液氧加注過程熱力性能分析

高婉麗，羅天培，劉瑞敏，孫 德

（北京航天試驗(yàn)技術(shù)研究所，北京100074）

液氧加注過程熱力性能分析

高婉麗，羅天培，劉瑞敏，孫 德

（北京航天試驗(yàn)技術(shù)研究所，北京100074）

為滿足某型號(hào)運(yùn)載火箭動(dòng)力系統(tǒng)試驗(yàn)液氧加注溫度要求，需對(duì)加注過程進(jìn)行熱力性能分析。通過對(duì)常規(guī)氧加注過程因漏熱和流阻損失引起的溫升、液氧泵效率損失引起的溫升進(jìn)行理論計(jì)算，得出常規(guī)氧加注過程液氧溫度變化規(guī)律。此外，通過對(duì)過冷氧溫度摻混特性進(jìn)行理論計(jì)算和數(shù)值仿真，得出過冷氧加注的熱力性能。上述分析結(jié)果與實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)進(jìn)行了比對(duì)，結(jié)果表明，理論分析結(jié)果與實(shí)測(cè)結(jié)果吻合性好，液氧加注過程熱力特性分析方法正確可行。

液氧加注系統(tǒng)；溫度調(diào)節(jié)；數(shù)值模擬

0 引言

動(dòng)力系統(tǒng)試驗(yàn)是考核全箭或火箭子級(jí)方案正確性、工作協(xié)調(diào)性和可靠性的重要手段。運(yùn)載火箭動(dòng)力系統(tǒng)試驗(yàn)的液氧加注過程與發(fā)射場(chǎng)加注過程類似，包括常規(guī)氧加注和過冷氧補(bǔ)加2個(gè)主要階段。加注過程對(duì)推進(jìn)劑溫度提出較強(qiáng)的約束性要求，尤其要避免管內(nèi)低溫推進(jìn)劑出現(xiàn)兩相流動(dòng)，應(yīng)保持一定的過冷度。為保證推進(jìn)劑地面加注參數(shù)與火箭需求協(xié)調(diào)一致，應(yīng)分別開展箭上貯箱和地面系統(tǒng)的加注性能研究工作。文獻(xiàn) [1]對(duì)低溫推進(jìn)劑加注過程，火箭貯箱特性參數(shù)進(jìn)行了建模計(jì)算。文獻(xiàn) [2]和文獻(xiàn) [3]對(duì)低溫推進(jìn)劑地面加注管路的設(shè)計(jì)方法和絕熱性能進(jìn)行過分析。文獻(xiàn) [4]對(duì)變頻泵在煤油加注系統(tǒng)中的應(yīng)用進(jìn)行過研究。文獻(xiàn) [5]對(duì)液氧擠壓加注過程進(jìn)行過數(shù)值模擬。從文獻(xiàn)調(diào)研的情況來看，針對(duì)低溫推進(jìn)劑加注系統(tǒng)總體熱力性能研究，尤其是有實(shí)測(cè)值比對(duì)的研究文獻(xiàn)還比較少。本文以某型號(hào)運(yùn)載火箭動(dòng)力系統(tǒng)試驗(yàn)臺(tái)液氧加注系統(tǒng)為研究對(duì)象，在常規(guī)氧加注熱力性能分析過程，選取典型泵壓式加注工況，考慮泵效率損失引起溫升的基礎(chǔ)上，進(jìn)行了沿管程熱力和水力性能分析。在過冷氧加注的熱力性能分析過程，重點(diǎn)進(jìn)行了過冷氧和常規(guī)氧摻混的溫度在線調(diào)節(jié)方法研究。此外，根據(jù)相平衡理論，分析了貯罐初始?jí)毫?duì)液氧加注溫度的影響。上述理論分析所得到的計(jì)算結(jié)果，均與實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)進(jìn)行了比對(duì)，驗(yàn)證了研究方法的有效性。

