2024年3月28日发(作者：鲍丹亦)
航空煤油RP-3热裂解结焦流动换热特性实验研究
潘辉;冯松;刘朝晖;毕勤成
【摘 要】为了掌握超燃冲压发动机再生式热防护结构中结焦对传热的影响,在压力
为3 MPa,质量流量为0.5g·s-1,热流密度分别为325、365和374 kW·m-2的实
验条件下,对Φ3 mm×0.5 mm的高温合金钢管内航空煤油RP-3热裂解结焦过程
的流动和换热特性进行了研究,并比较了结焦前后管内对流换热特性的差异.结焦过
程中试验件压降出现了突然降低的现象,随着结焦反应的进行,试验件外壁面温度在
逐渐降低.分析得知:结焦是不稳定的过程,伴随着结焦产物的沉积与脱落,壁面温度越
高结焦速率越快;结焦会在管道内壁形成多孔结构层,当近壁处流体温度接近或高于
拟临界温度时,多孔层将会使超临界“拟沸腾”换热得到强化,然而当近壁处流体温
度低于“拟沸腾”所需温度时,结焦层的热阻效应使传热发生恶化.
【期刊名称】《西安交通大学学报》
【年(卷),期】2016(050)007
【总页数】6页(P7-12)
【关键词】航空煤油;结焦;流动;换热
【作 者】潘辉;冯松;刘朝晖;毕勤成
【作者单位】西安交通大学动力工程多相流国家重点实验室,710049,西安;西安交
通大学动力工程多相流国家重点实验室,710049,西安;西安交通大学动力工程多相
流国家重点实验室,710049,西安;西安交通大学动力工程多相流国家重点实验
室,710049,西安
【正文语种】中 文
【中图分类】TK124
超燃冲压发动机的热防护问题已成为制约发动机发展的瓶颈,再生式冷却技术[1]作
为发动机热防护的主要手段近些年受到了广泛关注。吸热型碳氢燃料流经发动机壁
面对其进行冷却时,为了使燃料的化学热沉得到充分利用,燃料最终会被加热到近千
度。碳氢燃料高温裂解的同时产生结焦[2],既增加了燃料流动的阻力,也阻碍了碳氢
燃料和通道内壁的换热,严重时甚至堵塞通道,影响飞行器的安全。
RP-3作为航空燃料的代表,其流动、换热和结焦特性在近些年得到了大量的研究。
Tao实验探索了超临界RP-3氧化结焦的影响因素,结果表明燃料温度对RP-3氧化
结焦的影响比壁面温度的影响大[3]。文献[4]研究了RP-3在超临界压力下氧化结
焦对换热的影响,根据换热系数的变化将实验段分成传热稳定区、传热恶化区、短
期强化区。王夕等人实验研究了超临界RP-3在不同的压力和雷诺数下,浮升力和
热加速对管内换热的影响,并对现有经验关联式进行了修正[5]。Qin通过实验和模
型研究了RP-3在并联管内流量分配的特性,发现在拟临界区和热裂解区存在不同
的正反馈机理,并且增加压力对流量不均匀分配有抑制作用[6]。
目前,对RP-3结焦特性的研究侧重于氧化结焦[4,7-9]。碳氢燃料氧化结焦温度较
低(400 ℃以下),然而当飞行器高速飞行(马赫数在8以上)时,未经冷却的发动机壁面
温度将达到3 000 ℃[10],研究碳氢燃料热裂解结焦特性对于超燃冲压发动机的主
动冷却更具有实用性价值。本文以航空煤油RP-3替代吸热型碳氢燃料,实验研究
其在3 MPa压力下的Φ3 mm×0.5 mm电加热高温合金钢管内裂解结焦过程中的
流动和换热特性。
1.1 实验装置
实验系统如图1所示,RP-3从燃料罐进入高压恒流泵,经恒流泵加压后进入质量流
量计,然后在预热段和结焦段中被加热到实验所需温度。结焦段后接有高温过滤器,
防止结焦进入下游管路。裂解产物经换热器冷却后进入背压阀,通过调节背压阀来
