潘輝,馮松,劉朝暉,畢勤成

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

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航空煤油RP-3熱裂解結(jié)焦流動換熱特性實(shí)驗(yàn)研究

潘輝,馮松,劉朝暉,畢勤成

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

為了掌握超燃沖壓發(fā)動機(jī)再生式熱防護(hù)結(jié)構(gòu)中結(jié)焦對傳熱的影響,在壓力為3 MPa,質(zhì)量流量為0.5 g·s-1,熱流密度分別為325、365和374 kW·m-2的實(shí)驗(yàn)條件下,對Φ3 mm×0.5 mm的高溫合金鋼管內(nèi)航空煤油RP-3熱裂解結(jié)焦過程的流動和換熱特性進(jìn)行了研究,并比較了結(jié)焦前后管內(nèi)對流換熱特性的差異。結(jié)焦過程中試驗(yàn)件壓降出現(xiàn)了突然降低的現(xiàn)象,隨著結(jié)焦反應(yīng)的進(jìn)行,試驗(yàn)件外壁面溫度在逐漸降低。分析得知:結(jié)焦是不穩(wěn)定的過程,伴隨著結(jié)焦產(chǎn)物的沉積與脫落,壁面溫度越高結(jié)焦速率越快;結(jié)焦會在管道內(nèi)壁形成多孔結(jié)構(gòu)層,當(dāng)近壁處流體溫度接近或高于擬臨界溫度時(shí),多孔層將會使超臨界“擬沸騰”換熱得到強(qiáng)化,然而當(dāng)近壁處流體溫度低于“擬沸騰”所需溫度時(shí),結(jié)焦層的熱阻效應(yīng)使傳熱發(fā)生惡化。

航空煤油;結(jié)焦;流動;換熱

超燃沖壓發(fā)動機(jī)的熱防護(hù)問題已成為制約發(fā)動機(jī)發(fā)展的瓶頸,再生式冷卻技術(shù)[1]作為發(fā)動機(jī)熱防護(hù)的主要手段近些年受到了廣泛關(guān)注。吸熱型碳?xì)淙剂狭鹘?jīng)發(fā)動機(jī)壁面對其進(jìn)行冷卻時(shí),為了使燃料的化學(xué)熱沉得到充分利用,燃料最終會被加熱到近千度。碳?xì)淙剂细邷亓呀獾耐瑫r(shí)產(chǎn)生結(jié)焦[2],既增加了燃料流動的阻力,也阻礙了碳?xì)淙剂虾屯ǖ纼?nèi)壁的換熱,嚴(yán)重時(shí)甚至堵塞通道,影響飛行器的安全。

RP-3作為航空燃料的代表,其流動、換熱和結(jié)焦特性在近些年得到了大量的研究。Tao實(shí)驗(yàn)探索了超臨界RP-3氧化結(jié)焦的影響因素,結(jié)果表明燃料溫度對RP-3氧化結(jié)焦的影響比壁面溫度的影響大[3]。文獻(xiàn)[4]研究了RP-3在超臨界壓力下氧化結(jié)焦對換熱的影響,根據(jù)換熱系數(shù)的變化將實(shí)驗(yàn)段分成傳熱穩(wěn)定區(qū)、傳熱惡化區(qū)、短期強(qiáng)化區(qū)。王夕等人實(shí)驗(yàn)研究了超臨界RP-3在不同的壓力和雷諾數(shù)下,浮升力和熱加速對管內(nèi)換熱的影響,并對現(xiàn)有經(jīng)驗(yàn)關(guān)聯(lián)式進(jìn)行了修正[5]。Qin通過實(shí)驗(yàn)和模型研究了RP-3在并聯(lián)管內(nèi)流量分配的特性,發(fā)現(xiàn)在擬臨界區(qū)和熱裂解區(qū)存在不同的正反饋機(jī)理,并且增加壓力對流量不均勻分配有抑制作用[6]。

