微弱漏氣對(duì)液氫管道插拔式法蘭漏熱的影響

趙志翔,厲彥忠,王磊,劉展

(西安交通大學(xué)制冷及低溫工程系, 710049, 西安)

微弱漏氣對(duì)液氫管道插拔式法蘭漏熱的影響

趙志翔,厲彥忠,王磊,劉展

(西安交通大學(xué)制冷及低溫工程系, 710049, 西安)

針對(duì)低溫液體輸送管道中法蘭是最主要漏熱源的問題,提出在法蘭間隙中產(chǎn)生一定泄漏流量來降低低溫插拔式法蘭漏熱量的設(shè)想,通過采用計(jì)算流體力學(xué)技術(shù)建立了三維穩(wěn)態(tài)模型并對(duì)模型進(jìn)行了驗(yàn)證。結(jié)果表明,隨著泄漏流量的增大,插拔式法蘭漏熱量和泄漏工質(zhì)出口溫度降低。對(duì)于泄漏間隙在0.8～1.2 mm之間的法蘭,當(dāng)泄漏流量小于10-5kg/s時(shí),增大泄漏流量會(huì)引起漏熱量急劇下降;當(dāng)泄漏流量大于10-5kg/s時(shí),泄漏流量上升會(huì)導(dǎo)致泄漏工質(zhì)出口溫度急劇降低,且通過增加法蘭長度對(duì)減少法蘭漏熱量無作用。所以,合理控制泄漏流量可以降低低溫插拔法蘭的漏熱損失。

插拔式法蘭;低溫液體輸送管路;泄漏量;漏熱量

液氫、液氧低溫推進(jìn)劑具有大比沖、無毒無污染、價(jià)格低廉等顯著特點(diǎn),被視為新一代大推力火箭以及進(jìn)行月球、火星甚至更遠(yuǎn)距離深空探測的首選推進(jìn)劑。低溫推進(jìn)劑,尤其是液氫工質(zhì),雖然性能好,但沸點(diǎn)低,氣化潛熱小,如果絕熱方式不當(dāng)會(huì)造成低溫工質(zhì)在管道中氣化,進(jìn)而造成燃料儲(chǔ)箱中壓力升高,燃料儲(chǔ)量減少[1-3]。據(jù)研究,低溫垂直管道絕熱性能是管道中產(chǎn)生間歇泉現(xiàn)象的重要因素[4-7],間歇泉現(xiàn)象對(duì)管道系統(tǒng)會(huì)產(chǎn)生結(jié)構(gòu)性損壞,因此低溫液體儲(chǔ)存和輸送應(yīng)當(dāng)采用必要的絕熱方式和結(jié)構(gòu)形式。國內(nèi)外學(xué)者對(duì)低溫絕熱儲(chǔ)罐已進(jìn)行了大量研究[8-10],但對(duì)低溫管道的絕熱性能研究僅限于傳熱學(xué)分析。低溫法蘭是低溫管道的連接元件,是低溫輸送管道中最主要的漏熱源[11],所以提高低溫法蘭絕熱性能是保證整個(gè)輸送管道系統(tǒng)絕熱能力的關(guān)鍵。

低溫真空插拔式法蘭密封可靠、制造簡單、拆裝方便,在低溫輸送管道中得到了廣泛應(yīng)用。傳統(tǒng)觀點(diǎn)認(rèn)為,低溫輸送時(shí)工質(zhì)(液氫、液氧等)泄漏會(huì)造成漏熱量增加。在低溫插拔法蘭中,微弱泄漏會(huì)帶走從外界導(dǎo)入管壁的熱量,這樣輸送管道中主流區(qū)工質(zhì)溫度不會(huì)因此而升高。為了驗(yàn)證這種觀點(diǎn)的正確性,本文針對(duì)插拔式法蘭的具體結(jié)構(gòu),通過建立數(shù)學(xué)模型、選擇液氫工況進(jìn)行了數(shù)值研究,分析了法蘭長度L以及法蘭管壁厚度δw對(duì)漏熱量Q、泄漏工質(zhì)出口溫度的影響,得到了泄漏流量qm與漏熱量之間的關(guān)系曲線,以期為低溫真空插拔式法蘭設(shè)計(jì)提供參考。

