劉軍彥，王 玫，田雅潔，楊永強(qiáng)，霍世慧

(西安航天動(dòng)力研究所，陜西 西安 710100)

0 引言

增壓輸送系統(tǒng)是液體火箭運(yùn)載器的重要組成部分，也是大型液體火箭的關(guān)鍵技術(shù)之一?；鸺w行過程中需要對(duì)火箭貯箱進(jìn)行增壓，受推進(jìn)劑輸送要求及貯箱結(jié)構(gòu)強(qiáng)度的限制，貯箱氣枕的壓力和溫度必須維持在一定范圍內(nèi)，從而保證發(fā)動(dòng)機(jī)渦輪泵的入口壓力要求。大型火箭通常采用自生增壓系統(tǒng)或貯存式惰性氣體增壓系統(tǒng)，而為了提高增壓效率，節(jié)省增壓介質(zhì)，通常采用從發(fā)動(dòng)機(jī)引出部分燃?xì)鈱?duì)增壓氣體加熱后再對(duì)貯箱進(jìn)行增壓，如中國(guó)“長(zhǎng)征”系列火箭和俄羅斯、蘇聯(lián)的火箭大多采用加熱后的氧化劑進(jìn)行自生增壓；歐洲“阿里安”火箭芯一級(jí)采用貯存式液氦加熱增壓方案；美國(guó)的“土星Ⅰ”、“土星Ⅴ”則采用自生增壓+貯存式氣體雙增壓方案。

加熱增壓氣體的換熱器結(jié)構(gòu)型式一般為盤管式和多層嵌套釬焊銑槽式。與盤管式換熱器相比，多層嵌套銑槽式換熱器具有結(jié)構(gòu)緊湊、體積小、換熱面積大、傳熱效率高、可靠性高等優(yōu)點(diǎn),銑槽式釬焊結(jié)構(gòu)在俄羅斯及國(guó)內(nèi)火箭發(fā)動(dòng)機(jī)推力室及高超聲速飛行器機(jī)體等需要高效冷卻的結(jié)構(gòu)上也被廣泛采用。

多層嵌套銑槽式換熱器結(jié)構(gòu)復(fù)雜，流道尺寸一般比較小，采用三維數(shù)值進(jìn)行流固耦合傳熱計(jì)算時(shí)網(wǎng)格數(shù)量很大，計(jì)算周期長(zhǎng)，不適合換熱器的快速設(shè)計(jì)，因此本文在對(duì)多層嵌套銑槽換熱特性及影響傳熱計(jì)算準(zhǔn)確性因素分析基礎(chǔ)上，建立了一維數(shù)學(xué)仿真模型并編寫了傳熱計(jì)算程序，針對(duì)低溫低壓增壓介質(zhì)存在的兩相流換熱計(jì)算采用了簡(jiǎn)化計(jì)算方法。設(shè)計(jì)的換熱器在火箭發(fā)動(dòng)機(jī)上進(jìn)行了搭載熱試，根據(jù)試驗(yàn)數(shù)據(jù)修正后的傳熱計(jì)算模型適用范圍更寬，準(zhǔn)確性更高，可用于類似結(jié)構(gòu)換熱器的初步優(yōu)化選型設(shè)計(jì)。

1 換熱器設(shè)計(jì)參數(shù)

某液體火箭貯箱增壓介質(zhì)換熱器設(shè)計(jì)參數(shù)如表1所示，增壓介質(zhì)為氧，燃?xì)鉃楦谎跞細(xì)狻?/p>

表1 換熱器設(shè)計(jì)參數(shù)

2 多層嵌套銑槽式換熱器設(shè)計(jì)方案

換熱器選用結(jié)構(gòu)緊湊、換熱效率高的多層嵌套釬焊銑槽式方案，圖1為該類換熱器的局部剖切示意圖。

圖1 多層嵌套釬焊銑槽式換熱器局部剖切示意圖

換熱器由兩個(gè)或多個(gè)組件嵌套在一起組成，其中增壓介質(zhì)換熱組件由一個(gè)外壁銑槽的內(nèi)圓筒和一個(gè)外壁上銑槽或不銑槽的外圓筒釬焊而成，夾層通道為增壓介質(zhì)通道，燃?xì)庠谕鈭A筒的銑槽通道內(nèi)流動(dòng)，圖1所示換熱器最內(nèi)層還帶有燃?xì)庹{(diào)節(jié)通道，用以組織燃?xì)饬鲃?dòng)。根據(jù)換熱器結(jié)構(gòu)的不同，換熱組件內(nèi)部的增壓介質(zhì)通過壁面與外部燃?xì)庵g為雙面或單面換熱。

