主流速度對微細管式預冷器結霜和抑霜特性的影響

韋宏，王鵬*，董威，郭曉峰，李治達，楊學森，唐中富，付超

1.上海交通大學 機械與動力工程學院，上海 200240

2.吉林大學 汽車工程學院，長春 130022

3.北京航空航天大學 航空發動機研究院，北京 100191

為了進一步提高發動機的推力和比沖，應該盡可能地增大發動機進口的自由來流氣體的質量流量。Tanatusgu［1］和Sato［2］等指出，增大自由來流氣體的質量流量，可以通過提高自由來流氣體的密度來實現。因此，在維持主流速度不變的前提條件下，盡可能地降低自由來流的溫度，能夠實現增大自由來流密度的目的。在高超聲速飛行器上完成這個快速冷卻過程的部件被稱為“預冷器”。但是在高超聲速飛行器發動機中使用預冷器，會導致自由來流氣體中的水汽在預冷器的壁面外側凝結成霜層或冰層并且逐漸累積加劇，造成流道堵塞和自由來流的壓力損失系數急劇增大，同時還會導致預冷器后方的流場發生畸變和預冷器的換熱性能出現急劇惡化。因此，需要采取措施對預冷器進行抑霜和除霜處理。日本的ATREX 發動機［2］和英國的SABRE 發動機［3］作為研究得最廣泛的2 款高超聲速發動機，分別設計和制造了2 種不同類型的預冷器。

目前，已有部分中外學者對預冷器的研究現狀 進 行 了 總 結。例 如，Varvill［3］總 結 了Reaction發動機公司改進預冷器制造技術和霜層控制技術的方法，而且已經將提出的結霜抑制技術應用于穩態條件下運行的預冷器。此外，他們還詳細介紹了制造預冷器的各種焊接技術。Dai 和Zuo［4］將預冷系統分為直接預冷（如ATREX 發動機）模型和間接預冷（如SABRE 發動機）模型。直接預冷系統模型能夠應用于高馬赫數飛行但是自由來流的質量流量較小，而間接預冷系統模型則能夠產生比直接預冷系統模型更高的壓比、推力和比沖。對于微通道流動換熱技術在SABRE 發動機上的應用，Wang 等［5］加以了詳細介紹，并指出使用可冷凝的有機溶劑能夠有效地防止水汽凝結，且微通道流動換熱技術可以保證冷卻劑與主流熱氣之間的高換熱效率。Meng等［6］闡述了緊湊型換熱器的制造要求和關鍵技術問題，并討論了高超聲速聯合預冷循環發動機的緊湊型換熱器的制造技術難點和未來的發展趨勢。此外，Murray 等［7］介紹了換熱器制造技術的進展，他們認為對換熱器的換熱結果進行充分的驗證，應該是換熱器被廣泛接受和采用新的制造技術的先決條件。

此外，也有諸多的學者對預冷器或換熱器的結霜和抑霜特性、換熱性能進行了實驗或數值研究。Fukiba 等［8］采用射流沖擊的方法對低速流動（≤3 m/s）條件下的單排管束換熱器進行除霜實驗研究。結果表明，當自由來流速度為3 m/s 時，沖擊射流對單排管束換熱器的除霜效果明顯低于當自由來流速度為1 m/s 時沖擊射流對單排管束換熱器的除霜效果。Kim 等［9］的結霜實驗結果表明，換熱器的前后側總厚度越薄，則換熱器的正反面出現的霜層生長就越均勻，換熱器單位體積的換熱率也提高了5%左右。此外，他們還證明了換熱器的翅片間距越大，則流道的橫截面積越大，流道的堵塞程度就越小。在Fukiba 等［8］利用射流沖擊對單排管束換熱器進行除霜實驗的基礎上，Sonobe 等［10］發展了一種利用空氣射流加速固體顆粒沖擊單排管束換熱器表面進行除霜的新方法。他們的實驗結果表明，新方法可以有效地防止換熱器表面結霜，并且與Fukiba 等［8］采用單純的空氣射流對換熱器進行射流沖擊除霜的方法相比，利用空氣射流加速固體顆粒沖擊換熱器管束表面進行除霜的新方法更加有效。Liu 等［11］對大翅片間距的翅片管式換熱器進行了數值研究，并且利用多孔翅片來提高空氣側的傳熱性能，其數值研究結果表明，與普通的翅片管式換熱器相比，多孔翅片且翅片間距為10 mm 的管式換熱器的換熱性能最優。姚李超等［12］采用了大渦模擬的方法對非定常來流壓力條件下叉排管束預冷器的換熱特性進行了數值研究。他們的數值模擬結果表明，自由來流壓力的變化頻率對預冷器的時均和瞬態換熱性能的影響均不顯著。然而，當自由來流的壓力變化頻率增大到流場的固有頻率（950 Hz）時，流場發生了共振，從而使得預冷器的瞬態換熱性能發生急劇的振蕩。

同時，還有一些研究人員對經過表面處理的換熱器的結霜和除霜性能進行了實驗研究。Wang 等［13-15］制備了超疏水翅片管式換熱器，對超疏水單元、疏水單元和裸水單元的翅片管式換熱器的結霜和抑霜特性分別進行了實驗和數值研究。結果表明，翅片的表面特性對霜層的生長具有顯著的影響。在超疏水換熱器空氣側的壓力損失最低，且超疏水換熱器的換熱效果最好，其抑霜特性也最優。Pu 等［16］分別對親水涂層、干燥劑涂層和疏水涂層的微通道換熱器進行了實驗研究。他們的實驗結果表明，親水涂層實驗件的平均傳熱率比沒有涂層的實驗件的平均傳熱率約低19%。相比之下，在疏水涂層表面上形成的水滴和凝結的霜層均出現了延遲。Kim 和Lee［17］對經過表面處理的變翅片間距的百葉翅片換熱器的結霜和除霜性能分別進行了實驗研究。他們的實驗結果表明，經過親水處理的換熱器和雙處理的換熱器均出現了前緣效應，而經過疏水處理的換熱器則沒有出現前緣效應。此外，在反復的結霜和除霜循環實驗中，經過疏水處理的換熱器的整體傳熱效率最高。Jhee 等［18］對經過表面處理的換熱器的結霜和除霜性能分別進行了實驗研究。結果表明，在結霜實驗過程中，在親水表面形成了更加密集的霜層，并且在除霜實驗過程中排水速度增加；然而，從除霜效率和除霜時間的角度來看，經過疏水處理的換熱器表面具有更好的性能。