圖1 碳?xì)淙剂辖Y(jié)焦實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)示意圖

目前,對RP-3結(jié)焦特性的研究側(cè)重于氧化結(jié)焦[4,7-9]。碳?xì)淙剂涎趸Y(jié)焦溫度較低(400 ℃以下),然而當(dāng)飛行器高速飛行(馬赫數(shù)在8以上)時(shí),未經(jīng)冷卻的發(fā)動機(jī)壁面溫度將達(dá)到3 000 ℃[10],研究碳?xì)淙剂蠠崃呀饨Y(jié)焦特性對于超燃沖壓發(fā)動機(jī)的主動冷卻更具有實(shí)用性價(jià)值。本文以航空煤油RP-3替代吸熱型碳?xì)淙剂?實(shí)驗(yàn)研究其在3 MPa壓力下的Φ3 mm×0.5 mm電加熱高溫合金鋼管內(nèi)裂解結(jié)焦過程中的流動和換熱特性。

1 實(shí)驗(yàn)裝置及測量方法

1.1 實(shí)驗(yàn)裝置

實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)如圖1所示,RP-3從燃料罐進(jìn)入高壓恒流泵,經(jīng)恒流泵加壓后進(jìn)入質(zhì)量流量計(jì),然后在預(yù)熱段和結(jié)焦段中被加熱到實(shí)驗(yàn)所需溫度。結(jié)焦段后接有高溫過濾器,防止結(jié)焦進(jìn)入下游管路。裂解產(chǎn)物經(jīng)換熱器冷卻后進(jìn)入背壓閥,通過調(diào)節(jié)背壓閥來控制實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)的壓力,最后進(jìn)入廢液箱。預(yù)熱段和結(jié)焦段的進(jìn)出口裝有K型鎧裝熱電偶,用來測量管道內(nèi)流體溫度,結(jié)焦段進(jìn)出口間裝有壓差傳感器監(jiān)測實(shí)驗(yàn)段結(jié)焦過程中的壓差變化,實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)的壓力通過實(shí)驗(yàn)段出口處的壓力傳感器監(jiān)測。

預(yù)熱段和結(jié)焦段均為Φ3 mm×0.5 mm高溫合金鋼管,結(jié)焦段總長度為600 mm,有效加熱長度為500 mm。結(jié)焦段上下兩側(cè)壁面等距焊有9對熱電偶,用以測量外壁面溫度,測溫點(diǎn)間的間隔為50 mm,結(jié)焦段和預(yù)熱段外包裹有保溫棉以減小散熱損失。

本研究實(shí)驗(yàn)工況如表1所示。實(shí)驗(yàn)中維持工質(zhì)流量0.5 g·s-1,結(jié)焦段出口壓力3 MPa,測試RP-3在不同熱流密度下結(jié)焦過程中的流動和換熱特性。進(jìn)行結(jié)焦實(shí)驗(yàn)前,先測量結(jié)焦段入口為常溫,出口溫度分別為100、200、300和400 ℃時(shí)的管內(nèi)對流換熱系數(shù),然后控制結(jié)焦段熱流密度恒定,并在此熱流密度下維持1 h。同時(shí),觀察結(jié)焦段壓差的變化,如果壓差增加到接近1 MPa或表現(xiàn)出飛速上升的趨勢,則立即停止結(jié)焦實(shí)驗(yàn),待系統(tǒng)冷卻到常溫后再次測量結(jié)焦段的管內(nèi)對流換熱系數(shù)。

表1 實(shí)驗(yàn)工況表

1.2 數(shù)據(jù)處理方法

內(nèi)壁面溫度可由測得的外壁面溫度通過有內(nèi)熱源的穩(wěn)態(tài)圓柱體導(dǎo)熱方程計(jì)算得到,方程如下

(1)

邊界條件

(2)

