多孔介質(zhì)冷卻通道在燃燒室中的應(yīng)用

劉占一，胡錦華，張魏靜，楊建文，劉計(jì)武，石曉波

(西安航天動(dòng)力研究所 液體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)技術(shù)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，陜西 西安 710100)

0 引言

Nofbx是將氧化亞氮和碳?xì)淙剂项A(yù)混形成的一種單組元液體推進(jìn)劑，將其用于液體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)具有供應(yīng)系統(tǒng)簡(jiǎn)單、比沖性能高、易于深度節(jié)流、綠色無毒等優(yōu)點(diǎn)，已經(jīng)引起國(guó)內(nèi)外研究者的廣泛關(guān)注[1-4]。但是，Nofbx是一種燃料和氧化劑預(yù)混推進(jìn)劑，在考慮燃燒室的熱防護(hù)時(shí)，常用的膜冷卻方式無法應(yīng)用，而且也無法通過改變混合比降低邊區(qū)燃?xì)鉁囟?，因此只能通過再生冷卻方式來實(shí)現(xiàn)燃燒室的熱防護(hù)。傳統(tǒng)的再生冷卻通常采用銑槽式結(jié)構(gòu)，但是，在Nofbx燃燒室中，缺少了膜冷卻的“協(xié)助”，銑槽式再生冷卻有可能無法滿足熱防護(hù)需要。而相比銑槽通道，填充多孔介質(zhì)的冷卻通道能夠進(jìn)一步有效擴(kuò)展冷卻劑通道的換熱面積，而且其特有的彌散效應(yīng)也能有效提高換熱強(qiáng)度[5]，這些特點(diǎn)對(duì)于提高推力室熱防護(hù)性能有明顯的積極作用。

多孔介質(zhì)冷卻通道應(yīng)用于發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室再生冷卻通道的研究尚未見報(bào)道，而在其他工程領(lǐng)域，國(guó)內(nèi)外研究人員對(duì)于多孔介質(zhì)的流動(dòng)和傳熱特性已經(jīng)開展了廣泛的試驗(yàn)和數(shù)值模擬研究[6-15]。例如，王晶鈺采用奈升華熱質(zhì)比擬試驗(yàn)方法測(cè)量了顆粒無序堆積床內(nèi)顆粒與流體之間的對(duì)流換熱系數(shù)，從孔隙率對(duì)傳熱的影響出發(fā)，對(duì)文獻(xiàn)換熱公式的適用性進(jìn)行了探討[6]；黃寓理對(duì)空氣、氫氣和氦氣流過微細(xì)多孔介質(zhì)內(nèi)部的流動(dòng)阻力特性進(jìn)行了試驗(yàn)研究，分析了不同氣體在不同顆粒直徑條件下摩擦因數(shù)與等效雷諾數(shù)的關(guān)系[7]；胥蕊娜對(duì)空氣流過燒結(jié)微細(xì)多孔介質(zhì)的流動(dòng)和對(duì)流換熱進(jìn)行了試驗(yàn)研究，分析了顆粒直徑、阻力系數(shù)和雷諾數(shù)的關(guān)系，得到了燒結(jié)多孔介質(zhì)內(nèi)部體積平均對(duì)流換熱系數(shù)[8]；常煥靜利用數(shù)值模擬的方法對(duì)水和冪律流體在多孔介質(zhì)中的流動(dòng)和換熱影響因素進(jìn)行了深入研究[9]；Hou基于計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)方法對(duì)顆粒堆積床內(nèi)傳熱現(xiàn)象進(jìn)行了詳細(xì)的研究，建立了不采用半經(jīng)驗(yàn)系數(shù)的傳熱預(yù)測(cè)模型[10]；孫得川提出了一種適合于對(duì)大量顆粒自然堆積的管道流動(dòng)進(jìn)行模擬的數(shù)值方法，對(duì)不同顆粒直徑、進(jìn)口速度的管道堆積床進(jìn)行了流動(dòng)與非定常傳熱模擬[11]。

