吸熱型碳氫燃料動力學不穩定性實驗研究①

陳妮妮，程 想，張永久，潘 輝，畢勤成*

(1.中國人民解放軍96901部隊，北京 100094；2.西安交通大學 能源與動力工程學院，西安 710049)

0 引言

隨著高超聲速飛行器飛行速度越來越快，其發動機所面臨的熱防護問題也越來越嚴重，這也成為了制約高超聲速飛行器進一步發展的瓶頸。再生主動冷卻技術作為主動熱防護技術之一，被認為是解決這一問題的有效途徑。再生主動冷卻技術是指以飛行器自身攜帶的燃料作為冷卻劑，流經分布在發動機表面的微小通道進行對流換熱來帶走發動機多余熱載荷的技術。再生主動冷卻防護結構如圖1所示，燃料流經發動機壁面微型槽道，通過低溫燃料帶走發動機壁面的過高熱載荷，從而起到熱防護的作用，起到冷卻劑作用的燃料再噴射進入冷卻室燃燒。在這一流動換熱過程中，燃料在通道內流動的壓降與流量并不是單調關系，燃料溫度接近擬臨界溫度或裂解溫度時，冷卻通道壓降隨流量的減小而增大，一個壓降可能對應不同的流量。在可壓縮容積與壓降特性曲線多值性的作用下，冷卻通道內會發生動力學不穩定性。

目前，對于動力學不穩定性的研究大多以水和有機制冷劑為工質，以碳氫燃料為工質的相關研究較少。然而，碳氫燃料流動特性與水存在較大差異，以碳氫燃料RP-3為例，當溫度高于600 ℃，碳氫燃料將裂解成小分子不凝性氣體，將對碳氫燃料流動特性產生顯著影響。因此，碳氫燃料動力學不穩定性還需要大量研究。在目前已發表的文獻中，ZHOU等研究了上游存在可壓縮容器的加熱管道內正癸烷在臨界溫度區與裂解溫度區流動不穩性，建立了0維均相數學模型，通過小偏差線性化原理與勞斯判據分析流動不穩定性，得出流動不穩定性的影響因素。WANG等介紹了平板多通道結構內流體流動密度波不穩定性，其結果表明壓力波動的周期與流體流過通道的時間接近，作者斷定發生了密度波不穩定性，波動周期與通道結構和壓力無關只與流體在通道內停留時間有關。GUO等研究了碳氫燃料在內徑為1 mm和 2 mm的管道內壓降多值性，分析了熱流密度，壓力和管徑對多值性曲線的影響。實驗發現，碳氫燃料壓降多值性曲線為5次曲線，兩個負斜率區分別對應擬沸騰過程和裂解反應過程。熱流密度對壓降多值性影響不大，相同的壓力下，壓降最低點對應的出口溫度相同，不同熱流下壓降多值性曲線形狀相似，多值性曲線主要受流體溫度和質量流速的影響。隨著壓力的增加，壓降多值性曲線變平緩。但在3 MPa超臨界壓力下，依然可觀測到兩個負斜率區，壓力進一步增大，擬臨界點處物性變化平緩，由擬沸騰導致的負斜率區將消失，只存在由裂解產生的負斜率區。大管徑通道內壓力變化尺度比小管徑更大，為了減小和避免壓降多值性，作者建議主動冷卻通道采用小管徑通道。YANG等研究了超臨界環己烷在內徑為2 mm的水平管道內流動壓降多值性，推導了超臨界壓力下壓降與流量之間三次方關系式。實驗研究了壓力，入口溫度和熱流密度對壓降多值性的影響。隨著壓力和入口溫度升高以及熱流密度降低，壓降負斜率區變平緩，因為壓力升高，流體密度變化變小，入口溫度增加和熱流密度降低導致流體和壁面溫差減小，徑向密度梯度減小，最后通過無量綱參數擬合出負斜率區起始點和結束點區間。YANG等研究了超臨界環己烷在內徑為1～2 mm，長度為0.20～0.79 m的管道內不穩定性起始點，壓降多值性曲線的最低點被認為是不穩定性的起始點，分析了管道長度和內徑對不穩定性起始點的影響。管道長度增大會使壓降多值性曲線負斜率區更加陡峭，并且長度增加，不穩定性起始點的出口溫度也在增加。管道內徑減小，壓降多值性曲線的負斜率區更加陡峭，但不同管徑下，不穩定性起始點的出口溫度基本相同，管徑越小，不穩定性起始點對應的質量流量越小。最后，通過無量綱分析提出新的關聯式。

