噴射泵-液環(huán)泵聯(lián)合抽空液氧過(guò)冷方案仿真研究

譚宏博 吳 昊 寇西平 楊興華 陳 強(qiáng)

(1 航天低溫推進(jìn)劑技術(shù)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室 100028 北京)

(2 西安交通大學(xué)能源與動(dòng)力工程學(xué)院 710049 西安)

(3 中國(guó)空氣動(dòng)力研究與發(fā)展中心高速空氣動(dòng)力研究所 621000 綿陽(yáng))

1 引 言

中國(guó)新型大推力運(yùn)載火箭采用液氫/液氧作為推進(jìn)燃料,極大地提升了中國(guó)太空運(yùn)載能力,但目前液氫/液氧使用仍采用常壓飽和狀態(tài),熱力學(xué)性能沒(méi)有充分利用。為了改善低溫推進(jìn)劑品質(zhì),學(xué)者們提出采用過(guò)冷低溫推進(jìn)劑作為燃料,其不僅可以增加自身密度,而且還可大幅增加單位體積內(nèi)顯冷量[1]。典型的推進(jìn)劑過(guò)冷技術(shù)有直接抽空過(guò)冷:如前蘇聯(lián)“聯(lián)盟號(hào)”采用噴射真空泵對(duì)液氧抽空,獲得了70 K 的過(guò)冷液氧,“能源號(hào)”獲得了57 K 的過(guò)冷液氧[2];另一方案是采用液氮浴抽空過(guò)冷,再與液氧換熱:例如美國(guó)NASA 格倫研究中心的66.67 K 過(guò)冷液氧制備[3]。NASA 的Lak[4]提出在液氮浴中添加少量液氫,再與飽和液氧換熱,使其過(guò)冷到66 K 左右,不需要外部動(dòng)力進(jìn)行抽空,但安全性和控溫精度限制了其工程應(yīng)用。國(guó)內(nèi)學(xué)者也開(kāi)展了低溫推進(jìn)劑不同過(guò)冷方式的能耗、加注效率、工程要求等研究。西安交通大學(xué)厲彥忠教授團(tuán)隊(duì)對(duì)比了低溫推進(jìn)劑換熱過(guò)冷、抽空減壓過(guò)冷與冷氦氣鼓泡過(guò)冷技術(shù),對(duì)全過(guò)程過(guò)冷加注方案推薦抽空減壓過(guò)冷[5]。謝福壽等[6]提出高效利用低溫推進(jìn)劑地面加注系統(tǒng)冷能獲得過(guò)冷的液氧;王磊等[7]開(kāi)展了對(duì)長(zhǎng)期在軌存貯的低溫推進(jìn)劑過(guò)冷技術(shù)方案研究,提出應(yīng)先加注后過(guò)冷。邵業(yè)濤等[8]研究了低溫推進(jìn)劑深度過(guò)冷對(duì)火箭運(yùn)載能力、發(fā)動(dòng)機(jī)預(yù)冷適應(yīng)性和加注發(fā)射時(shí)間的有利影響,并對(duì)加注過(guò)程中儲(chǔ)罐內(nèi)的氣液分布進(jìn)行了數(shù)值模擬。陳世超等[9]采用基于SINDA/FLUINT 的熱流耦合分析方法對(duì)于低溫加注過(guò)程進(jìn)行仿真,并與實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)進(jìn)行比較,取得較好效果。高婉麗等[10]對(duì)常規(guī)液氧加注過(guò)程中由于漏熱、流阻、泵效率損失造成的液氧溫升進(jìn)行熱力學(xué)計(jì)算,并對(duì)于管路中的過(guò)冷液氧溫度摻混開(kāi)展了理論計(jì)算和數(shù)值模擬,結(jié)果與實(shí)驗(yàn)吻合良好。

本研究工程背景為某發(fā)射基場(chǎng)的低溫推進(jìn)劑地面加注抽空過(guò)冷試驗(yàn)系統(tǒng),根據(jù)技術(shù)要求:60 m3液氧儲(chǔ)罐,氮?dú)鈨?chǔ)量2 300 Nm3,24 h 內(nèi)抽空至10 kPa,允許最大電機(jī)功率110 kW。根據(jù)某廠家噴射真空泵產(chǎn)品手冊(cè),確定氮?dú)夤ぷ髁黧w流量范圍:0.1—1 kg/s,工作流體壓力1—5 MPa,允許液環(huán)泵最大抽速25 m3/min。由于氮?dú)鈨?chǔ)量有限,僅單獨(dú)依靠噴射真空泵或液環(huán)泵均無(wú)法滿足抽空時(shí)間24 h 以內(nèi)的要求,需要將噴射真空泵及液環(huán)泵搭配使用,并確定噴射真空泵及液環(huán)泵的使用工況。