式中:To為管壁上下兩側(cè)熱電偶測得溫度的平均值;qloss為外壁面散熱熱流,通過干燒法確定。

經(jīng)推導(dǎo)得內(nèi)壁溫為

(3)

單位內(nèi)熱源表達(dá)式為

(4)

各測溫點(diǎn)處的局部換熱系數(shù)為

(5)

式中:qeff為除去散熱損失的有效熱流;Tb為流體中心溫度,由燃料熱沉和吸熱量差值求得。

本實(shí)驗(yàn)所用K型熱電偶在0～500 ℃范圍內(nèi)時(shí),精度為0.5 ℃,在500～800 ℃范圍內(nèi)時(shí),精度為1.0 ℃;流量用Emerson質(zhì)量流量計(jì)測量,不確定度為2.04%;壓力和壓差用Rose Mount 3051變送器測量,不確定度分別為0.23%和1.36%;熱流密度不確定度為6.17%;傳熱系數(shù)不確定度為6.49%。

2 結(jié)果與討論

2.1 結(jié)焦過程中的流動特性

本課題組之前的研究發(fā)現(xiàn),結(jié)焦段壓降與管道等效直徑的4次方成反比,由于結(jié)焦所造成的管道內(nèi)徑的減小可以通過結(jié)焦段壓降的變化定量反映出來[11]。如圖2所示,工況A、B、C中,隨著結(jié)焦反應(yīng)的進(jìn)行,實(shí)驗(yàn)段壓差逐漸增大。工況C中,實(shí)驗(yàn)段壓降出現(xiàn)了兩次突然降低,在實(shí)驗(yàn)條件不變的情況下,極可能是因?yàn)閮?nèi)壁面結(jié)焦發(fā)生了脫落,導(dǎo)致管道內(nèi)徑增大,壓降減小。因此,結(jié)焦是一個(gè)不穩(wěn)定的過程,伴隨著結(jié)焦產(chǎn)物的隨機(jī)沉積與脫落,本課題組在Φ6 mm×1 mm不銹鋼管內(nèi)RP-3裂解結(jié)焦的實(shí)驗(yàn)[12]中也發(fā)現(xiàn)了相似的規(guī)律。結(jié)焦顆粒沉積速率比脫落速率大,結(jié)焦逐漸增加,使管道內(nèi)徑逐漸減小,嚴(yán)重時(shí)將會使管道堵塞。

圖2 結(jié)焦過程中結(jié)焦段壓差隨時(shí)間的變化

結(jié)焦初始時(shí)刻不同熱流密度下壁溫Tw和流體溫度Tb沿軸向的分布如圖3所示。根據(jù)文獻(xiàn)[13]的測量結(jié)果,RP-3在3 MPa壓力下擬臨界溫度為399 ℃,當(dāng)流體溫度接近擬臨界溫度時(shí),流體密度和黏度會大幅度減小,使流體流速增大,邊界層減薄,同時(shí)比熱容也會迅速增大,流體吸熱能力增強(qiáng),對流傳熱得到強(qiáng)化。因此,在距入口15～30 cm的區(qū)間內(nèi),壁溫沿軸向逐漸降低,并且隨著熱流密度的升高,壁溫最低點(diǎn)向入口方向移動。不同熱流密度下,流體溫度沿軸向分布差異不大,而初始壁溫分布卻有明顯的差異。工況B與工況C的初始壁溫分布接近,工況A的初始壁溫要低很多。同時(shí),觀察圖2中的壓差曲線,在壓降迅速上升之前,工況B與工況C的壓降變化趨勢一致,而工況A的壓降沒明顯變化。由此說明,結(jié)焦反應(yīng)在不同熱流密度下所表現(xiàn)出的差異主要由管道壁面溫度引起,并且壁面溫度越高結(jié)焦速率越快。