1 法蘭結(jié)構(gòu)及計(jì)算模型

圖1為真空插拔式法蘭結(jié)構(gòu)。組成真空法蘭的主要部件包括陰、陽接頭,以及密封裝置。受制造、裝配精度的影響,陰、陽法蘭間存在微小間隙。在低溫工況下,法蘭材料受冷收縮，因此間隙擴(kuò)大。在液氫管道中,為了獲取較大過冷度,管路處于高壓運(yùn)行狀態(tài),因此流經(jīng)管道的低溫介質(zhì)會(huì)滲入間隙。低溫介質(zhì)進(jìn)入間隙后吸熱膨脹,最終經(jīng)過密封圈向外界溢出。從傳熱學(xué)角度看,使得管道介質(zhì)溫度升高的熱量來自三部分:一是由低溫端導(dǎo)入的低溫介質(zhì)熱量;二是由真空夾層中稀薄氣體向管道內(nèi)壁傳導(dǎo)的熱量;三是由陽接頭外壁通過輻射換熱向法蘭內(nèi)壁傳遞的熱量。

1:泄漏間隙;2:法蘭外壁;3:陰接頭內(nèi)壁;4:陰接頭;5:密封圈;6:陽接頭;7:真空層;8:陽接頭內(nèi)壁;9:法蘭內(nèi)壁

將圖1所示的物理模型進(jìn)行簡化,得到法蘭簡化泄漏計(jì)算模型剖面示意圖,如圖2所示。計(jì)算模型中縮短了泄漏間隙δs入口段,并假定入口處的低溫工質(zhì)已呈氣態(tài)。對(duì)于液氫工況,上述假設(shè)是合理的,這是因?yàn)?①法蘭陰、陽接頭之間的間隙相對(duì)于管道直徑非常小,液氫在進(jìn)入間隙時(shí)受節(jié)流的作用部分被蒸發(fā)生成氫氣;②液氫氣化潛熱小,受熱容易氣化;③實(shí)際中液氫在進(jìn)入計(jì)算區(qū)域前已部分被氣化。

A:低溫端;B:真空層;C:常溫端;D:泄漏介質(zhì)出口;E:泄漏介質(zhì)入口;d:泄漏間隙中心到管道中心的距離

2 數(shù)學(xué)模型與計(jì)算策略

2.1 數(shù)學(xué)模型描述

泄漏于法蘭間隙中的低溫介質(zhì)與固壁間換熱采用流固耦合計(jì)算策略,其中流體域控制方程為[12]

(1)

(2)

(3)

式中:μ、λ分別為流體黏性系數(shù)和導(dǎo)熱系數(shù);Swi為泄漏氣體與固壁面的流動(dòng)換熱量。間隙中氣體壓力遠(yuǎn)低于臨界壓力,因此計(jì)算低溫介質(zhì)密度時(shí)采用了理想氣體模型，即

p=ρRgT

(4)

固體域傳熱控制方程為

(5)

式中:λw為固壁導(dǎo)熱系數(shù)。固壁材料選用不銹鋼,由于其溫區(qū)跨度很大(從液氫溫度到常溫),故對(duì)此區(qū)域選用變導(dǎo)熱系數(shù)模型進(jìn)行計(jì)算。

陰、陽接頭接收的外界熱量包括輻射換熱和稀薄氣體導(dǎo)熱。輻射換熱量由斯忒藩-波爾茲曼定理確定，即

(6)

(7)

式中:X、ε、σ分別為角系數(shù)、材料發(fā)射率和斯忒藩-波爾茲曼常量;Ti、To、Tw分別為法蘭內(nèi)、外壁以及固壁微元溫度。真空夾層中稀薄氣體與固壁間換熱量為[13]

(8)

(9)

式中:a為熱適系數(shù),取為0.78;γ為稀薄氣體比熱容;R為氣體常數(shù);M為稀薄氣體平均相對(duì)分子質(zhì)量;Tm、pm分別為稀薄氣體平均溫度、夾層真空度。假定稀薄氣體為氫氣與空氣的混合物,二者體積各占50%。