3 換熱器計(jì)算模型

3.1 物理模型

以典型的換熱組件雙側(cè)換熱結(jié)構(gòu)為例說明換熱物理模型的選取。任取一個(gè)完整的增壓介質(zhì)換熱通道(流道+兩側(cè)的半個(gè)筋寬)及內(nèi)外兩側(cè)對(duì)應(yīng)的燃?xì)馔ǖ罏閾Q熱微元截面，沿流動(dòng)方向建立傳熱微元物理模型，見圖2。換熱器工作時(shí)，換熱組件夾層中的增壓介質(zhì)與兩側(cè)燃?xì)馔瑫r(shí)進(jìn)行換熱。

圖2 換熱微元物理模型

本文采用一維追趕法進(jìn)行換熱器的傳熱計(jì)算。從增壓介質(zhì)入口開始，按照給定步長(zhǎng)，沿流向?qū)Q熱通道劃分成一個(gè)個(gè)換熱微元。增壓介質(zhì)和燃?xì)庠趽Q熱微元吸熱/放熱后，換熱計(jì)算由節(jié)點(diǎn)推進(jìn)到節(jié)點(diǎn)+1，然后以節(jié)點(diǎn)+1的參數(shù)作為下一個(gè)傳熱微元的入口參數(shù)，依次下去，直至遍歷整個(gè)換熱通道，對(duì)于多層嵌套換熱結(jié)構(gòu)，增壓介質(zhì)和燃?xì)舛伎赡艽嬖陔p向換熱，因此必須經(jīng)過多次遍歷迭代才能保證傳熱計(jì)算的收斂。

圓筒外壁肋選用了有精確傳熱解析解的矩形肋，以保證傳熱計(jì)算的準(zhǔn)確性。通過對(duì)多層嵌套式釬焊銑槽結(jié)構(gòu)換熱器結(jié)構(gòu)傳熱特點(diǎn)進(jìn)行分析后發(fā)現(xiàn)，對(duì)傳熱計(jì)算準(zhǔn)確性有影響的主要因素如下。

1)夾層肋高在雙側(cè)換熱計(jì)算時(shí)的分配：對(duì)于雙面換熱的換熱組件夾層肋筋而言，夾層肋的溫度從兩側(cè)肋根向中間是逐漸降低的，則必然有一個(gè)最低溫度面，這個(gè)溫度面兩側(cè)的肋高就是計(jì)算夾層內(nèi)流體與外側(cè)燃?xì)鈸Q熱時(shí)的強(qiáng)化換熱肋高，而且這個(gè)最低溫度面所處肋高在相鄰換熱微元是變化的，即溫度面所處高度沿通道是不斷變化的。

2)換熱組件內(nèi)側(cè)換熱面積的修正：換熱組件與內(nèi)側(cè)調(diào)節(jié)通道或另一個(gè)換熱組件之間為嵌套配合結(jié)構(gòu)，兩者之間實(shí)際上處于一種局部點(diǎn)、線、面接觸狀態(tài)，所以換熱組件內(nèi)側(cè)光滑壁面的實(shí)際換熱面積會(huì)因遮擋而減小。

3)換熱微元外側(cè)肋效率的計(jì)算：換熱微元以一個(gè)完整的增壓介質(zhì)通道為基準(zhǔn)，在計(jì)算換熱組件外側(cè)肋的肋效率時(shí)，由于內(nèi)、外肋數(shù)量并不一定相同，因此必須將外側(cè)的肋效率按照一定的規(guī)則折算到基準(zhǔn)換熱面上。