因此，本文以燃燒室為應(yīng)用背景，設(shè)計(jì)了多孔介質(zhì)冷卻通道，以水為模擬介質(zhì)，采用試驗(yàn)手段研究了多孔介質(zhì)的流阻和換熱特性，同時(shí)，借鑒現(xiàn)有有關(guān)多孔介質(zhì)文獻(xiàn)的研究成果，建立了采用多孔介質(zhì)冷卻通道的燃燒室傳熱模型，對(duì)多孔介質(zhì)冷卻通道應(yīng)用于Nofbx燃燒室的可行性進(jìn)行了初步探索。

1 多孔介質(zhì)的制備

多孔介質(zhì)的制備方法包括粉末冶金類方法、鑄造類方法、沉積類方法等，根據(jù)液體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室冷卻需求，選擇以紫銅作為多孔介質(zhì)基材，通過金屬粉末冶金燒結(jié)法制備多孔介質(zhì)。制備時(shí)先采用篩分器對(duì)原料銅粉末進(jìn)行篩分，然后采用模壓成型胚體，再在氫氣氛圍爐燒結(jié)成型，燒結(jié)溫度為800～900 ℃，燒結(jié)時(shí)間為60～100 min，得到孔隙分布均勻的多孔介質(zhì)。圖1給出了不同孔隙率的多孔介質(zhì)照片。

圖1 多孔介質(zhì)照片

2 試驗(yàn)裝置和試驗(yàn)方法

2.1 多孔介質(zhì)試驗(yàn)段和燃?xì)獍l(fā)生器設(shè)計(jì)

考慮到發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室的再生冷卻通道的結(jié)構(gòu)形式，因此將試驗(yàn)段設(shè)計(jì)成圓柱形夾套冷卻形式，將多孔介質(zhì)填充環(huán)形冷卻通道，同時(shí)也便于與常規(guī)的銑槽冷卻方式進(jìn)行對(duì)比。試驗(yàn)段內(nèi)徑40 mm，內(nèi)壁厚度1 mm，環(huán)形冷卻通道寬度2 mm，多孔介質(zhì)填充長(zhǎng)度50 mm，如圖2所示。

圖2 試驗(yàn)段示意圖

為模擬燃燒室的高溫燃?xì)?，設(shè)計(jì)了一個(gè)燃?xì)獍l(fā)生器，為試驗(yàn)段提供熱源，如圖3所示。受試驗(yàn)條件限制，以空氣和煤油為工質(zhì)，混合比為15，采用火花塞點(diǎn)火。煤油噴嘴采用氣助霧化形式，輔助霧化氣體為空氣，空氣路分為一次空氣和二次空氣。為了提高試驗(yàn)段的燃?xì)鉁囟染鶆蛐?，在發(fā)生器出口設(shè)置了收縮段，收縮段采用夾套水冷方式進(jìn)行冷卻。

圖3 燃?xì)獍l(fā)生器結(jié)構(gòu)圖

2.2 流阻試驗(yàn)方法

使固定流量的水從試驗(yàn)件一端流入、從另一端流出，測(cè)量進(jìn)出口兩端的壓降獲得多孔介質(zhì)試驗(yàn)段的流動(dòng)阻力。試驗(yàn)介質(zhì)采用過濾后的自來水。試驗(yàn)裝置包含1個(gè)質(zhì)量流量計(jì)，2個(gè)壓力傳感器和2個(gè)手閥。試驗(yàn)時(shí)，先打開下游手閥，然后調(diào)整上游手閥開度，待流動(dòng)穩(wěn)定后，即可獲得該流量對(duì)應(yīng)的流阻。

2.3 傳熱試驗(yàn)方法

以常溫水為冷卻劑，冷卻劑流動(dòng)方向與高溫燃?xì)饬鲃?dòng)方向相反。冷卻劑以擠壓方式供應(yīng)，通過減壓閥和一個(gè)預(yù)先標(biāo)定好的孔板配合控制冷卻劑流量。試驗(yàn)過程中，經(jīng)過試驗(yàn)段后的冷卻劑直接排放至試驗(yàn)間排水槽。

在冷卻通道內(nèi)多孔介質(zhì)前后分別布置熱電偶，測(cè)量冷卻劑在經(jīng)過多孔介質(zhì)前后的溫度Tin和Tout。另外，在外壁面沿流動(dòng)方向均勻布置了10個(gè)熱電偶，用以監(jiān)測(cè)壁溫變化。預(yù)計(jì)各測(cè)點(diǎn)溫度均在200 ℃以下，為保證測(cè)溫精度，熱電偶均選用T型。