2.2 計(jì)算策略

考慮到節(jié)省計(jì)算資源、提高計(jì)算的穩(wěn)定性,本文僅對(duì)陰、陽接頭內(nèi)壁以及泄漏間隙進(jìn)行了CFD建模和計(jì)算網(wǎng)格劃分,法蘭外壁與陰接頭、法蘭內(nèi)壁與陽接頭的耦合換熱通過編寫自定義程序植入計(jì)算;固壁熱導(dǎo)率分段擬合為溫度的二次函數(shù),各系數(shù)見表1。計(jì)算中采用質(zhì)量較高的三維結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格,為了更精確地計(jì)算固體與流體間的換熱,對(duì)徑向流體域網(wǎng)格進(jìn)行加密。流體入口和出口,見圖2中的E、D面,分別采用質(zhì)量入口和壓力出口邊界,速度和壓力耦合采用SIMPLE算法計(jì)算。由于工質(zhì)泄漏流量很低,Re很小,因此流動(dòng)采用層流模型。低溫壁面(見圖2中的A面)和常溫壁面(見圖2中的C面)均設(shè)定為定溫邊界,分別為20.4、288 K。陰接頭外壁和陽接頭外壁均設(shè)置為熱流邊界,其熱流量是隨壁面溫度變化的函數(shù),由式(7)～(10)共同確定,通過自定義函數(shù)實(shí)現(xiàn)。動(dòng)量方程和能量方程離散采用二階迎風(fēng)格式。

表1 固壁材料導(dǎo)熱系數(shù)

3 模型驗(yàn)證與計(jì)算結(jié)果分析

3.1 網(wǎng)格無關(guān)性和模型的驗(yàn)證

為了得出流體域網(wǎng)格的理想劃分方式,以法蘭漏熱量作為依據(jù),對(duì)相同法蘭使用不同網(wǎng)格劃分進(jìn)行網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證。圖3為L=200 mm的法蘭在3套網(wǎng)格數(shù)(98萬、75萬、48萬)下漏熱量隨泄漏流量的變化。由圖3可以看出,3組曲線趨于一致?？紤]到48萬網(wǎng)格數(shù)的計(jì)算時(shí)間短,收斂殘差小(能量殘差低于10-7,連續(xù)性殘差低于10-3),在后續(xù)計(jì)算中采用此網(wǎng)格數(shù)。用同樣方法對(duì)L=150 mm和L=300 mm的法蘭進(jìn)行了網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證,得到了各自理想的計(jì)算網(wǎng)格。數(shù)值計(jì)算工況如表2所示。

表2 數(shù)值計(jì)算工況

文獻(xiàn)[14]給出的5.08 cm×10.16 cm(即2 inch×4 inch)×200 mm法蘭在液氫工況下漏熱試驗(yàn)值為11.8 W。對(duì)于相同尺寸法蘭,在零泄漏流量(低于5×10-8kg/s)條件下,本文模型計(jì)算得到的漏熱量為11.1 W,該結(jié)果與試驗(yàn)值吻合很好,說明本文模型可以用于計(jì)算液氫工況下插拔式法蘭漏熱量,計(jì)算結(jié)果的可信度比較高。

圖3 不同網(wǎng)格數(shù)下法蘭漏熱量隨泄漏流量的變化

3.2 計(jì)算結(jié)果分析

3.2.1 間隙厚度的影響分析 圖4為L=200 mm、δw=1 mm的法蘭在不同泄漏間隙厚度δs下,漏熱量隨泄漏流量的變化。由圖4可以看出,3條曲線重合,說明在泄漏流量變化時(shí),泄漏間隙的改變對(duì)漏熱量不會(huì)產(chǎn)生影響。造成上述結(jié)果的原因是在泄漏流量變化范圍內(nèi)(5×10-8～1×10-4kg/s),泄漏工質(zhì)在間隙中的流速很低,對(duì)換熱系數(shù)幾乎不會(huì)產(chǎn)生影響。