進(jìn)行傳熱計(jì)算時(shí)作以下簡(jiǎn)化和假設(shè)：

1)無論是結(jié)構(gòu)上還是流體中，沿流動(dòng)方向或軸向無熱傳遞；

2)不考慮熱損失；

3)如增壓介質(zhì)在換熱過程中存在兩相流換熱，則采用簡(jiǎn)化模型計(jì)算兩相流的對(duì)流換熱系數(shù)(具體見后文)；

4)流體物性按照變物性考慮，但在換熱微元內(nèi)是常量；

5)冷熱流體之間的換熱溫差取流體的靜溫差。

3.2 數(shù)學(xué)模型

在穩(wěn)態(tài)換熱情況下，根據(jù)熱平衡可知，單側(cè)燃?xì)庀蛟鰤航橘|(zhì)的熱量傳遞經(jīng)歷3個(gè)過程：燃?xì)馀c壁面的對(duì)流換熱、熱量在固體壁面的導(dǎo)熱及增壓介質(zhì)與壁面的對(duì)流換熱。穩(wěn)態(tài)換熱時(shí)，3個(gè)過程的換熱量是相等的，即

==

(1)

3個(gè)過程的換熱量可依據(jù)式(2)進(jìn)行計(jì)算。

=(-)

(2)

式中：為3個(gè)傳熱過程對(duì)應(yīng)的換熱系數(shù)；為換熱面積；、分別為流體、壁面的溫度。

3.2.1 氧側(cè)和燃?xì)鈧?cè)的對(duì)流換熱

增壓介質(zhì)和燃?xì)庠阢姴弁ǖ纼?nèi)的流動(dòng)可看作是管內(nèi)強(qiáng)迫流動(dòng)，其對(duì)流換熱系數(shù)可采用目前廣泛使用的Sieder-Tate關(guān)聯(lián)式進(jìn)行計(jì)算，即

(3)

式中：流體定性溫度為平均溫度；為努塞爾數(shù)；為對(duì)流換熱系數(shù)；為流體的導(dǎo)熱系數(shù)；為換熱通道當(dāng)量直徑；為由試驗(yàn)數(shù)據(jù)確定的常數(shù)，取0.027；為流體雷諾數(shù)；為流體普朗特?cái)?shù)；為流體的動(dòng)力黏度；為平均壁溫對(duì)應(yīng)的流體動(dòng)力黏度。適用范圍：≥60，=06～16 700，≥10。

當(dāng)以液氧等低溫液態(tài)工質(zhì)作為增壓介質(zhì)且對(duì)其在亞臨界狀態(tài)進(jìn)行加熱時(shí)，則會(huì)存在兩相流換熱，液態(tài)增壓介質(zhì)吸熱汽化，溫度不變，但其焓值是不斷增加的。

兩相流換熱區(qū)對(duì)流換熱系數(shù)的大小與流型關(guān)系密切，而流型又受流體壓力、流速、傳熱溫差、流道方位(水平或垂直)、環(huán)境振動(dòng)等因素的影響。文獻(xiàn)[17]根據(jù)數(shù)值模擬得到計(jì)算的擬合公式形如式(3)，其取0.04，的指數(shù)取0.5，而文獻(xiàn)[12，18-19]則給出了更為復(fù)雜的計(jì)算公式。可見兩相流對(duì)流換熱系數(shù)計(jì)算根據(jù)相似準(zhǔn)則選取的不同，準(zhǔn)則方程式具有多樣化，而且每個(gè)準(zhǔn)則方程式的適用范圍有限、條件苛刻。鑒于兩相流換熱只發(fā)生在局部區(qū)域，換熱量占比相對(duì)較小，本文將采用簡(jiǎn)化模型計(jì)算兩相流換熱區(qū)的對(duì)流換熱系數(shù)，即仍然采用式(3)計(jì)算兩相流的對(duì)流換熱系數(shù)，但相關(guān)流體參數(shù)用氧在兩相流換熱時(shí)干度和飽和液態(tài)、氣態(tài)的數(shù)據(jù)插值計(jì)算得到，具體方法為：在進(jìn)入每一個(gè)傳熱微元前，根據(jù)流體壓力和焓值判斷流體是否處于兩相流態(tài)，若是，則計(jì)算入口壓力對(duì)應(yīng)的飽和液態(tài)與飽和氣態(tài)點(diǎn)的物性參數(shù)，如焓值、密度、動(dòng)力黏性等，根據(jù)入口焓值及飽和態(tài)的物性數(shù)據(jù)可線性插值得到當(dāng)前計(jì)算傳熱微元內(nèi)的流體物性參數(shù)，最后將這些參數(shù)代入式(3)計(jì)算得到兩相流的對(duì)流換熱系數(shù)。