控制实验系统的压力,最后进入废液箱。预热段和结焦段的进出口装有K型铠装热
电偶,用来测量管道内流体温度,结焦段进出口间装有压差传感器监测实验段结焦过
程中的压差变化,实验系统的压力通过实验段出口处的压力传感器监测。
预热段和结焦段均为Φ3 mm×0.5 mm高温合金钢管,结焦段总长度为600 mm,
有效加热长度为500 mm。结焦段上下两侧壁面等距焊有9对热电偶,用以测量外
壁面温度,测温点间的间隔为50 mm,结焦段和预热段外包裹有保温棉以减小散热
损失。
本研究实验工况如表1所示。实验中维持工质流量0.5 g·s-1,结焦段出口压力3
MPa,测试RP-3在不同热流密度下结焦过程中的流动和换热特性。进行结焦实验
前,先测量结焦段入口为常温,出口温度分别为100、200、300和400 ℃时的管内
对流换热系数,然后控制结焦段热流密度恒定,并在此热流密度下维持1 h。同时,观
察结焦段压差的变化,如果压差增加到接近1 MPa或表现出飞速上升的趋势,则立
即停止结焦实验,待系统冷却到常温后再次测量结焦段的管内对流换热系数。
1.2 数据处理方法
内壁面温度可由测得的外壁面温度通过有内热源的稳态圆柱体导热方程计算得到,
方程如下
边界条件
式中:To为管壁上下两侧热电偶测得温度的平均值;qloss为外壁面散热热流,通过干
烧法确定。
经推导得内壁温为
单位内热源表达式为
各测温点处的局部换热系数为
式中:qeff为除去散热损失的有效热流;Tb为流体中心温度,由燃料热沉和吸热量差
值求得。
本实验所用K型热电偶在0～500 ℃范围内时,精度为0.5 ℃,在500～800 ℃范围
内时,精度为1.0 ℃;流量用Emerson质量流量计测量,不确定度为2.04%;压力和压
差用Rose Mount 3051变送器测量,不确定度分别为0.23%和1.36%;热流密度不
确定度为6.17%;传热系数不确定度为6.49%。
2.1 结焦过程中的流动特性
本课题组之前的研究发现,结焦段压降与管道等效直径的4次方成反比,由于结焦所
造成的管道内径的减小可以通过结焦段压降的变化定量反映出来[11]。如图2所示,
工况A、B、C中,随着结焦反应的进行,实验段压差逐渐增大。工况C中,实验段压
降出现了两次突然降低,在实验条件不变的情况下,极可能是因为内壁面结焦发生了
脱落,导致管道内径增大,压降减小。因此,结焦是一个不稳定的过程,伴随着结焦产物
的随机沉积与脱落,本课题组在Φ6 mm×1 mm不锈钢管内RP-3裂解结焦的实验
[12]中也发现了相似的规律。结焦颗粒沉积速率比脱落速率大,结焦逐渐增加,使管
道内径逐渐减小,严重时将会使管道堵塞。
结焦初始时刻不同热流密度下壁温Tw和流体温度Tb沿轴向的分布如图3所示。
根据文献[13]的测量结果,RP-3在3 MPa压力下拟临界温度为399 ℃,当流体温度
接近拟临界温度时,流体密度和黏度会大幅度减小,使流体流速增大,边界层减薄,同时
比热容也会迅速增大,流体吸热能力增强,对流传热得到强化。因此,在距入口15～
30 cm的区间内,壁温沿轴向逐渐降低,并且随着热流密度的升高,壁温最低点向入口
方向移动。不同热流密度下,流体温度沿轴向分布差异不大,而初始壁温分布却有明
显的差异。工况B与工况C的初始壁温分布接近,工况A的初始壁温要低很多。同
时,观察图2中的压差曲线,在压降迅速上升之前,工况B与工况C的压降变化趋势
一致,而工况A的压降没明显变化。由此说明,结焦反应在不同热流密度下所表现出
