(duì)通道結(jié)構(gòu)溫度場(chǎng)的影響。再生冷卻通道的側(cè)壁相當(dāng)于肋片，當(dāng)肋片的換熱環(huán)境相同時(shí)，增大肋片厚度能夠顯著的強(qiáng)化換熱。但是對(duì)再生冷卻面板而言，冷卻通道側(cè)壁厚度的變化同樣會(huì)造成各通道位置、通道個(gè)數(shù)及冷卻劑流動(dòng)狀態(tài)等參數(shù)變化，使其換熱環(huán)境發(fā)生變化，因此不能機(jī)械套用肋片理論對(duì)冷卻面板通道側(cè)壁的作用給予定性解釋。由圖9可看出，隨側(cè)壁厚度的增加，燃?xì)鈧?cè)壁面溫度不是肋片理論所預(yù)測(cè)的降低，而是升高。

這是因?yàn)樵谄渌麉?shù)恒定的情況下，側(cè)壁厚度的增加會(huì)減少面板內(nèi)冷卻通道的數(shù)目，從而間接導(dǎo)致冷卻劑的換熱面積降低，引起冷卻效果的下降，并且該作用強(qiáng)于側(cè)壁的肋片效應(yīng)。

圖9 側(cè)壁厚度的影響

4 結(jié)論

本文在考慮再生冷卻面板尺寸與冷卻燃料量保持不變的耦合性限制條件下，計(jì)算分析了非均勻熱流密度下，冷卻通道內(nèi)壁厚度、高度、寬度及側(cè)肋厚度對(duì)冷卻性能的影響。研究結(jié)果表明：

(1)燃燒室與冷卻通道間壁厚的變化造成結(jié)構(gòu)傳熱熱阻的變化，對(duì)再生冷卻面板的傳熱性能有重要影響；

(2)只增加冷卻通道的高度時(shí)，壁肋效應(yīng)增強(qiáng)的同時(shí)會(huì)減弱冷卻劑與壁面間的換熱作用，冷卻作用變化應(yīng)視具體情況而定；

(3)只增加通道寬度，不僅減弱了冷卻劑與壁面間的換熱作用，同時(shí)減少了冷卻面板內(nèi)的通道個(gè)數(shù)，導(dǎo)致燃燒室壁面溫度明顯升高，減弱冷卻效果；

(4)通道數(shù)固定情況下增加側(cè)壁厚度，會(huì)減少通道寬度，因此在增強(qiáng)側(cè)壁肋片效應(yīng)的同時(shí)增強(qiáng)了冷卻劑的換熱能力，增強(qiáng)了冷卻面板的冷卻作用。而在其它參數(shù)恒定的情況下，單獨(dú)增加側(cè)壁厚度，在增強(qiáng)側(cè)壁肋片效應(yīng)的同時(shí)減少面板內(nèi)冷卻通道的數(shù)目，從而導(dǎo)致冷卻劑的換熱面積降低，引起冷卻效果的下降，因此不能機(jī)械套用肋片理論對(duì)交叉布置的冷卻面板側(cè)壁作用給予定性解釋。

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CoupledThermalEffectsofChannelParametersontheRegenerationCoolingofaSupersonicCombustor

ZHANG Ming-zhe1,AI Qing2,LIU Hua2

(1.China Aviation Planning and Construction Development Co.Ltd.,Beijing 100120,China;2.School of Energy Science and Engineering,Harbin Institute of Technology,Harbin 150001,China)

Heat transfer in regenerative cooling channel of supersonic combustor was numerically investigated by combining Finite Volume Method, empirical relations of heat convection and Monte Carlo Method. The coolant was kerosene, whose thermal properties are of such as density, thermal conductivity, dynamical viscidity, etc. varied with both temperature and pressure. The specific heat of kerosene and thermal properties of solid metal varied with temperature. The regenerative cooling panel dimension and coolant mass flow rate remain constant. For non-uniform heat flux distribution, the simulation results show that change of channel structure parameters on the regeneration cooling will cause thermal resistance of metal structure, coefficient of coolant heat transfer, heat exchange area and number of channel to variety. So those factors should be comprehensively considered in the research.

empirical supersonic combustor;non-uniform regenerative cooling;structure parameters;coupled heat transfer

2013-08-11修訂稿日期2013-02-27

哈爾濱市科技創(chuàng)新人才研究專(zhuān)項(xiàng)資金項(xiàng)目(No.2012RFQXG079)

張明哲(1979～)，男，工程師。

V235.21

A

1002-6339 (2014) 04-0308-04