超臨界壓力下航空煤油RP-3在水平細(xì)圓管內(nèi)對(duì)流換熱特性實(shí)驗(yàn)研究

賈洲俠，付衍琛，孔凡金，劉寶瑞，吳振強(qiáng)

（1.北京強(qiáng)度環(huán)境研究所 可靠性與環(huán)境工程技術(shù)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京 100076；2.北京航空航天大學(xué) 能源與動(dòng)力工程學(xué)院，北京 100191）

0 引言

隨著航空航天產(chǎn)業(yè)的發(fā)展，未來高性能航空航天發(fā)動(dòng)機(jī)的研究成為當(dāng)下相關(guān)技術(shù)研究的熱點(diǎn)及難點(diǎn)。航空發(fā)動(dòng)機(jī)性能的提升使其渦輪前溫度逐步提高，大大增加了渦輪葉片等高溫部件的熱負(fù)荷，且在增壓比升高的同時(shí)導(dǎo)致冷卻空氣品質(zhì)降低，令高溫部件的熱防護(hù)難度大幅增加。為解決這一問題，有學(xué)者提出了 CCA（cooled cooling air）技術(shù)，即在航空發(fā)動(dòng)機(jī)上安裝換熱器，使用飛行器自帶的碳?xì)淙剂献鳛槔湓搭A(yù)先將用于冷卻的空氣進(jìn)行冷卻，以提高冷卻空氣的冷卻品質(zhì)[1]。此外，隨著近年來火箭推進(jìn)技術(shù)和高超聲速飛行器的發(fā)展，熱防護(hù)需求日益凸顯，催生出主動(dòng)再生冷卻技術(shù)，即采用燃料流經(jīng)冷卻通道的方式對(duì)熱端部件進(jìn)行冷卻，同時(shí)，燃油被預(yù)熱后進(jìn)入燃燒室。

對(duì)航空燃料在換熱管中的對(duì)流換熱特性進(jìn)行較為全面的研究，為CCA技術(shù)及主動(dòng)再生冷卻技術(shù)的實(shí)現(xiàn)提供基礎(chǔ)理論支持是十分必要的。航空煤油的工作壓力超過了其臨界壓力（2.39 MPa[2]），導(dǎo)致其對(duì)流換熱特性與常規(guī)流體存在顯著區(qū)別，屬于超臨界流體流動(dòng)與傳熱的研究范疇。對(duì)于超臨界壓力下流體的管內(nèi)換熱特性研究，國內(nèi)外均取得了一定的成果。Jackson等[3]對(duì)超臨界壓力CO2在豎直圓管中的湍流混合對(duì)流換熱進(jìn)行實(shí)驗(yàn)研究表明：超臨界壓力下的對(duì)流換熱存在正常換熱、換熱強(qiáng)化和換熱惡化3種情況，浮升力的存在會(huì)導(dǎo)致流動(dòng)剪切力，特別是壁面附近流動(dòng)剪切力的變化，從而引起湍動(dòng)能的減弱或者增強(qiáng)，進(jìn)而導(dǎo)致局部換熱惡化或者強(qiáng)化以及流動(dòng)阻力特性的變化；在實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)分析的基礎(chǔ)上提出了針對(duì)豎直圓管的管內(nèi)強(qiáng)制對(duì)流換熱受顯著浮升力影響的判別標(biāo)準(zhǔn)。Brad等[4-5]對(duì)超臨界壓力下JP-7和MCH在豎直管內(nèi)的對(duì)流換熱特性和流動(dòng)不穩(wěn)定性進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)研究，在較大的流量、壓力情況下觀察到熱聲振蕩現(xiàn)象，分析發(fā)現(xiàn)這些振蕩一般發(fā)生在對(duì)比壓力低于1.5以及管壁溫度高于擬臨界溫度的情況下。清華大學(xué)有關(guān)學(xué)者[6-8]對(duì)超臨界壓力碳?xì)淙剂显诩?xì)圓管內(nèi)的對(duì)流換熱進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)和數(shù)值模擬研究，重點(diǎn)研究了中/低進(jìn)口雷諾數(shù)條件下的換熱規(guī)律、傳熱惡化出現(xiàn)條件以及浮升力對(duì)換熱的影響。王彥紅等[9]針對(duì)超臨界壓力航空煤油RP-3在水平管內(nèi)的對(duì)流換熱特性進(jìn)行了數(shù)值模擬研究，重點(diǎn)分析了浮升力對(duì)超臨界RP-3換熱規(guī)律的影響。