3.2.2 壁面的導(dǎo)熱

相對(duì)于銑槽圓筒的直徑尺寸，各換熱微元的截面尺寸為小量，因此通過圓筒壁面的導(dǎo)熱可簡(jiǎn)化為銑槽平板近似考慮。通過壁面的導(dǎo)熱量計(jì)算公式為

(4)

式中：為圓筒壁厚度；為換熱面面積；為壁面平均導(dǎo)熱系數(shù)。

圖3為直肋銑槽結(jié)構(gòu)示意圖。肋總效率計(jì)算公式為

圖3 帶肋換熱通道結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)圖

(5)

(6)

(7)

式中：為槽寬；為肋寬；為肋高；為肋效率。

3.2.3 總傳熱系數(shù)

換熱微元兩側(cè)換熱需要單獨(dú)計(jì)算，但換熱微元出口的物性要根據(jù)雙側(cè)換熱進(jìn)行計(jì)算，傳熱計(jì)算取圓筒壁中間層面積為基準(zhǔn)換熱面，燃?xì)馀c增壓介質(zhì)總換熱系數(shù)計(jì)算公式為

(8)

式中：為外側(cè)肋效率的折算系數(shù)；下標(biāo)g代表燃?xì)鈧?cè)參數(shù)，m代表基準(zhǔn)面參數(shù)，o代表氧側(cè)參數(shù)。

3.2.4 流體壓降的計(jì)算

氣體在換熱微元內(nèi)的壓降計(jì)算公式為

(9)

式中：為沿程流阻系數(shù)；為換熱微元長(zhǎng)度；為流通截面的當(dāng)量直徑；為流體密度；為流動(dòng)速度。

當(dāng)<10時(shí)，可按式(10)計(jì)算

(10)

當(dāng)10≤≤10時(shí)，可按式(11)計(jì)算

(11)

式中為換熱通道壁的表面粗糙度，對(duì)機(jī)加流道，取0.015比較合適。

燃?xì)夂驮鰤航橘|(zhì)在換熱通道兩端的流阻系數(shù)可查閱流體阻力手冊(cè)計(jì)算得到，然后采用式(12)計(jì)算。

(12)

當(dāng)銑槽通道為螺旋槽時(shí)，由于離心力作用而產(chǎn)生的所謂“二次環(huán)流”會(huì)拉薄附面層強(qiáng)化對(duì)流換熱，螺旋槽中的對(duì)流換熱系數(shù)可以在直槽對(duì)流換熱系數(shù)的基礎(chǔ)上乘以修正系數(shù)。對(duì)于螺旋槽，修正系數(shù)可表示為

(13)

式中為螺旋槽的螺旋半徑。

4 傳熱計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果的對(duì)比

4.1 結(jié)構(gòu)尺寸設(shè)計(jì)計(jì)算

根據(jù)表1換熱器設(shè)計(jì)參數(shù)及上文所述的傳熱模型完成了換熱器設(shè)計(jì)，換熱器流動(dòng)布局如圖4所示，換熱器各圓筒壁厚度按照結(jié)構(gòu)強(qiáng)度要求取值，各通道軸向長(zhǎng)度315 mm，其余結(jié)構(gòu)參數(shù)見表2。B/C、D/E通道材質(zhì)為銅外，其他結(jié)構(gòu)材質(zhì)全部是鋼。

圖4 液氧換熱器的流動(dòng)布局

表2 換熱器結(jié)構(gòu)參數(shù)

換熱器由調(diào)節(jié)通道、換熱組件1、換熱組件2、換熱組件3及換熱器兩端的導(dǎo)流結(jié)構(gòu)等組成。

燃?xì)鈴膿Q熱器一端中心引入，經(jīng)S形通道與3個(gè)換熱組件進(jìn)行換熱，最后從另一端中心引出；增壓介質(zhì)從燃?xì)獬隹诙搜負(fù)Q熱器外殼體徑向引入，依次流經(jīng)A、B、C、D、E通道后從另一端沿徑向引出。換熱組件1為單向流道，換熱組件2和3為往復(fù)流道?？梢钥闯?，增壓介質(zhì)在換熱組件1內(nèi)為單側(cè)換熱，在換熱組件2和3內(nèi)為雙側(cè)換熱；燃?xì)庠趃as-1通道內(nèi)為單向換熱，在gas-2和gas-3通道為雙向換熱。燃?xì)馀c增壓介質(zhì)之間為順、逆“混合流動(dòng)”換熱。