總的來說，動力學不穩定性的研究大部分以水和有機制冷劑為工質，碳氫燃料動力學不穩定性的研究較少，特別是高溫高熱流密度下的流動不穩定性，較少有人展開機理和特性的研究。

為了探究實際發動機主動再生冷卻技術工況下的燃料流動不穩定性，本文根據圖1所示的主動冷卻結構，通過電加熱的方式，實驗研究了吸熱型碳氫燃料在水平管道內的動力學不穩定性機理，給出了典型工況下壓力降不穩定性和密度波不穩定性的基本特性。

圖1 主動冷卻結構示意圖Fig.1 Schematic diagram of active cooling structure

1 實驗系統及實驗工況

1.1 實驗系統

吸熱型碳氫燃料動力學不穩定性實驗系統如圖2所示。本研究所用碳氫燃料為RP-3，燃料從燃料箱中流出后經過過濾器進入恒流泵，恒流泵出口流量恒定，與系統壓力無關。在恒流泵出口處接有緩沖罐，公稱容積0.63 L，最高耐壓20 MPa。緩沖罐與實驗系統連接處裝有球閥，不需要緩沖罐時可關閉球閥。緩沖罐內有氣囊，氣囊通過單向閥和減壓閥與高壓氮氣瓶連接，氣囊內氮氣的壓力可通過充填和排放氮氣控制。儲油罐內的燃料經由恒流泵泵出，流入質量流量計和實驗段，實驗段為6 mm×1 mm不銹鋼管，長1.4 m，加熱長度1.3 m，實驗件表面上下兩側布置有20對熱電偶，實驗件尺寸和具體的熱電偶分布如圖3所示。實驗件出口處有鎧裝熱電偶和引壓管，測量燃料溫度和實驗段出口的壓力，實驗件壓差通過RoseMount 3051壓差變送器測量。高溫燃料經過銅燒結濾芯過濾器后進入冷卻器，冷卻到常溫的燃料經過背壓閥調節壓力后進入廢液箱予以回收。從緩沖罐下游到背壓閥間管路產生的壓降通過另一臺RoseMount 3051壓差變送器進行監測。本研究所涉及的壓力均為絕對壓力。緩沖罐內充氣壓力比系統壓力低時，緩沖罐可為系統提供可壓縮容積；充氣壓力比系統壓力高時，則緩沖罐內氣囊相當于剛體，無法被壓縮。

1-Fuel tank;2-Filter;3-Constant flow pump;4-Ball valve;5-Buffer tank;6-Check valve;7-Pressure gauge;8-Pressure relief valve;9-High-pressure nitrogen tank;10-Mass flowmeter (m);11-Inlet valve;12-Electrode;13-Test section;14-Differential pressure transmitter (dpt);15-Outlet orifice plate;16-Sheathed thermocouple (Tout);17-Pressure transmitter (pout);18-High-temperature filter;19-Condenser;20-Differential pressure transmitter(dps);21-Back pressure valve;22-Waste tank

1～20-The specific location of the thermocouples圖3 熱電偶分布示意圖Fig.3 Distribution of thermocouples

1.2 實驗工況

實驗前在系統為常壓的狀態下，打開緩沖罐與實驗系統連接處球閥，向緩沖罐內填充氮氣至設定壓力，然后打開恒流泵向系統供入燃料，給實驗段加熱并保持實驗段熱流密度恒定，調節恒流泵供給流量，用NI數據采集系統記錄下每個流量下實驗系統壓力，實驗段壓差，實驗段出口燃料溫度和實驗段壁溫的波動，采集頻率為20 Hz。當實驗段出口處燃料溫度達到600 ℃時，實驗停止并更換實驗件進行下一組實驗。

本文實驗過程中，實驗段出口壓力=1.5 MPa，緩沖罐壓力=0.5 MPa。考慮到實驗結果的準確性與可推廣性，熱流密度設置為250 kW/m，針對壓力降不穩定性進行分析時以泵輸出流量=3.90 g/s時為例，針對密度波不穩定性進行分析時以泵輸出流量=2.69 g/s時為例，在監測各參數開始穩定周期性波動后，選取180 s作為數據采集時間，并對實驗數據進行后處理。