1 常規(guī)氧加注過程熱力性能分析

1.1 流速和管徑的影響分析

溫升不僅與管路絕熱性能好壞有關(guān)，而且與系統(tǒng)的流阻特性有關(guān)。當(dāng)絕熱層的熱流密度一定時(shí)，推進(jìn)劑的溫升主要與流速和管徑有關(guān)。如何更合理地確定管徑和流速，一直是低溫加注或輸送系統(tǒng)設(shè)計(jì)中需要首先考慮的問題。

1.1.1 管路溫升計(jì)算公式

溫升關(guān)系式推導(dǎo)過程如下[6]：

液氧穩(wěn)態(tài)流動(dòng)過程中，管路任一截面建立能量方程式：

焓的一般關(guān)系式為：

式（2）代入式（1），并且忽略動(dòng)能和位能的變化：

焦?fàn)?湯姆遜系數(shù)表達(dá)式：

式（4）代入式（3），并做積分得到：

式（5）等號(hào)右邊第二項(xiàng)可以理解為因壓降損失

帶來的溫升：

由式（6）可知，液氧溫升由管路漏熱引起的溫升和流動(dòng)阻力損失帶來的溫升兩部分組成。前者隨流速的增大而降低；后者隨流速的增大而升高；總溫升為兩曲線的疊加，呈現(xiàn)出隨流速增加先變小后變大的變化規(guī)律。

1.1.2 最優(yōu)流速和管徑

在設(shè)計(jì)過程中，對(duì)DN150，DN125及DN100幾種管材做了對(duì)比計(jì)算，溫升和流阻的計(jì)算結(jié)果如表1所示。

表1 不同管徑的溫升和流阻計(jì)算結(jié)果Tab.1 Calculated results of temperature rise and flow resistance in tubesw ith different diameters

由圖2和表1可知，3種管材在工作流速范圍內(nèi)，溫升均能滿足加注的溫度要求，但是DN100的管路流阻過大，不宜采用。在保證液氧加注流量的前提下，應(yīng)從經(jīng)濟(jì)性和操作性考慮，選擇通徑125 mm的管材作為長(zhǎng)距離液氧輸送管路。

1.2 泵效率損失的影響分析

主管道總冷量損失的另一方面是液氧泵水力損失引起的發(fā)熱量，計(jì)算式[7]為：

可見，由泵引起的溫升與揚(yáng)程成正比，與機(jī)組效率成反比。泵水力效率的溫升計(jì)算結(jié)果如表2所示。

表2 不同流量泵效率損失的溫升數(shù)據(jù)Tab.2 Results of temperature rise caused by pump efficiency loss at different flow rates

由表2可知，液氧泵效率損失引起的溫升在1 K以內(nèi)；小流量工況，液氧泵的效率最低，由泵引起的溫升最大，為0.84 K。

1.3 常規(guī)氧加注溫度變化規(guī)律

加注過程中，液氧溫度和壓力沿管道長(zhǎng)度方向變化曲線如圖1所示。

由圖1可知，沿管道軸線方向，液氧壓力下降，對(duì)應(yīng)的飽和溫度隨之降低，如圖1曲線c和曲線a所示；此外，因管道漏熱和摩擦阻力損失，液氧溫度逐漸升高，如圖1曲線b所示。通過比較，可知液氧的溫度始終低于對(duì)應(yīng)加注壓力下的飽和溫度，并保持一定的過冷度，能夠滿足加注任務(wù)要求。不同加注流量工況，進(jìn)箭溫度以及過冷度計(jì)算數(shù)據(jù)如表3所示。

表3 不同流量加注溫度和過冷度理論計(jì)算數(shù)據(jù)Tab.3 Calculated results of filling tem perature and super cooling tem perature at different flow rates