4.2 傳熱計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果的對(duì)比

通過試算，傳熱微元長(zhǎng)度取5 mm可滿足計(jì)算精度要求(換熱微元長(zhǎng)度取值越小，計(jì)算越精確但計(jì)算所需時(shí)間越長(zhǎng))，各換熱層沿軸向可分為63個(gè)傳熱微元，燃?xì)馊肟诙藗鳠嵛⒃幪?hào)為1，末端編號(hào)為63。

4.2.1 換熱器傳熱計(jì)算

首先進(jìn)行了設(shè)計(jì)參數(shù)下的傳熱計(jì)算。圖5為各換熱通道中微元節(jié)點(diǎn)處的溫度曲線。低于超臨界壓力(5.043 MPa)的液氧在換熱時(shí)會(huì)出現(xiàn)溫度不變、焓值增大的兩相流換熱區(qū)，在圖5中表現(xiàn)為A、B通道內(nèi)有一段溫度重合區(qū)。未飽和液氧進(jìn)入A通道后溫度緩慢升高，經(jīng)過長(zhǎng)約115 mm通道的加熱后成為飽和態(tài)液氧，隨后進(jìn)入兩相流換熱態(tài)，在A通道末端時(shí)，依然為兩相流狀態(tài)，進(jìn)入B通道再經(jīng)過約85 mm長(zhǎng)度的換熱后最終變成飽和氣態(tài)，在這個(gè)過程中氧的溫度始終保持恒定值141.7 K(實(shí)際上因?yàn)檠跹爻塘鲃?dòng)有壓降，其各節(jié)點(diǎn)飽和溫度有微小變化)。

圖5 各換熱通道中流體溫度的變化

由于傳熱計(jì)算采用了實(shí)驗(yàn)關(guān)聯(lián)式，必然帶來一定的不準(zhǔn)確性，因此換熱器設(shè)計(jì)時(shí)一般要留有一定的裕量。本文設(shè)計(jì)的換熱器在設(shè)計(jì)參數(shù)下的氧出口溫度為487 K，滿足設(shè)計(jì)要求，當(dāng)熱試溫度高于要求值時(shí)，可通過調(diào)整參與換熱的燃?xì)饬髁繉?duì)氧的出口溫度進(jìn)行調(diào)節(jié)。

圖6為各換熱通道中傳熱微元節(jié)點(diǎn)的對(duì)流換熱系數(shù)。與圖5對(duì)比分析，在A通道內(nèi)，液氧進(jìn)入兩相流換熱前，其對(duì)流換熱系數(shù)緩慢增大，在進(jìn)入兩相流換熱后有一個(gè)突降；同樣現(xiàn)象也出現(xiàn)在B通道兩相流換熱結(jié)束時(shí)，表現(xiàn)為對(duì)流換熱系數(shù)有一個(gè)突升。分析認(rèn)為，這兩個(gè)突躍主要與液氧、氣氧在飽和態(tài)附近物性變化劇烈有關(guān)，由于計(jì)算微元長(zhǎng)度取值相對(duì)較大，所以未能捕捉到氣、液飽和態(tài)對(duì)流換熱系數(shù)的極大值，其高點(diǎn)被“削平”。在遠(yuǎn)離飽和態(tài)的區(qū)域，除在換熱器兩端流向及流道參數(shù)變化引起的對(duì)流換熱系數(shù)變化外，各流道中的對(duì)流換熱系數(shù)變化都是很平緩的。從圖6還可以看出，各通道內(nèi)的對(duì)流換熱系數(shù)相差比較大，這與換熱流通面積、流體物態(tài)及物性等諸多因素有關(guān)。比如在B通道的兩相流換熱段，該處流體物性雖然與A通道兩相流換熱段的物性基本相同，但由于B通道的流通面積小，所以兩相流對(duì)流換熱系數(shù)值要大很多；在B通道的后半段，氣態(tài)氧的對(duì)流換熱系數(shù)卻與A通道初始換熱段內(nèi)的液氧對(duì)流換熱系數(shù)相近。