并且，已有一些研究人員對微通道換熱器或翅片管式換熱器的結霜和抑霜特性進行了實驗研究。例如，Xu 等［19］對2 種微通道換熱器的周期性結霜和除霜性能進行了實驗研究。Xi 等［20］對空氣源熱泵的熱氣旁路除霜系統提出了一種新型的智能控制策略。結果表明，他們采用提出的新型熱氣旁路除霜控制方法后，空氣源熱泵的制熱能力提高了10.7%。Qu 等［21］對空氣源熱泵的反向循環除霜效果進行了實驗研究。結果表明，在除霜過程中，除霜效率明顯提高，空氣源熱泵的熱損失也顯著減少。Kim 等［22］提出了一種雙熱氣旁路除霜與感應加熱器相結合的聯合循環除霜方法。與傳統的反向循環除霜方法相比，他們提出的組合式除霜方法具有較高的除霜溫度，除霜效率提高了15%，且除霜時間縮短了15%。

由于當主流氣體在流經預冷器時，主流中的水汽會出現相變過程，水汽會在預冷器管束的外側壁面上直接凝結成霜層或冰層，而隨著預冷器預冷過程的持續進行，在預冷器管束的外側壁面上凝結的霜層會持續累積，由此造成流道堵塞和流阻增大，并進一步導致預冷器的換熱性能逐漸下降。因此，為了減小預冷器由于結霜而引起的流道堵塞和流阻增大，改進流場結構，防止出現流場畸變，并改進預冷器的換熱性能，必須對預冷器進行抑霜和除霜處理。

在以往的大多數相關實驗研究中，都是基于管徑較大的單個或者單排管束進行實驗研究的，而鮮有針對連續多排微細管式預冷器的結霜和抑霜特性開展實驗研究。因此，本文中對排數為20排且管束外徑僅為1 mm（管束內徑為0.8 mm）的微細管式預冷器進行了結霜和抑霜實驗。在之前已完成的部分緊湊型預冷器結霜和抑霜特性的實驗研究［23］的基礎上，進一步設置3 個不同的主流速度，分別為10、20、30 m/s，且采用自增壓的罐裝低溫液氮作為微細管式預冷器的冷卻劑，以進一步研究主流速度對微細管式預冷器的結霜和抑霜特性的影響規律。

根據Sato 等［2］已發表的研究成果可知，當高超聲速飛行器在海拔6 km 以下飛行時，由于飛行器的飛行馬赫數不高，此時來流氣體的溫度也不高，因此不需要對來流氣體進行預冷。但是，當飛行高度高于6 km 時，由于飛行器的飛行馬赫數較大，使得此時來流氣體的溫度迅速升高，為了提高發動機來流氣體的質量流量，因此需要對來流氣體進行預冷。此外，由于當海拔高于6 km時，大氣環境的溫度遠遠低于海平面的環境溫度，所以大氣中的水含量較小。為了盡量地接近海拔高度為6 km 以上的大氣相對濕度，在本文的結霜和抑霜地面實驗中，在主流氣體進入實驗流道之前，采取一定的措施對其進行干燥處理。因此，主流氣體在經過干燥之后的濕度值較小，約為1.8 g/kg，這與高度為6 km 時的大氣濕度值較為接近。

通過文獻調研發現，在以往對預冷器開展的結霜和抑霜地面實驗研究中，主流速度主要介于10～40 m/s 之間。其中，Varvill［3］和Harada 等［24］對管式預冷器開展的結霜和抑霜地面實驗研究中，主流速度約為10 m/s；Murray 等［7］對微細管式預冷器開展的結霜和抑霜地面實驗中，主流速度約為40 m/s。然而，Fukiba 等［8］對管式預冷器開展的結霜和抑霜地面實驗中，主流速度更小，僅為1～3 m/s。

因此，為了研究預冷器的結霜和抑霜特性，在對微細管式預冷器開展的結霜和抑霜地面實驗中，選擇10、20、30 m/s 作為實驗段內主流速度，研究主流速度對微細管式預冷器的結霜和抑霜特性的影響，且主流溫度和濕度值分別為50 ℃和1.8 g/kg。在對微細管式預冷器開展結霜和抑霜地面實驗之后，根據實驗結果分析了結霜實驗與抑霜實驗的凝結物的結構形態及其隨實驗時間的演變過程和規律。尤為重要的是，揭示了主流速度對預冷器結霜和抑霜特性的影響。此外，在文中還對影響預冷器綜合性能的2 個重要因素，即主流壓力損失系數和預冷器換熱率分別進行了詳細分析；為了明確預冷器的結霜和抑霜特性與預冷器的換熱率之間的對應關系，還進一步對預冷器微細管束的壁面溫度進行了詳細分析。最后，在本文中還闡明了無水甲醇的抑霜機理和抑霜實驗過程中冷凝物結構形態的變化規律。

1 實驗設備

1.1 結霜和抑霜實驗的實驗流路

在對微細管式預冷器開展的結霜和抑霜實驗過程中，為了提高蒸餾水和無水甲醇的霧化程度，在實驗流道內的霧化段使用了高壓精細霧化噴嘴，蒸餾水和無水甲醇經過霧化噴嘴充分霧化之后，沿著氣流方向與自由來流摻混。圖1 中給出了微細管式預冷器的結霜和抑霜實驗的整體流路圖。

圖1 微細管式預冷器結霜和抑霜實驗的流路系統Fig.1 Flow path system of frosting and defrosting experiment on microtubule precooler

從圖1 中可以看出，實驗的主流道主要包括過濾段、溫度控制段、噴霧段、穩壓段、實驗段和出口段。自由來流進入實驗流道之后，首先經過Y 形過濾器進行過濾，在經過熱式流量計實時地測量流量之后分為2 個支路，其中一個支路用于對來流氣體進行加熱，以提高來流氣體的溫度；當支路中的氣體被加熱之后，與另一路氣體混合，隨后進入噴霧段。在噴霧段中設置了2 個霧化噴嘴，其中噴嘴1 用于沿著流向霧化蒸餾水，噴嘴2 用于沿著流向霧化無水甲醇；噴霧段的長度為1 000 mm，為了保證蒸餾水和無水甲醇的霧化效果，噴嘴1 和噴嘴2 之間的距離為500 mm；在結霜和抑霜實驗過程中，蒸餾水和無水甲醇在被壓入噴嘴之前，均使用高精度液體流量計實時地測量其流量。