針對(duì)國產(chǎn)航空煤油RP-3 超臨界壓力下流經(jīng)豎直細(xì)圓管內(nèi)的對(duì)流換熱特性研究已有一系列文獻(xiàn)報(bào)道[11-18]，但是對(duì)于浮升力對(duì)水平管內(nèi)碳?xì)淙剂蠈?duì)流換熱的影響，特別是基于實(shí)驗(yàn)手段對(duì)沿重力方向換熱管壁面溫度分布的研究尚未見諸于報(bào)道。為深入探究超臨界壓力下碳?xì)淙剂显谒郊?xì)圓管內(nèi)的對(duì)流換熱規(guī)律，本文分析熱流密度、進(jìn)口雷諾數(shù)、質(zhì)量流速、系統(tǒng)壓力等因素對(duì)換熱的影響，著重分析在水平管中浮升力對(duì)換熱的影響機(jī)理，旨在為采用碳?xì)淙剂献骼鋮s介質(zhì)的各類飛行器主動(dòng)熱防護(hù)技術(shù)方案提供理論支撐。

1 實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)簡介與數(shù)據(jù)分析方法

1.1 實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)

本實(shí)驗(yàn)中，通過對(duì)實(shí)驗(yàn)換熱管直接施加電壓進(jìn)而產(chǎn)生焦耳熱來模擬熱流密度邊界條件，實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)以及相關(guān)實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)處理方法參見文獻(xiàn)[18]，實(shí)驗(yàn)管長為 800mm，內(nèi)/外徑分別為 1.86mm 和2.2mm，管材為1Cr18Ni9Ti，加熱段長度為550mm，前后各留長度為125mm的絕熱段（絕熱段長度為管內(nèi)徑的67.2倍）。在加熱段管路的上下外表面各焊有10支鎳鉻?鎳硅熱電偶，其安裝方式如圖1所示。表1列出了本文研究內(nèi)容涉及的實(shí)驗(yàn)工況。圖2給出實(shí)驗(yàn)管路相關(guān)設(shè)置示意。

圖1 水平管換熱實(shí)驗(yàn)熱電偶安裝方式示意Fig.1 Installation of thermal couple for horizontal test

表1 水平管換熱實(shí)驗(yàn)工況Table 1 Experimental parameters for horizontal heat exchange test

圖2 水平管實(shí)驗(yàn)段示意Fig.2 Schematic diagram of the horizontal heat exchange test

1.2 實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)處理方法

管內(nèi)局部對(duì)流換熱系數(shù)hx的定義為[18]

式中：qx為有效壁面熱流密度，kW/m2；Twx,in為實(shí)驗(yàn)段的管內(nèi)壁溫度，K；Tbx為局部截面上的流體平均溫度。

qx的計(jì)算公式為

其中：R(T)為不銹鋼的電阻率；I為加熱電流；din、dout分別為換熱管的內(nèi)外徑；qloss,x為散失熱流密度。

管內(nèi)局部Nusselt數(shù)為

其中λx為 RP-3 的導(dǎo)熱系數(shù)，W/(m·K)。

管路的內(nèi)壁溫可以用具有內(nèi)熱源的一維圓筒壁導(dǎo)熱公式計(jì)算，將管電阻產(chǎn)生的加熱熱流視為體熱源，其微分方程為

式中：r為半徑，m；λ為導(dǎo)熱系數(shù)，W/(m·K)；為單位體積的管電阻產(chǎn)生的功率，W/m3，其中，rin和rout分別為實(shí)驗(yàn)段管路的內(nèi)半徑和外半徑，m。