1.3 不確定度分析

本實驗中壓力采用RoseMount 3051壓力變送器測量，變送器將壓力轉換為4～20 mA的無源電流信號，再由IMP 35951C數據采集板轉換并輸送至工控機。3051壓力變送器的精度為0.065%，量程為6 MPa，本實驗測量的最小壓力為1.5 MPa，IMP采集板的精度為0.02%，則壓力測量最大相對不確定度為

(1)

實驗件外壁溫和流體溫度均采用K型熱電偶測量，熱電偶精度為0.5 ℃，IMP采集板的精度為0.3 ℃，則溫度測量最大相對不確定度為0.8 ℃。本實驗測得最小溫度為50 ℃，則溫度測量的最大相對不確定度為

(2)

2 結果與分析

2.1 壓力降不穩定性機理

如圖4所示，在恒定熱流密度下，加熱段內壓降與流量呈現出多值性關系，同一壓降可能會對應多個流量，若不考慮碳氫燃料在高溫下裂解產氣對壓降的影響，壓降與流量呈現三次曲線關系。當流量較大時，加熱段內燃料狀態全為單相或超臨界壓力下的類液相，加熱段內壓降與流量呈平方關系，壓降隨流量的增大而增大；隨著進入加熱段內流量的減小，加熱段靠近出口處開始出現氣液兩相或超臨界壓力下的近臨界狀態，由于氣液兩相或近臨界狀態的摩擦阻力系數比較大，隨著燃料流量的降低，氣液兩相或近臨界狀態所占的長度在增大，摩擦阻力隨著流量的下降而增大。當流量進一步下降時，加熱段出口狀態為氣態或超臨界壓力下的類氣態，氣態或類氣態的摩擦阻力系數將大幅度降低，并且隨著流量的下降，氣態所占的長度在增大，兩相區的長度在減小，加熱段壓降隨流量的減小而降低，因此加熱段內壓降與流量呈三次曲線關系。當出口溫度達到550 ℃時，碳氫燃料開始裂解成小分子，加熱段的壓降將隨流量下降而增大，壓降與流量呈現出五次曲線關系。由于在高溫小流量下發生流量波動十分危險，并且高溫下易結焦，結焦會改變實驗件壓降特性。因此，本研究主要集中在非裂解區。

圖4 碳氫燃料壓降特性曲線Fig.4 Pressure drop characteristic curve of hydrocarbon fuel

當系統運行在多值性曲線負斜率段時，若系統受到擾動使進入加熱段的流量略微增大，根據多值性曲線，此時加熱段壓降和入口壓力將減小，緩沖罐內氣囊將膨脹，緩沖罐內燃料被擠出，進入加熱段內燃料流量將進一步增大，壓降進一步減小，直至到達點。在點處，泵輸出流量比進入加熱段的流量小，系統無法在此處穩定運行，隨著緩沖罐內燃料的排出，緩沖罐氣囊的壓力和加熱段入口的壓力也在持續減小，導致緩沖罐無法進一步補充流量缺口時，系統將運行到點，在點進入加熱段的流量比泵輸出流量小，大量的燃料被擠入緩沖罐內，緩沖罐氣囊的壓力和加熱段入口的壓力將逐漸增大，系統由點運行到點，在點進入加熱段內的流量依然比泵輸出流量小，緩沖罐和加熱段入口壓力將進一步升高，系統將運行到點，點進入加熱段內流量急劇增大，緩沖罐氣囊膨脹排出燃料，壓力減小，系統由點運行到點，此時系統將不停地進行→→→→這種循環。上述分析的是在負斜率區流量受擾動而增大時系統的變化，在負斜率區流量受擾動而減小時系統的變化與此類似，系統將運行至點，進行→→→→循環。由此可發現，在負斜率區無論流量受擾動而增大或者受擾動而減小，系統的運行狀態都會繞多值性曲線負斜率段做順時針循環。值得注意的是圖4中所示點到點的運行狀態和點到點的運行狀態并不按圖中所示的虛線進行，此過程為非穩態過程，各參數的變化比較復雜，與系統結構參數有關。此循環流量和壓力波動幅度較大，周期較長，由壓降特性曲線多值性引起，被稱為壓力降不穩定性。引起這種現象的主要原因是單相流和兩相流區域流體擾動的傳播速度不同。

