粟 銀，王壯壯，周章文，張登成

(1. 空軍工程大學(xué)基礎(chǔ)部，陜西 西安 710051；2. 空軍工程大學(xué)航空機務(wù)士官學(xué)校，河南 信陽 464000；3. 空軍工程大學(xué)航空工程學(xué)院，陜西 西安 710038)

1 引言

碳氫燃料由于具有較高的體積熱值和熱沉，廣泛用于超燃沖壓發(fā)動機的再生冷卻系統(tǒng)[1]。碳氫燃料在發(fā)動機主動行冷卻通道內(nèi)自身溫度升高，引發(fā)其熱裂解反應(yīng)，一方面熱裂解反應(yīng)屬于吸熱反應(yīng)，在生成小分子物質(zhì)的同時提升了碳氫燃料吸熱能力，另一方面當碳氫燃料熱裂解程度較高時，會產(chǎn)生焦油和焦炭等副產(chǎn)物殘留在管壁上造成管壁局部過熱甚至損壞[2]。

對于吸熱型碳氫燃料熱裂解，國內(nèi)外都有一定的研究。Fabuss等[3，4]最先對鏈烷烴、環(huán)烷烴及混合組分的烴類在高壓條件下的熱裂解反應(yīng)進行了實驗研究，認為熱裂解吸熱的同時產(chǎn)生較多的小分子氣體有利于燃燒、可以應(yīng)用于主動冷卻技術(shù)中，不足的是裂解反應(yīng)過程復(fù)雜且不可控，同時不可避免會產(chǎn)生較多積炭。Ward等[5，6]使用PPD模型構(gòu)建了正癸烷和十二烷的簡化反應(yīng)模型并進行了數(shù)值研究，使用PPD模型建立的簡化反應(yīng)模型對于碳氫燃料發(fā)生輕度裂解(裂解率小于20%)時具有很好的適用性。Zhong等[7]對RP-3航空煤油的熱裂解開展了實驗研究，發(fā)現(xiàn)約在800K時開始發(fā)生煤油裂解，同時分析了流量、壓力對熱裂解反應(yīng)的影響，認為提高駐留時間能夠有效促進裂解反應(yīng)程度。劉志琦[8]使用簡化的12組分PPD模型對正十烷的裂解反應(yīng)開展了數(shù)值模擬，發(fā)現(xiàn)正十烷的輕微裂解僅發(fā)生在近壁區(qū)域且降低了壁面溫度，對主流區(qū)域的溫度場幾乎沒有影響。Jiang等[9]通過對RP-3航空煤油熱裂解實驗研究，提出了包含18種產(chǎn)物，1個總包反應(yīng)和23個二次反應(yīng)的裂解反應(yīng)模型，預(yù)測5.0MPa壓力下航空煤油的裂解率最高時達到86%。總之，由于航空煤油熱裂解反應(yīng)過程復(fù)雜，對于超臨界壓力下航空煤油裂解傳熱的數(shù)值模擬研究是目前研究的熱點問題之一。

本文構(gòu)建了一步裂解總體反應(yīng)模型，對超臨界壓力下水平圓管內(nèi)RP-3航空煤油的裂解傳熱進行了數(shù)值模擬，并研究了裂解反應(yīng)和入口質(zhì)量流量對RP-3航空煤油傳熱特性的影響，為發(fā)動機主動冷卻系統(tǒng)設(shè)計提供依據(jù)。

2 計算模型

2.1 計算模型和邊界條件

由于圓管的軸對稱性，可以簡化為二維軸對稱圓管，如圖1所示。圓管直徑為1 mm，加熱段長度為500 mm，加熱段前端為100 mm的絕熱段。入口邊界條件為質(zhì)量流量入口，入口溫度Tin=300 K；加熱段邊界為壁面邊界條件，將壁面受熱條件簡化為恒定的熱流，熱流密度qw=1.5 MW/m2；出口邊界條件為壓力出口，且出口壓力大于煤油的臨界壓力pout=5 MPa。

