氮氣強制對流消除煤油溫度分層及其液氮降溫系統(tǒng)分析

葉 欣，鐘文安，馮方達，陳少將，張邦雙

(西昌衛(wèi)星發(fā)射中心航天發(fā)射場可靠性技術(shù)重點實驗室，?？?571126)

0 引 言

新一代運載火箭采用新型液氧煤油火箭發(fā)動機，為達到最佳燃燒效率，要求煤油溫度在10～15 ℃范圍。由于文昌常年氣溫大于20 ℃，需要對煤油進行降溫處理。該系統(tǒng)在某次任務(wù)中，在地面庫區(qū)貯罐出現(xiàn)了嚴重的煤油溫度分層，輸送管道末端的煤油溫度發(fā)生較大變化，給煤油溫度品質(zhì)控制帶來較大影響。溫度分層現(xiàn)象在低溫液體儲存中是比較普遍的，國內(nèi)外對天然氣的分層與翻滾現(xiàn)象都進行了大量的實驗與機理研究，提出了多種數(shù)學(xué)理論模型，并采取多種預(yù)防措施[1-4]。在液體火箭低溫貯箱內(nèi)部也存在熱分層，是貯箱漏熱、自然對流和熱物性參數(shù)綜合影響的結(jié)果，在新型運載火箭低溫貯箱結(jié)構(gòu)設(shè)計中需要重點考慮[5-7]。有學(xué)者[8-9]對低溫推進劑熱分層的機理和變化規(guī)律進行了系統(tǒng)分析總結(jié)和針對性試驗研究。文獻[10]研究了回流口位置對液體火箭液氧貯箱熱分層的攪動影響規(guī)律，找到了最佳回流位置。文獻[11]研究了增壓輸送對臥式貯罐液氫熱液層的影響規(guī)律，發(fā)現(xiàn)液氫貯罐輸出品質(zhì)與貯罐內(nèi)熱液層厚度密切相關(guān)。文獻[12]在液氧煤油發(fā)動機測試時采用液氮對煤油進行降溫，發(fā)現(xiàn)主容器內(nèi)煤油溫度和發(fā)動機入口溫度有一定差異，采取管道包扎絕熱層以及對管路進行充分熱交換的方法來保證煤油溫度。

低溫推進劑的熱分層往往由于貯罐壁面的漏熱所致，其機理規(guī)律和處置措施已經(jīng)過系統(tǒng)研究和實際驗證。常溫推進劑的溫度分層在發(fā)射場屬首次出現(xiàn)，鮮有文獻關(guān)注這個問題并進行專題研究，其原因和機理尚不明確。本文通過分析煤油調(diào)溫試驗中不同深度的溫度數(shù)據(jù)，找到了煤油推進劑降溫后溫度分層的原因，揭示了其內(nèi)在機理，提出了高純氮氣強制對流的方法，有效解決了煤油溫度分層問題。在多次試驗基礎(chǔ)上，構(gòu)建了煤油調(diào)溫的目標溫度計算模型，作為煤油降溫停止時機的判斷準則，有效提高了煤油調(diào)溫的精度，避免了精度差所導(dǎo)致的多次調(diào)溫。

1 煤油貯罐溫度分層及其原因分析

煤油輸送系統(tǒng)有多個貯罐，其貯存的煤油溫度與室溫一致，約30 ℃。由于火箭發(fā)動機要求煤油推進劑在貯箱保持10～15 ℃溫度范圍，需在輸送前進行降溫，每個貯罐的調(diào)溫均單獨進行。為提高效率，煤油降溫系統(tǒng)采用液氮(殼程)對煤油(管程)進行冷浴降溫，為防止煤油溫度過低發(fā)生凝固，先采用輸送泵將煤油輸送到換熱器再回流至貯罐，待煤油流動穩(wěn)定后往換熱器中充入液氮進行降溫，達到既定降溫目標溫度后先將液氮排空，待殘余液氮蒸發(fā)并恢復(fù)到一定溫度后，停止煤油流動。煤油貯罐為單層臥式結(jié)構(gòu)，半徑1.5 m，外包發(fā)泡絕熱層，兩端為半橢球型，總共有四個溫度測點，分別位于兩端的中心和中心下方800 mm，貯罐有兩根垂直出液管，分別用于輸送和降溫，有一根水平布液管用于降溫回流，如圖1所示。