2.2 密度波不穩定性機理

當系統在多值性曲線小流量正斜率區段運行時，此狀態下加熱段內燃料經歷了液相(類液相)、氣液兩相(近臨界狀態)和氣相(類氣相)。雖然此狀態處于壓降特性曲線的正斜率區，但加熱段內燃料經歷的狀態較多，密度變化較大，入口處流量發生微小擾動時，高密度與低密度的燃料交替流過加熱段，要等到流體質點到達加熱段出口時，實驗系統壓力才能對流量的變化做出響應，加熱段出口處壓力的變化將以聲速傳播到加熱段入口的緩沖罐處，流量與壓力之間的反饋會存在延遲，系統對擾動的響應和反饋不如段快。系統流量和壓力將會小幅度周期性波動，燃料密度的變化是造成不穩定性的主要原因，這種波動被稱為密度波不穩定性。在本文實驗中，密度波不穩定性的周期約為流體質點在加熱通道內停留時間的2倍，比壓力降不穩定性周期短，同時流量和壓力的波動幅度比壓力降不穩定性小。密度波型脈動產生的原因是高密度與低密度的兩相混合物交替流過加熱段，壓力與流量的反饋導致了進口流量的自維持脈動。

2.3 壓力降不穩定性的基本特性

選取實驗件出口壓力1.5 MPa，緩沖罐初始充氣壓力0.5 MPa，熱流密度250 kW/m的工況對壓力降不穩定性的基本特性進行分析。以泵輸出流量為 3.90 g/s時為例，加熱段入口燃料流量，出口壓力，實驗系統壓降d，加熱段壓降d和出口燃料溫度隨時間的變化如圖5所示，數據采集時間為180 s。加熱段入口流量發生了有規律的周期性變化，波動范圍為3.14～4.40 g/s，經計算流量變化周期為22.37 s。加熱段出口壓力在1.43～1.62 MPa范圍內波動，變化周期與流量的變化周期相同，但相位相反，當流量達到最大值時，出口壓力為最小值。加熱段出口壓力加上加熱段壓降即為加熱段入口壓力，加熱段壓降很小，只有5～15 kPa，相比加熱段出口壓力可忽略不計。因此，加熱段出口壓力與加熱段入口壓力相差不大。當加熱段入口壓力增大時，會將燃料擠入緩沖罐內，造成進入加熱段內燃料流量減小；當加熱段入口壓力減小時，緩沖罐內燃料會被排出，造成進入加熱段內燃料流量增大，由此產生了加熱段入口流量和出口壓力變化反相的規律。加熱段壓降d的變化也與流量的變化反相，因為此狀態處于壓降特性曲線的負斜率區，流量增大，則壓降減小。實驗系統壓降d的變化也與流量變化反相，但系統壓降出現了2個峰值，第1個峰值發生在流量的最低點處，此時系統運行至壓降特性曲線負斜率區的最高點；隨著流量的增大，實驗系統壓降出現了第2個峰值，這是由流量不穩定造成。系統運行至壓降特性曲線負斜率區最高點處流量發生漂移，流量對時間的導數增大造成系統壓降增大，從流量隨時間的變化曲線中也可看出，系統壓降第2峰值處流量隨時間的變化梯度最大。加熱段出口燃料溫度在314.4～402.4 ℃范圍內波動，波動幅度接近90 ℃，在加熱功率不變的條件下，燃料流量減小會造成加熱段出口燃料焓值增加。因此，加熱段出口燃料溫度的變化與加熱段入口燃料流量的變化反相。

圖5 壓力降不穩定過程中各參數隨時間的變化Fig.5 Changes of various parameters with time during the instability of pressure drop

在燃料流量和系統壓力波動的過程中，加熱段壁溫也在波動，在此工況下第2、3、8、9、17和18號熱電偶所測得加熱段壁溫隨時間的變化，如圖6所示。熱電偶所處的位置己在圖3中給出，2和3號熱電偶距入口極板20 cm，2號位于實驗件底部，3號位于實驗件頂部。8和9號熱電偶距入口極板60 cm,8號位于底部，9號位于頂部。17和18號熱電偶距入口極板120 cm，17號位于底部，18號位于頂部。這6組熱電偶分別代表了實驗件入口段，中部和出口段上下壁溫隨時間的變化。從圖6中可看出，2、3、8和9號熱電偶在310～340 ℃范圍內波動，由于浮升力作用，實驗件頂部壁溫比底部壁溫高15～20 ℃,實驗用燃料RP-3在1.5 MPa壓力下沸點約為300 ℃，這4個熱電偶處均處于沸騰換熱區間，實驗件壁溫與燃料飽和溫度有關，實驗系統內壓力的波動將導致燃料飽和溫度波動。因此，實驗段入口段和中部壁溫的變化與系統壓力的變化同步。在靠近實驗件出口處，此處燃料處于氣體狀態，換熱能力較差，壁溫相對于入口段和中部有了顯著上升，實驗件底部溫度在500～550 ℃之間波動，實驗件頂部溫度比底部溫度高約50 ℃。實驗件出口段燃料為過熱狀態，壁溫受壓力影響較小，主要受燃料流量的影響，此處壁溫與燃料流量變化同步，相位相反。