試驗(yàn)時(shí)間持續(xù)80～100 s，確保整個(gè)試驗(yàn)段達(dá)到熱平衡，各測(cè)點(diǎn)溫度處于穩(wěn)定狀態(tài)，以進(jìn)出口冷卻劑的溫差ΔT作為衡量多孔介質(zhì)換熱強(qiáng)度的依據(jù)。圖4給出了傳熱試驗(yàn)示意圖。

圖4 傳熱試驗(yàn)示意圖

3 試驗(yàn)結(jié)果和討論

3.1 流阻測(cè)試結(jié)果

流阻測(cè)試中，測(cè)試了流量30～150 g/s的若干工況點(diǎn)，具體結(jié)果如表1所示。

表1 流阻測(cè)試結(jié)果

從表1中數(shù)據(jù)來看，對(duì)于多孔介質(zhì)冷卻通道，隨著孔隙率的增大，相同流量下的流阻逐漸降低，原因在于，孔隙率越大，多孔介質(zhì)內(nèi)的冷卻劑流速越低。

另外，還采用已被廣泛認(rèn)可的Ergun公式[16]對(duì)試驗(yàn)用多孔介質(zhì)流阻進(jìn)行了估算。

Ergun公式為

(1)

其中

Re=ρfudh/με

式中：Δp為流阻；f為阻力系數(shù)；ρf為流體介質(zhì)密度；u為無多孔介質(zhì)填充時(shí)的來流速度；ε為多孔介質(zhì)孔隙率；dh為多孔介質(zhì)的當(dāng)量水力直徑；Re為多孔介質(zhì)內(nèi)流動(dòng)雷諾數(shù)；c1和c2為阻力系數(shù)常數(shù)，其值分別為133和2.33；μ為流體介質(zhì)的動(dòng)力黏性系數(shù)。

常規(guī)的當(dāng)量水力直徑的計(jì)算公式[17]為

dh=4A/P

(2)

式中：A為通流截面面積；P為流體與固體邊界接觸部分的周長(zhǎng)，稱為濕周。

上述方法是在二維空間進(jìn)行的計(jì)算，顯然在多孔介質(zhì)中，常規(guī)的當(dāng)量水力直徑計(jì)算方法無法直接應(yīng)用。因此考慮將式(2)進(jìn)行變換

(3)

式中：l為多孔介質(zhì)的軸向長(zhǎng)度；V為多孔介質(zhì)中流體所占體積；S為多孔介質(zhì)中的表面積；V0為多孔介質(zhì)的宏觀體積；a為多孔介質(zhì)的比表面積，定義為單位體積內(nèi)的表面積，該值通過吸附法測(cè)量得到。

圖5給出了多孔介質(zhì)的流阻試驗(yàn)值和計(jì)算值的對(duì)比。結(jié)果表明，Ergun公式的計(jì)算值和試驗(yàn)值符合較好，試驗(yàn)工況中最大偏差小于10%。

圖5 多孔介質(zhì)流阻計(jì)算值和試驗(yàn)值的對(duì)比

3.2 傳熱測(cè)試結(jié)果

圖6為傳熱測(cè)試現(xiàn)場(chǎng)照片。傳熱測(cè)試中，冷卻劑流量為30、40、50 g/s，得到冷卻劑溫升如表2所示。

圖6 傳熱測(cè)試現(xiàn)場(chǎng)照片

從表2中數(shù)據(jù)來看，對(duì)于多孔介質(zhì)冷卻通道，冷卻劑的溫升隨著孔隙率的增大而減小，表明換熱能力逐漸下降。原因在于，隨著孔隙率的增大，一方面冷卻劑流動(dòng)通道的特征尺度增大，雷諾數(shù)降低，換熱系數(shù)下降，另一方面，孔隙率增大，比表面積減小，換熱面積減小，也導(dǎo)致了換熱強(qiáng)度的下降。