煤油貯罐距離火箭約百米，通過管道采用離心泵向火箭擠壓輸送，在泵后和火箭貯箱均有溫度測點，如圖2所示。

在某次任務(wù)的煤油輸送過程中，貯罐兩端不同高度的測點始終有1～2 ℃溫度差異，貯罐、泵后、箭上測點溫度均有較大變化，如圖3所示。隨著液位的不斷降低，貯罐內(nèi)煤油的溫度從8 ℃逐步上升至20 ℃，溫度變化達12 ℃；泵后和箭上管路從常溫狀態(tài)逐漸冷透，溫度從30 ℃降至10 ℃，然后分別上升了5 ℃和3 ℃。初步分析認為煤油貯罐溫度存在分層，上部溫度高，下部溫度低。

為進一步了解和掌握煤油貯罐溫度分層的具體情況，關(guān)鍵在于獲取不同深度的煤油溫度數(shù)據(jù)。在煤油輸送過程中，貯罐液位不斷下降，而溫度測點固定不動，相當(dāng)于其溫度測點的深度在不斷變小，直至液位低于溫度測點，此時即深度為零?；诖怂悸?，以兩次任務(wù)實測煤油溫度數(shù)據(jù)為樣本，在剔除無效數(shù)據(jù)、篩選輸送時段、統(tǒng)一采樣頻率到每分鐘/次、溫度修正等數(shù)據(jù)預(yù)處理的基礎(chǔ)上，以煤油貯罐(T1，T3為兩端上部測點，T2，T4為兩端下部測點)溫度T為橫坐標，以貯罐液位容積公式計算的測點深度H作為縱坐標，作貯罐溫度深度T-H圖選取兩個典型煤油貯罐(見圖4)。

1號貯罐初始液位高度2.28 m，隨著深度從0 m增加到1.6 m，煤油溫度從21 ℃降至8 ℃，在深度0.8 m存在明顯拐點。在深度0～0.8 m區(qū)間，煤油溫度梯度非常大；在深度0.8～1.6 m區(qū)間，煤油溫度也存在明顯梯度；深度大于1.5 m后，煤油溫度梯度存在變緩跡象。2號貯罐初始液位2.14 m，也一致反映出溫度梯度的分布規(guī)律。隨著深度從0 m增加到1.4 m，煤油溫度從24 ℃降至8 ℃，在深度1.2 m和深度0.6 m存在兩個明顯拐點。在深度0～0.6 m區(qū)間，煤油溫度梯度非常大；在深度0.6～1.2 m區(qū)間，煤油溫度也存在明顯梯度；在深度大于1.2 m后，T-H數(shù)據(jù)近乎垂直，煤油溫度基本一致。

為進一步驗證煤油貯罐溫度分層情況，提高樣本數(shù)據(jù)的覆蓋性和代表性，以某次任務(wù)煤油輸送數(shù)據(jù)為例，對四個貯罐的T-H圖進行分析對比(見圖5)，其中3號貯罐T1測點失效。

四個煤油貯罐初始液位分別為2.08 m,2.08 m,2.04 m,2.06 m，圖5也反映出煤油溫度梯度的相似規(guī)律，在深度0.5 m處存在明顯拐點，在拐點深度上方是約0.5 m的熱煤油層，溫差可達18 ℃，在拐點下方是冷煤油層，溫度低且非常均勻，3號，4號貯罐溫差約2 ℃，5號，6號貯罐溫差小于0.5 ℃，冷熱煤油之間無明顯的中間過渡。其中，5號，6號貯罐存在串液，導(dǎo)致溫度深度T-H曲線有一定波動。

比較多次任務(wù)煤油貯罐的溫度分布情況，普遍反映出煤油溫度分布存在一個明顯拐點，并且這一拐點正好是在煤油降溫回流的水平布液管部位。在水平布液管上方存在溫差達10 ℃以上的熱煤油層；在下方則是冷煤油層，溫差小于3 ℃。其中，1號，2號煤油貯罐在拐點處還存在中間過渡層。