圖6 壓力降不穩定過程中壁溫隨時間的變化Fig.6 Changes of wall temperature with time during the instability of pressure drop

2.4 密度波不穩定性的基本特性

在出口壓力1.5 MPa，緩沖罐初始充氣壓力0.5 MPa，熱流密度250 kW/m的工況下，當泵輸出流量降至2.69 g/s時，系統開始發生密度波不穩定性，各參數隨時間的變化如圖7所示。

圖7 密度波不穩定過程中各參數隨時間的變化Fig.7 Changes of various parameters with time during the instability of density wave

此工況下，密度波不穩定性的周期為5.81 s，流量的波動幅度為0.67 g/s，流量達到最高點時出現了一些小波動。分析發現，這些小波是因為密度波不穩定性過程中出現了一些小循環。出口壓力的變化幅度為0.137 MPa，變化方向與流量變化方向相反，壓力的波動使燃料流入或流出緩沖罐造成了流量的波動。雖然此運行狀態處于壓降特性曲線的正斜率區，但實驗段壓降與實驗系統壓降的變化依然與流量的變化反相，因為此運行狀態為非穩態，流量與壓降之間存在著延遲與反饋，流量波動導致的壓力變化要等到流體質點到達實驗件出口才能體現出來。然而，DING等認為密度波不穩定性中流量和壓力的波動是同相。實驗系統壓降的波動范圍為54 kPa，實驗系統壓降達到最低值時出現了小波動，壓降與流量的峰值之間依然存在時間間隔，但比壓力降不穩定性過程中的時間間隔短。與圖5對比可發現，密度波不穩定性過程中無論是流量的波動還是壓降的波動，波動幅度都比壓力降不穩定性過程中小，但波動周期短，頻率高。出口溫度在377.8～472.8 ℃范圍內波動，波動幅度達95 ℃，超過了壓力降不穩定性過程中出口溫度的波動幅度，因為此時實驗件出口處燃料己經氣化，比熱容大幅度減小，焓值的微小變化將導致出口溫度大幅度變化。

在實驗件入口段，中部和出口段分別選取了兩組熱電偶，密度波不穩定性過程中，這些熱電偶所測壁溫如圖8所示。其中，3、9和18號熱電偶測量實驗件頂部壁溫，2、8和17號熱電偶測量實驗件底部壁溫。從圖8中可看出，2、3、8和9號熱電偶所在點的壁溫在310～360 ℃范圍內，此處燃料在進行沸騰換熱，實驗件頂部壁溫比底部高，且波動幅度比底部大。17和18號熱電偶處于過熱區，上下壁溫差接近50 ℃，相對于壓力降不穩定性，密度波不穩定性中壁溫波動周期短，幅度小。

圖8 密度波不穩定過程中壁溫隨時間的變化Fig.8 Changes of wall temperature with time during the instability of density wave

3 結論

(1)壓力降不穩定性發生在壓降特性曲線的負斜率區，流量受到擾動后無法回到原來的運行狀態，系統運行狀態點繞壓降特性曲線負斜率區順時針方向循環，是加熱通道與入口可壓縮容積之間動態相互作用的結果。

(2)密度波不穩定性發生在壓降特性曲線小流量下的正斜率區，由流量與壓降之間反饋延遲造成。

(3)壓力降不穩定性中流量、壓力和溫度波動幅度大，周期較長，通常為15～50 s。

(4)密度波不穩定性流量和壓力波動幅度比壓力降不穩定性小，在本文實驗中，其周期約為流體質點在管道內停留時間的2倍，通常小于10 s。但密度波不穩定性發生在小流量、高溫條件下，出口燃料溫度波動幅度接近甚至超過壓力降不穩定性，其危害不亞于壓力降不穩定性。