表3的起始點(diǎn)溫度按0 MPa初始?jí)毫?duì)應(yīng)的飽和溫度90 K進(jìn)行設(shè)定。實(shí)際加注過程，隨貯罐壓力保壓時(shí)間增加，液氧有建立較高壓力下新相平衡的趨勢(shì)，起始溫度會(huì)有所提高。此處僅考察溫升變化規(guī)律，可以采用90 K作為理論工況進(jìn)行分析。由表3可知：

1）正常加注過程，200 m液氧管路加注過程因漏熱、流阻和泵損失所帶來的總溫升約為1 K；

2）大流量加注的溫升主要由流阻損失造成，因此，在管材選擇時(shí)，應(yīng)充分考慮流阻是否滿足要求；

3） 小流量加注過程泵損失溫升占總溫升比例最大，因此，小流量加注不宜采用泵壓加注方式，應(yīng)采用擠壓加注；

4） 由于大流量加注過程壓力較高，對(duì)應(yīng)的飽和溫度相應(yīng)提高，因此過冷度最大。

2 過冷氧加注熱力性能分析

2.1 過冷氧摻混溫度特性研究

通過冷卻劑和液氧之間的熱交換，液氧在過冷器中被冷卻到其壓力所對(duì)應(yīng)的飽和溫度以下，實(shí)現(xiàn)過冷的目的[8]。過冷氧加注溫度需求為～78 K、80～82 K、～83 K等多種溫度值。對(duì)此，建立了過冷器和多個(gè)閥門組成的在線連續(xù)調(diào)節(jié)系統(tǒng)。針對(duì)不同溫度的常規(guī)氧與過冷氧摻混工況，進(jìn)行理論計(jì)算，程序框圖如圖2所示，計(jì)算結(jié)果如圖3所示。摻混過冷氧溫度取決于常規(guī)氧比例，加注過程依據(jù)常規(guī)氧摻混比例計(jì)算結(jié)果，來判斷切換閥開度值。此外，常規(guī)氧溫度變化對(duì)摻混后總溫產(chǎn)生影響，要獲得穩(wěn)定的溫度輸出值，應(yīng)調(diào)整摻混比例。

2.2 過冷氧摻混流動(dòng)仿真

為了驗(yàn)證理論計(jì)算的準(zhǔn)確性，同時(shí)考察常規(guī)氧和過冷氧摻混的均勻程度，依據(jù)實(shí)際管道尺寸建立數(shù)值模型。2個(gè)進(jìn)口均選取質(zhì)量流量入口，出口為自由流出口，其中常規(guī)氧溫度93 K，過冷氧溫度78.2K，兩者摻混比例為1：2.8。管壁簡(jiǎn)化為絕熱無滑移邊界條件。計(jì)算采用k-ε兩方程模型來考慮管內(nèi)流體的湍流效應(yīng)，壓力和速度采用simple格式進(jìn)行耦合，并用二階迎風(fēng)格式進(jìn)行差分。在三通處，過冷氧受常規(guī)氧帶動(dòng)，全部向管路下游流動(dòng)；而常規(guī)氧流線受過冷氧流線壓制，流通面積減小，流線集中在管路底部。隨著流動(dòng)的進(jìn)行，2種液氧將不斷摻混、換熱。圖4為管路對(duì)稱面的溫度分布云圖。由圖4可見，在三通下游約1m處，兩種流體已摻混均勻，此時(shí)管路出口處流體溫度為81.2 K。

3 貯罐初始?jí)毫τ绊?/h2>

由于液氧加注過程要模擬發(fā)射場(chǎng)測(cè)發(fā)流程，停放時(shí)間較長(zhǎng)造成常規(guī)氧加注溫度升高現(xiàn)象。新的相平衡建立所帶來的溫升影響巨大，在研究工況范圍，壓力提高0.1 MPa，飽和溫度提高2.3 K以上[9]。加注前采取貯罐放空措施，可有效降低常規(guī)氧溫度。根據(jù)實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)，貯罐初始?jí)毫?.08～0.20 MPa，常規(guī)氧加注溫度較高，為95.5～99.4 K。通過采取加注前提前放氣措施，降低貯罐初始?jí)毫Γ貉踮呌诘蛪猴柡蜖顟B(tài)，液氧初始溫度接近低壓飽和溫度，在加壓加注過程，液氧加注溫度低至91.2 K。

