火箭基组合循环发动机(RBCC, rocket based combined cycle)综合了火箭发动机的高推重比和双模态冲压发动机高比冲的优势, 可以实现宽速域、大空域条件下的高效工作, 是未来临近空间飞行器和可重复使用航天运载器的理想动力[1-2], 同时, 水平起降和多次可重复使用的背景对RBCC的热防护系统提出了更加严苛的要求。然而, 与火箭发动机轴对称的几何结构和燃气参数分布所不同的是, 冲压发动机由于流道几何结构和燃烧组织等方面的原因, 发动机壁面的热流密度在轴向和周向方向上呈不均匀分布状态, 且RBCC由于兼顾引射、亚燃、超燃、纯火箭多模态工作的要求, 流道结构比超燃冲压发动机更加复杂, 热环境的不均匀度更加明显[3], 因此, 其热防护系统必须在整个飞行过程和发动机位置上防止壁面超温的情况出现。
再生冷却作为极具潜力的一种主动冷却方式, 将发动机燃料以高于临界压力的条件流入壁面的并联冷却通道, 吸收高温燃气通过壁面传导的热量, 升温裂解并最终喷入发动机燃烧室参与燃烧, 实现能量的回收利用。目前基于吸热型碳氢燃料的双模态超燃冲压发动机再生冷却技术已获得较为成功的应用[4]。但是, 值得注意的是, 当燃烧室壁面热流分布差异显著时, 燃料在多个通道并联的冷却结构中, 无法实现流量的均匀分配, 制约着冷却剂的热沉利用效率。而RBCC发动机由于壁面热流的不均匀性, 冷却通道中的流量分配不均匀性更加显著。因此, 在燃烧室再生冷却结构的设计过程中, 必须充分考虑并联通道的流量分配特性, 防止流量较小的分支管布置在热流密度较大的位置, 增大发生壁面超温的可能性。国内外针对并联管的分配特性开展了大量的研究, Wang[5-6]通过建立基于质量守恒和动量守恒的分析模型, 开展了不同结构、工作条件和加工误差等因素的敏感性分析。Kim等[7]通过实验研究了不同入口流向对并联通道流量分配的影响, 发现入口与并联通道垂直时能获得较好的流量均匀度。Jing等[8]通过数值模拟研究了分支管面积收缩比、宽高比、进出口集液腔等因素对圆周分布的平行通道的流量分配特性的影响, 发现与出口集液腔相比, 入口集液腔结构能更有效地改善通道流量分配特性。然而, 与锅炉换热器、冷凝器等常规装置中的并联通道不同的是, 发动机并联再生冷却通道中, 流体介质通常以“拟临界”状态进入, 通过吸热升温进入“超临界”状态, 其间, 流体热物理参数会随着压力和温度发生剧烈变化, 而且, 对于以吸热型碳氢燃料作为冷却介质的发动机, 还会进一步发生高温热裂解反应, 伴随有通道内组分的变化, 导致吸热型碳氢燃料在平行冷却通道中的流量分配特性更为复杂[9-10]。
本文以周向热流分布极为不均匀的RBCC发动机为应用背景, 采用经过校验的高精度数值仿真方法, 开展基于超临界裂解煤油的并联再生冷却通道流量分配特性的三维数值模拟研究, 分析了壁面热流强度、非均匀热流及入口集液腔对并联再生冷却通道流量分配特性的影响规律, 给出了考虑壁面加热条件的再生冷却结构的设计依据。
1 物理模型建立及数值方法校验 1.1 物理模型建立本文的研究对象为一个长为1 000 mm的Ⅰ型再生冷却平板, 包含入口集液腔、出口集液腔、4个分支管1/2/3/4, 以及构成冷却通道的上下壁面和肋片, 如图 1a)所示。由于发动机壁面的非均匀热流分布比较复杂, 为了更加明确地研究壁面加热条件等对超临界裂解煤油在并联再生冷却通道中的影响, 忽略燃气与固体内壁面的对流和辐射传热, 以给定热流密度q1和q2的形式来模拟不同壁面位置间的热环境差异。本文的冷却通道宽度×高度×肋片厚度为2 mm×2 mm×2 mm, 如图 1b)所示。
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| 图 1 物理模型 |
