低流阻火箭煤油的超臨界壓力流動(dòng)與換熱特性

張贊堅(jiān),劉朝暉,潘輝,陳彥伯,畢勤成

(西安交通大學(xué)動(dòng)力工程多相流國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,710049,西安)

火箭煤油具有推力大、沸點(diǎn)高、易儲(chǔ)存、綠色環(huán)保等特點(diǎn)[1-2],在運(yùn)載火箭的主推級(jí)大多采用液氧/火箭煤油作為推進(jìn)劑。近年來,臨近空間吸氣式高超聲速飛行器在全世界范圍內(nèi)得到廣泛研究,煤油在再生冷卻發(fā)動(dòng)機(jī)中同時(shí)作為推進(jìn)劑和冷卻劑。在高馬赫數(shù)火箭飛行器中,燃燒室壁面熱流密度達(dá)到每平米幾十兆瓦,常采用再生冷卻[3]對(duì)壁面進(jìn)行熱防護(hù)。再生冷卻過程中,燃料流過燃燒室壁面的微小冷卻通道,通過強(qiáng)制對(duì)流冷卻燃燒室后注入燃燒室燃燒[4]?；鸺河椭饕赏闊N、環(huán)烷烴和芳香烴等有機(jī)物組成,臨界壓力約為2～2.5 MPa,臨界溫度約為400 ℃[5]?；鸺紵业膲毫Ψ秶话闾幱?5～25 MPa,故冷卻通道內(nèi)火箭煤油處于超臨界壓力狀態(tài)。

火箭煤油冷卻流量大,加上湍流和極端熱流的影響,使得管路流動(dòng)阻力高,對(duì)泵產(chǎn)生高負(fù)載,直接影響發(fā)動(dòng)機(jī)工作可靠性,故火箭煤油減阻技術(shù)的研究具有重要意義。Toms首次報(bào)道了在液體湍流中添加少量的高分子聚合物(具有柔性分子長(zhǎng)鏈結(jié)構(gòu))會(huì)使湍流阻力大幅度降低,此添加物即為減阻劑[6]。自發(fā)現(xiàn)湍流減阻現(xiàn)象以來,經(jīng)過半個(gè)多世紀(jì)研究,人們對(duì)于減阻劑的特點(diǎn)、湍流減阻原理、湍流減阻發(fā)生時(shí)的換熱機(jī)理和減阻劑開發(fā)具有較深的認(rèn)識(shí)[7-8]。Virk根據(jù)管流速度分布測(cè)量結(jié)果,提出彈性緩沖層的流動(dòng)模式,認(rèn)為減阻劑的加入在管壁的層流底層和湍流核心之間生成了彈性緩沖層,致湍流核心部分速度加大而發(fā)生減阻,同時(shí)認(rèn)為添加劑添加濃度影響著管道內(nèi)流動(dòng)的彈性底層厚度,濃度越大,彈性底層越厚,減阻效果越好[9]。另有學(xué)者發(fā)現(xiàn),對(duì)于一定濃度的減阻劑溶液流動(dòng)存在臨界雷諾數(shù),在該雷諾數(shù)下減阻效果最佳,再增大雷諾數(shù),減阻效果開始不斷減弱[10]。根據(jù)對(duì)添加劑湍流減阻流動(dòng)與換熱特性的研究,我國(guó)許多學(xué)者發(fā)現(xiàn),具有湍流減阻效果的減阻劑溶液一般具有黏彈性這種流變學(xué)物性,黏彈性流體由于要考慮其黏性與彈性兩方面的影響,所以表現(xiàn)出來的流動(dòng)換熱特性與牛頓流體有較大區(qū)別,學(xué)者們還提出黏彈性作用會(huì)降低流體的換熱性能[11-13]。