邊界條件：r=rout時(shí)，λ(?T/?r)=qloss，且T=Twx,out，Twx,out為實(shí)驗(yàn)段的管外壁溫度，K。

對(duì)方程(4)從rin到rout進(jìn)行定積分，可得管內(nèi)壁溫度

式中kx為不銹鋼的局部導(dǎo)熱系數(shù)，W/(m·K)。

管內(nèi)油溫分布可根據(jù)管壁加熱功率及實(shí)驗(yàn)測(cè)得的RP-3焓差曲線推算得到。實(shí)驗(yàn)管x截面處流體質(zhì)量的平均溫度為

式中：Qx為進(jìn)口到x截面處的電加熱功率，；A為管道截面積，A=為RP-3的質(zhì)量流速。

1.3 實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)不確定度分析

在計(jì)算局部傳熱系數(shù)時(shí)，局部熱流密度是由式(2)計(jì)算得到，將總加熱熱流密度q0,x和散失熱流密度qloss,x視為2個(gè)獨(dú)立變量，則根據(jù)誤差傳遞公式可得有效壁面熱流密度的不確定度為

其中，不考慮實(shí)驗(yàn)管電阻率的測(cè)量誤差，可以得到總加熱熱流密度的不確定度為

qloss，x可由熱損失標(biāo)定實(shí)驗(yàn)獲得，也可根據(jù)實(shí)驗(yàn)中加熱段外壁溫計(jì)算得到。因此，散失熱流密度的不確定度為

實(shí)驗(yàn)中散失熱流密度與有效熱流密度的比值(qloss，x/qx)最大不超過5%，因此將式(8)和式(9)代入式(7)中，可得有效熱流密度的不確定度為

同時(shí)，由內(nèi)熱源計(jì)算公式可得有效熱流密度的不確定度為

在由外壁溫和熱流密度計(jì)算內(nèi)壁溫的過程中，所有實(shí)驗(yàn)工況中內(nèi)/外壁溫差均小于2 K，并且忽略電鏡測(cè)量實(shí)驗(yàn)段內(nèi)/外管徑的測(cè)量誤差，可以得到實(shí)驗(yàn)管內(nèi)壁溫的不確定度為

實(shí)驗(yàn)段工質(zhì)的進(jìn)/出口溫度是用一級(jí)K型鎧裝熱電偶測(cè)得的，標(biāo)定結(jié)果表明其絕對(duì)不確定度小于±0.6 K。實(shí)驗(yàn)段沿程不同截面上的流體平均溫度Tbx是根據(jù)有效加熱量與不同壓力下航空煤油RP-3焓值和溫度的關(guān)系計(jì)算得到的，該計(jì)算過程引入的附加不確定度小于±0.6 K，因此流體局部截面平均溫度的不確定度為

對(duì)于幾乎所有的實(shí)驗(yàn)工況，流體和壁面的溫差都超過35 K，因此流體和內(nèi)壁面溫差的相對(duì)不確定度為

由式(1)得到局部對(duì)流換熱系數(shù)的相對(duì)不確定度為

通過上述對(duì)超臨界壓力下航空煤油RP-3對(duì)流換熱數(shù)據(jù)的誤差分析，可以判定本實(shí)驗(yàn)中所得對(duì)流換熱數(shù)據(jù)的不確定度是可以控制的。

1.4 熱電偶測(cè)量有效性驗(yàn)證實(shí)驗(yàn)