圖4 不同泄漏間隙厚度下泄漏熱量隨泄漏流量的變化

(a)對(duì)漏熱量的影響

(b)對(duì)泄漏氣體出口溫度的影響

3.2.2 法蘭長度的影響分析 由圖5a可以看出,隨著氣體泄漏流量的不斷增大,法蘭的漏熱量不斷降低。這是因?yàn)閺拈g隙中流向法蘭外界的泄漏工質(zhì),能夠帶走從外部常溫環(huán)境導(dǎo)入法蘭管壁中的熱量,使得管壁通過導(dǎo)熱換熱及輻射換熱傳遞到主流工質(zhì)中的熱量減少,低溫工質(zhì)流過法蘭后溫升相應(yīng)減小。當(dāng)間隙中泄漏流量從5×10-7kg/s逐漸增加到10-5kg/s時(shí),漏熱量減少的趨勢最明顯;當(dāng)泄漏流量增大至10-5kg/s以后,漏熱量下降趨勢不再明顯。由圖5a還可以看出,泄漏流量小于5×10-6kg/s時(shí),法蘭越長,漏熱量越少;泄漏流量大于5×10-6kg/s時(shí),不同法蘭長度的漏熱量趨于一致,法蘭越短,漏熱量越少。通過上述分析發(fā)現(xiàn),延長法蘭長度對(duì)減少漏熱不會(huì)產(chǎn)生太大的影響,而在實(shí)際應(yīng)用中法蘭過長會(huì)給安裝帶來困難,因此不應(yīng)將低溫插拔式法蘭設(shè)計(jì)得過長。由圖5b可以看出:泄漏流量小于10-5kg/s時(shí),泄漏氣體出口溫度變化很小,最低溫度在285 K以上;泄漏流量大于10-5kg/s時(shí),泄漏氣體出口溫度急劇下降;泄漏流量大于7×10-5kg/s時(shí),泄漏氣體出口溫度已下降至235 K以下。由圖5b還可以看出,法蘭長度對(duì)泄漏氣體出口溫度影響很小,相同內(nèi)、外徑下不同法蘭長度的泄漏氣體出口溫度差距甚微。真空插拔式法蘭密封圈設(shè)置在常溫區(qū),如果泄漏氣體出口溫度過低,會(huì)造成密封結(jié)構(gòu)失效,進(jìn)而造成大量的低溫工質(zhì)泄漏。所以,為了達(dá)到最佳絕熱效果并保證密封結(jié)構(gòu)不被破壞,應(yīng)當(dāng)把工質(zhì)的泄漏流量控制在10-5kg/s以內(nèi)。

(a)對(duì)漏熱量的影響

(b)對(duì)泄漏氣體出口溫度的影響

3.2.3 法蘭管壁厚度的影響分析 法蘭管壁厚度對(duì)漏熱量的影響表現(xiàn)出了與法蘭長度相似的規(guī)律。由圖6a可以看出,工質(zhì)泄漏流量很小時(shí),管壁越厚,法蘭的漏熱量越多。這是因?yàn)楹窆鼙趯?dǎo)熱面積更大,從常溫端導(dǎo)入低溫端的熱量更多;泄漏工質(zhì)流量較低時(shí),泄漏工質(zhì)帶走的管壁熱量很有限。隨著泄漏流量的增大,不同法蘭厚度下的漏熱量均下降,厚度越大,法蘭漏熱量下降趨勢更加顯著,泄漏流量達(dá)到7×10-5kg/s左右時(shí),漏熱量趨于一致。當(dāng)泄漏流量在5×10-7～1×10-5kg/s時(shí),泄漏流量增大對(duì)漏熱量減少的作用顯著。該流量區(qū)間與圖5a中漏熱量顯著減少的流量區(qū)間是一致的。由圖6b可以看出:泄漏流量小于7×10-6kg/s時(shí),泄漏氣體出口溫度變化很小,各種法蘭厚度下的溫度很接近;泄漏流量大于7×10-6kg/s時(shí),1.2 mm厚度下的泄漏工質(zhì)出口溫度比1、0.8 mm管壁的高,1 mm管壁的次之,0.8 mm管壁的最低。綜合圖5、6表現(xiàn)出的規(guī)律,最佳泄漏流量應(yīng)該控制在10-5kg/s左右。在低溫輸送管道中,需要通過增大管道輸送壓力來確保低溫工質(zhì)的過冷度。為了保證管道安全,對(duì)管壁厚度有嚴(yán)格要求。增加壁厚引起的漏熱量增多可以通過適當(dāng)提高工質(zhì)泄漏流量來彌補(bǔ)。

(a)L=150 mm

(b)L=200 mm

(c)L=300 mm

(a)δw=0.8 mm

(b)δw=1 mm

3.2.4 固壁溫度分布分析 圖7、8分別為不同法蘭長度、厚度的泄漏氣體沿法蘭軸向的溫度分布。由圖7可以看出,不同法蘭長度在不同泄漏流量下的泄漏氣體沿法蘭軸向的溫度分布表現(xiàn)出了相同的規(guī)律。當(dāng)泄漏流量較小時(shí),曲線呈上凸形;隨著泄漏流量的增大,曲線開始向下凹形過渡。這是因?yàn)樘峁┙o泄漏氣體溫度升高的熱量都是由法蘭常溫端導(dǎo)入的,當(dāng)泄漏流量較小時(shí),泄漏氣體升溫所需熱量較少,常溫端溫度曲線的斜率小;隨著泄漏流量增大,泄漏氣體所需熱量增多,常溫端溫度曲線的斜率增大。在法蘭低溫端,泄漏流量較小時(shí),帶走法蘭管壁的熱量少,因此從低溫端導(dǎo)出的熱量較多,溫度曲線在低溫處的斜率增大;當(dāng)泄漏流量增大時(shí),帶走法蘭管壁的熱量增多,從低溫端導(dǎo)出的熱量減少,溫度曲線在低溫處的斜率減小。不同法蘭壁厚在不同泄漏流量下的泄漏氣體沿法蘭軸向的溫度分布表現(xiàn)出了相同的規(guī)律,與不同法蘭長度表現(xiàn)出的規(guī)律一致。