在對微細管式預冷器開展具體的結霜和抑霜實驗之前，對噴霧段內噴射的蒸餾水和無水甲醇的霧化效果進行了充分的前期實驗，由于實驗中采用了高壓精細霧化噴嘴，且噴嘴的尺寸較小，從而對蒸餾水和無水甲醇獲得了較好的霧化效果，且經過霧化噴嘴霧化之后的液粒粒徑約為30～50 μm。在噴霧段流道內，霧化之后的蒸餾水和無水甲醇沿著流向呈現為錐形擴散狀，蒸餾水噴霧和無水甲醇噴霧在流道內得以充分地擴散和發展，與主流熱氣充分混合，且在噴霧錐形擴散段內，霧化的微小液粒在沿著流向和展向上均呈現均勻分布。

在各組抑霜地面實驗中，無水甲醇的質量流量是根據主流速度和無水甲醇-水的質量比共同確定的，因此，在不同的主流速度下無水甲醇的質量流量不相同。在3 個不同的主流速度下，由于主流速度不同，為了保持無水甲醇-水的質量比恒定為1，因此，當主流速度越大時，向流道中噴射的無水甲醇的質量流量也越大。為了進一步確保蒸餾水和無水甲醇以及主流氣體之間能夠進行充分的混合，在噴霧段下游，進一步設置了穩定段；由于穩定段的橫截面尺寸較大，從而使得穩定段內的主流速度較小，有利于進一步摻混；在穩定段還放置了溫度和濕度傳感器，以便于實時地測量主流的溫度和濕度。摻混之后的氣體進入實驗段，并流經預冷器；當氣體經過預冷器冷卻之后，經實驗段下游的出口段直接排出。

在噴霧段和穩定段內，無水甲醇與蒸餾水能夠充分摻混，無水甲醇噴霧與水霧在到達微細管式預冷器之前時，已經充分地均勻混合。且在對微細管式預冷器開展抑霜地面實驗時，無水甲醇的噴射和霧化是在抑霜實驗開始的t=0 s 時啟動，并在整個抑霜實驗過程中一直持續進行噴射和霧化無水甲醇，直到抑霜實驗結束時才停止無水甲醇的噴射和霧化。

在對微細管式預冷器開展的結霜和抑霜地面實驗中，對于流經預冷器的冷卻劑，采用的是自增壓的罐裝液氮。當超低溫液氮被壓出液氮罐之后，進入與預冷器連接的304 不銹鋼管內，隨后從實驗段下部進入微細管式預冷器內，超低溫液氮與主流熱氣在預冷器的微細管束上進行熱交換，使得冷卻劑發生相變，由超低溫液氮轉變為低溫氮氣，隨后低溫氮氣從預冷器上側的304不銹鋼管流出，再流經一個渦街流量計，最后再經過一段連接不銹鋼管直接排出到大氣中。整個過程確保了無冷卻劑泄漏。

由于液體的沸點隨著環境壓力的增大而增大，且在預冷器的結霜和抑霜地面實驗過程中，為了確保冷卻劑能夠被穩定地壓入到預冷器中，因此自增壓液氮罐內的壓力較高。在預冷器的結霜和抑霜地面實驗中，使用定制的鎧裝T 型熱電偶測得預冷器的入口溫度約為?185 ℃，且使用高精度渦街流量計測得流經預冷器的冷卻劑的質量流量約為10 g/s。

1.2 微細管式預冷器

真實的微細管式預冷器實驗件如圖2（a）所示，且預冷器的進出口連接管、上下兩側容腔以及微細管束的材料均為304 不銹鋼。其三維結構圖如圖2（b）所示，微細管式預冷器的三維尺寸為100 mm × 70 mm × 32 mm，微細管束的迎風面積為70 mm × 68 mm。管束的外徑為D=1.0 mm，內徑為d=0.8 mm，管束的壁厚為h=0.1 mm。預冷器管束均采用叉排布置的方式，沿著展向的管間距為2D，沿著流向的排間距為1.5D，每排微細管的數量為33 根或34 根，在預冷器上共布置了20 排管束，其剖面圖如圖2（c）所示。因此，該預冷器上共布置有670 根微細管。

圖2 微細管式預冷器三維結構及幾何尺寸Fig.2 Three-dimensional structure and geometrical size of microtubule precooler

1.3 結霜和抑霜實驗的實驗段

整個實驗段由耐高溫的透明有機玻璃制成，4 個壁面以及進出口兩側連接法蘭的厚度均為15 mm，且實驗段內部流道的三維尺寸為70 mm×70 mm×600 mm，實驗段的三維結構圖如圖3 所示。在實驗段的中間位置開有一個尺寸為70 mm×32 mm 的豁口，以便于將預冷器實驗件插入實驗段內。此外，在將實驗件插入到實驗段內之后，還需要在實驗段上下兩側豁口處固定好密封墊和蓋板，對實驗段流道進行密封，通過對實驗件和實驗段的連接位置做好密封措施，可以防止在結霜和抑霜實驗過程中由于主流氣體出現泄漏而影響實驗段內的壓力測量。

圖3 實驗段的三維結構Fig.3 Three-dimensional structure of test section

2 實驗工況及不確定性分析

2.1 結霜和抑霜地面實驗工況

基于3 個不同的主流速度，分別對微細管式預冷器開展了結霜和抑霜地面實驗研究，在結霜實驗完成之后開展相應的抑霜實驗，且在3 個抑霜實驗中，向主流中噴射的無水甲醇-水的質量比均為1.0。在結霜和抑霜地面實驗中，主流溫度均為50 ℃，主流濕度值均為1.8 g/kg。為了便于描述，當主流速度為10 m/s 時，其結霜實驗記為a-1，抑霜實驗記為a-2；當主流速度為20 m/s時，其結霜實驗記為a-3，抑霜實驗記為a-4；而當主流速度為30 m/s 時，其結霜實驗記為a-5，抑霜實驗記為a-6。在表1 中給出了預冷器結霜和抑霜地面實驗條件及其相應編號。