圖3 初始時(shí)刻壁溫和流體溫度沿軸向的分布

實(shí)驗(yàn)結(jié)束后,將試驗(yàn)件用線切割等距切為20小段并剖開,用電子顯微鏡觀察結(jié)焦形態(tài)并用稱量法測量結(jié)焦量,單位面積上的結(jié)焦量沿軸向的分布如圖4所示。工況A熱流密度較小,結(jié)焦主要集中在管道出口處,工況B試驗(yàn)件出口處結(jié)焦量幾乎為工況A的2倍,導(dǎo)致實(shí)驗(yàn)后期管道壓降出現(xiàn)飛速上升的趨勢。工況C中20～30 cm處結(jié)焦量偏低,可能是因?yàn)榇颂幗Y(jié)焦發(fā)生了脫落。

圖4 單位面積結(jié)焦量沿軸向的分布

2.2 結(jié)焦過程中的換熱特性

文獻(xiàn)[4,14-15]報(bào)道,結(jié)焦層的導(dǎo)熱系數(shù)很小,會增大壁面與管內(nèi)流體間換熱的熱阻,導(dǎo)致傳熱惡化。但是,本文研究發(fā)現(xiàn),在恒定熱流密度下,隨著結(jié)焦反應(yīng)的進(jìn)行,管外壁面溫度逐漸降低,出現(xiàn)了傳熱強(qiáng)化的現(xiàn)象,如圖5所示。

(a)工況A

(b)工況B

(c)工況C圖5 結(jié)焦過程中換熱系數(shù)隨時(shí)間的變化

工況A中管道入口處,流體溫度低,結(jié)焦量較少,對流換熱系數(shù)隨時(shí)間的變化不大,在距入口電極板20～40 cm處,對流換熱系數(shù)隨時(shí)間逐漸增大。工況B中較高的熱流密度導(dǎo)致結(jié)焦向入口方向擴(kuò)展,在距極板15～30 cm處出現(xiàn)傳熱強(qiáng)化,40～45 cm處出現(xiàn)傳熱惡化。工況C中出現(xiàn)了結(jié)焦脫落的現(xiàn)象,在結(jié)焦脫落后,3 636 s時(shí)管道中部對流換熱系數(shù)達(dá)到最低,然后又隨著結(jié)焦反應(yīng)的進(jìn)行逐漸升高。該工況中25 cm處和30 cm處外壁面溫度隨時(shí)間的變化如圖6所示,結(jié)焦脫落后壁溫迅速升高,并且25 cm處壁溫兩次迅速升高的變化趨勢與圖2中壓力兩次迅速降低相對應(yīng),進(jìn)一步驗(yàn)證了結(jié)焦對傳熱有強(qiáng)化作用,結(jié)焦脫落會使傳熱強(qiáng)化的現(xiàn)象消失。

圖6 結(jié)焦脫落對壁面溫度變化的影響

結(jié)焦對傳熱的影響表現(xiàn)在兩方面:一方面結(jié)焦導(dǎo)熱系數(shù)小,增加了傳熱的熱阻,使傳熱惡化;另一方面結(jié)焦在管道內(nèi)壁形成多孔結(jié)構(gòu)層,如圖7所示。近些年人們研究發(fā)現(xiàn),與光滑表面相比,水、液氮和有機(jī)制冷劑在燒結(jié)多孔表面上發(fā)生池沸騰時(shí),氣化核心增加,壁面過熱度降低,沸騰換熱系數(shù)與臨界熱流密度得到了提高[16-18]。在超臨界壓力下,當(dāng)流體發(fā)生“擬沸騰”換熱時(shí),多孔結(jié)構(gòu)層內(nèi)的液體受到壁面的加熱,密度減小,與主流區(qū)流體形成較大的密度差,熱流體擴(kuò)散到主流區(qū),同時(shí)由于多孔表面產(chǎn)生的抽吸力可以向多孔層內(nèi)不斷補(bǔ)充冷流體,增加了流體的擾動,因此結(jié)焦所形成的多孔內(nèi)壁面使“擬沸騰”換熱得到強(qiáng)化。隨著熱流密度的增大,發(fā)生“擬沸騰”的區(qū)間向入口方向移動。