為了驗(yàn)證在小直徑圓管上沿重力方向焊接2支熱電偶的有效性與精確性，開展了相關(guān)驗(yàn)證實(shí)驗(yàn)：一對(duì)熱電偶是否對(duì)稱主要取決于其在管長方向的位置是否一致，故對(duì)實(shí)驗(yàn)管內(nèi)通以大質(zhì)量流速流體，同時(shí)對(duì)實(shí)驗(yàn)管施加大電壓模擬大熱流邊界條件。該實(shí)驗(yàn)條件為流體進(jìn)口溫度650 K，管內(nèi)質(zhì)量流速 1140 kg/(m2·s)，實(shí)驗(yàn)管熱流密度 900 kW/m2。圖3所示為分別將換熱管旋轉(zhuǎn)180°后測(cè)量的上下表面溫度分布，其中，實(shí)心與空心點(diǎn)分別代表2支熱電偶相同工況下的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)，橫坐標(biāo)中的d為管徑。從圖中可以看出，2次實(shí)驗(yàn)的管壁上、下表面溫度分布規(guī)律一致，各測(cè)溫位置處溫度基本相同。這說明對(duì)于大加熱功率及高溫條件下?lián)Q熱管相同位置處上、下2個(gè)測(cè)溫點(diǎn)的位置沿軸向是一致的，從而表明該種溫度測(cè)量方案能夠較好地對(duì)換熱管上、下表面壁溫進(jìn)行測(cè)量。

圖3 水平管熱電偶測(cè)量有效性驗(yàn)證數(shù)據(jù)Fig.3 Validation of temperature measurements for horizontal test

2 實(shí)驗(yàn)結(jié)果及分析

2.1 熱流密度對(duì)換熱的影響

圖4和圖5為系統(tǒng)壓力5 MPa、進(jìn)口溫度473 K、進(jìn)口雷諾數(shù)為 7560，質(zhì)量流速 736 kg/(m2·s)時(shí)，不同熱流密度條件下的換熱管壁溫、流體平均溫度與換熱系數(shù)沿流動(dòng)方向的分布。在實(shí)驗(yàn)段起始段，對(duì)流換熱系數(shù)隨著熱流密度的增加而減小，而后漸漸趨于相同，之后又隨著熱流密度的增加而增大。這是由于在起始段壁面溫度梯度較大，浮升力減弱了壁面剪切力，導(dǎo)致?lián)Q熱惡化，而且這種惡化是隨著壁面熱流密度的增大而增強(qiáng)的。

圖4 不同熱流密度下管壁溫度和流體平均溫度沿流向的分布Fig.4 Wall temperature and bulk fluid temperature distributions for various heat fluxes

圖5 不同熱流密度下局部換熱系數(shù)沿流向的分布Fig.5 Convection heat transfer coefficient distributions for various heat fluxes

2.2 進(jìn)口雷諾數(shù)對(duì)換熱的影響

圖6和圖7分別為系統(tǒng)壓力3 MPa、熱流密度210 kW/m2、進(jìn)口溫度 473 K 時(shí)，不同進(jìn)口雷諾數(shù)條件下的換熱管內(nèi)壁溫及換熱系數(shù)沿流動(dòng)方向的分布情況。在低進(jìn)口雷諾數(shù)（Rein=3760）時(shí)，內(nèi)壁溫遠(yuǎn)大于其他情況且均大于此壓力下的擬臨界溫度（Tpc=669.83 K），導(dǎo)致靠近管壁處燃油的溫度大于擬臨界溫度且高于主流燃油溫度。由于溫差引起的浮升力在實(shí)驗(yàn)段前半段抑制了換熱系數(shù)的增加，從而出現(xiàn)內(nèi)壁溫增加的現(xiàn)象。隨著主流溫度的不斷增加，湍動(dòng)能的增加逐步減弱了浮升力的影響，使得換熱得到強(qiáng)化直至最終恢復(fù)正常換熱，從而出現(xiàn)內(nèi)壁溫峰值的現(xiàn)象；隨進(jìn)口雷諾數(shù)的增大，湍動(dòng)能增加，顯著減小了浮升力的影響，故在Rein=7560及11 340的情況下?lián)Q熱正常。

圖6 不同進(jìn)口雷諾數(shù)下局部內(nèi)壁溫沿流動(dòng)方向的分布Fig.6 Wall temperatures distribution for various inletRe numbers

圖7 不同進(jìn)口雷諾數(shù)下局部換熱系數(shù)沿流向的分布Fig.7 Convection heat transfer coefficient distributions for various inletRe numbers