的差异主要由管道壁面温度引起,并且壁面温度越高结焦速率越快。
实验结束后,将试验件用线切割等距切为20小段并剖开,用电子显微镜观察结焦形
态并用称量法测量结焦量,单位面积上的结焦量沿轴向的分布如图4所示。工况A
热流密度较小,结焦主要集中在管道出口处,工况B试验件出口处结焦量几乎为工况
A的2倍,导致实验后期管道压降出现飞速上升的趋势。工况C中20～30 cm处
结焦量偏低,可能是因为此处结焦发生了脱落。
2.2 结焦过程中的换热特性
文献[4,14-15]报道,结焦层的导热系数很小,会增大壁面与管内流体间换热的热阻,导
致传热恶化。但是,本文研究发现,在恒定热流密度下,随着结焦反应的进行,管外壁面
温度逐渐降低,出现了传热强化的现象,如图5所示。
工况A中管道入口处,流体温度低,结焦量较少,对流换热系数随时间的变化不大,在
距入口电极板20～40 cm处,对流换热系数随时间逐渐增大。工况B中较高的热流
密度导致结焦向入口方向扩展,在距极板15～30 cm处出现传热强化,40～45 cm
处出现传热恶化。工况C中出现了结焦脱落的现象,在结焦脱落后,3 636 s时管道
中部对流换热系数达到最低,然后又随着结焦反应的进行逐渐升高。该工况中25
cm处和30 cm处外壁面温度随时间的变化如图6所示,结焦脱落后壁温迅速升高,
并且25 cm处壁温两次迅速升高的变化趋势与图2中压力两次迅速降低相对应,进
一步验证了结焦对传热有强化作用,结焦脱落会使传热强化的现象消失。
结焦对传热的影响表现在两方面:一方面结焦导热系数小,增加了传热的热阻,使传热
恶化;另一方面结焦在管道内壁形成多孔结构层,如图7所示。近些年人们研究发现,
与光滑表面相比,水、液氮和有机制冷剂在烧结多孔表面上发生池沸腾时,气化核心
增加,壁面过热度降低,沸腾换热系数与临界热流密度得到了提高[16-18]。在超临界
压力下,当流体发生“拟沸腾”换热时,多孔结构层内的液体受到壁面的加热,密度减
小,与主流区流体形成较大的密度差,热流体扩散到主流区,同时由于多孔表面产生的
抽吸力可以向多孔层内不断补充冷流体,增加了流体的扰动,因此结焦所形成的多孔
内壁面使“拟沸腾”换热得到强化。随着热流密度的增大,发生“拟沸腾”的区间
向入口方向移动。
2.3 结焦前后换热的差异
结焦前后,在压力为3 MPa、流量为0.5 g/s、结焦段入口为常温、出口流体温度
分别为200和400 ℃的条件下,燃料对流换热系数的差异如图8所示。
流体出口温度为200 ℃时,结焦后的对流换热系数普遍比结焦前偏低。当流体出口
温度达到400 ℃时,试验件前半部分结焦后的换热系数依然比结焦前低,然而在距入
口35～45 cm处结焦后换热系数较结焦前有显著提升。
由于结焦附着在壁面上,主要对靠近壁面处流体的换热产生影响,取内壁面温度Tw
与主流温度Tb的平均值为近壁处流体温度Tfw。流体出口温度分别为200和
400 ℃时,结焦后不同位置处近壁流体温度的分布如图9所示。当流体出口温度为
200 ℃时,近壁流体温度比3 MPa压力下拟临界温度显著偏低,未达到超临界“拟
沸腾”所需温度,近壁处流体密度与主流区流体密度相差不大,且近壁流体的扩散效
应与多孔表面对主流区流体的抽吸作用不大。同时,结焦层导热系数很小,约为
0.038～0.19 W·m-2·K-1[4],对换热有很强的热阻效应,因此结焦后换热系数相对于
结焦前明显偏低。当流体出口温度上升至400 ℃时,距入口35～45 cm处近壁流