這種溫度分層情況與文獻[13]中的液氧溫度分層規(guī)律十分類似，但產(chǎn)生溫度分層的原因卻并不相同。分析認為，煤油貯罐存在溫度分層現(xiàn)象主要有兩方面的原因。一是貯罐內(nèi)部存在滯流區(qū)。煤油降溫過程中，貯罐中的煤油經(jīng)底部出液口流入管道系統(tǒng)，經(jīng)換熱器降溫后從水平布液管回到貯罐。出液口在底部，回流布液管在中部，在貯罐中下部形成流動的“短路效應(yīng)”，煤油充分降溫形成冷煤油層；上部成為滯流區(qū)，該處煤油難以參與降溫流動和熱交換，形成熱煤油層。二是煤油降溫后物性發(fā)生變化。根據(jù)煤油的物性參數(shù)[14]，在液氮換熱器進出口，煤油溫度從30 ℃下降至-10 ℃，溫差達40 ℃，冷煤油密度比熱煤油大5%，自然下沉于下部空間，加之煤油降溫后黏度顯著增大，熱導(dǎo)率低，冷熱煤油之間的自然對流與熱傳導(dǎo)效率較低，使得煤油貯罐的溫度梯度難以在短時間內(nèi)達到均勻狀態(tài)，造成溫度分層。

2 利用鼓泡攪動解決煤油貯罐溫度不均

在火箭發(fā)動機煤油輸送系統(tǒng)中，溫度分層是要避免的嚴重問題，必須采取措施加以解決。冷熱煤油之間的液相混合問題在化工生產(chǎn)中是一個非常普遍的單元操作過程，這種混合過程是主體對流擴散、渦流擴散和分子擴散三種擴散方式的綜合作用結(jié)果，主要有攪拌器、射流和鼓泡等混合方法。在低溫推進劑長期在軌壓力管理中，文獻[15]總結(jié)了被動防絕熱技術(shù)、流動混合方法、熱力學(xué)排氣、主動制冷四種低溫貯箱壓力控制方法，對于消除低溫推進劑溫度分層都有積極效果。在臨近空間飛行器載荷倉熱管理中，文獻[16]提出強制對流具有良好的換熱效果，對于消除煤油溫度分層也有較好借鑒意義。以煤油輸送系統(tǒng)現(xiàn)有條件，可以采取泵回流和氮氣鼓泡兩種攪動混合方式，為驗證兩種方法的實際效果，結(jié)合任務(wù)進行第一次調(diào)溫試驗，全程記錄試驗中的溫度流量等參數(shù)，對比各貯罐上下測點的溫差作為混合效果的判斷依據(jù)。

第一次調(diào)溫試驗共有兩個煤油貯罐，其中1號罐降溫后采用鼓泡攪動，2號罐采用泵回流攪動。先啟動輸送泵，對1號貯罐煤油進行降溫，從降溫回流管返回貯罐，流量控制在一定范圍；當(dāng)1號貯罐溫度降至8 ℃時，切換至2號貯罐進行降溫回流；當(dāng)2號貯罐溫度降至5 ℃時，切斷換熱器管路，并繼續(xù)對2號貯罐進行泵回流攪動；當(dāng)2號貯罐溫度升至8 ℃時停止泵回流，保持靜置狀態(tài)；然后對1號罐進行鼓泡攪動，先從進液管底部充氮氣將貯罐增壓至0.2 MPa后排放，用時約5 min，然后同時從進、出液管和降溫回流管充氣15 min。

1號貯罐四個溫度測點數(shù)據(jù)如圖6所示，調(diào)溫前1號貯罐煤油溫度與環(huán)境溫度(31 ℃)基本一致；調(diào)溫后，貯罐四個測點溫度降至9 ℃左右，上部測點T1,T3較下部測點T2,T4高約1.5 ℃，反映出煤油溫度分層，即上熱下冷；靜置6 h，煤油溫度分層情況無明顯變化；鼓泡后，貯罐四個測點溫度基本一致。仔細對比鼓泡過程溫度數(shù)據(jù)，鼓泡后上下溫度測點(T1-T2,T3-T4)溫差由1.5 ℃基本降為0，但水平方向的溫差無明顯變化(約0.25 ℃)，且T1,T2高于T3,T4。分析認為，煤油貯罐除了在垂直方向上存在上熱下冷的溫度分層外，在水平方向也存在溫度不均現(xiàn)象，主要原因是近端對流加速，遠端對流減緩。試驗結(jié)果表明：鼓泡對垂直方向的煤油溫度不均有較好攪動效果，對水平方向的溫差無明顯效果。