表2 傳熱測(cè)試結(jié)果

另外，針對(duì)采用多孔介質(zhì)作為冷卻通道的燃燒室建立了傳熱計(jì)算模型。模型示意圖如圖7所示。

圖7 傳熱模型示意圖

對(duì)內(nèi)壁建立熱平衡方程

(4)

式中：Tg為燃?xì)鉁囟?，可以通過熱力計(jì)算獲得；hg為燃?xì)馀c壁面的換熱系數(shù)，可以通過巴茲公式計(jì)算獲得[18]；Twg和Twl分別為內(nèi)壁的燃?xì)鈧?cè)壁溫和液側(cè)壁溫；λ為內(nèi)壁的導(dǎo)熱系數(shù)；δ為內(nèi)壁的厚度；q為熱流密度；A為燃?xì)鈧?cè)換熱面積。

在試驗(yàn)段達(dá)到熱平衡的狀態(tài)下，忽略外壁面通過自然對(duì)流向環(huán)境的散熱，則可認(rèn)為高溫燃?xì)馔ㄟ^內(nèi)壁向多孔介質(zhì)傳遞的熱量均被冷卻劑吸收，對(duì)冷卻劑建立熱平衡方程

(5)

對(duì)多孔介質(zhì)而言，高溫燃?xì)鈧鬟f過來的熱量被冷卻劑通過強(qiáng)迫對(duì)流的方式吸收?？紤]到多孔介質(zhì)材料為紫銅，導(dǎo)熱系數(shù)達(dá)到380 W/(m·K)，采用集總參數(shù)法對(duì)其建立熱平衡方程

qA=(Ts-Tliq)hliqAliq

(6)

式中：Ts為多孔介質(zhì)固體溫度；Tliq為冷卻劑溫度；hliq為冷卻劑與多孔介質(zhì)的換熱系數(shù)；Aliq為冷卻劑與多孔介質(zhì)的換熱面積。

實(shí)際上，多孔介質(zhì)固體溫度Ts應(yīng)介于內(nèi)壁液側(cè)壁溫Twl和外壁液側(cè)壁溫Ta之間，假設(shè)多孔介質(zhì)固體溫度沿徑向呈線性變化，則建立溫度方程

(7)

在忽略外壁向環(huán)境散熱的情況下(即外壁的外壁面處于絕熱狀態(tài))，外壁液側(cè)壁溫Ta應(yīng)等于外壁的外壁面溫度，而該溫度在試驗(yàn)中通過熱電偶已經(jīng)測(cè)得。

冷卻劑與多孔介質(zhì)的換熱系數(shù)根據(jù)文獻(xiàn)[19]提出的換熱關(guān)系式

(8)

其中

式中：Nu為努塞爾數(shù)；λliq為冷卻劑的導(dǎo)熱系數(shù)；Pr為冷卻劑的普朗特?cái)?shù)；Re為冷卻劑流動(dòng)雷諾數(shù)，3.1節(jié)已介紹過計(jì)算方法。

冷卻劑與多孔介質(zhì)的換熱面積

Aliq=V0a

(9)

式(4)～式(9)就構(gòu)成了完整的傳熱計(jì)算模型。將試驗(yàn)段沿流動(dòng)方向分成若干段，對(duì)每段建立如上的傳熱模型，通過聯(lián)立求解即可獲得各溫度參數(shù)，計(jì)算過程中，考慮溫度變化對(duì)冷卻劑的熱物性的影響。

試驗(yàn)中，試驗(yàn)段外壁溫度都在50 ℃以下，環(huán)境溫度約20 ℃，如果取自然對(duì)流換熱系數(shù)為20 W/(m2·K)，則外壁的散熱熱流密度不超過600 W/m2。根據(jù)傳熱計(jì)算結(jié)果，燃?xì)鈧?cè)的熱流密度都在200 kW/m2以上，因此散熱比例小于0.5%，上述傳熱模型中所假設(shè)的外壁面絕熱是合理的。

圖8給出了計(jì)算獲得的冷卻劑溫升值和試驗(yàn)值的對(duì)比。

由圖8可見，計(jì)算獲得的冷卻劑溫升隨冷卻劑流量和多孔介質(zhì)孔隙率變化的趨勢(shì)能夠與試驗(yàn)值吻合，但是在數(shù)值上低于試驗(yàn)值，且有一定的偏差，最大偏差達(dá)到25%。分析可能的原因在于：