体温度接近并跨越拟临界温度,此时流体发生“拟沸腾”换热。由RP-3物性[19]可
知,在拟临界温度附近,流体密度随温度的升高急剧减小,在较大密度差的作用下,结焦
形成的多孔层使“拟沸腾”换热得到强化,换热系数较结焦前明显增大。
本文实验研究了3 MPa压力下,航空煤油RP-3在Φ3 mm×0.5 mm高温合金钢管
内热裂解结焦过程中的流动换热特性,探讨了结焦前后管内对流换热特性的差异,主
要结论如下。
(1)航空煤油RP-3的热裂解结焦过程是一个不稳定的动态过程,伴随着结焦产物的
随机沉积与脱落,同时壁面温度越高结焦速率越快。
(2)结焦在管道内壁面形成多孔结构层,当近壁流体温度接近或高于拟临界温度时,多
孔层对超临界“拟沸腾”换热有强化作用。
(3)当近壁流体温度不足以维持“拟沸腾”换热时,结焦层的热阻效应使对流换热发
生恶化。
【相关文献】
[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, 邓宏武, 徐国强, 等. 超临界压力下航空煤油RP-3壁面结焦特性对换热的影响 [J]. 航空
动力学报, 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, 刘波, 祝银海, 等. 超临界压力下RP-3在细圆管内对流换热实验研究 [J]. 工程热物理学报,
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] 吴瀚, 邓宏武, 徐国强, 等. 流动方式对航空煤油RP-3结焦的影响 [J]. 航空动力学报, 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, 徐国强, 王英杰, 等. 不锈钢表面氧化对RP-3航空煤油热氧化结焦的影响 [J]. 航空发动机,
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, 徐国强, 郭隽, 等. 压力对航空煤油RP-3结焦的影响 [J]. 北京航空航天大学学报, 2010,
36(3): 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, 任小军, 张鹏, 等. 多孔表面的液氮池沸腾实验研究 [J]. 低温与超导, 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.
2024年3月28日发(作者：鲍丹亦)
航空煤油RP-3热裂解结焦流动换热特性实验研究
潘辉;冯松;刘朝晖;毕勤成
【摘 要】为了掌握超燃冲压发动机再生式热防护结构中结焦对传热的影响,在压力
为3 MPa,质量流量为0.5g·s-1,热流密度分别为325、365和374 kW·m-2的实
验条件下,对Φ3 mm×0.5 mm的高温合金钢管内航空煤油RP-3热裂解结焦过程
的流动和换热特性进行了研究,并比较了结焦前后管内对流换热特性的差异.结焦过
程中试验件压降出现了突然降低的现象,随着结焦反应的进行,试验件外壁面温度在
逐渐降低.分析得知:结焦是不稳定的过程,伴随着结焦产物的沉积与脱落,壁面温度越
高结焦速率越快;结焦会在管道内壁形成多孔结构层,当近壁处流体温度接近或高于
拟临界温度时,多孔层将会使超临界“拟沸腾”换热得到强化,然而当近壁处流体温
度低于“拟沸腾”所需温度时,结焦层的热阻效应使传热发生恶化.