表1 結霜和抑霜實驗工況Table 1 Conditions of frosting and defrosting experiments

2.2 結霜和抑霜地面實驗的不確定性分析

在開展實驗之前，需要對所采用的測量裝置進行實驗的不確定性分析。在現有的結霜和抑霜地面實驗中，測量誤差可以從以下幾個方面得出：① 測量主流和冷卻劑溫度的Pt100 型熱電阻和定制的高精度鎧裝T 型熱電偶，其測量誤差均為±0.3 ℃；② 測量實驗段和冷流通道內壓力的壓力傳感器，其相對誤差為±0.5%；③ 測量主流相對濕度的濕度傳感器，其相對誤差為±0.3%；④ 測量無水甲醇噴霧流量的浮子流量計，其相對誤差為±1.0%；⑤ 主流流量采用熱式流量計測量，冷卻劑流量采用渦街流量計測量，2 種流量計的相對誤差均為±1.5%。表2 中詳細列出了實驗測量設備及其不確定度。

表2 結霜和抑霜地面實驗測量設備的不確定性分析Table 2 Uncertainty analyses of measurement equipment for frosting and defrosting ground experiments

3 實驗結果分析

在主流濕度值為1.8 g/kg 的條件下，基于3 個不同的主流速度（10、20、30 m/s）分別對微細管式預冷器開展了結霜和抑霜地面實驗研究，在各個抑霜實驗中，無水甲醇-水的質量比均為1.0。在本節中，針對預冷器的結霜和抑霜實驗結果，對不同實驗工況的結霜和抑霜特性、自由來流的壓力損失系數、預冷器微細管束的壁面溫度以及預冷器換熱率的變化規律等方面分別進行了詳細分析。

3.1 不同主流速度下的結霜和抑霜性能

對于3 個不同的主流速度，在圖4 中分別給出了微細管式預冷器在不同結霜和抑霜實驗工況下的抑霜特性。當主流速度為10 m/s 時，且當結霜和抑霜實驗分別進行到第600 s 時，預冷器的結霜和抑霜實驗結果分別如圖4（a）和圖4（b）所示；類似的，當主流速度為20 m/s 時，且當結霜和抑霜實驗分別進行到第600 s 時，預冷器的結霜和抑霜實驗結果分別如圖4（c）和圖4（d）所示；同樣地，當主流速度為30 m/s 時，且當結霜和抑霜實驗分別進行到第600 s 時，預冷器的結霜和抑霜實驗結果分別如圖4（e）和圖4（f）所示。

圖4 工況a-1～工況a-6 在第600 s 時的實驗結果Fig.4 Experimental results of Case a-1 -Case a-6 at 600 s

當主流速度為10 m/s 且當結霜實驗進行到第600 s 時，在圖4（a）的結霜實驗結果中，有一定量的霜層凝結和累積在預冷器管束外側，其覆蓋面積約介于預冷器微細管束迎風面積的1/4～1/3之間。而在圖4（b）的抑霜實驗結果中，由于向主流中噴射了質量比為1.0 的無水甲醇，在預冷器微細管束壁面外側產生了非常明顯的抑霜效果，在預冷器微細管束壁面外側凝結的霜層和覆蓋面積均出現了大幅減少。此外，在結霜和抑霜實驗工況中，在預冷器微細管束壁面外側的凝結物結構形態也出現了明顯的變化，從圖4（a）結霜實驗結果中較為蓬松的霜層逐漸發展為圖4（b）抑霜實驗結果中更加密實的冰層。

當主流速度為20 m/s 且結霜實驗進行到第600 s 時，在圖4（c）的結霜實驗結果中，仍然有部分霜層凝結在預冷器管束外側，霜層覆蓋面積約為預冷器管束迎風面積的1/5。然而，當主流速度增大到 30 m/s 時且結霜實驗進行到第600 s 時，在圖4（e）的結霜實驗結果中，在預冷器管束外側仍然有少量霜層凝結，且霜層覆蓋面積約占預冷器微細管束迎風面積的1/6～1/5。結 合 圖4（a）、圖4（c）和 圖4（e）的 結 霜 實驗結果可以發現，在相同的主流濕度值條件下，通過增大主流速度，能夠有效地減少預冷器管束外側霜層的凝結量和累積面積，即通過采用提高主流速度的方法，就能在一定程度上實現對預冷器的抑霜。

對于圖4（d）和圖4（f）中的抑霜實驗結果，由于向主流中噴射了質量比為1.0 的無水甲醇，在預冷器管束外側同樣產生了非常明顯的抑霜效果，且凝結冰層的量和覆蓋面積均大幅減少。仔細分析圖4（b）、圖4（d）和圖4（f）中3 個不同主流速度抑霜實驗的結冰量，可以發現，主流速度為30 m/s 時（圖4（f））的 結 冰 量 低 于 主 流 速 度 為20 m/s 時（圖4（d））的結冰量；而主流速度為20 m/s 時（圖4（d））的結冰量又低于主流速度為10 m/s 時（圖4（b））的結冰量。這可能主要是由2 個方面的原因引起的：① 由于增大了主流速度，使得霜層更加難以在預冷器微細管束外側附著和累積，高速氣流將凝結和累積在微細管束外側的少部分霜層吹離預冷器管束壁面；② 由于增大了主流速度，使得預冷器的換熱率顯著增大，從而提高了預冷器的換熱性能，關于預冷器換熱率，將在后續的3.4 節加以詳細分析。對于相同的主流濕度值，對預冷器進行抑霜，通過提高主流速度的方法，同樣有利于減少霜層在預冷器微細管束外側的凝結和累積。因此，在對預冷器進行抑霜時，通過提高主流速度的方法，也可以達到提高其抑霜性能的目的。

此外，從3 個不同主流速度的結霜和抑霜實驗的實驗結果中可以直觀地看出，相比較于結霜實驗工況，在抑霜實驗工況中，除了預冷器微細管束壁面外側的結冰量顯著減少之外，在預冷器微細管束壁面外側的凝結物結構形態也出現了明顯變化。在圖4（a）、圖4（c）和圖4（e）所示的結霜實驗結果中，在預冷器外側的凝結物均為較蓬松的霜層，類似于雪塊；而在圖4（b）、圖4（d）和圖4（f）所示的抑霜實驗結果中，在預冷器外側冷凝的凝結物則為更加密實的冰層。