圖1 物理模型示意圖

數(shù)值計算中，Tw表示加熱壁面溫度，Tf為平均油溫，其定義為

(1)

2.2 網(wǎng)格劃分

考慮到圓管的對稱性，取圖1的一半進行網(wǎng)格劃分。采用O-grid創(chuàng)建結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，為了提高計算精度需要對壁面網(wǎng)格進行加密處理，第一層網(wǎng)格高度為10-6m，確保近壁區(qū)網(wǎng)格y+≤1，軸向網(wǎng)格則采取均勻劃分的方式。經(jīng)過網(wǎng)格無關(guān)性驗證，最終取50×2000的網(wǎng)格進行計算。截面網(wǎng)格劃分結(jié)果如圖2所示。

圖2 網(wǎng)格劃分結(jié)果

2.3 裂解反應(yīng)模型

碳氫燃料裂解的詳細機理涉及上千個基元反應(yīng)，難以直接采用詳細機理對化學(xué)反應(yīng)進行模擬。本文基于Jiang[9]對RP-3航空煤油熱裂解的實驗研究，為節(jié)約計算量，構(gòu)建了一步裂解總體反應(yīng)模型，表達式為

RP-3(C11.85H23.82)→0.1086H2+0.4773CH4+0.5586C2H4+0.39C2H6+0.41C3H6+0.2001C3H8+0.2246C4H8+0.0353C4H10+0.031C4H6+0.7201C5++0.27CC5++0.0222CnH2n-6

(2)

式中：C5+、CC5+、CnH2n-6為裂解產(chǎn)物中的液相產(chǎn)物，其熱物性可以用液相產(chǎn)物中的主要組分來估算。C5+為鏈烷烴和鏈烯烴的集總，由摩爾百分比40%的戊烯、60%的己烯替代；CC5+為環(huán)烷烴和環(huán)烯烴的集總，由50%的環(huán)戊烷、50%的甲基環(huán)己烷替代；CnH2n-6為芳香族化合物，由1，3，5-三甲基苯替代。

數(shù)值計算中，RP-3航空煤油裂解率YRP-3定義為

YRP-3=(1-mRP-3/min)×100%

(3)

式中，mRP-3為通道中剩余的RP-3航空煤油的質(zhì)量，min為入口煤油的質(zhì)量。

2.4 碳氫燃料熱物性模型

RP-3航空煤油包含以正/異構(gòu)烷烴、環(huán)烷烴、芳烴為主的成百上千種碳氫化合物，難以在熱物性計算時將所有物質(zhì)考慮在內(nèi)，故采用仲峰泉等[10]提出的十組分替代模型在NIST Supertrapp熱物性計算軟件中得到替代模型的熱物性[11，12]，裂解產(chǎn)物的熱物性計算方法與此相同。5 MPa壓力下煤油的物性隨溫度的變化規(guī)律如圖3所示。

圖3 5 MPa壓力下RP-3航空煤油的熱物性

2.5 數(shù)值計算方法及驗證

湍流模型為RNGk-ε兩方程模型，近壁區(qū)采用增強壁面處理法，通過有限容積法離散三維的Navier-Stokes方程，運用SIMPLEC算法求解壓力-速度耦合方程，動量和能量方程均采用二階迎風(fēng)格式[17]。利用吳勇[2]在正庚烷高溫裂解試驗數(shù)據(jù)及裂解模型，采用本論文中數(shù)值計算方法進行驗證，結(jié)果如圖4所示。對于有無裂解進行仿真計算與參考文獻數(shù)據(jù)最大誤差在7.93%以內(nèi)，故認為計算方法可靠。