圖7 工況B中x=25 cm處管道內(nèi)壁面顯微視圖

2.3 結(jié)焦前后換熱的差異

結(jié)焦前后,在壓力為3 MPa、流量為0.5 g/s、結(jié)焦段入口為常溫、出口流體溫度分別為200和400 ℃的條件下,燃料對流換熱系數(shù)的差異如圖8所示。

(a)出口流體溫度Tfout=200 ℃

(b)出口流體溫度Tfout=400 ℃圖8 結(jié)焦前后燃料的傳熱系數(shù)對比

流體出口溫度為200 ℃時(shí),結(jié)焦后的對流換熱系數(shù)普遍比結(jié)焦前偏低。當(dāng)流體出口溫度達(dá)到400 ℃時(shí),試驗(yàn)件前半部分結(jié)焦后的換熱系數(shù)依然比結(jié)焦前低,然而在距入口35～45 cm處結(jié)焦后換熱系數(shù)較結(jié)焦前有顯著提升。

由于結(jié)焦附著在壁面上,主要對靠近壁面處流體的換熱產(chǎn)生影響,取內(nèi)壁面溫度Tw與主流溫度Tb的平均值為近壁處流體溫度Tfw。流體出口溫度分別為200和400 ℃時(shí),結(jié)焦后不同位置處近壁流體溫度的分布如圖9所示。當(dāng)流體出口溫度為200 ℃時(shí),近壁流體溫度比3 MPa壓力下擬臨界溫度顯著偏低,未達(dá)到超臨界“擬沸騰”所需溫度,近壁處流體密度與主流區(qū)流體密度相差不大,且近壁流體的擴(kuò)散效應(yīng)與多孔表面對主流區(qū)流體的抽吸作用不大。同時(shí),結(jié)焦層導(dǎo)熱系數(shù)很小,約為0.038～0.19 W·m-2·K-1[4],對換熱有很強(qiáng)的熱阻效應(yīng),因此結(jié)焦后換熱系數(shù)相對于結(jié)焦前明顯偏低。當(dāng)流體出口溫度上升至400 ℃時(shí),距入口35～45 cm處近壁流體溫度接近并跨越擬臨界溫度,此時(shí)流體發(fā)生“擬沸騰”換熱。由RP-3物性[19]可知,在擬臨界溫度附近,流體密度隨溫度的升高急劇減小,在較大密度差的作用下,結(jié)焦形成的多孔層使“擬沸騰”換熱得到強(qiáng)化,換熱系數(shù)較結(jié)焦前明顯增大。

圖9 結(jié)焦后近壁流體溫度沿軸向的變化

3 結(jié) 論

本文實(shí)驗(yàn)研究了3 MPa壓力下,航空煤油RP-3在Φ3 mm×0.5 mm高溫合金鋼管內(nèi)熱裂解結(jié)焦過程中的流動換熱特性,探討了結(jié)焦前后管內(nèi)對流換熱特性的差異,主要結(jié)論如下。

(1)航空煤油RP-3的熱裂解結(jié)焦過程是一個(gè)不穩(wěn)定的動態(tài)過程,伴隨著結(jié)焦產(chǎn)物的隨機(jī)沉積與脫落,同時(shí)壁面溫度越高結(jié)焦速率越快。

(2)結(jié)焦在管道內(nèi)壁面形成多孔結(jié)構(gòu)層,當(dāng)近壁流體溫度接近或高于擬臨界溫度時(shí),多孔層對超臨界“擬沸騰”換熱有強(qiáng)化作用。

(3)當(dāng)近壁流體溫度不足以維持“擬沸騰”換熱時(shí),結(jié)焦層的熱阻效應(yīng)使對流換熱發(fā)生惡化。

[1] HUANG H, SPADACCINI L J, SOBEL D R. Fuel-cooled thermal management for advanced aero engines [J]. Journal of Engineering for Gas Turbines & Power, 2004, 126(2): 284-293.