減阻劑在石油運(yùn)輸工業(yè)、軍事和其他領(lǐng)域中廣泛應(yīng)用[14-16]。在原油或成品油管道運(yùn)輸中,減阻劑的應(yīng)用已十分成熟,但對(duì)于減阻劑在火箭煤油上的應(yīng)用,相關(guān)報(bào)道較少。俄羅斯在20世紀(jì)80年代開始對(duì)火箭煤油減阻技術(shù)進(jìn)行研究,并取得較大進(jìn)展,研究?jī)?nèi)容包括對(duì)煤油減阻劑種類進(jìn)行篩選、煤油添加減阻劑后對(duì)噴嘴霧化效果的影響等[17]。我國(guó)西安航天動(dòng)力試驗(yàn)技術(shù)研究所對(duì)添加不同減阻劑的火箭煤油在管路中的常溫流阻特性進(jìn)行試驗(yàn)研究,得出一定流速條件下添加減阻劑JZM-7的火箭煤油在直徑為4 mm的直管中的減阻率達(dá)75%[18]。

本文模擬液體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)工程應(yīng)用的實(shí)際熱環(huán)境,在電加熱主動(dòng)冷卻小通道內(nèi)研究低流阻火箭煤油的流動(dòng)和換熱特性,來評(píng)估減阻劑在超臨界壓力和高熱流密度條件下的高溫減阻效果。

1 試驗(yàn)系統(tǒng)和數(shù)據(jù)處理

1.1 試驗(yàn)系統(tǒng)

試驗(yàn)在西安交通大學(xué)動(dòng)力工程多相流國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室超臨界煤油流動(dòng)傳熱臺(tái)上完成。試驗(yàn)系統(tǒng)如圖1所示,燃料箱中的燃料經(jīng)過濾器進(jìn)入柱塞泵,之后分兩路:旁路燃料直接回到油箱,起到調(diào)節(jié)主路燃料流量的作用;主路燃料經(jīng)質(zhì)量流量計(jì)后進(jìn)入預(yù)熱段,加熱到所需溫度后進(jìn)入試驗(yàn)段。燃料在試驗(yàn)段內(nèi)進(jìn)一步加熱升溫,經(jīng)絕熱段、高溫過濾器后進(jìn)入換熱器冷卻,經(jīng)背壓閥后進(jìn)入廢液箱。試驗(yàn)系統(tǒng)的壓力通過背壓閥進(jìn)行調(diào)節(jié),流量由泵和流量調(diào)節(jié)閥進(jìn)行調(diào)節(jié)。在試驗(yàn)段進(jìn)出口裝有K型鎧裝熱電偶和壓力傳感器,分別用于測(cè)量進(jìn)出口流體溫度和壓力。根據(jù)進(jìn)出口壓力可以求得試驗(yàn)段壓差。

圖1 試驗(yàn)系統(tǒng)圖

預(yù)熱段為直徑6 mm×1 mm的不銹鋼管,總長(zhǎng)度2 m,有效加熱長(zhǎng)度1.9 m。試驗(yàn)段為直徑2 mm×0.5 mm的高溫合金鋼管GH3128,長(zhǎng)200 mm,有效加熱長(zhǎng)度200 mm。試驗(yàn)段上下壁面9個(gè)截面等距點(diǎn)焊有18個(gè)熱電偶,用于測(cè)量外壁面溫度,每個(gè)截面間隔20 mm。

本文試驗(yàn)工況如下:壓力15 MPa,質(zhì)量流速17 000～50 000 kg·m-2·s-1(對(duì)應(yīng)常溫流速約20～60 m·s-1),熱流密度2.5～30 MW·m-2,試驗(yàn)段入口溫度為常溫、100 ℃和150 ℃。試驗(yàn)工質(zhì)為火箭煤油M和添加減阻劑的低流阻火箭煤油M-3。

1.2 數(shù)據(jù)處理和測(cè)量不確定度

水平均勻加熱短管試驗(yàn)段的內(nèi)壁溫度計(jì)算按照一維電加熱管內(nèi)壁溫度計(jì)算方法,采用4階龍格庫塔法求出[19]。M和M-3的物性均采用文獻(xiàn)[5]中給出的火箭煤油物性關(guān)系式確定。

試驗(yàn)段熱流密度由加熱功率確定

(1)

式中:U為加熱電壓;I為加熱電流;d、l為試驗(yàn)段內(nèi)徑、長(zhǎng)度。

采用一維圓柱穩(wěn)態(tài)導(dǎo)熱方程計(jì)算試驗(yàn)段內(nèi)壁溫,控制方程為

(2)

其中φ為單位內(nèi)熱源

(3)

換熱系數(shù)h的計(jì)算公式如下

(4)