【期刊名称】《西安交通大学学报》
【年(卷),期】2016(050)007
【总页数】6页(P7-12)
【关键词】航空煤油;结焦;流动;换热
【作 者】潘辉;冯松;刘朝晖;毕勤成
【作者单位】西安交通大学动力工程多相流国家重点实验室,710049,西安;西安交
通大学动力工程多相流国家重点实验室,710049,西安;西安交通大学动力工程多相
流国家重点实验室,710049,西安;西安交通大学动力工程多相流国家重点实验
室,710049,西安
【正文语种】中 文
【中图分类】TK124
超燃冲压发动机的热防护问题已成为制约发动机发展的瓶颈,再生式冷却技术[1]作
为发动机热防护的主要手段近些年受到了广泛关注。吸热型碳氢燃料流经发动机壁
面对其进行冷却时,为了使燃料的化学热沉得到充分利用,燃料最终会被加热到近千
度。碳氢燃料高温裂解的同时产生结焦[2],既增加了燃料流动的阻力,也阻碍了碳氢
燃料和通道内壁的换热,严重时甚至堵塞通道,影响飞行器的安全。
RP-3作为航空燃料的代表,其流动、换热和结焦特性在近些年得到了大量的研究。
Tao实验探索了超临界RP-3氧化结焦的影响因素,结果表明燃料温度对RP-3氧化
结焦的影响比壁面温度的影响大[3]。文献[4]研究了RP-3在超临界压力下氧化结
焦对换热的影响,根据换热系数的变化将实验段分成传热稳定区、传热恶化区、短
期强化区。王夕等人实验研究了超临界RP-3在不同的压力和雷诺数下,浮升力和
热加速对管内换热的影响,并对现有经验关联式进行了修正[5]。Qin通过实验和模
型研究了RP-3在并联管内流量分配的特性,发现在拟临界区和热裂解区存在不同
的正反馈机理,并且增加压力对流量不均匀分配有抑制作用[6]。
目前,对RP-3结焦特性的研究侧重于氧化结焦[4,7-9]。碳氢燃料氧化结焦温度较
低(400 ℃以下),然而当飞行器高速飞行(马赫数在8以上)时,未经冷却的发动机壁面
温度将达到3 000 ℃[10],研究碳氢燃料热裂解结焦特性对于超燃冲压发动机的主
动冷却更具有实用性价值。本文以航空煤油RP-3替代吸热型碳氢燃料,实验研究
其在3 MPa压力下的Φ3 mm×0.5 mm电加热高温合金钢管内裂解结焦过程中的
流动和换热特性。
1.1 实验装置
实验系统如图1所示,RP-3从燃料罐进入高压恒流泵,经恒流泵加压后进入质量流
量计,然后在预热段和结焦段中被加热到实验所需温度。结焦段后接有高温过滤器,
防止结焦进入下游管路。裂解产物经换热器冷却后进入背压阀,通过调节背压阀来
控制实验系统的压力,最后进入废液箱。预热段和结焦段的进出口装有K型铠装热
电偶,用来测量管道内流体温度,结焦段进出口间装有压差传感器监测实验段结焦过
程中的压差变化,实验系统的压力通过实验段出口处的压力传感器监测。
预热段和结焦段均为Φ3 mm×0.5 mm高温合金钢管,结焦段总长度为600 mm,
有效加热长度为500 mm。结焦段上下两侧壁面等距焊有9对热电偶,用以测量外
壁面温度,测温点间的间隔为50 mm,结焦段和预热段外包裹有保温棉以减小散热
损失。
本研究实验工况如表1所示。实验中维持工质流量0.5 g·s-1,结焦段出口压力3
MPa,测试RP-3在不同热流密度下结焦过程中的流动和换热特性。进行结焦实验
前,先测量结焦段入口为常温,出口温度分别为100、200、300和400 ℃时的管内
对流换热系数,然后控制结焦段热流密度恒定,并在此热流密度下维持1 h。同时,观
察结焦段压差的变化,如果压差增加到接近1 MPa或表现出飞速上升的趋势,则立
即停止结焦实验,待系统冷却到常温后再次测量结焦段的管内对流换热系数。
1.2 数据处理方法
内壁面温度可由测得的外壁面温度通过有内热源的稳态圆柱体导热方程计算得到,
方程如下
边界条件
式中:To为管壁上下两侧热电偶测得温度的平均值;qloss为外壁面散热热流,通过干
烧法确定。
经推导得内壁温为
单位内热源表达式为
各测温点处的局部换热系数为