圖4 數(shù)值仿真方法驗證

3 計算結(jié)果分析

3.1 裂解對煤油流動換熱的影響

在冷卻通道出口壓力pout=5MPa，熱流密度qw=1.5MW/m2，質(zhì)量流量min=1g/s的計算條件下，對比分析考慮裂解和不考慮裂解兩種情況下煤油的換熱特性。圖5、圖6分別為平均油溫、壁面溫度和裂解率沿流向的分布。在通道內(nèi)0.3m處，對應(yīng)的煤油平均溫度為776.27K，在此位置之前，對應(yīng)的溫度較低，還未發(fā)生裂解反應(yīng)，與不考慮裂解時的平均油溫和壁面溫度的分布基本一致；在通道內(nèi)0.3m處，煤油開始發(fā)生裂解反應(yīng)，但此時裂解率較低，對平均油溫和壁面溫度的影響較??；此后隨著裂解發(fā)應(yīng)的進行，沿流向裂解率緩慢增長，平均油溫和壁面溫度也開始降低；在0.35m處對應(yīng)的煤油平均溫度為833.85K，此時裂解較為明顯，相比于不考慮裂解時平均油溫和壁溫也明顯降低，沿流向裂解率趨向于線性增長。因此裂解反應(yīng)能顯著提升了煤油作為冷卻劑的換熱能力，出口處，煤油的平均油溫和壁面溫度分別降低了84.49K、88.23K，分別為出口油溫和壁面溫度的8.33%、7.92%。

圖5 平均油溫、壁溫沿流向分布

圖6 煤油裂解率沿流向分布

RP-3航空煤油在冷卻通道內(nèi)發(fā)生裂解反應(yīng)生成小分子物質(zhì)，與煤油形成混合物，其熱物性與RP-3煤油也會有很大區(qū)別，隨著裂解反應(yīng)的進行，生成的小分子物質(zhì)增多，混合物的熱物性會發(fā)生明顯變化，從而對煤油流動換熱產(chǎn)生一定影響，圖7、圖8為考慮裂解反應(yīng)與不考慮裂解反應(yīng)時通道內(nèi)平均熱物性的分布。發(fā)生裂解反應(yīng)時，混合物的密度與定壓比熱降低，在通道出口處分別降低了46.9%、3.02%，與不考慮裂解相比略有降低；熱導(dǎo)率升高，在通道出口處增加了8.64%；動力粘度保持在較低的水平，考慮裂解時的動力粘度略大。定壓比熱的降低雖然不利于煤油的吸熱，但密度的降低和熱導(dǎo)率的升高促進煤油吸收更多熱量。

圖7 密度與定壓比熱沿流向分布

圖8 熱導(dǎo)率與動力粘度沿流向分布

隨著裂解反應(yīng)發(fā)生，混合物密度的降低會導(dǎo)致流體速度迅速增大，從而影響煤油的換熱特性。圖9為考慮裂解反應(yīng)與不考慮裂解反應(yīng)時通道內(nèi)平均速度的分布。在未發(fā)生裂解反應(yīng)時速度的增加較為緩慢，在發(fā)生裂解反應(yīng)時速度迅速增大，考慮裂解與不考慮裂解兩種情況下，出口處平均速度分別為24.82 m/s、13.08 m/s。速度的迅速增大，也會影響壓力損失的變化，圖10為考慮裂解反應(yīng)與不考慮裂解反應(yīng)時通道內(nèi)壓力損失的分布。出口處考慮裂解時的壓力損失78.63 kPa，約為不考慮裂解時的1.69倍，裂解反應(yīng)的發(fā)生提升了煤油的吸熱能力，但同時也顯著的增加了壓力損失。

圖9 速度沿流向分布

圖10 流動壓力損失分布

3.2 不同流量下煤油的流動換熱特性

入口質(zhì)量流量的不同會影響通道內(nèi)溫度及速度分布，從而改變煤油駐留時間，對煤油裂解程度造成一定影響。在其余計算條件不變的情況下，取0.8g/s、1.0g/s、1.2g/s三組質(zhì)量流量，圖11、圖12分別為不同質(zhì)量流量下溫度和裂解率沿流向的分布，隨著流量增加，平均油溫和壁溫均有所降低，煤油裂解率也顯著降低，裂解率增加的速度也有所降低。從平均溫度分布來看，裂解反應(yīng)未發(fā)生時，沿流動方向不同流量下平均溫度的差距越來越大，但隨著裂解反應(yīng)的發(fā)生和煤油裂解程度的加深，溫差逐漸減小，說明裂解程度越高，通過裂解反應(yīng)吸收的熱量也越多。