本文采用基于有限体积法的商用计算软件Fluent开展了不同影响因素下的再生冷却平板的耦合计算, 其中固体区域材料为高温合金GH3128, 流体区域为天津大学吸热型碳氢燃料HF-I[11]。入口集液腔共3种形式(M1/M2/M4), 流通面积分别为分支管总流通面积的1/2/4倍。固体区域下壁面的基准加热面1和加热面2均为恒定热流密度边界, 上壁面为绝热壁面, 侧壁面为对称边界条件; 流体区域的入口为给定质量入口, 出口为压力出口, 同时为保证裂解煤油的压力始终高于临界压力(即处于拟临界状态), 避免煤油发生沸腾, 出口压力设置为5 MPa。边界条件的具体数值如表 1所示。
| 工况 | 集液腔 | 入口流量/(g·s-1) | 入口温度/K | 出口压力/MPa | 加热面q1/(MW·m-2) | 加热面q2/(MW·m-2) | 外壁面 |
| 1 | M1 | 4.0 | 300 | 5.0 | 1.0 | 1.0 | 绝热 |
| 2 | M1 | 4.0 | 300 | 5.0 | 1.5 | 1.5 | |
| 3 | M1 | 4.0 | 300 | 5.0 | 2.0 | 2.0 | |
| 4 | M1 | 4.0 | 300 | 5.0 | 1.0 | 1.25 | |
| 5 | M1 | 4.0 | 300 | 5.0 | 1.0 | 1.5 | |
| 6 | M1 | 4.0 | 300 | 5.0 | 1.0 | 1.75 | |
| 7 | M1 | 4.0 | 300 | 5.0 | 1.0 | 2.0 | |
| 8 | M2 | 4.0 | 300 | 5.0 | 1.0 | 1.0 | |
| 9 | M4 | 4.0 | 300 | 5.0 | 1.0 | 1.0 |
当流体的压力高于临界压力pcr, 温度低于临界温度Tcr时, 流体处于“拟临界”状态, 随着流体温度的增加, 进入“临界”状态及“超临界”状态。在该过程中, 流体热物理性质(如密度、比热容、导热系数、黏度等)发生剧烈的变化, 尤其是在临界点附近时, 各参数的变化十分剧烈, 为了保证计算结果的准确性, 必须考虑流体的热物理性质变化。本文采用Peng-Robinson状态方程模拟碳氢燃料及其裂解反应生成物的密度及比热容, 采用以温度为自变量的多项式拟合各组分的黏度和导热系数, 混合物物性通过混合法则得出。
当流体进一步吸热, 碳氢燃料发生热裂解反应, 将初始状态的大分子裂解为甲烷、乙烯等小分子, 从文献[11]的研究中可以发现, 在超过裂解温度之后, 化学热沉占据总热沉的33%以上, 裂解反应引起混合物的热物理性质和组分发生变化, 对于再生冷却的高温换热过程具有举足轻重的作用, 因此, 本文采用简化的3步17组分裂解模型来模拟煤油的裂解反应, 具体裂解模型的参数如表 2所示。
| Reaction | Ar/[(m3·mol-1)n-1·s] | b | Er/(kJ·mol-1) |
| C11.85H23.82→0.108 6H2+ 0.477 3CH4+0.558 6C2H4+ 0.39C2H6+0.41C3H6+ 0.200 1C3H8+0.224 6C4H8+ 0.035 3C4H10+0.031C4H6+ 0.485 7C5++0.511 2cC5++ 0.022 2C9H12 | 2.87×1014 | 0 | 217.9 |
| C5+→0.14H2+0.48CH4+ 0.39C2H4+0.45C2H6+ 0.055C3H6+0.355C4H8+ 0.095 5C4H10+0.035 5C4H6+ 0.109 1C9H12 | 1.23×1012 | 0 | 189.6 |