式中:Ti、Tb分別為熱電偶對(duì)應(yīng)位置的管內(nèi)壁溫和管內(nèi)流體溫度,其中Tb根據(jù)燃料熱沉確定。

試驗(yàn)使用RoseMount3051壓力變送器進(jìn)行壓力和壓差的測(cè)量,標(biāo)準(zhǔn)不確定度分別為0.23%和0.61%;流量測(cè)量使用Emerson質(zhì)量流量計(jì),標(biāo)準(zhǔn)不確定度為2.04%;流體溫度的測(cè)量使用K型Omega鎧裝熱電偶,在0～400 ℃溫度范圍內(nèi),測(cè)量不確定度為±1 ℃;壁面溫度測(cè)量采用直接點(diǎn)焊于壁面的K型熱電偶絲,在0～400 ℃及500～800 ℃溫度范圍內(nèi),測(cè)量不確定度分別達(dá)到±2 ℃和±5 ℃。

2 結(jié)果與討論

2.1 低流阻火箭煤油的傳熱特性

圖2給出了在壓力為15 MPa、熱流密度為10 MW·m-2、工質(zhì)進(jìn)口溫度為常溫的工況下,不同質(zhì)量流速下M-3的換熱性能沿軸向x·d-1的變化曲線。由圖可知:在相同的軸向位置,同一熱流密度下隨質(zhì)量流速增大,管內(nèi)流體溫度和管內(nèi)壁溫下降,且傳熱溫差降低,局部傳熱系數(shù)hloc有所增加,從而使得質(zhì)量流速增加,起到了強(qiáng)化換熱的作用,質(zhì)量流速為50 000 kg·m-2·s-1的平均傳熱系數(shù)約為17 000 kg·m-2·s-1的1.4倍;隨質(zhì)量流速增大,同一熱流密度下流體溫度降低導(dǎo)致流體黏度增大,由于質(zhì)量流速的增加幅度大于黏度的增加幅度,質(zhì)量流速起主導(dǎo)作用,導(dǎo)致雷諾數(shù)增大,起到了強(qiáng)化換熱的作用。

(a)內(nèi)壁和流體溫度

(b)傳熱系數(shù)和雷諾數(shù)圖2 低流阻火箭煤油的換熱性能沿軸向的變化

在恒定熱流密度條件下,火箭煤油的傳熱系數(shù)沿著軸向逐漸增加的原因是,沿軸向流體溫度的升高導(dǎo)致黏度減小,而質(zhì)量流速不變,導(dǎo)致雷諾數(shù)增大,故換熱得到強(qiáng)化。

圖3給出了在壓力為15 MPa、工質(zhì)進(jìn)口溫度為常溫、質(zhì)量流速為17 000～50 000 kg·m-2·s-1(對(duì)應(yīng)常溫流速約20～60 m·s-1)的工況下,試驗(yàn)段平均內(nèi)壁溫Ti-ave和M-3的平均傳熱系數(shù)have隨熱流密度q的變化曲線。圖3表明,M-3的傳熱系數(shù)隨熱流密度線性增加,管內(nèi)壁溫隨熱流密度單調(diào)上升。實(shí)際上,煤油在近超臨界壓力下容易發(fā)生擬沸騰傳熱,當(dāng)內(nèi)壁溫高于擬臨界溫度,常會(huì)出現(xiàn)類似于亞臨界壓力下核態(tài)沸騰的傳熱強(qiáng)化現(xiàn)象[20-21],內(nèi)壁溫保持不變,傳熱系數(shù)迅速上升,或者出現(xiàn)傳熱惡化,內(nèi)壁溫迅速上升。本試驗(yàn)的系統(tǒng)壓力遠(yuǎn)大于臨界壓力,火箭煤油在15 MPa壓力下對(duì)應(yīng)的擬臨界溫度約達(dá)到700 ℃,故整個(gè)傳熱過程煤油處于超臨界類液態(tài),屬于超臨界壓力下的正常單相液態(tài)強(qiáng)制對(duì)流換熱。