圖6 各換熱通道中對(duì)流換熱系數(shù)的變化

圖7為換熱組件2夾層B通道肋的等溫面距內(nèi)側(cè)換熱壁的高度(無量綱)及該等溫面的溫度沿計(jì)算節(jié)點(diǎn)的變化。

圖7 等溫面高度及溫度沿程變化

從圖中可以看出，在開始的一段距離內(nèi)，由于液氧為兩相流換熱，氧的溫度是不變的，但肋的等溫面并不在肋中間,而是偏向換熱組件外側(cè)。增壓介質(zhì)在B通道換熱進(jìn)入純氣態(tài)換熱后，肋等溫面所處高度和溫度開始明顯增大，表明換熱組件2與內(nèi)側(cè)燃?xì)獾膿Q熱要強(qiáng)于外側(cè)換熱，這主要是因?yàn)閾Q熱組件2內(nèi)圓筒壁采用了比外圓筒壁具有更高導(dǎo)熱系數(shù)銅材的緣故，即使被換熱組件1外側(cè)肋所遮擋，內(nèi)壁材質(zhì)的導(dǎo)熱特性依然將夾層肋的等溫面推向外側(cè)。

此外，在圖7中出現(xiàn)一個(gè)奇怪的現(xiàn)象，即在第30號(hào)節(jié)點(diǎn)處的等溫面位置突然降低，然后又掉頭向上，通過與圖5和圖6進(jìn)行對(duì)比，B通道內(nèi)氧及兩側(cè)燃?xì)獾臏囟?、?duì)流換熱系數(shù)并沒有出現(xiàn)突變。分析影響換熱和等溫面高度所有因素后發(fā)現(xiàn)：3 MPa的液氧吸熱完全汽化后溫度升高時(shí)，除了導(dǎo)熱系數(shù)具有先降后升這一特點(diǎn)外(見圖8)，其他物性都是單調(diào)增加或降低的，而且導(dǎo)熱系數(shù)極小點(diǎn)對(duì)應(yīng)的溫度恰好就是30號(hào)節(jié)點(diǎn)B通道內(nèi)氣氧的溫度。分析認(rèn)為，氧導(dǎo)熱系數(shù)發(fā)生趨勢(shì)變化對(duì)增壓介質(zhì)側(cè)的對(duì)流換熱系數(shù)產(chǎn)生影響，而內(nèi)圓筒壁材質(zhì)由于導(dǎo)熱系數(shù)大，傳熱熱阻小，換熱組件內(nèi)圓筒夾層側(cè)壁溫(肋根溫度)對(duì)增壓介質(zhì)對(duì)流換熱系數(shù)的變化更為敏感。等溫面高度突變雖然對(duì)換熱結(jié)果影響有限，但其機(jī)理值得后期做進(jìn)一步研究。

圖8 氣氧導(dǎo)熱系數(shù)隨溫度的變化

4.2.2 傳熱計(jì)算與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比

設(shè)計(jì)的換熱器在地面研制發(fā)動(dòng)機(jī)上進(jìn)行了多次搭載熱試。試驗(yàn)測(cè)量參數(shù)有：燃?xì)?、增壓介質(zhì)在換熱器進(jìn)、出口處的壓力和溫度。燃?xì)夂驮鰤航橘|(zhì)流量通過相關(guān)測(cè)量參數(shù)計(jì)算得到。本文隨機(jī)選取6次熱試結(jié)果進(jìn)行分析，其中，試驗(yàn)1～試驗(yàn)3的增壓介質(zhì)為液氧，試驗(yàn)4～試驗(yàn)6的增壓介質(zhì)為常溫氮?dú)狻?/p>

圖9為各次試驗(yàn)的流量圖。圖10為換熱器出口換熱介質(zhì)計(jì)算溫度與試驗(yàn)溫度的對(duì)比圖，圖11為換熱器出口換熱介質(zhì)計(jì)算壓力與試驗(yàn)壓力的對(duì)比圖。