(c)δw=1.2 mm

綜上,泄漏間隙為0.8～1.2 mm,不同的法蘭長度和厚度下的泄漏流量增大到10-5kg/s時(shí),漏熱量均下降至1.1 W左右,相對(duì)于零泄漏流量(泄漏流量小于5×10-8kg/s)時(shí)的12.8 W、11.1 W、10.3 W分別下降了91.4%、90.1%、89.3%。新一代液體火箭對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)燃料輸送管絕熱性能的要求很高,液體流過單位管長的溫升要低于0.002 K/m,但是法蘭接頭處漏熱量可以占到整個(gè)管道漏熱量60%以上,所以減少法蘭漏熱量是提高管道絕熱性能的直接途徑。液氫加注系統(tǒng)及液氫燃料輸送系統(tǒng)中的流量大于0.5 kg/s,而本文計(jì)算得到的最佳泄漏流量只占到工質(zhì)總流量的1/50 000,這樣漏熱量降低了90%,輸送系統(tǒng)絕熱性能大大提升。因此,本文的設(shè)計(jì)方法對(duì)提升法蘭絕熱性是非常有效的。

4 結(jié) 論

本文提出了通過形成微弱氣體泄漏來提高插拔式法蘭絕熱性能的方法,同時(shí)對(duì)具體法蘭結(jié)構(gòu)在液氫工況下,利用CFD技術(shù)建立了三維穩(wěn)態(tài)流固耦合換熱模型并進(jìn)行了計(jì)算,以驗(yàn)證該方法的有效性。在此基礎(chǔ)上,進(jìn)一步研究了法蘭的間隙、長度、厚度以及泄漏流量等因素對(duì)法蘭整體漏熱性能的影響,得出如下結(jié)論:

(1)泄漏間隙對(duì)法蘭漏熱量沒有決定性影響;

(2)增大泄漏流量可以降低法蘭漏熱量、工質(zhì)泄漏溫度,考慮到充分利用泄漏工質(zhì)冷量,并確保密封裝置性能穩(wěn)定,對(duì)于泄漏間隙在0.8～1.2 mm之間的法蘭,應(yīng)該將泄漏流量控制在10-5kg/s;

(3)隨著泄漏工質(zhì)流量的增大,通過增加法蘭長度來提高法蘭絕熱性能不再有效,甚至?xí)a(chǎn)生負(fù)作用,設(shè)計(jì)時(shí)應(yīng)合理控制法蘭長度;

(4)增加法蘭管壁厚度會(huì)增大法蘭漏熱量,適當(dāng)增大泄漏流量可以彌補(bǔ)管壁增厚帶來的漏熱損失。

[1] 程向華, 厲彥忠, 陳二鋒. 火箭液氧貯箱熱分層現(xiàn)象數(shù)值模擬 [J]. 低溫工程, 2008(2): 10-13. CHENG Xianghua, LI Yanzhong, CHEN Erfeng. Numerical simulation of thermal stratification phenomenon in liquid oxygen rocket tank [J]. Cryogenics, 2008(2): 10-13.

[2] 馬晨輝, 安剛, 曹建, 等. 液氫無損儲(chǔ)存技術(shù)小型試驗(yàn)結(jié)果及分析 [J]. 低溫工程, 2008(6): 31-34. MA Chenhui, AN Gang, CAO Jian, et al. Experiment and analysis of zero boil-off technology of liquid hydrogen [J]. Cryogenics, 2008(6): 31-34.

[3] PLACHTA D W, CHRISTIE R J, JURNS J M. Passive ZBO storage of liquid hydrogen and liquid oxygen applied to space science mission concepts [J]. Cryogenics, 2006, 46(9): 89-97.