[2] EDWARDS T. Cracking and deposition behavior of supercritical hydrocarbon aviation fuels [J]. Combustion Science & Technology, 2007, 178(1): 307-334.

[3] TAO Zhi, FU Yanchen, XU Guoqiang, et al. Experimental study on influences of physical factors to supercritical RP-3 surface and liquid-space thermal oxidation coking [J]. Energy & Fuels, 2014, 28(9): 6098-6106.

[4] 袁立公, 鄧宏武, 徐國強(qiáng), 等. 超臨界壓力下航空煤油RP-3壁面結(jié)焦特性對換熱的影響 [J]. 航空動力學(xué)報(bào), 2013, 28(4): 832-837. YUAN Ligong, DENG Hongwu, XU Guoqiang, et al. Effect of RP-3 coke deposition on heat transfer under supercritical pressure [J]. Journal of Aerospace Power, 2013, 28(4): 832-837.

[5] 王夕, 劉波, 祝銀海, 等. 超臨界壓力下RP-3在細(xì)圓管內(nèi)對流換熱實(shí)驗(yàn)研究 [J]. 工程熱物理學(xué)報(bào), 2015, 36(2): 360-365. WANG Xi, LIU Bo, ZHU Yinhai, et al. Experimental investigation on convection heat transfer of supercritical pressure RP-3 in a small pipe [J]. Journal of Engineering Thermophysics, 2015, 36(2): 360-365.

[6] QIN Jiang, JIANG Yuguang, FENG Yu, et al. Flow rate distribution of cracked hydrocarbon fuel in parallel pipes [J]. Fuel, 2015, 161: 105-112.

[7] 吳瀚, 鄧宏武, 徐國強(qiáng), 等. 流動方式對航空煤油RP-3結(jié)焦的影響 [J]. 航空動力學(xué)報(bào), 2011, 26(6): 1341-1345. WU Han, DENG Hongwu, XU Guoqiang, et al. Effects of flow orientations on the coking characteristic of jet fuel RP-3 [J]. Journal of Aerospace Power, 2011, 26(6): 1341-1345.

[8] 金迪, 徐國強(qiáng), 王英杰, 等. 不銹鋼表面氧化對RP-3航空煤油熱氧化結(jié)焦的影響 [J]. 航空發(fā)動機(jī), 2010, 36(1): 34-37. JIN Di, XU Guoqiang, WANG Yingjie, et al. Influence of stainless steel oxidizing on the thermal oxidation coking of RP-3 aviation kerosene [J]. Aeroengine, 2010, 36(1): 34-37.

[9] 琚印超, 徐國強(qiáng), 郭雋, 等. 壓力對航空煤油RP-3結(jié)焦的影響 [J]. 北京航空航天大學(xué)學(xué)報(bào), 2010, 36(3): 257-260.JU Yinchao, XU Guoqiang, GUO Xie, et al. Effects of pressure on the coking characteristic of jet fuel RP-3 [J]. Journal of Beijing University of Aeronautics and Astronautics, 2010, 36(3): 257-260.

[10]EDWARDS T. Aviation fuel development: past highlights and future prospects [C]∥AIAA International Air and Space Symposium and Exposition: The Next 100 Years. Reston, USA: AIAA, 2003: 2611.

[11]LIU Zhaohui, BI Qincheng, GUO Yong, et al. Hydraulic and thermal effects of coke deposition during pyrolysis of hydrocarbon fuel in a mini-channel [J]. Energy & Fuels, 2012, 26(6): 3672-3679.

[12]LIU Zhaohui, PAN Hui, FENG Song, et al. Dynamic behaviors of coking process during pyrolysis of China aviation kerosene RP-3 [J]. Applied Thermal Engineering, 2015, 91: 408-416.