圖8 冷卻劑溫升計(jì)算值和試驗(yàn)值的對(duì)比

1)為使傳熱模型封閉可求解，模型中假設(shè)了多孔介質(zhì)固體溫度沿徑向呈線性分布，進(jìn)而采用集總參數(shù)法進(jìn)行傳熱計(jì)算，與實(shí)際有偏差，這可能是造成差異的主要原因；

2)實(shí)際中，多孔介質(zhì)中的冷卻劑在部分區(qū)域可能存在沸騰，尤其是靠近內(nèi)壁側(cè)，而模型中所采用的多孔介質(zhì)與冷卻劑的換熱關(guān)系式未能充分考慮這一點(diǎn)。

3.3 與銑槽冷卻通道的對(duì)比

液體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒室外冷卻通常采用銑槽形式，為了對(duì)比多孔介質(zhì)與銑槽冷卻形式的流阻特性和換熱能力，加工了具有銑槽冷卻通道的試驗(yàn)段。按照一般的工藝，限制銑槽槽寬和肋寬均不小于1 mm[20]。據(jù)此，根據(jù)試驗(yàn)段直徑，選擇銑槽形式如下：槽寬1 mm，槽數(shù)60條，保持冷卻通道高度與多孔介質(zhì)一致。

對(duì)具有銑槽冷卻通道的試驗(yàn)段進(jìn)行流阻測(cè)試，發(fā)現(xiàn)其在各流量工況下流阻約為1#多孔介質(zhì)試驗(yàn)段流阻的1/30。

在相同的燃燒工況條件下進(jìn)行測(cè)試，獲得不同流量下的冷卻劑溫升，與多孔介質(zhì)通道對(duì)比如圖9所示。

圖9 多孔介質(zhì)與銑槽冷卻劑溫升對(duì)比

由圖可見，銑槽冷卻通道的冷卻劑溫升介于2#和3#多孔介質(zhì)之間，其換熱能力甚至高于3#多孔介質(zhì)，可能的原因是：銑槽試驗(yàn)段的內(nèi)壁和肋的材質(zhì)為鉻青銅，而前述的多孔介質(zhì)試驗(yàn)段由于工藝原因，采用的內(nèi)壁材質(zhì)為不銹鋼，內(nèi)壁材質(zhì)的不同對(duì)換熱能力的比較是有一定影響的，因此嚴(yán)格地說，在本文的試驗(yàn)中無法定量比較多孔介質(zhì)和銑槽換熱能力，但是由于不銹鋼的熱阻明顯高于鉻青銅，因此可以預(yù)見，1#和2#多孔介質(zhì)試驗(yàn)段如果采用鉻青銅內(nèi)壁，冷卻劑溫升將會(huì)進(jìn)一步提高，這意味著燃燒室采用多孔介質(zhì)冷卻通道，將會(huì)獲得優(yōu)于銑槽的熱防護(hù)效果。

4 結(jié)論

本文開展了多孔介質(zhì)冷卻通道在燃燒室中的初步應(yīng)用研究，得到結(jié)論如下：

1)試驗(yàn)進(jìn)一步驗(yàn)證了多孔介質(zhì)的流阻和換熱特性隨孔隙率的變化關(guān)系，隨孔隙率變大，多孔介質(zhì)流阻減小，換熱能力下降。

2)嘗試建立了采用多孔介質(zhì)冷卻通道的燃燒室傳熱計(jì)算模型，與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比表明該模型能夠預(yù)測(cè)多孔介質(zhì)換熱能力隨結(jié)構(gòu)參數(shù)的變化規(guī)律，但在數(shù)值上有一定偏差，最大偏差達(dá)到25%。

3)在燃燒室中，相比傳統(tǒng)的銑槽通道，采用多孔介質(zhì)冷卻通道能夠獲得更好的熱防護(hù)效果，但是需要開展更多的傳熱試驗(yàn)來研究多孔介質(zhì)結(jié)構(gòu)參數(shù)與換熱能力之間的關(guān)系，建立更為準(zhǔn)確的傳熱模型，為多孔介質(zhì)在燃燒室中的應(yīng)用奠定基礎(chǔ)。