圖3 低流阻火箭煤油換熱性能隨熱流密度的變化

平均換熱系數(shù)隨著熱流密度線性遞增,是因?yàn)樵跓崃髅芏仍龃蟮耐瑫r(shí)換熱溫差增大,但熱流密度占主導(dǎo)作用,從而使換熱得到強(qiáng)化。分析認(rèn)為,熱流密度對(duì)煤油換熱的影響來自兩個(gè)方面:①熱流密度升高導(dǎo)致流體溫度升高,平均黏度降低,雷諾數(shù)增大,管內(nèi)流體湍流度增強(qiáng),強(qiáng)化了換熱;②在高熱流密度小通道換熱過程中,近壁面流體與中心流體的溫度梯度、密度梯度和黏度梯度都較大,造成近壁面流體與中心流體的劇烈摻混,從而增強(qiáng)了湍流度,強(qiáng)化了換熱。

圖4 入口溫度對(duì)低流阻火箭煤油換熱性能的影響

入口效應(yīng)對(duì)煤油換熱的影響如圖4所示。不同入口溫度條件下流體受入口效應(yīng)影響,在060的區(qū)域?yàn)檎?duì)流換熱區(qū),如前所述,傳熱系數(shù)因雷諾數(shù)增大而沿軸向緩慢增加。

2.2 火箭煤油和減阻煤油的流動(dòng)和換熱性能對(duì)比

M和M-3的流動(dòng)性能對(duì)比如圖5所示。相同質(zhì)量流速下,不同雷諾數(shù)的數(shù)據(jù)點(diǎn)代表不同熱流密度或者不同入口溫度。圖中表明:M-3在3種質(zhì)量流速下的壓力降和摩擦阻力系數(shù)λ均低于M的,減阻劑的減阻效果顯著。

圖5b給出了M和M-3的摩擦阻力系數(shù),并與采用勃拉修斯公式λ=0.316 5Re-0.25計(jì)算的水力學(xué)光滑管的摩擦阻力系數(shù)曲線進(jìn)行了比較。由圖5b可知:減阻劑的減阻效果在高雷諾數(shù)下明顯弱化,未添加減阻劑時(shí),隨雷諾數(shù)增大煤油的摩擦阻力系數(shù)呈下降趨勢(shì),添加減阻劑后,低雷諾數(shù)下的減阻效果明顯;隨著雷諾數(shù)增大,減阻煤油的摩擦阻力系數(shù)呈上升趨勢(shì),與火箭煤油的摩擦阻力系數(shù)靠近,減阻效果弱化。

(a)壓力降

(b)摩擦阻力系數(shù)圖5 火箭煤油和減阻煤油的流阻性能對(duì)比

減阻劑減阻效果弱化的主要原因有:①?gòu)亩ㄐ陨鲜怯捎跍p阻劑溶液中導(dǎo)致湍流減阻發(fā)生的內(nèi)部微觀結(jié)構(gòu)隨流動(dòng)中剪切率變化的動(dòng)態(tài)過程所致,較低雷諾數(shù)條件下,減阻劑溶液內(nèi)部的微觀結(jié)構(gòu)在湍流中微小剪切力的作用下會(huì)發(fā)生回旋、纏繞、拉伸、變形等運(yùn)動(dòng)，與湍流渦之間的相互作用改變了湍流結(jié)構(gòu)的強(qiáng)度,使湍流減阻現(xiàn)象發(fā)生,減阻效果良好,但在高雷諾數(shù)下,流動(dòng)內(nèi)部過大的剪切力使減阻劑溶液開始被局部撕裂,自身特有的長(zhǎng)鏈結(jié)構(gòu)被破壞,湍流減阻效果減弱;②高雷諾數(shù)下對(duì)應(yīng)的熱流密度和流體溫度較高,溫度的升高容易對(duì)減阻劑溶液自身的長(zhǎng)鏈結(jié)構(gòu)造成破壞,使湍流減阻效果減弱。

圖6對(duì)比了M和M-3的傳熱性能,M-3的努塞爾數(shù)Nu低于M的,傳熱性能較差?；鸺河驮诘屠字Z數(shù)下的換熱性能與D-B公式[22]預(yù)測(cè)值接近,在高雷諾數(shù)下優(yōu)于其預(yù)測(cè)值。M和M-3的換熱性能均優(yōu)于文獻(xiàn)[23]公式的預(yù)測(cè)值。