| cC5+→0.748 8C6H6+ 0.139 6C7H8+0.050 4C8H10+ 0.034 0C8H8+0.042 6C9H12 | 9.69×1012 | 0 | 194.4 |
由于碳氢燃料的超临界热物性和裂解反应不可忽略, 因此为了保证模型计算的准确度, 本文对文献[11]中的电加热管试验进行了复现验证计算。文献中, 吸热型碳氢燃料HF-I以5 MPa的压力通过恒流泵进入电加热管, 流量为0.793 g/s, 管长870 mm。
图 2为校验算例的计算结果对比, 实线与圆点数据为煤油的沿程温度分布, 虚线与矩形数据为沿程裂解率分布, 由图可知, 本文的数值方法能较好地模拟煤油在冷却通道中的超临界物性和裂解吸热特性。同时, 本文的数值方法也与文献[12-13]中并联管分配的实验与数值模拟方法进行了比较, 校验过程见文献[8], 从分支管流量比的结果来看, 本文采用的计算模型精度能够满足多通道的流量分配的计算要求。
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| 图 2 电加热实验的模拟与实验结果对比 |
Ⅰ型并联通道“一对多”(即一个入口对应多个分支管)的结构形式造成了流量分布对称性的流量偏差, 对于常物性冷却介质而言, 热流加载条件的变化不会造成通道内的密度变化, 分支管的流量分布规律也就不会受到壁面加热条件的影响, 但是对于可压缩的超临界碳氢燃料而言, 即使是均匀分布的加热热流, 当热流密度大小不同时, 单位面积的加热量不同, 对应的密度变化率不同, 进而各个分支管的流动阻力和进出口压差不同, 同样会造成流量分布特性的变化。因此, 本节针对不同均匀热流强度下的再生冷却平板开展了三维耦合研究。
图 3所示为不同均匀热流强度条件下的分支管流量分布规律, 由图可知, 热流为1.5 MW/m2时的分支管流量分布的不均匀度比1 MW/m2要大, 但2 MW/m2却比前两者都要小。
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| 图 3 不同均匀热流强度下的分支管流量分布规律 |
表 4为3个工况对应的进出口温升和压降, 结合图 3可知, 工况1、2的煤油在出口位置依旧处于流体总焓随温度的爬升阶段, 随着热流强度的增大, 焓值在整个物理模型的沿程范围内持续升高, 密度持续沿程减小, 速度增大, 分支管的进出口压差增大, 因此各分支管的流量分布更加不均匀, 而对于工况3而言, 由于壁面加热量较大, 单位加热量对应的冷却剂流量较小, 煤油在到达出口前已完全裂解[11], 因此, 在通道后半部分的煤油物性变化已经很小, 因此流量分布比前两者更加均匀。另外, 由表 4可知, 均匀热流强度增大时, 进出口压降成倍增大。
由于火箭高温射流、侵入式燃料支板、非对称式扩张流道等结构和燃烧组织的影响, RBCC壁面的热流分布在周向方向上存在十分显著的差异, 本节基于文献[3]的RBCC壁面热环境分析结果, 保持基准加热面1的热流为1 MW/m2, 改变加热面2的热流加载强度(分别为1.0, 1.25, 1.50, 1.75, 2.0 MW/m2), 开展了非均匀热流条件下的三维耦合数值模拟。图 4~5为不同非均匀热流条件下的分支管流量和煤油裂解率的分布规律, 由图可知, 当基准加热面1, 2的热流强度有差异时, 各分支管的煤油裂解率不同, 高热流管对应的煤油温升和裂解率较大, 管内密度较小, 速度增大, 沿程损失也相应增加, 为了保证进出口集液腔的压差相等, 高热流管的流量开始相应地减小, 最终分支管的流量分布规律不再呈抛物线型对称分布。