4 實(shí)際工況驗(yàn)證

4.1 常規(guī)氧加注熱力性能驗(yàn)證

以某型號(hào)運(yùn)載火箭動(dòng)力系統(tǒng)試驗(yàn)液氧加注過程為例，先后進(jìn)行了液氧500 L/min小流量擠壓加注、3 000 L/min大流量泵壓式加注、1 500 L/min泵壓式加注，以及貯罐切換操作后的2 000 L/min大流量泵壓式加注，加注流量和溫度數(shù)據(jù)曲線如圖5所示。

由圖5可知，貯罐的小流量擠壓加注和大流量泵壓加注過程，加注溫度穩(wěn)定在91.7 K左右；隨加注過程進(jìn)行，由液氧貯罐保壓而造成液氧起始溫度升高，以及降頻帶來泵損失溫升增加，造成1 500 L/min的減速泵壓加注過程溫度升高至100.7 K；切換貯罐后的2 000 L/min泵壓式加注過程，又復(fù)現(xiàn)出較低的加注溫度，約為91.1 K。實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)與理論計(jì)算數(shù)據(jù)對(duì)比情況如表4所示。

表4 液氧加注實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)與理論計(jì)算結(jié)果比較Tab.4 Com parison between detected data and calculated results of liquid oxygen filling process

由表4可知，500 L/min小流量加注未采取泵壓加注，沒有泵效率損失，總溫升值最小，符合加注規(guī)律。溫升實(shí)際數(shù)據(jù)由管路起始點(diǎn)和末端的溫度實(shí)測(cè)值得到，實(shí)際值與理論值的變化規(guī)律相符合，差值在0.2 K以內(nèi)，滿足工程需要。引起偏差的原因主要是計(jì)算偏差和測(cè)量誤差。此外，序號(hào)3的減速加注過程液氧起始溫度升高，為102.4 K，一是由于該加注過程貯罐液位降低，貯罐底部液氧換熱增強(qiáng)帶來較大溫升；二是由于0.26MPa保壓工作時(shí)間增加，液氧溫度與0.26MPa所對(duì)應(yīng)的飽和溫度數(shù)據(jù)基本吻合，此時(shí)建立了新的相平衡。

4.2 過冷氧加注熱力性能驗(yàn)證

在2次加注過程中，采用在線調(diào)節(jié)手段，實(shí)現(xiàn)了不同的過冷氧溫度，數(shù)據(jù)曲線分別如圖6和圖7所示。

由圖6和圖7可知，采用過冷器切換閥保持小開度的方法，通過過冷氧和常規(guī)氧不同比例摻混措施，實(shí)現(xiàn)了過冷氧溫度在線連續(xù)調(diào)節(jié)。在流量均為1 000 L/min工況下，過冷氧溫度分別為83.3 K和80.4 K，數(shù)據(jù)曲線平穩(wěn)，指標(biāo)滿足任務(wù)需求。

5 結(jié)論

1） 最優(yōu)流速和管徑的選擇，可以使因流阻損失和漏熱造成的總溫升最小。泵效率損失在小流量加注工況會(huì)引起大的溫升，應(yīng)避免液氧泵長(zhǎng)時(shí)間在小流量工況運(yùn)行，可采取擠壓加注方式實(shí)現(xiàn)小流量加注，或者采取液氧泵后分流的方法提高泵運(yùn)行工況。

2） 采用本文所述的管路溫升計(jì)算方法，得到的理論數(shù)據(jù)與實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)吻合性好，能夠體現(xiàn)管路熱力特性，可用于工程實(shí)際。