2.3 浮升力的影響因素及對(duì)換熱的影響

2.3.1 熱流密度對(duì)浮升力的影響

圖8 為系統(tǒng)壓力 3 MPa、進(jìn)口溫度 573 K、質(zhì)量流速 368 kg/(m2·s)時(shí)，不同熱流密度條件下上/下內(nèi)壁溫沿流動(dòng)方向的分布。

圖8 不同熱流密度下上/下內(nèi)壁溫沿流向的分布Fig.8 Top and bottom wall temperature distributions for various heat fluxes

由圖8可見，在低熱流密度下，上/下內(nèi)壁溫相差很小，浮升力影響較??；而隨著熱流密度的增大，上/下內(nèi)壁溫的溫差增大，浮升力對(duì)換熱的影響增強(qiáng)。在進(jìn)口處，熱流密度為 210 kW/m2時(shí)上/下壁溫以及熱流密度為320 kW/m2時(shí)上壁溫均出現(xiàn)了先上升后下降的現(xiàn)象。起始段換熱出現(xiàn)惡化是由于煤油熱物性的綜合影響，使導(dǎo)熱系數(shù)減小，傳熱熱阻增大。在低熱流密度情況下并未出現(xiàn)壁溫先上升后下降的現(xiàn)象是因?yàn)樵诖饲闆r下產(chǎn)生的浮升力影響較小，對(duì)換熱的減弱效果小于隨著燃油主流溫度升高而產(chǎn)生的物性變化引起的換熱增強(qiáng)的效果。在q=320 kW/m2的情況下，上/下壁溫差最大達(dá)到了50 K，這樣大的差值在已有文獻(xiàn)實(shí)驗(yàn)的細(xì)圓管中還未發(fā)現(xiàn)過；上壁溫出現(xiàn)明顯峰值而下壁溫卻沒有，是由于浮升力的影響大大加強(qiáng)了下表面的換熱，從而使得下表面的入口效應(yīng)（進(jìn)口段換熱惡化的現(xiàn)象）先于上表面結(jié)束。

2.3.2 質(zhì)量流速對(duì)浮升力的影響

Petukhov[10]等針對(duì)超臨界流體在水平圓管中的浮升力影響進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)和分析研究，并基于實(shí)驗(yàn)結(jié)果給出了水平圓管內(nèi)判定浮升力影響的無量綱關(guān)系式，即當(dāng)Grq＜Grth時(shí)，水平管中浮升力的影響可以忽略不計(jì)，其中：

圖9和圖10分別為系統(tǒng)壓力3 MPa、進(jìn)口溫度 473 K、熱流密度 320 kW/m2條件下，不同質(zhì)量流速（368 和736 kg/(m2·s)）情況下，上/下內(nèi)壁溫及Grq/Grth沿流動(dòng)方向的分布。

圖9 不同質(zhì)量流速下上下內(nèi)壁溫沿流向的分布Fig.9 Top and bottom wall temperature distributions for various mass fluxes

圖10 不同質(zhì)量流速下Grq/Grth 沿流向的分布Fig.10 Non-dimensionalGrq/Grth distributions for various mass fluxes