以热流偏差最小的工况4为例, 加载热流相差0.25 MW/m2, 2号分支管的流量比3号分支管小12.5%, 1号分支管比4号分支管小33.2%, 且流量较小的分支管1和分支管2均位于热流密度更大的加热面2一侧, 即受热更加严峻一侧的冷却通道流量反而越小, 在发动机热防护系统中, 意味着受热越是严酷, 该位置冷却通道内的流量越小, 壁面越容易出现超温, 对于发动机长时间工作极为不利。而对于其他工况而言, 随着加热面1和加热面2热流不均匀程度的增加, 分支管的流量分配越发不均匀, 受热严酷的1号和2号分支管的流量越小, 对于工况7而言, 4号分支管的流量已接近1号分支管的2倍。因此, 在实际发动机的再生冷却结构设计中, 不能以单管计算结果作为设计依据, 必须通过加载实际热流分布的形式开展并联多管的耦合计算, 考虑内壁面热流对冷却管的流量分配特性的影响, 才能确保传热设计和热应力校核阶段的有效性。
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| 图 4 不同非均匀热流下的分支管流量分布规律 |
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| 图 5 非均匀热流下的各分支管沿程裂解率分布 |
通过前期的研究结果[8]可知, 与出口集液腔相比, 分支管流量分配特性对于入口集液腔结构更加敏感。本节以1 MW/m2的均匀热流加载条件为例, 通过增大入口集液腔流通面积为分支管总流通面积的1, 2, 4倍, 开展了入口集液腔对分支管流量分配特性的影响研究。
图 6为不同入口集液腔下的分支管流量分布规律, 由图可知, 随着入口集液腔的增大, 各分支管的非均匀分布规律得到改善。表 5所示为不同入口集液腔对应的进出口煤油温升和压降, 由表可知, 由于集液腔的增大, 肋片长度缩短, 换热效率有微小下降, 煤油进出口温升减小, 同时, M1和M2对应的压降变化较小, M4在获得较好分支管流量分布特性的同时, 由于集液腔增大, 回流区区域增大, 压降也相应增大, 因此, 在设计并联冷却通道的入口集液腔时, 需要考虑集液腔增大对于换热和流阻的影响。
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| 图 6 不同入口集液腔下的分支管流量分布规律 |
本文以周向热流分布极为不均匀的RBCC发动机为应用背景, 采用经过校验的高精度数值仿真方法, 开展了基于超临界裂解煤油的并联再生冷却通道流量分配特性的三维数值模拟研究, 分析了壁面热流强度、非均匀热流及入口集液腔对并联再生冷却通道流量分配特性的影响规律。主要结论如下:
1) 当均匀热流条件下的热流强度增大时, 分支管不均匀分配特性增强, 但是当壁面加热量使得有限的煤油出口温度大于完全裂解温度时, 非均匀分配特性有所缓和, 因此, 必须考虑壁面轴向热流差异, 合理布置冷却剂进出口位置。
2) 壁面非均匀加热时, 会造成分支管流量不均匀度急剧增大, 且越是热流大的分支管对应的质量流量越小, 进而增大了该位置发生壁面超温的可能性, 在热流相差仅0.25 MW/m2时, 分支管热流相差最大为33.2%, 因此, 在壁面受热极不均匀的RBCC再生冷却结构设计时, 必须考虑壁面热环境的周向差异, 不能完全以单管计算结果作为设计依据, 必须辅以实际热流加载条件下的并联多管的耦合分析。
3) 通过增大入口集液腔流通面积可以改善并联分支管的流量分配特性, 但是同时也会带来换热效率降低和压降增大的影响, 在本文的研究工况中, 入口集液腔为分支管总流通面积的4倍可以得到一个较好的流量分配特性。
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