因此，抑霜實驗結果表明，向主流中注入一定質量比的無水甲醇，不僅能夠有效地減少在預冷器微細管束壁面外側凝結物的量（使得凝結物的量和覆蓋面積大幅減?。?，而且還能改變凝結物的結構形態（由結霜實驗工況中較為蓬松的霜層（如圖5 （a）所示）逐漸演變為冰霜混合物（如圖5 （b）所示），直至最終發展為密實的冰層（如圖5 （c）所示））。這主要是由于水汽在超低的溫度環境下受到急劇冷卻時，水汽會在超低的預冷器管束壁面外側直接凝結為蓬松的霜層；而水汽在相對較高的溫度環境下受到冷卻時，水汽則會在溫度較低的預冷器管束壁面外側逐漸凝結為更加密實的冰層［25］。因此，在不同的結霜和抑霜實驗中，預冷器管束的壁面溫度有很大區別，從而導致不同的預冷器管束壁面溫度環境改變了凝結物的凝結和累積量以及凝結物的結構形態。

圖5 凝結物結構形態演化過程的局部放大圖Fig.5 Local magnification of evolution process of structural morphology of condensation

綜合前述對結霜和抑霜實驗結果的詳細分析可以發現，無論是在結霜實驗工況中，還是在抑霜實驗工況中，通過采用提高主流速度的方法，都可以實現對微細管式預冷器有效的抑霜。

3.2 主流速度對自由來流壓力損失系數的影響

為了分析預冷器微細管束外側凝結霜層的量以及流道的堵塞程度，這里引入一個重要的量，即自由來流的壓力損失系數，它表示的是實驗段的入口總壓與出口總壓之間的總壓差與實驗段的動壓之比，它是一個無量綱量，其具體的表達式為

式 中：Pt，in和Pt，out分 別 為 實 驗 段 的 入 口 總 壓 和 出口總壓，且實驗段的入口總壓Pt，in為實驗段內實測的入口靜壓和入口動壓之和，實驗段的出口總壓Pt，out為實驗段內實測的出口靜壓和出口動壓之和；Pd為實驗段的動壓，它又可以被表示為

式中：ρm和um分別為實驗段內主流的密度和速度。

根據式（1），可以對各個結霜和抑霜實驗工況的壓力損失系數進行分析。對3 個不同的主流速度，得到了結霜實驗的自由來流壓力損失系數隨著結霜實驗時間的變化曲線，如圖6 （a）所示；然而，當向主流中注入了質量比為1.0 的無水甲醇時，在3 個不同的主流速度條件下開展了相應的抑霜實驗，并得到了抑霜實驗的自由來流壓力損失系數隨著抑霜實驗時間的變化曲線，如圖6 （b）所示。

圖6 不同主流速度下結霜和抑霜實驗的壓力損失系數分布曲線Fig.6 Distribution curves of pressure loss coefficient in frosting and defrosting experiments at different main flow velocities

在圖6 （a）中，在3 個不同的主流速度條件下，3 個結霜實驗工況的自由來流壓力損失系數均隨著結霜實驗時間的持續增長而快速增大，且3 個結霜實驗工況的自由來流壓力損失系數的增長率均較大。這主要是由于凝結在預冷器微細管束壁面外側的霜層的累積效應導致的，凝結的霜層覆蓋面積和厚度均隨著結霜實驗時間的持續增長而逐漸增大，從而使得實驗段內流道的堵塞程度越來越高。

然而，如圖6 （b）所示，向主流中注入了質量比為1.0 的無水甲醇，在3 個不同主流速度下，抑霜實驗的自由來流壓力損失系數均沒有出現明顯的增長，但是這3 個抑霜實驗的壓力損失系數有所差別。比較圖6 （a）和圖6 （b）可以看出，結霜實驗的壓力損失系數及其增長率均遠高于相同主流速度下抑霜實驗的壓力損失系數及其增長率。這表明，在向主流中注入了質量比為1.0的無水甲醇之后，抑霜實驗中的壓力損失系數及其增長率均顯著下降，使得微細管式預冷器的抑霜性能得到明顯的改善。

此外，仔細觀察圖6 （a）和圖6 （b）還可以看出，無論是在結霜實驗中，還是在抑霜實驗中，當主流速度從20 m/s 增大到30 m/s 時，自由來流壓力損失系數的增長量均明顯高于當主流速度從10 m/s 增大到20 m/s 時自由來流壓力損失系數的增長量。這可能主要是由于隨著實驗段內主流速度的逐漸增大，導致了實驗流道內的動壓和總壓均急劇增大，進而導致了實驗段內自由來流壓力損失系數顯著增大。

對于在3 個不同的主流速度下開展的抑霜實驗，由于向主流中噴射了質量比為1.0 的無水甲醇，使得霜層或冰層在預冷器的微細管束壁面外側難以凝結和累積，從而保證了預冷器和實驗段內流道具有良好的通流性能，并進一步確保了預冷器的換熱性能。因此，在3 個不同主流速度的抑霜實驗中，如圖6 （b）所示，自由來流的壓力損失系數并未出現明顯的增長。此外，從圖6 （b）中還可以看出，當抑霜實驗進行到第200 s 之后，除了當主流速度為10 m/s 時抑霜實驗的自由來流壓力損失系數有微小的增長之外，對于另外2 組較大主流速度（20 m/s 和30 m/s）的抑霜實驗，自由來流的壓力損失系數的變化非常微小，在200 s之后均已達到了相對穩定的平衡狀態。

3.3 主流速度對預冷器微細管束壁面溫度的影響

為了實時測量實驗過程中預冷器微細管束的壁面溫度，在預冷器的結霜和抑霜實驗過程中，預冷器微細管束的壁面溫度均使用一根直徑僅為0.5 mm 的T 型熱電偶進行實時監測，且熱電偶固定在預冷器最后一排微細管束的中間位置。當 主 流 流 速 分 別 為10、20、30 m/s 時，在圖7 （a）和圖7 （b）中分別給出了結霜和抑霜實驗時預冷器微細管束的壁面溫度隨著實驗時間的實時變化曲線。通過對圖7 （a）和圖7 （b）進行比較分析可以看出，在相同的主流速度條件下，在圖7 （b）的抑霜實驗工況中，預冷器管束的壁面溫度明顯高于圖7 （a）中在相同主流速度下結霜實驗工況的預冷器管束的壁面溫度。