2號貯罐四個溫度測點數(shù)據(jù)如圖7所示，調(diào)溫前2號貯罐煤油溫度與環(huán)境溫度(31 ℃)基本一致；調(diào)溫后貯罐四個測點溫度降至5～6 ℃，上下溫差約1 ℃，表現(xiàn)出溫度分層；調(diào)溫結(jié)束后，繼續(xù)維持泵的運轉(zhuǎn)，通過水平降溫回流管和垂直進液管同時回流，貯罐上下測點溫差暫時縮小至0.3 ℃；回流后4 h，貯罐上下測點溫差開始明顯增大，到次日凌晨，溫差回復(fù)至1.5 ℃。與1號貯罐情況類似，2號貯罐也在水平方向上存在溫度差異，其中遠端測點比近端測點高約0.5 ℃。試驗結(jié)果表明：泵回流方式能在一定程度上對中下部的煤油進行攪動，但無法攪動上部煤油，對貯罐煤油溫度分層無明顯效果。

泵回流和氣體鼓泡都能起到攪動混合作用，改善煤油貯罐溫度不均的情況。由于泵回流與降溫流動過程一致，同樣存在流動的“短路效應(yīng)”，無法攪動上部煤油解決溫度分層問題。采用氮氣鼓泡攪動的方法，能夠與貯罐底部的冷煤油混合形成上升的氣液混合物，產(chǎn)生均勻溫和的渦流渦旋，大大提高熱對流效率，消除煤油溫度分層。同時，高純氮氣鼓泡還能帶走煤油中的水分，進一步提高煤油品質(zhì)，鼓泡操作本身較為平穩(wěn)溫和，對系統(tǒng)無顯著影響和安全風(fēng)險。

3 煤油調(diào)溫計算模型

采用氮氣鼓泡解決煤油貯罐溫度分層問題后，還需要確定降溫流動的停止時機，使得鼓泡后的溫度就是調(diào)溫的目標溫度，從而避免多次反復(fù)調(diào)溫。由于煤油輸送系統(tǒng)尚不具備同時進行降溫和鼓泡的條件，為掌握煤油調(diào)溫和鼓泡的溫度變化規(guī)律，在此基礎(chǔ)上確定調(diào)溫停止時機的判斷準則，進行了第二次調(diào)溫試驗，提出了一種煤油降溫鼓泡后目標溫度的計算模型。

3.1 目標溫度計算模型

煤油從初始狀態(tài)到最終輸送前，與溫度相關(guān)的過程按時間排序主要有：流經(jīng)輸送泵的溫升(調(diào)溫階段)、換熱器降溫、靜置溫升。設(shè)煤油貯罐初始溫度為T初始，體積為V，降溫與回流過程的流量為Q，流經(jīng)換熱器和輸送泵的溫升分別為ΔT降溫、ΔT泵，靜置時的整體溫升為ΔT靜置，調(diào)溫的目標溫度為T目標，則根據(jù)熱力學(xué)能量守恒定律有：理論上，將各階段前后溫差與流量數(shù)據(jù)進行積分，就可以得到任一階段煤油的溫度。由于煤油輸送系統(tǒng)溫度測點有限，泵前無溫度測點，貯罐煤油又存在溫度分層，必須結(jié)合調(diào)溫試驗以及以往積累的實測數(shù)據(jù)，對各階段煤油溫度變化規(guī)律進行計算分析和準確評估。

(1)

3.2 流經(jīng)輸送泵的溫升

煤油系統(tǒng)在輸送泵后有溫度測點，泵前只有貯罐溫度測點，當(dāng)貯罐煤油溫度不均時，無法判斷泵前煤油溫度。只能選擇貯罐在初始或鼓泡后的均勻狀態(tài)，利用貯罐溫度作為泵前溫度，從而計算流經(jīng)輸送泵的溫升。為避免換熱器干擾，選取調(diào)溫初始階段煤油已經(jīng)回流而換熱器尚未輸送液氮時段的泵回流數(shù)據(jù)，如圖8所示。

試驗數(shù)據(jù)表明，當(dāng)輸送泵回流流量穩(wěn)定為1050 L/min時，泵后溫度上升2.1 ℃，當(dāng)流量降至850 L/min時，泵前后溫差升至2.6 ℃。整個回流過程中，隨著受熱升溫的煤油不斷回流，貯罐煤油的溫度也在緩慢上升，但泵前后溫差基本保持不變。分析認為，輸送泵運轉(zhuǎn)的熱量傳遞給煤油，類似于一個加熱器，其加熱功率在流量變化不大的情況下基本保持一致，煤油流量與溫升的乘積Q×ΔT泵回流即為泵的加熱功率，對多個煤油貯罐的多次歷史數(shù)據(jù)分析表明，在不同流量條件下，Q×ΔT泵回流穩(wěn)定在2100±100范圍，則流經(jīng)輸送泵的煤油溫升為：

(2)