[13]DENG Hongwu, ZHU Kun, XU Guoqiang, et al. Isobaric specific heat capacity measurement for kerosene RP-3 in the near-critical and supercritical regions [J]. Journal of Chemical & Engineering Data, 2012, 57(2): 263-268.

[14]TAO Zhi, FU Yanchen, XU Guoqiang, et al. Thermal and element analyses for supercritical RP-3 surface coke deposition under stable and vibration conditions [J]. Energy & Fuels, 2015, 29(3): 2006-2013.

[15]GASCOIN N, ABRAHAM G, GILLARD P. Thermal and hydraulic effects of coke deposit in hydrocarbon pyrolysis process [J]. Journal of Thermophysics and Heat Transfer, 2012, 26(1): 57-65.

[16]XU Pengfei, LI Qiang, XUAN Yimin. Enhanced boiling heat transfer on composite porous surface [J]. International Journal of Heat and Mass Transfer, 2015, 80: 107-114.

[17]付鑫, 任小軍, 張鵬, 等. 多孔表面的液氮池沸騰實(shí)驗(yàn)研究 [J]. 低溫與超導(dǎo), 2014, 42(8): 21-25. FU Xin, REN Xiaojun, ZHANG Peng, et al. Experimental research on pool boiling of liquid nitrogen on porous surfaces [J]. Cryogenics, 2014, 42(8): 21-25.

[18]CIESLINSKI J T, KRASOWSKI K. Heat transfer during pool boiling of water, methanol, and r141b on porous coated horizontal tube bundles [J]. Journal of Enhanced Heat Transfer, 2013, 20(2): 165-177.

[19]DENG Hongwu, ZHANG Chunben, XU Guoqiang, et al. Density measurements of endothermic hydrocarbon fuel at sub- and supercritical conditions [J]. Journal of Chemical & Engineering Data, 2011, 56(6): 2980-2986.

(編輯 荊樹蓉)

Experimental Investigation on the Flow and Heat Transfer Characteristics of Aviation Kerosene RP-3 During Thermal Pyrolysis Coking

PAN Hui,FENG Song,LIU Zhaohui,BI Qincheng

(State Key Laboratory of Multiphase Flow in Power Engineering, Xi’an Jiaotong University, Xi’an 710049, China)

The flow and heat transfer characteristics of aviation kerosene RP-3 during its pyrolysis coking in aΦ3 mm×0.5 mm high-temperature alloy steel tube were investigated to understand the influence of coking in the regenerative thermal protection structures of scramjet on heat transfer. Experiments were conducted at the pressure of 3 MPa, the mass flow rate of 0.5 g·s-1and the heat fluxes of 325, 365 and 374 kW·m-2. The discrepancy of convection heat transfer characteristics in the tube before and after coking was discussed. It was found that there occurred an abrupt pressure drop in the test tube section during coking test and the external wall temperature was reduced gradually during the thermal pyrolysis. These results revealed that coking was an unstable process with the coke depositing and removing. The coking rate would increase with the wall temperature. Coking might form porous surface on the inner wall of the tube, which would enhance the pseudo boiling heat transfer under the supercritical pressure condition when the temperature of the fluid near the wall was close to or higher than the pseudo critical temperature. However, when the temperature of the fluid near the wall was too low to maintain pseudo boiling, a heat transfer deterioration would occur because of the thermal resistance effect of the coking layer.

aviation kerosene; coking; flow; heat transfer

2015-11-16。 作者簡介:潘輝(1991—),男,博士生;畢勤成(通信作者),男,教授。 基金項(xiàng)目:國家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(21306147);中國博士后科學(xué)基金資助項(xiàng)目(2013M532044)。

時(shí)間:2016-04-19

10.7652/xjtuxb201607002

TK124

A

0253-987X(2016)07-0007-06

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