式中:qeff为除去散热损失的有效热流;Tb为流体中心温度,由燃料热沉和吸热量差
值求得。
本实验所用K型热电偶在0～500 ℃范围内时,精度为0.5 ℃,在500～800 ℃范围
内时,精度为1.0 ℃;流量用Emerson质量流量计测量,不确定度为2.04%;压力和压
差用Rose Mount 3051变送器测量,不确定度分别为0.23%和1.36%;热流密度不
确定度为6.17%;传热系数不确定度为6.49%。
2.1 结焦过程中的流动特性
本课题组之前的研究发现,结焦段压降与管道等效直径的4次方成反比,由于结焦所
造成的管道内径的减小可以通过结焦段压降的变化定量反映出来[11]。如图2所示,
工况A、B、C中,随着结焦反应的进行,实验段压差逐渐增大。工况C中,实验段压
降出现了两次突然降低,在实验条件不变的情况下,极可能是因为内壁面结焦发生了
脱落,导致管道内径增大,压降减小。因此,结焦是一个不稳定的过程,伴随着结焦产物
的随机沉积与脱落,本课题组在Φ6 mm×1 mm不锈钢管内RP-3裂解结焦的实验
[12]中也发现了相似的规律。结焦颗粒沉积速率比脱落速率大,结焦逐渐增加,使管
道内径逐渐减小,严重时将会使管道堵塞。
结焦初始时刻不同热流密度下壁温Tw和流体温度Tb沿轴向的分布如图3所示。
根据文献[13]的测量结果,RP-3在3 MPa压力下拟临界温度为399 ℃,当流体温度
接近拟临界温度时,流体密度和黏度会大幅度减小,使流体流速增大,边界层减薄,同时
比热容也会迅速增大,流体吸热能力增强,对流传热得到强化。因此,在距入口15～
30 cm的区间内,壁温沿轴向逐渐降低,并且随着热流密度的升高,壁温最低点向入口
方向移动。不同热流密度下,流体温度沿轴向分布差异不大,而初始壁温分布却有明
显的差异。工况B与工况C的初始壁温分布接近,工况A的初始壁温要低很多。同
时,观察图2中的压差曲线,在压降迅速上升之前,工况B与工况C的压降变化趋势
一致,而工况A的压降没明显变化。由此说明,结焦反应在不同热流密度下所表现出
的差异主要由管道壁面温度引起,并且壁面温度越高结焦速率越快。
实验结束后,将试验件用线切割等距切为20小段并剖开,用电子显微镜观察结焦形
态并用称量法测量结焦量,单位面积上的结焦量沿轴向的分布如图4所示。工况A
热流密度较小,结焦主要集中在管道出口处,工况B试验件出口处结焦量几乎为工况
A的2倍,导致实验后期管道压降出现飞速上升的趋势。工况C中20～30 cm处
结焦量偏低,可能是因为此处结焦发生了脱落。
2.2 结焦过程中的换热特性
文献[4,14-15]报道,结焦层的导热系数很小,会增大壁面与管内流体间换热的热阻,导
致传热恶化。但是,本文研究发现,在恒定热流密度下,随着结焦反应的进行,管外壁面
温度逐渐降低,出现了传热强化的现象,如图5所示。
工况A中管道入口处,流体温度低,结焦量较少,对流换热系数随时间的变化不大,在
距入口电极板20～40 cm处,对流换热系数随时间逐渐增大。工况B中较高的热流
密度导致结焦向入口方向扩展,在距极板15～30 cm处出现传热强化,40～45 cm
处出现传热恶化。工况C中出现了结焦脱落的现象,在结焦脱落后,3 636 s时管道
中部对流换热系数达到最低,然后又随着结焦反应的进行逐渐升高。该工况中25
cm处和30 cm处外壁面温度随时间的变化如图6所示,结焦脱落后壁温迅速升高,
并且25 cm处壁温两次迅速升高的变化趋势与图2中压力两次迅速降低相对应,进
一步验证了结焦对传热有强化作用,结焦脱落会使传热强化的现象消失。
结焦对传热的影响表现在两方面:一方面结焦导热系数小,增加了传热的热阻,使传热
恶化;另一方面结焦在管道内壁形成多孔结构层,如图7所示。近些年人们研究发现,
与光滑表面相比,水、液氮和有机制冷剂在烧结多孔表面上发生池沸腾时,气化核心
增加,壁面过热度降低,沸腾换热系数与临界热流密度得到了提高[16-18]。在超临界
压力下,当流体发生“拟沸腾”换热时,多孔结构层内的液体受到壁面的加热,密度减