[4] 張亮, 林文勝, 魯雪生, 等. 低溫輸送系統(tǒng)間歇泉現(xiàn)象實(shí)驗(yàn)研究 [J]. 上海交通大學(xué)學(xué)報(bào), 2005, 39(2): 238-240. ZHANG Liang, LIN Wensheng, LU Xuesheng, et al. Geysering research in cryogenic transfer system [J]. Journal of Shanghai Jiaotong University, 2005, 39(2): 238-240.

[5] BAARS A, DELGADO A. Non-linear effects in a natural circulation evaporator: geysering coupled with manometer oscillations [J]. Heat and Mass Transfer, 2007, 43(5): 427-438.

[6] ZHANG L, LIN W S, LU X S, et al. Geysering inhibiting researching for single feeding-line in cryogenic propellant transfer system [J]. Cryogenics, 2004, 44(9): 643-648.

[7] ARITOMI M, CHIANG J H, MORI M. Geysering in parallel boiling channels [J]. Nuclear Engineering and Design, 1993, 141(2): 111-112.

[8] LI Yang, WANG Tongshun, WANG Caili. Study on effect of liquid level on the heat leak into vertical cryogenic vessels [J]. Cryogenics, 2010, 50(6): 367-372.

[9] BOUKEFFA D, BOUMAZA M, FRANCOIS M X. Experimental and numerical analysis of heat losses in a liquid nitrogen cryostat [J]. Applied Thermal Engineering, 2001, 21(9): 967-975.

[10]OHMORI T. Thermal performance of multilayer insulation around a horizontal cylinder [J]. Cryogenics, 2005, 45(12): 725-732.

[11]沈維楞. 采用二氧化碳冷凝真空多層絕熱低溫液體輸送管的設(shè)計(jì) [J]. 深冷技術(shù), 2002(3): 10-24. SHEN Weileng. Design and manufacture of CO2condensing-vacuum MLI-insulated cryogenic liquid transfer lines [J]. Cryogenic Technology, 2002(3): 10-24.

[12]陶文銓. 數(shù)值傳熱學(xué) [M]. 2版. 西安: 西安交通大學(xué)出版社, 2001.

[13]陳國邦, 金滔, 湯珂. 低溫傳熱與設(shè)備 [M]. 北京: 國防工業(yè)出版社, 2008.

[14]符錫理. 真空絕熱管路接頭的密封和絕熱特性 [J]. 低溫工程, 1995(4): 1-4. FU Xili. Seal and insulation characteristics of vacuum insulated line joints [J]. Cryogenics, 1995(4): 1-4.

(編輯 苗凌)

NumericalInvestigationonHeatLeakofPlug-inFlangeAppliedinLiquidHydrogenPipelineInfluencedbyWeakLeakage

ZHAO Zhixiang,LI Yanzhong,WANG Lei,LIU Zhan

(Department of Refrigerating and Cryogenics Engineering, Xi’an Jiaotong University, Xi’an 710049, China)

Flange is a major source of heat loss in the cryogenic pipeline. A method by generating a specified leakage flux in the gap of flange is proposed to reduce the heat loss of cryogenic plug-in flange, and is verified by a 3-D steady computational model. It is found that with the increasing leakage flux, the heat loss of flange and the outlet temperature of leakage fluid are decreased. For the flange with leakage gap between 0.8 mm and 1.2 mm, as the leakage flux gets less than 10-5kg/s, the increasing leakage flux leads to a drastic decrease of heat loss. While the leakage flux gets more than 10-5kg/s, the outlet temperature of leakage fluid is sharply dropped with the increasing leakage flux, and increasing flange length does not affect reducing of heat loss. The heat loss of cryogenic plug-in flange can be decreased by reasonably controlling leakage flux.

plug-in flange; cryogenic pipeline; leakage flux; heat loss

10.7652/xjtuxb201405007

2013-09-25。 作者簡介: 趙志翔(1987—),男,博士生;厲彥忠(通信作者),男,教授,博士生導(dǎo)師。 基金項(xiàng)目: 國家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51376142);航天低溫推進(jìn)劑技術(shù)國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室開放基金資助項(xiàng)目(SKLTSCP1212);高等學(xué)校博士學(xué)科點(diǎn)專項(xiàng)科研基金資助項(xiàng)目(20100201110012)。

時(shí)間: 2014-02-26 網(wǎng)絡(luò)出版地址:http:∥www.cnki.net/kcms/detail/61.1069.T.20140226.1200.024.html

V432

:A

:0253-987X(2014)05-0037-06