圖7 不同主流速度下結霜和抑霜實驗的預冷器管束壁面溫度分布曲線Fig.7 Distribution curves of wall surface temperature of precooler tube bundle in frosting and defrost?ing experiments at different main flow velocities

對于在3 個不同的主流速度下開展的結霜實驗，從圖4（a）、圖4（c）和圖4（e）中可以看出，隨著主流速度的逐漸增大，凝結在預冷器微細管束外側的霜層的覆蓋范圍和厚度均逐漸減小，這間接表明預冷器管束的壁面溫度隨著主流速度的增大而逐漸升高。如圖7 （a）所示，在3 個結霜實驗中，當主流速度為10 m/s 時，預冷器微細管束的壁面溫度遠遠低于當主流速度為20 m/s 和30 m/s 時預冷器微細管束的壁面溫度。此外，在3 個不同的主流速度下，隨著結霜實驗時間的持續增長，預冷器管束的壁面溫度出現持續下降。尤其是當主流速度為10 m/s 時，預冷器管束的壁面溫度出現了急劇下降，當結霜實驗進行到第600 s 時，壁面溫度低至?103.5 ℃；然而，當主流速度為20 m/s 和30 m/s 時，當結霜實驗進行到第600 s 時，微細管束的壁面溫度仍然高于水的冰點。但是，隨著結霜實驗時間的繼續增長，在3 個結霜實驗中，預冷器管束的壁面溫度都持續下降，如圖7 （a）所示。

在3 個不同主流速度條件下對微細管式預冷器開展的抑霜實驗，向主流中注入了質量比為1.0 的無水甲醇之后，預冷器微細管束的壁面溫度隨著抑霜實驗時間的變化曲線如圖7 （b）所示，預冷器微細管束的壁面溫度在下降到一定程度之后便不再下降，且3 個抑霜實驗中預冷器微細管束的壁面溫度均遠高于水的冰點。相比于結霜實驗，尤其是當主流速度為10 m/s 時，抑霜實驗中預冷器管束壁面溫度增長得最為明顯。此外，從圖7 （b）還可以發現，當抑霜實驗進行到300 s 之后，除了主流速度為10 m/s 時的抑霜實驗，預冷器微細管束的壁面溫度略有微小的增長以外，對于主流速度為20 m/s 和30 m/s 的2 個抑霜實驗工況，預冷器管束的壁面溫度基本上保持為動態平衡狀態。因此，這是向主流中噴射了一定質量比的無水甲醇之后，能夠有效地抑制在預冷器管束外側霜層凝結和累積的直接原因。

綜合分析圖7 （a）和圖7 （b）還可以發現，無論是在結霜實驗中，還是在抑霜實驗中，當主流速度為20 m/s 時，預冷器微細管束的壁面溫度均明顯高于當主流速度為10 m/s 時預冷器微細管束的壁面溫度；同樣地，當主流速度為30 m/s 時，預冷器微細管束的壁面溫度也明顯高于當主流速度為20 m/s 時預冷器微細管束的壁面溫度。這充分說明無論是在結霜實驗中，還是向主流中噴射質量比為1.0 的無水甲醇的抑霜實驗中，預冷器微細管束的壁面溫度均隨著主流速度的增大而顯著增大。因此，相比于低速流動，當主流速度較高時，由于預冷器管束的壁面溫度較高，霜層變得更加難以凝結和累積。但是，隨著主流速度的繼續增大，由于主流溫度的限制，預冷器管束的壁面溫度增長得越來越小，且預冷器管束的壁面溫度隨著主流速度的增大而逐漸接近于主流的溫度。

根據上述對不同主流速度條件下開展的結霜和抑霜實驗結果的分析，可以初步得出一個結論：增大主流速度，能夠有效地減少在預冷器管束外側霜層的凝結和累積。但是，當流經預冷器管束內部的冷卻劑的質量流量恒定時，持續地增大主流速度，反而會產生一定的負面影響。即由于當流經預冷器管束的冷卻劑質量流量恒定時，預冷器微細管束的壁面溫度隨著主流速度的增大而逐漸增大，從而使得預冷器對主流熱氣的冷卻能力和主流的降溫幅度均顯著減小，反而不利于實現對主流熱氣進行降溫和冷卻，從而導致了此時實驗段流道內的主流仍然保持較高的溫度。因此，在流經預冷器的冷卻劑質量流量恒定的條件下，為了將主流熱氣的溫度降低至可以接受的范圍內，流經預冷器的主流速度不宜過高。

3.4 主流速度對微細管式預冷器換熱率的影響

由于在對微細管式預冷器進行結霜和抑霜地面實驗時，需要實時地測量預冷器實驗件上下游氣流的溫度，以確定預冷器的冷卻性能以及對自由來流的冷卻效果。因此在實驗段內，在距離預冷器管束壁面上下游15 mm 處沿著高度方向和寬度方向各分別布置了3 根微細的T 型熱電偶。微細管式預冷器的結霜和抑霜地面實驗結果均表明，在距離預冷器管束的上下游15 mm處，在沿著預冷器的寬度方向上，氣流的溫度分布較為均勻；然而，在沿著預冷器的高度方向上，在距離預冷器管束的上下游15 mm 處，氣流的溫度分布有明顯的區別。例如，在距離預冷器管束上游15 mm 處，氣流沿著高度方向的溫度分布較為均勻；然而，在距離預冷器管束下游15 mm 處，氣流沿著高度方向的溫度分布則出現了明顯的溫度梯度，且在靠近預冷器管束下側的氣流溫度明顯低于在靠近預冷器管束上側的氣流溫度。