3） 經(jīng)實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)驗(yàn)證，過冷氧與常規(guī)氧摻混的方法可以實(shí)現(xiàn)不同的過冷氧加注溫度，系統(tǒng)方案正確。摻混點(diǎn)下游約1m處實(shí)現(xiàn)過冷氧與常規(guī)氧的均勻混合，設(shè)備布局和工藝測(cè)點(diǎn)安裝應(yīng)此要求。

4）長(zhǎng)時(shí)間憋壓會(huì)造成貯罐內(nèi)液氧溫度上升，加注管路內(nèi)出現(xiàn)兩相流的風(fēng)險(xiǎn)增加，加注前應(yīng)采取液氧貯罐充分放氣，建立低壓狀態(tài)相平衡的措施來降低液氧溫度。

[1]黃兵,黃輝,田玉蓉,陳士強(qiáng).低溫液體運(yùn)載火箭推進(jìn)劑加注過程分析[J].低溫工程,2015(4)：62-66.

[2]韓戰(zhàn)秀,王海峰,李艷俠.液氫加注管道設(shè)計(jì)研究[J].航天器環(huán)境工程,2009,12(6)：561-564.

[3]高婉麗,劉瑞敏,王立生.液氫真空輸送管路內(nèi)漏問題分析[J].低溫工程,2010(2)：60-62.

[4]楊寒,吳志堅(jiān).變頻泵在地面煤油加注系統(tǒng)中的應(yīng)用[J].火箭推進(jìn),2015,41(5)：111-114. YANG Han,WU Zhijian.Application of variable frequency pump in kerosene filling system on ground. Journalof rocketpropulsion,2015,41(5)：111-114.

[5]李寧,潘衛(wèi)明.液氧加注數(shù)值計(jì)算模型 [J].低溫工程, 2008(3)：26-29.

[6]何家聲.流速和管徑對(duì)熱力特性的影響 [J].低溫工程, 2007(2)：46-49.

[7]符錫理.加注過程中液氧的溫升和液氧泵的變頻調(diào)速技術(shù)[J].低溫工程,1998(4)：1-4.

[8]周庭宇,魯雪生.液氧過冷用熱交換器的熱力設(shè)計(jì)[J].低溫工程,2007(3)：35-39.

[9]陳國(guó)邦,黃永華,包銳.低溫流體熱物理性質(zhì) [M].北京：國(guó)防工業(yè)出版社,2006：391-427.

[10]陳國(guó)邦,張鵬.低溫絕熱與傳熱技術(shù)[M].北京：科學(xué)出版社,2004.

（編輯：馬 杰）

Thermal performance analysis of liquid oxygen filling process

GAOWanli,LUO Tianpei,LIU Ruim in,SUN De（Beijing Instituteof Aerospace Testing Technology,Beijing 100074,China）

In order tomeet the requirement of liquid oxygen filling temperature in the test of a launch vehicle power system,the thermal performance in the filling process is analyzed.The temperature rise caused by heat leakage and flow resistance loss in normal liquid oxygen filling process,and the temperature rise caused by efficiency loss of liquid oxygen pump are calculated theoretically to get the temperature variation regularity in normal liquid oxygen filling process.The thermal performance of super cooling liquid oxygen filling process was obtained by theoretical calculation and numerical simulation of super cooling temperaturem ixing characteristics.The above analysis resultand the detected resultare contrasted.The resultsare coincided w ith experimentaldata. The results show that the thermal characteristic analysismethod for liquid oxygen filling process is correctand feasible.

liquid oxygen filling system;temperatureadjustment;numericalsimulation

V433-34

A

1672-9374(2017)03-0022-05

2015-11-11；

2016-07-21

高婉麗（1982—），女，高級(jí)工程師，研究領(lǐng)域?yàn)橐后w火箭發(fā)動(dòng)機(jī)試驗(yàn)技術(shù)