圖6 火箭煤油和減阻煤油的換熱性能對(duì)比

圖7a比較了兩種煤油的流動(dòng)和換熱性能。由圖可知:①整體而言,減阻劑的減阻效果明顯,但隨著流體溫度升高,雷諾數(shù)增大,減阻效果弱化,低流阻煤油與火箭煤油流動(dòng)阻力之比從0.4增加到0.8;②添加減阻劑后火箭煤油的換熱性能弱化,隨著雷諾數(shù)增大,換熱性能有所增強(qiáng),高雷諾數(shù)下減阻煤油與火箭煤油的Nu之比約為0.5;③雷諾數(shù)小于63 000時(shí)流動(dòng)強(qiáng)化效果大于換熱弱化效果,大于63 000時(shí)結(jié)果相反。

(a)流動(dòng)性能比值和換熱性能比值

(b)流動(dòng)強(qiáng)化性能分析圖7 火箭煤油和減阻煤油的流動(dòng)和換熱性能綜合比較

2.3 傳熱關(guān)聯(lián)式擬合

對(duì)于管道內(nèi)的常規(guī)流體(Pr>0.6的流體)單相強(qiáng)制對(duì)流換熱性能,可采用D-B關(guān)聯(lián)式[22]來預(yù)測(cè)

Nu=0.023Re0.8Pr0.4

(5)

本試驗(yàn)管內(nèi)壁溫低于工質(zhì)擬臨界溫度,Re>10 000時(shí)熱流密度大,煤油主流溫度與壁溫最高相差400 ℃。強(qiáng)加熱條件下,近壁面流體和中心流體密度梯度和黏度梯度較大,僅依靠Pr的差別不能充分反映物性變化的影響,文獻(xiàn)[23]采用黏度的無量綱數(shù)μb/μwi來修正

(6)

因此本文也引入考慮黏度的無量綱數(shù)μb/μwi來修正。圖8給出了減阻煤油試驗(yàn)值與關(guān)聯(lián)式預(yù)測(cè)值的比較,可以看出,兩種煤油的Nu試驗(yàn)值與式(5)和式(6)的預(yù)測(cè)值偏差都較大。

圖8 減阻煤油試驗(yàn)值與關(guān)聯(lián)式預(yù)測(cè)值的比較

本文考慮黏性項(xiàng)的影響,擬合得到超臨界壓力強(qiáng)熱流密度下低流阻火箭煤油的傳熱關(guān)聯(lián)式

(7)

1.5×104≤Re≤2×105

式中下標(biāo)b表示以中心流體溫度為特征值計(jì)算出的中心流體相關(guān)參數(shù)值,下標(biāo)wi表示以管道內(nèi)壁溫度為特征值計(jì)算出的近壁面流體相關(guān)參數(shù)值。由圖8可見,式(7)預(yù)測(cè)值與試驗(yàn)值偏差20%,吻合良好。

3 結(jié) 論

本文在火箭煤油再生冷卻工程應(yīng)用熱環(huán)境條件下,研究了減阻劑在高溫高壓火箭煤油中的減阻效果,得到以下結(jié)論。

(1)在本文研究條件下,煤油傳熱機(jī)理為超臨界壓力單相類液態(tài)強(qiáng)制對(duì)流換熱;質(zhì)量流速增大,煤油傳熱性能提升;局部傳熱系數(shù)沿軸向緩慢遞增;總傳熱系數(shù)隨熱流密度線性增加。

(2)減阻劑的減阻效果明顯,但隨著流體溫度升高,雷諾數(shù)增大,減阻效果弱化。添加減阻劑后,火箭煤油的換熱性能弱化。當(dāng)雷諾數(shù)小于63 000時(shí),減阻效果大于傳熱弱化效果,大于63 000時(shí)結(jié)果相反。

(3)將火箭煤油和低流阻火箭煤油的換熱性能與式(5)和式(6)的預(yù)測(cè)值進(jìn)行對(duì)比,發(fā)現(xiàn)火箭煤油換熱性能較好,均大于式(5)和式(6)的預(yù)測(cè)值。低流阻火箭煤油的傳熱性能小于式(5)預(yù)測(cè)值,但仍大于式(6)的預(yù)測(cè)值。本文擬合了低流阻煤油的換熱關(guān)聯(lián)式,計(jì)算值與試驗(yàn)值吻合良好。