從圖1 中可以看出，在實驗段的出口下游還有一個出口段，在出口段沿著周向均勻地布置了4 根高精度的鎧裝T 型熱電偶，以便于實時地測量微細管式預冷器結霜和抑霜地面實驗過程中實驗段的出口溫度。最后根據這4 根鎧裝T 型熱電偶實時測量得到的溫度值，將同一個掃描時間節點得到的4 個溫度值取均值作為實驗段下游的出口溫度。在實驗過程中，這4 根鎧裝T 型熱電偶在同一個掃描時間節點測得的實驗段出口處溫度值的最大溫差不超過0.4 ℃，且在同一個掃描時間節點，由這4 根T 型熱電偶實時測量得到實驗段出口處主流溫度的溫差介于0.1～0.3 ℃之間。微細管式預冷器的結霜和抑霜地面實驗結果均表明，這4 根T 型熱電偶測得的溫度均相當接近。因此，將這4 根T 型熱電偶實時測得的溫度取均值，作為實驗段的出口溫度。

為了研究微細管式預冷器對主流熱氣的冷卻能力及預冷器的換熱性能，需要進一步對預冷器的換熱率進行分析。其具體表達式為

式中：cp為定壓比熱容；m?m為主流的質量流量；ΔTt為實驗段的入口總溫和出口總溫之間的總溫差；ρm為主流密度；um為主流速度；A為對預冷器進行結霜和抑霜實驗的實驗段橫截面積；Tt，in和Tt，out分別為實驗段的入口總溫和出口總溫。這里需要指出的是，式（3）中的微細管式預冷器的換熱率僅僅包括冷卻過程中顯熱的傳遞，并不包括自由來流中的水汽和霧化的無水甲醇中所含有的潛熱［26］。這是由于本實驗研究的主要目的是為了研究幾個不同的主流速度對微細管式預冷器的結霜和抑霜性能的影響。

由于整個實驗段是由厚度為15 mm 的有機玻璃制成的，且有機玻璃的導熱系數較低，因此，實驗段具有良好的保溫性能。在所有的結霜和抑霜實驗過程中，均采用了厚度為5 mm 的橡膠墊對預冷器和實驗段上下兩側壁面接觸位置進行了密封和保溫處理，且對所有與預冷器連接的不銹鋼管均采用了厚度為5 mm 的黑色保溫層進行了包裹保溫處理。因此，在對微細管式預冷器開展的所有結霜和抑霜實驗過程中，最大限度地對實驗段和預冷器進行了保溫處理，并盡可能地防止在結霜和抑霜實驗過程中出現熱量損失。對微細管式預冷器開展的結霜和抑霜實驗中，預冷器的管束內外兩側基本處于熱平衡狀態，即主流失去的熱量和預冷器的微細管束壁面及其內部冷卻劑獲得的熱量是一致的。

根據式（3）可以計算出結霜和抑霜實驗中預冷器的換熱率，在圖8 （a）和圖8 （b）中分別給出了3 個不同主流速度下預冷器的結霜和抑霜實驗的換熱率隨著實驗時間的變化曲線。從圖8 （a）和圖8 （b）中均可以看出，在結霜和抑霜實驗開始后的前200 s 時間內，預冷器換熱率均逐漸增大。還可以看出，無論是結霜實驗，還是抑霜實驗，預冷器的換熱率均隨著主流速度的增大而顯著增大。特別地，當主流速度從20 m/s 增大到30 m/s 時，預冷器換熱率的增長量遠遠高于當主流速度從10 m/s 增大到20 m/s 時預冷器換熱率的增長量。這主要是由以下2 個原因造成的：① 增大主流速度能夠明顯增強主流熱氣與預冷器微細管束之間的換熱，從而強化了預冷器的換熱性能；② 主流質量流量隨著主流速度的增大而增大，根據式（3）可知，增大主流質量流量，進一步提高了預冷器的換熱率。因此，增大主流速度能夠顯著地增大預冷器換熱率，但是由此也帶來了一個不利影響，即導致了在結霜實驗和抑霜實驗中，實驗段內自由來流的壓力損失系數迅速增大，分別如圖6 （a）和圖6 （b）所示。

圖8 不同主流速度下結霜和抑霜實驗的預冷器換熱率分布曲線Fig.8 Distribution curves of heat transfer rate of pre?cooler in frosting and defrosting experiments at different main flow velocities

對于結霜實驗工況，當主流速度為10 m/s 和20 m/s 時，當結霜實驗進行到第200 s 之后，預冷器換熱率隨著結霜實驗時間的繼續增長而逐漸減小。這主要是由于隨著結霜實驗時間的增長，凝結在預冷器微細管束外側的霜層逐漸累積，而且由于霜層的熱阻非常大，凝結和累積霜層的厚度和覆蓋面積均逐漸增大，從而導致霜層的熱阻逐漸增大，使得主流熱氣與預冷器之間的熱交換能力逐漸減小。然而，當主流速度為30 m/s 時，由于主流速度足夠大，預冷器微細管束的壁面溫度也足夠高，從而使得在預冷器微細管束的壁面外側凝結和累積的霜層量以及覆蓋面積有限，霜層的厚度和覆蓋面積均明顯小于當主流速度為10 m/s 和20 m/s 時霜層的厚度和覆蓋面積，且霜層厚度和覆蓋面積并未隨著實驗時間的持續增長而出現顯著增大。因此，當主流速度為30 m/s時，在結霜實驗進行到第400 s 之后，預冷器的換熱率并不像主流速度為10 m/s 和20 m/s 時隨著結霜實驗時間的持續增長而呈現為逐漸下降的趨勢；此時預冷器換熱率達到了相對穩定的平衡狀態。

然而，在3 個不同主流速度下開展的抑霜實驗中，預冷器換熱率隨著抑霜實驗時間的變化曲線如圖8 （b）所示，隨著抑霜實驗時間的持續增長，在抑霜實驗的前200 s 內，3 個抑霜實驗的換熱率均先急劇增大，這是由于低溫預冷器管束壁面能夠對主流熱氣進行快速有效的冷卻。在抑霜實驗進行到第200 ～400 s 的時間段時，預冷器換熱率處于過渡階段。當抑霜實驗進行到第400 s 之后，預冷器換熱率開始逐漸趨于穩定，這是因為當抑霜實驗進行到400 s 時，預冷器微細管束的壁面溫度開始逐漸趨于穩定狀態，這一點從圖7 （b）中預冷器管束壁面溫度的變化曲線可以得到印證，從而使得主流熱氣與預冷器之間的換熱逐漸趨于相對穩定的平衡狀態。