圖11 不同質(zhì)量流量下溫度沿流向分布

圖12 不同質(zhì)量流量下裂解率沿流向分布

煤油裂解程度越高，生成小分子物質(zhì)也越多，對煤油流動狀態(tài)的影響也就越大。圖13、圖14分別為不同質(zhì)量流量下速度和壓力損失沿流向的分布。在0.2m之前，此時三種流量下均未發(fā)生裂解反應(yīng)，速度變化較小，但隨著裂解反應(yīng)發(fā)生，質(zhì)量流量越小，速度反而越大，這是由于流量較小時，裂解反應(yīng)發(fā)生位置提前且裂解程度越高，生成的小分子物質(zhì)較多，混合物密度相對較小，流速較高。速度的變化也導(dǎo)致壓力損失的變化與常規(guī)換熱有所不同，隨著流量增加壓力損失也越來越小。雖然流量越大流速也越大，但裂解反應(yīng)對流速的影響顯然大于流量對流速的影響?？梢娸^大的裂解率雖然有助于換熱，但也顯著增加了流動壓力損失。

圖13 不同質(zhì)量流量下速度沿流向分布

圖14 不同質(zhì)量流量下壓力損失沿流向分布

為進一步研究質(zhì)量流量對煤油流動換熱的作用規(guī)律，在入口質(zhì)量流量0.8～1.25 g/s的范圍內(nèi)，等間隔取10組入口質(zhì)量流量進行計算。以通道內(nèi)最高溫度為參數(shù)，考慮裂解與不考慮裂解時不同質(zhì)量流量下通道內(nèi)最高溫度和裂解率分布分別如圖15、圖16所示。流量越低，煤油裂解率就越高，裂解反應(yīng)吸收的熱量也就越多，隨著流量增加，煤油裂解率降低，裂解反應(yīng)對煤油吸熱的影響逐漸減小。入口質(zhì)量流量在0.8～1.2 g/s的范圍內(nèi)時，最高溫度和煤油裂解率隨流量的變化趨向于線性分布，質(zhì)量流量在0.9～1.2 g/s時，裂解率范圍為62.88～9.08%，此時線性分布趨勢更加明顯。質(zhì)量流量為1.25 g/s時，此時裂解率僅有6.15%，通道內(nèi)最高溫度僅相差8 K，可見此時裂解反應(yīng)對于煤油換熱的影響較小。因此當裂解率較小時，即小于6%時，裂解反應(yīng)對煤油換熱的影響較小，可以忽略。

圖15 不同質(zhì)量流量下最高溫度分布

圖16 不同質(zhì)量流量下出口處煤油裂解率分布

4 結(jié)論

本文基于水平圓管對比研究了是否考慮裂解時通道內(nèi)RP-3航空煤油的換熱特性，并對入口質(zhì)量流量對煤油裂解的影響進行了分析，得出如下結(jié)論：

1)在平均油溫達到833.85K時，裂解反應(yīng)較為劇烈，沿流動方向煤油裂解率呈線性增長，裂解反應(yīng)的發(fā)生大幅降低了平均油溫和壁面溫度。

2)煤油發(fā)生裂解時，混合物的熱物性也發(fā)生了變化，其密度與定壓比熱降低，熱導(dǎo)率升高，密度的降低導(dǎo)致其流速迅速增加，雖然裂解反應(yīng)能改善煤油流動換熱效果，但也增大了流動壓力損失。

3)降低質(zhì)量流量會提高通道內(nèi)煤油溫度，從而使煤油發(fā)生裂解位置提前，裂解率也較高，裂解反應(yīng)吸收的熱量也就越多，但也極大的增加了流動壓力損失。

4)冷卻通道內(nèi)，航空煤油質(zhì)量流量降低有利于其裂解，從而吸收更多熱量，但其質(zhì)量流量的降低會使得主動冷卻通道總熱沉減少，因此在主動冷卻系統(tǒng)設(shè)計時要綜合權(quán)衡其影響。