式(2)表明，煤油流經(jīng)泵導(dǎo)致所吸收的熱量只與時間有關(guān)，與流量無關(guān)，與貯罐煤油體積無關(guān)，2100即為泵加熱的功率表征。

3.3 靜置溫升計算

(3)

3.4 修正后的目標溫度計算模型

根據(jù)兩次煤油調(diào)溫試驗數(shù)據(jù)，將式(2)、式(3)代入式(1)，并將降溫過程中的ΔT降溫,Q,T環(huán),T初始,V等實測數(shù)據(jù)代入計算可得T目標，然而目標溫度計算結(jié)果比實際數(shù)據(jù)有較大偏差。分析認為有兩個方面的原因：一是在煤油降溫過程中，經(jīng)過換熱器后的煤油溫度可低至-10 ℃以下，與庫房環(huán)境溫差可達40 ℃以上，降溫回流管路為單層管無保溫措施，降溫過程中管壁表面完全結(jié)冰，這部分漏熱損失導(dǎo)致計算溫度偏低；二是與降溫過程中的管路填充體積ΔV填充有關(guān)，貯罐降溫完成后直接切換，從換熱器至貯罐這一段管路的冷煤油并沒有回到原貯罐，而是進入下一貯罐，對于原貯罐而言相當(dāng)于損失了ΔV填充·ΔT的冷量，對于下一貯罐而言則多出了ΔV填充·ΔT的冷量。

將管路與環(huán)境的熱交換和管路填充造成的冷量變化納入計算，可得目標溫度計算的修正模型：

(4)

4 結(jié)束語

本文通過分析煤油推進劑多次調(diào)溫的試驗數(shù)據(jù)，揭示了煤油降溫后溫度分層的原因和機理，提出了高純氮氣強制對流消除煤油溫度分層的方法，構(gòu)建了煤油調(diào)溫的目標溫度計算模型。本文提出的方法和模型已成功應(yīng)用于天舟一號任務(wù)，并將在后續(xù)航天發(fā)射任務(wù)中持續(xù)應(yīng)用。主要結(jié)論和建議如下：

1)貯罐進出管的空間布置，導(dǎo)致煤油降溫流動在貯罐下部短路、在上部滯流，降溫后的煤油密度增大、黏度增大、熱導(dǎo)率低，造成煤油溫度分層。

2)采用氮氣強制對流可以較好攪動煤油，使其垂直方向的溫度基本達到均勻狀態(tài)，泵回流方式無明顯效果。貯罐水平方向也存在溫度不均，最大可達0.5 ℃，鼓泡方法對其基本無效。

3)建立修正后的煤油調(diào)溫目標溫度計算模型，作為調(diào)溫停止時機的判斷準則，有效提高了煤油調(diào)溫的精度，避免了精度差所導(dǎo)致的多次調(diào)溫。

4)由于煤油調(diào)溫系統(tǒng)溫度測點較少，造成了調(diào)溫后目標溫度的計算較為復(fù)雜，并存在一定誤差。建議在煤油進出液管增設(shè)溫度測點，從而大大簡化目標溫度計算模型。也可增設(shè)一條管道，在降溫的同時進行鼓泡，確保煤油推進劑始終處于溫度均衡狀態(tài)。

[1] 程棟, 顧安忠. 液化天然氣的貯存分層現(xiàn)象[J]. 深冷技術(shù), 1997(1):13-15. [Cheng Dong, Gu An-zhong. Storage stratification phenomenon of liquid natural gas [J]. Cryogenic Technology, 1997(1):13-15.]

[2] Bates S, Morrison D S. Modeling the behavior of stratified liquid natural gas in storage tanks: a study of the rollover phenomenon [J]. Int. J. Heat Mass Transfer, 1997, 40(8):1875-1884.

[3] 王海蓉, 馬曉茜. 液化天然氣(LNG)儲存容器中的分層與翻滾[J]. 低溫工程, 2006, 149(1):50-54. [Wang Hai-rong, Ma Xiao-qian. Stratification and rolling of liquid natural gas in storage tank [J]. Cryogenics, 2006, 149(1):50-54.]

[4] 鄒華生, 黃春來. 液化天然氣分層與翻滾模型研究進展[J]. 油氣儲運, 2008, 27(9):17-26. [Zou Hua-sheng, Huang Chun-lai. Advances in research on models of stratification and rollover phenomenon of liquefied natural gas [J]. Oil & Gas Storage and Transportation, 2008, 27(9):17-26.]