在低質(zhì)量流速條件下，上/下內(nèi)壁溫差均遠(yuǎn)大于同位置處高質(zhì)量流速條件下的內(nèi)壁溫差。這是由于低質(zhì)量流速情況下流體雷諾數(shù)較小，受浮升力產(chǎn)生的剪切力的影響較大；隨著質(zhì)量流速的增加，湍動(dòng)能的增加大大抑制了浮升力的影響。由Grq/Grth沿流向的分布情況，在x/d＜200時(shí)，低質(zhì)量流速下的Grq/Grth值遠(yuǎn)大于高質(zhì)量流速下的該值，亦說明了隨質(zhì)量流速的增加，浮升力的影響減弱。在質(zhì)量流速為 368 kg/(m2·s)情況下，Grq/Grth值沿流向先增加后減少并最終小于1，而由壁溫圖可知上/下內(nèi)壁溫差沿流向是先增大后減小的，可見Grq/Grth的變化趨勢(shì)反映了浮升力大小沿流向的變化。壁溫差先增加后減小的現(xiàn)象可以解釋為：在實(shí)驗(yàn)段入口處，熱邊界層處于發(fā)展階段，上/下壁面熱阻均較大，上/下壁面處換熱均處于惡化狀態(tài)；隨著熱邊界層的發(fā)展以及燃油主流溫度的升高，上/下壁面換熱均得到強(qiáng)化，然而上/下壁溫差導(dǎo)致冷流體（密度大）下沉，熱流體（密度?。┥仙沟蒙媳砻鎿Q熱惡化，下表面換熱強(qiáng)化，最終導(dǎo)致上/下壁溫差增大；進(jìn)一步隨著主流油溫的增加，雷諾數(shù)增加，湍動(dòng)能增大，浮升力的影響得到抑制，故上/下壁溫差逐漸減小，Grq/Grth值也減小至1以下，浮升力的影響較小。

2.3.3 系統(tǒng)壓力對(duì)水平管中浮升力的影響

圖11所示為不同壓力下參數(shù)Grq/Grth隨對(duì)比流體溫度的變化規(guī)律：不同壓力下Grq/Grth均先隨對(duì)比流體溫度升高達(dá)到某一峰值，然后在擬臨界溫度附近（對(duì)比流體溫度為1）急劇減小至1附近。這與各個(gè)工況下浮升力對(duì)對(duì)流換熱的影響隨流體平均溫度變化的規(guī)律相符，該浮升力對(duì)對(duì)流換熱的影響是通過換熱管壁上/下表面溫度差來體現(xiàn)的。同時(shí)，隨著壓力的提高，參數(shù)Grq/Grth減小，表明提高壓力可以抑制浮升力對(duì)超臨界壓力流體在水平細(xì)圓管內(nèi)對(duì)流換熱的影響。系統(tǒng)壓力對(duì)超臨界壓力下RP-3在水平管中的對(duì)流換熱的影響主要體現(xiàn)在其對(duì)流體物性的影響上：系統(tǒng)壓力越高，RP-3擬臨界溫度越高且物性隨溫度變化越平緩；而當(dāng)系統(tǒng)壓力接近臨界壓力時(shí)，由于物性在擬臨界溫度附近變化較為劇烈，進(jìn)而影響對(duì)流換熱。上述討論進(jìn)一步說明Grq/Grth可以較好地評(píng)判浮升力對(duì)水平管中對(duì)流換熱的影響。

圖11 不同壓力下Grq/Grth 隨對(duì)比流體溫度的變化Fig.11Grq/Grth variations with non-dimensional bulk fluid temperatures under various pressures

3 結(jié)論

本文通過試驗(yàn)研究了超臨界壓力下航空煤油RP-3在水平細(xì)圓管中的對(duì)流換熱特性，得到以下結(jié)論：

1）實(shí)驗(yàn)起始段對(duì)流傳熱系數(shù)隨熱流密度的增大而減小，低進(jìn)口溫度及低進(jìn)口雷諾數(shù)情況下?lián)Q熱情況均出現(xiàn)先惡化后強(qiáng)化的現(xiàn)象，隨著進(jìn)口溫度及進(jìn)口雷諾數(shù)的增加此現(xiàn)象消失。

2）隨熱流密度的增加，浮升力對(duì)換熱的影響增強(qiáng)；浮升力對(duì)下表面換熱的加強(qiáng)使得入口效應(yīng)的影響在下表面先于上表面結(jié)束。

3）在高進(jìn)口溫度、低質(zhì)量流速及高熱流密度條件下，本研究中上/下壁溫差最大達(dá)到50 K；質(zhì)量流速的增加會(huì)抑制浮升力對(duì)換熱的影響；準(zhǔn)則數(shù)Grq/Grth值可以很好地反映浮升力的變化趨勢(shì)。

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