圖9 各次試驗(yàn)下的流量

圖10 計(jì)算溫度與試驗(yàn)溫度的對(duì)比

圖11 計(jì)算壓力與試驗(yàn)壓力的對(duì)比

從圖11壓力圖可以看出，燃?xì)庠趽Q熱通道出口處的計(jì)算值與試驗(yàn)測(cè)量結(jié)果不一致，當(dāng)增壓介質(zhì)為液氧時(shí)，其在換熱通道E末端的壓力與試驗(yàn)測(cè)量值基本相當(dāng)，最大誤差絕對(duì)值為0.35 MPa；增壓介質(zhì)為氮?dú)鈺r(shí)，最大誤差絕對(duì)值為1.0 MPa左右，燃?xì)庥?jì)算最大誤差絕對(duì)值為0.52 MPa。除試驗(yàn)測(cè)量誤差外，計(jì)算誤差主要來自于3個(gè)方面：一是計(jì)算的出口壓力在流道E的末端，而試驗(yàn)測(cè)量點(diǎn)在換熱器外；二是流阻系數(shù)，特別是換熱通道兩端流阻系數(shù)根據(jù)流阻手冊(cè)進(jìn)行估算得來，誤差不可避免；三是兩相流換熱區(qū)壓降采用簡(jiǎn)化計(jì)算方法，也會(huì)帶來一定誤差。

為了分析壓力對(duì)換熱的影響，通過人為改變計(jì)算程序中增壓介質(zhì)在換熱通道兩端的流阻系數(shù)，使增壓介質(zhì)在換熱通道E出口處的計(jì)算壓力盡量接近試驗(yàn)測(cè)量結(jié)果，計(jì)算結(jié)果表明：壓力改變對(duì)增壓介質(zhì)出口溫度影響很小，最大溫差值在3 K左右。分析認(rèn)為，壓力之所以對(duì)氣體的換熱影響很小主要是因?yàn)閴毫?duì)影響氣體換熱的兩個(gè)重要參數(shù)即氣體密度和流速的作用是相反的：壓力減小，氣體密度減小，流速增大，反之亦然，反映在傳熱計(jì)算公式(3)上，則表現(xiàn)為壓力變化時(shí)增壓氣體在通道中的對(duì)換熱系數(shù)基本不受影響，氣體出口溫度基本不變。

4.2.3 換熱系數(shù)的修正

對(duì)比出口溫度可以看出，氮?dú)獾膫鳠嵊?jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果更為吻合，液氧計(jì)算結(jié)果誤差偏大的原因可能與建立傳熱計(jì)算模型時(shí)，為了規(guī)避液氧兩相流換熱的復(fù)雜性，采用簡(jiǎn)化計(jì)算模型有關(guān)，為了提高傳熱計(jì)算的準(zhǔn)確性，借鑒工程上常用做法，對(duì)兩相流區(qū)對(duì)流換熱系數(shù)進(jìn)行修正。根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果，兩相區(qū)的對(duì)流換熱系數(shù)修正系數(shù)取0.89可以得到比較準(zhǔn)確的計(jì)算結(jié)果。

5 結(jié)論

本文以大型液體火箭貯箱增壓介質(zhì)加熱常用的多層嵌套釬焊銑槽式換熱器為研究對(duì)象，在分析其結(jié)構(gòu)特點(diǎn)的基礎(chǔ)上，提出了影響傳熱計(jì)算準(zhǔn)確性的主要因素，建立了一維傳熱仿真模型，編寫了計(jì)算程序，設(shè)計(jì)了換熱器試驗(yàn)，得到以下結(jié)論。

2)傳熱模型計(jì)算的流動(dòng)壓降與試驗(yàn)測(cè)量結(jié)果相差較大，但在本文研究的壓力范圍內(nèi)，增壓介質(zhì)出口溫度受壓力的影響很小，針對(duì)復(fù)雜流道結(jié)構(gòu)，可借助三維數(shù)值仿真對(duì)其流阻系數(shù)進(jìn)行計(jì)算，以提高流動(dòng)壓降計(jì)算的準(zhǔn)確性。

3)對(duì)雙側(cè)換熱組件內(nèi)出現(xiàn)的夾層肋等溫面高度突變機(jī)理給出了初步分析，具體的影響機(jī)理需要開展深入的分析研究。