隨著主流速度逐漸增大，一方面導致主流質量流量逐漸增大，這有利于提高發動機的推力和比沖，從而有利于提高發動機的綜合性能；另一方面，預冷器換熱率也明顯提高。然而，在流經預冷器內部的冷卻劑質量流量恒定的前提下，提高主流速度，反而會導致一個非常不利的影響，即主流在流經預冷器之后，主流的溫降有限，主流仍然保持著較高的溫度，從而導致了對主流的冷卻和降溫的要求無法得到滿足。因此，為了保持對主流熱氣的冷卻性能和滿足對主流熱氣的冷卻和降溫的要求，在增大主流速度的同時，應當適當地增大冷卻劑的質量流量。綜合上述分析可以推斷：為了提高主流質量流量和增大預冷器換熱率，在流經預冷器的冷卻劑質量流量恒定的前提下，不能盲目地增大主流的速度。

從圖7 （a）中還可以看出，當主流速度為10 m/s 且當結霜實驗進行到第600 s 時，預冷器微細管束的壁面溫度下降至?100 ℃以下，且當主流速度為10 m/s 時，預冷器微細管束的壁面溫度隨著實驗時間的變化曲線與主流速度為20 m/s 和30 m/s 時預冷器管束的壁面溫度隨著實驗時間的變化曲線有明顯區別，這可能主要是由2 個方面的原因造成的：① 當自由來流速度為10 m/s 時，根據換熱率式（3）可知，當主流速度越大時，則主流質量流量越大，從而使得結霜和抑霜實驗過程中微細管式預冷器的換熱率越大。因此，根據換熱率式（3）可知，當主流速度為10 m/s 時，預冷器產生的換熱率遠遠低于當主流速度為20 m/s 和30 m/s 時預冷器產生的換熱率，從而導致當主流速度為10 m/s 時，預冷器微細管束的壁面溫度能夠持續地維持低溫環境。② 由于在所有的結霜實驗中，在預冷器管束外側凝結和累積的霜層均為較蓬松的霜層，因此，當主流速度為20 m/s 和30 m/s 時，由于相比于主流速度為10 m/s 時，此時主流速度相對較大，從而使得霜層在預冷器管束外側更加難以累積，且速度較大的氣流能夠將凝結在預冷器管束最外側的少部分霜層吹走，從而增加了預冷器微細管束與主流熱氣之間的熱交換，從而導致了當主流速度為20 m/s 和30 m/s 時，預冷器微細管束的壁面溫度較高。因此，對于這2 個主流速度較大的抑霜實驗，其預冷器微細管束的壁面溫度明顯高于當主流速度為10 m/s 時預冷器微細管束的壁面溫度；此外，當主流速度為30 m/s 時，預冷器微細管束的壁面溫度仍然高于當主流速度為20 m/s 時預冷器微細管束的壁面溫度。

4 結 論

當主流溫度和濕度值分別為50 ℃和1.8 g/kg時，在3 個不同主流速度（10、20、30 m/s）條件下，分別對微細管式預冷器開展了結霜和抑霜地面實驗研究。在3 個抑霜實驗中，噴射的無水甲醇-水的質量比均為1.0。通過實驗研究了不同實驗工況下微細管式預冷器的結霜和抑霜特性，并且基于結霜和抑霜地面實驗研究的結果，進一步對自由來流的壓力損失系數、預冷器微細管束的壁面溫度以及預冷器的換熱率進行了詳細分析。在實驗研究的參數范圍內，得到了以下幾點結論：

1） 在結霜實驗中，隨著主流速度的逐漸增大，在預冷器微細管束壁面外側凝結霜層的厚度和覆蓋面積逐漸減小，且自由來流的壓力損失系數和預冷器的換熱率均顯著增大。

2） 在3 個結霜實驗中，預冷器的換熱率在結霜實驗開始之后的前200 s 時間內出現快速增長；然而，當結霜實驗約進行到第200 s 之后，預冷器的換熱率則呈現逐漸減小的趨勢。

3） 在抑霜實驗中，向主流中噴射了質量比為1.0 的無水甲醇，對預冷器產生了明顯的抑霜效果，且在預冷器微細管束壁面外側凝結冰層的覆蓋面積不隨抑霜實驗時間的增長而增大。

4） 在抑霜實驗中，向主流中噴射了無水甲醇之后，預冷器管束的壁面溫度顯著升高，霜層難以在預冷器管束外側凝結和累積。這是向主流中噴射無水甲醇能夠抑制霜層凝結和累積的直接原因。

5） 在抑霜實驗中，在預冷器微細管束外側壁面上冷凝物的結構形態出現明顯的變化，它由結霜實驗中較為蓬松的霜層逐漸演化為抑霜實驗中的冰霜混合物，并最終會發展為密實的冰層。

6） 增大主流速度在一定程度上有助于對預冷器進行抑霜。但是，為了保證預冷器的換熱率，不能盲目增大主流速度；否則，在增大主流速度的同時，應當同時繼續增大冷卻劑的質量流量。

需要指出的是，在本文中對微細管式預冷器所開展的結霜和抑霜實驗均為地面實驗，主流溫度為50 ℃且主流速度為10～30 m/s，雖然本文中所采用的實驗工況與以往其他研究人員對微細管式預冷器開展的結霜和抑霜地面實驗所采用的實驗工況相一致；然而，由于目前實驗條件的限制，本文中所采用的地面實驗工況仍然與真實的高超聲速飛行器預冷器的實際結霜和抑霜操作工況相差較大。

此外，有許多因素直接或間接地影響微細管式預冷器的結霜和抑霜特性、自由來流的壓力損失系數以及預冷器的換熱性能。主要包括：預冷器的幾何尺寸，自由來流的溫度、速度和濕度，預冷器的結構和緊湊度，冷卻劑的質量流量，抑霜有機溶劑的類型及質量比等等。因此，在后續開展的微細管式預冷器的結霜和抑霜地面實驗研究中，將基于相似準則設定各項實驗參數，以在更加接近于高超聲速飛行的條件下研究微細管式預冷器的結霜和抑霜特性以及預冷器的換熱性能。