[5] 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, 162(2):10-13. [Cheng Xiang-hua, Li Yan-zhong, Chen Er-feng. Numerical simulation of thermal stratification phenomenon in liquid oxygen rocket tank [J]. Cryogenics, 2008, 162(2):10-13.]

[6] 程向華, 厲彥忠, 陳二鋒, 等. 新型運載火箭射前預(yù)冷液氧貯箱熱分層的數(shù)值研究[J]. 西安交通大學(xué)學(xué)報, 2008, 42(9):1132-1136. [Cheng Xiang-hua, Li Yan-zhong, Chen Er-feng, et al. Numerical investigation of thermal stratification in liquid oxygen tank for new-style launch vehicle during ground precooling [J]. Journal of Xi’an Jiaotong University, 2008, 42 (9):1132-1136.]

[7] Cheng X H, Li Y Z, Chen E F, et al. Effect of return inlet on thermal stratification in a rocket tank [J]. Journal of Thermophysics and Heat Transfer, 2010, 24(1):112-122.

[8] 劉展, 厲彥忠, 王磊. 低溫推進劑熱分層研究[J]. 宇航學(xué)報, 2015, 36(6):613-623. [Liu Zhan, Li Yan-zhong, Wang Lei. Research on cryogenic propellant thermal stratification [J]. Journal of Astronautics, 2015, 36(6):613-623.]

[9] 劉展, 張曉嶼, 張少華, 等. 熱力學(xué)排氣工作過程中流體熱分層實驗研究[J]. 宇航學(xué)報, 2017, 38(7):743-750. [Liu Zhan, Zhang Xiao-yu, Zhang Shao-hua, et al. Experimental study on fluid thermal stratification during operation of thermodynamic vent [J]. Journal of Astronautics, 2017, 38(7):743-750.]

[10] 程向華, 厲彥忠, 陳二鋒, 等. 回流口位置對液體火箭液氧貯箱熱分層的影響[J]. 航空動力學(xué)報, 2009, 24(1): 224-229. [Cheng Xiang-hua, Li Yan-zhong, Chen Er-feng, et al. Effect of the return flow locations on the thermal stratification in liquid oxygen tank of rocket [J]. Journal of Aerospace Power, 2009, 24(1):224-229.]

[11] 王天祥, 陳虹, 雷剛, 等. 增壓輸送過程中臥式貯罐液氫溫度分層研究[J]. 低溫與超導(dǎo), 2012, 44(4):1-4. [Wang Tian-xiang, Chen Hong, Lei Gang, et al. Investigation on thermal stratification of liquid hydrogen in a horizontal liquid hydrogen tank in pressurization feed process [J]. Cryogenics & Superconductivity, 2012, 44(4):1-4.]

[12] 來代初, 蘇紅軍, 李偉. 液氧/煤油發(fā)動機煤油高低溫試驗工藝技術(shù)[J]. 火箭推進, 2009, 35(4):53-59. [Lai Dai-chu, Su Hong-jun, Li Wei. High and low temperature test technology of kerosene of the LOX/kerosene engine [J]. Journal of Rocket Propulsion, 2009, 35(4):53-59.]

[13] 劉展, 孫培杰, 李鵬, 等. 地面停放低溫液氧貯箱熱物理過程研究[J]. 西安交通大學(xué)學(xué)報, 2016, 50(9):36-42. [Liu Zhan, Sun Pei-jie, Li Peng, et al. Research on the thermal physical process of cryogenic liquid oxygen tank in ground parking [J]. Journal of Xi’an Jiaotong University, 2016, 50(9):36-42.]

[14] 馬瀚英. 航天煤油[M]. 北京：中國宇航出版社, 2003.

[15] 劉展, 厲彥忠, 王磊, 等. 低溫推進劑長期在軌壓力管理技術(shù)研究進展[J]. 宇航學(xué)報, 2014, 35(3):254-261. [Liu Zhan, Li Yan-zhong, Wang Lei, et al. Progress of study on long-term in-orbit pressure management technique for cryogenic propellant [J]. Journal of Astronautics, 2014, 35(3):254-261.]

[16] 馬偉, 宣益民, 韓玉閣. 臨近空間飛行器熱管理及熱設(shè)計方法[J]. 宇航學(xué)報, 2009, 30(5):2092-2096. [Ma Wei, Xuan Yi-min, Han Yu-ge. Thermal management and design principles of stratospheric vehicles [J]. Journal of Astronautics, 2009, 30(5):2092-2096.]