小,与主流区流体形成较大的密度差,热流体扩散到主流区,同时由于多孔表面产生的
抽吸力可以向多孔层内不断补充冷流体,增加了流体的扰动,因此结焦所形成的多孔
内壁面使“拟沸腾”换热得到强化。随着热流密度的增大,发生“拟沸腾”的区间
向入口方向移动。
2.3 结焦前后换热的差异
结焦前后,在压力为3 MPa、流量为0.5 g/s、结焦段入口为常温、出口流体温度
分别为200和400 ℃的条件下,燃料对流换热系数的差异如图8所示。
流体出口温度为200 ℃时,结焦后的对流换热系数普遍比结焦前偏低。当流体出口
温度达到400 ℃时,试验件前半部分结焦后的换热系数依然比结焦前低,然而在距入
口35～45 cm处结焦后换热系数较结焦前有显著提升。
由于结焦附着在壁面上,主要对靠近壁面处流体的换热产生影响,取内壁面温度Tw
与主流温度Tb的平均值为近壁处流体温度Tfw。流体出口温度分别为200和
400 ℃时,结焦后不同位置处近壁流体温度的分布如图9所示。当流体出口温度为
200 ℃时,近壁流体温度比3 MPa压力下拟临界温度显著偏低,未达到超临界“拟
沸腾”所需温度,近壁处流体密度与主流区流体密度相差不大,且近壁流体的扩散效
应与多孔表面对主流区流体的抽吸作用不大。同时,结焦层导热系数很小,约为
0.038～0.19 W·m-2·K-1[4],对换热有很强的热阻效应,因此结焦后换热系数相对于
结焦前明显偏低。当流体出口温度上升至400 ℃时,距入口35～45 cm处近壁流
体温度接近并跨越拟临界温度,此时流体发生“拟沸腾”换热。由RP-3物性[19]可
知,在拟临界温度附近,流体密度随温度的升高急剧减小,在较大密度差的作用下,结焦
形成的多孔层使“拟沸腾”换热得到强化,换热系数较结焦前明显增大。
本文实验研究了3 MPa压力下,航空煤油RP-3在Φ3 mm×0.5 mm高温合金钢管
内热裂解结焦过程中的流动换热特性,探讨了结焦前后管内对流换热特性的差异,主
要结论如下。
(1)航空煤油RP-3的热裂解结焦过程是一个不稳定的动态过程,伴随着结焦产物的
随机沉积与脱落,同时壁面温度越高结焦速率越快。
(2)结焦在管道内壁面形成多孔结构层,当近壁流体温度接近或高于拟临界温度时,多
孔层对超临界“拟沸腾”换热有强化作用。
(3)当近壁流体温度不足以维持“拟沸腾”换热时,结焦层的热阻效应使对流换热发
生恶化。
【相关文献】
[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, 邓宏武, 徐国强, 等. 超临界压力下航空煤油RP-3壁面结焦特性对换热的影响 [J]. 航空
动力学报, 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, 刘波, 祝银海, 等. 超临界压力下RP-3在细圆管内对流换热实验研究 [J]. 工程热物理学报,
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] 吴瀚, 邓宏武, 徐国强, 等. 流动方式对航空煤油RP-3结焦的影响 [J]. 航空动力学报, 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, 徐国强, 王英杰, 等. 不锈钢表面氧化对RP-3航空煤油热氧化结焦的影响 [J]. 航空发动机,
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, 徐国强, 郭隽, 等. 压力对航空煤油RP-3结焦的影响 [J]. 北京航空航天大学学报, 2010,
36(3): 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, 任小军, 张鹏, 等. 多孔表面的液氮池沸腾实验研究 [J]. 低温与超导, 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.