針對(duì)低溫推進(jìn)劑地面加注的液氧抽空過(guò)冷方案,基于微元法研究噴射真空泵與液環(huán)泵組合抽空的熱力過(guò)程,以縮短抽空時(shí)間、減少液氧過(guò)冷耗液為目標(biāo),對(duì)抽空過(guò)冷過(guò)程的傳熱傳質(zhì)過(guò)程進(jìn)行模擬仿真,揭示了液氧儲(chǔ)罐內(nèi)壓力、液位的動(dòng)態(tài)變化規(guī)律,并研究了噴射真空泵工作流體流量與壓力、最低被引射流體壓力、初始液位等對(duì)抽空過(guò)冷特性的影響規(guī)律,獲得了噴射真空泵和液環(huán)泵最佳組合抽空的建議方案。

2 液氧抽空減壓過(guò)冷技術(shù)

利用真空泵對(duì)液氧貯罐進(jìn)行抽空減壓,液相區(qū)壓力降低,其對(duì)應(yīng)飽和溫度隨之降低,在氣液相界面處的液體氣化吸熱,使液氧降溫至此壓力對(duì)應(yīng)的飽和溫度,達(dá)到新的熱力平衡狀態(tài)。噴射真空泵用高壓工作流體引射低壓流體,無(wú)運(yùn)動(dòng)部件,結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單易維護(hù),可用于引射蒸氣、易燃、易爆氣體,獲得一定的粗真空,常與液環(huán)泵配合使用。高壓的工作流體(氮?dú)?進(jìn)入噴嘴后,為使被引射流體(液氧貯罐內(nèi)的氣相)達(dá)到最小靜壓,工作流體在漸縮噴管加速,并在噴嘴喉部達(dá)到音速后,由擴(kuò)張噴管繼續(xù)加速至超音速,在噴嘴出口處與被引射流體混合,其壓力等于被引射流體的壓力(液氧貯罐壓力);在混合段喉部處,混合氣體速度降至音速,并使混合氣體壓力升高;在擴(kuò)散段中,隨著流速降低,混合流體的壓力逐漸恢復(fù)至正壓排出。液環(huán)泵通過(guò)葉輪與進(jìn)出氣端區(qū)域的相對(duì)容積變化而完成吸排氣過(guò)程,兼具離心泵與容積泵的特點(diǎn),由于其內(nèi)部流動(dòng)為具有明顯非穩(wěn)態(tài)特性的氣液兩相流動(dòng),效率較低;其內(nèi)部氣體介質(zhì)在被壓縮過(guò)程中熱量不斷被水吸收,可視為等溫壓縮過(guò)程;與一般的干式真空泵相比,液環(huán)泵具有良好的安全性,一般用于抽吸易燃、易爆及有毒性氣體;受水的飽和蒸氣壓的限制,液環(huán)泵極限吸入壓力一般不低于2 kPa。

基于噴射真空泵可實(shí)現(xiàn)大抽速快速抽空、液環(huán)泵在不同真空度下抽速穩(wěn)定的特點(diǎn),可采用噴射真空泵-液環(huán)泵聯(lián)合抽空的方案。先由噴射真空泵將液氧貯罐壓力從常壓抽空至某中間真空壓力ps,再由液環(huán)泵將儲(chǔ)罐抽空至10 kPa,從而獲得73 K 的液氧。為防止抽空過(guò)程中有液氧液滴對(duì)液環(huán)泵造成液擊,在液環(huán)泵前端布置有換熱器及緩沖罐。噴射真空泵-液環(huán)泵聯(lián)合抽空系統(tǒng)示意圖如圖1 所示。

圖1 噴射真空泵-液環(huán)泵聯(lián)合抽空系統(tǒng)示意圖Fig.1 Ejector and liquid ring pump combination vacuum system

3 對(duì)液氧抽空減壓過(guò)程的仿真

液氧貯罐抽空過(guò)程的某一微元時(shí)間段內(nèi),其熱力狀態(tài)可視為準(zhǔn)平衡態(tài),儲(chǔ)罐內(nèi)液氧應(yīng)滿足質(zhì)量守恒條件:

式中:m0為貯罐內(nèi)初始液氧質(zhì)量,kg;為從初始?jí)毫1在微元時(shí)間內(nèi)降至p2壓力過(guò)程中被抽空的液氧質(zhì)量,kg;為該微元時(shí)間段抽空后貯罐內(nèi)的剩余質(zhì)量,kg;δt為微元時(shí)間,s;qi為時(shí)間微元δt內(nèi)的平均抽氣速率(噴射真空泵為qe,液環(huán)泵為qp),kg/s。

在噴射真空泵中,抽速qe由下式計(jì)算

式中:μi為微元時(shí)間內(nèi)壓力區(qū)間的平均引射比,e;噴射真空泵性能可基于等壓混合模型進(jìn)行計(jì)算[11],根據(jù)工作流體壓力pe,噴射流體的流量me,噴嘴、混合室、擴(kuò)張段效率(ηN,ηm,ηd)等參數(shù),計(jì)算不同被引射流體的壓力ps下(即液氧貯罐壓力),滿足噴射真空泵出口壓力為微正壓(102 kPa)的被引射流體流量。圖2 所示為313 K、2 MPa 的氮?dú)?以0.1 kg/s 流量進(jìn)入噴射真空泵引射抽空液氧貯罐時(shí),不同被引射壓力ps下的引射比。ηN,ηm,ηd分別為85%,95%,85%。由圖可知,隨著被引射壓力ps的降低,引射比顯著降低,真空壓力越低,噴射真空泵抽空能力衰減明顯。

圖2 噴射真空泵在不同被引射壓力下的引射比Fig.2 Injector ratio in different suction pressure

在式(2)中,為微元時(shí)間內(nèi)抽取的氣體質(zhì)量,由以下兩部分組成。

式中:δmevap為抽空造成壓力降低引起液氧閃蒸的質(zhì)量,kg;δ mqleak為微元時(shí)間內(nèi)漏熱造成液氧蒸發(fā)的質(zhì)量,kg。

液環(huán)泵抽空時(shí),由液環(huán)泵在不同被引射壓力下的抽速qp(m3/s),可得微元時(shí)間內(nèi)的排氣體積為:

液氧抽空減壓過(guò)程中能量守恒表達(dá)式如下:

式中:γ2為p2壓力時(shí)液氧的汽化潛熱,kJ/kgqleakδt為微元時(shí)間內(nèi)的罐體漏熱量,kJ;Δhl1-2為微元時(shí)間內(nèi)液相降溫焓差,kJ/kg;δmgas為微元時(shí)間內(nèi)儲(chǔ)罐氣相區(qū)的氣體質(zhì)量,kg;Δhg1-2為微元時(shí)間內(nèi)氣相降溫焓差,kJ/kg。

總的抽空時(shí)間為:

式中:噴射真空泵工作時(shí)間te=neδte(s),液環(huán)泵工作時(shí)間tp=npδtp(s),ne,np分別為噴射真空泵和液環(huán)泵程序的迭代次數(shù),δte(s),δtp(s) 分別為噴射真空泵和液環(huán)泵的抽空時(shí)間微元?？偟?dú)庀牧縑tc(Nm3)為Vtc=mete/ ρstd,標(biāo)況下氮?dú)饷芏葹棣裺td=1.250 4 kg/m3。

給定時(shí)間微元,通過(guò)求解質(zhì)量守恒及能量守恒,可獲得不同微元時(shí)刻下儲(chǔ)罐壓力及剩余液氧質(zhì)量δ mr(kg),抽空后對(duì)應(yīng)壓力下儲(chǔ)罐剩余液氧體積δ Vi(m3)為:δ Vi=δmr/ ρi;ρi為抽空后對(duì)應(yīng)壓力下液氧密度,抽空后儲(chǔ)罐液位leveli(%)為:leveli=δVi/Vtank,其中Vtank為儲(chǔ)罐體積(60 m3)。

本研究將仿真噴射真空泵在不同工作流體壓力、氮?dú)饬髁織l件下,不同被引射流體壓力(真空度)下引射端的抽速,并計(jì)算引射比μ,擬合引射比及儲(chǔ)罐壓力獲得回歸函數(shù)。液氧熱物性根據(jù)Refprop 數(shù)據(jù)庫(kù)擬合向量化函數(shù),采用MATLAB 編寫(xiě)的向量化求解器,通過(guò)尋優(yōu)計(jì)算殘差分布的全局最小值來(lái)提升求解精度。

4 仿真結(jié)果及分析

文獻(xiàn)[5]推導(dǎo)了液氫為工質(zhì)時(shí),溫度由20.37 K過(guò)冷至14 K,定物性抽空耗液量的計(jì)算公式:

為驗(yàn)證上述仿真模型的可靠性,針對(duì)某液氫儲(chǔ)罐體積Vtank=60 m3,初始液位levelint=83%,初始液氫質(zhì)量m0=3 542.50 kg,標(biāo)況下液氫氣化潛熱γ=448.72 kJ/kg,標(biāo)況下液氫比熱容cpv=9.69 kJ/(kg·K),儲(chǔ)罐比熱容cs=0.45 kJ/(kg·K),液氫初始溫度T0=20.37 K,目標(biāo)溫度T1=14 K,儲(chǔ)罐材質(zhì)為06Cr19 Ni10,儲(chǔ)罐質(zhì)量ms=11 172 kg,液環(huán)泵抽速Sp=5 m3/min,利用式(8),可獲得剩余儲(chǔ)罐液體質(zhì)量m1=3 020.70 kg;采用本文所述微元法的仿真結(jié)果為msim=2 865.58 kg,二者偏差為5.14%,驗(yàn)證了本研究方法的可靠性。

針對(duì)某液氧抽空過(guò)冷系統(tǒng),其儲(chǔ)罐容積為60 m3,日蒸發(fā)率為0.5%,初始液位為83%,即存儲(chǔ)有50 m3常壓液氧。采用噴射真空泵與液環(huán)泵組合抽空方案,噴射真空泵在高壓氮?dú)?儲(chǔ)存量為2 300 Nm3)驅(qū)動(dòng)下,先將液氧儲(chǔ)罐由101 kPa 抽空至一定真空壓力,再由抽速為5 m3/min 的液環(huán)泵將液氧儲(chǔ)罐抽真空至10 kPa。基于前述理論模型,可模擬獲得此液氧儲(chǔ)罐抽空過(guò)程的壓力、液位、溫度的變化規(guī)律。在抽空過(guò)程中,噴射真空泵及液環(huán)泵的抽速會(huì)對(duì)液氧貯罐抽空過(guò)程產(chǎn)生顯著影響,噴射真空泵工作流體流量、高壓氮?dú)鈮毫氨灰湔婵諌毫t會(huì)影響氮?dú)獾南?初始的儲(chǔ)罐液位會(huì)影響低溫液氧的剩余質(zhì)量,故應(yīng)討論不同噴射真空泵工況及儲(chǔ)罐初始液位對(duì)抽空過(guò)程的影響。

4.1 噴射真空泵工作流體流量對(duì)液氧抽空性能的影響

噴射真空泵工作時(shí),在一定的高壓氮?dú)鈬娚鋲毫r(shí),可根據(jù)不同被引射流體壓力(即液氧貯罐壓力)確定噴射泵的引射比。在該壓力工況下,隨著工作流體流量的增大,被引射流體的流量也隨之增大。受高壓氮?dú)鈨?chǔ)存量為2 300 Nm3的限制,模擬了噴射真空泵工作流體流量范圍為0.1—1 kg/s、高壓氮?dú)鈮毫? MPa,最低被引射壓力為40 kPa,搭配抽速5 m3/min 的液環(huán)泵的抽空過(guò)程,可得不同工作流體流量下液氧貯罐壓力和液位的變化情況,如圖3 所示。

圖3 噴射真空泵不同工作流體流量時(shí)的儲(chǔ)罐抽空特性Fig.3 Injector performance in different nitrogen mass flow rate

抽空過(guò)程中,噴射真空泵抽速始終大于液環(huán)泵抽速,由于噴射真空泵抽速會(huì)逐漸衰減,可將噴射真空泵最后一個(gè)抽空微元的壓降速率與液環(huán)泵第一個(gè)抽空微元的壓降差δsp,作為評(píng)價(jià)系數(shù),當(dāng)評(píng)價(jià)系數(shù)為負(fù)時(shí),認(rèn)為抽空方案不合理,評(píng)價(jià)系數(shù)越大,可認(rèn)為對(duì)噴射泵大抽速的特點(diǎn)利用越充分:

式中:δpelast為噴射真空泵最后一個(gè)抽空微元壓降,Pa;δppfirst為液環(huán)泵第一個(gè)抽空微元壓降,Pa;表1給出了針對(duì)不同高壓氮?dú)夤ぷ髁髁肯碌膰娚湔婵毡门c液環(huán)泵聯(lián)合抽空特性。

表1 不同工作流體流量下抽空過(guò)程特性Table 1 Vacuum system performance at difference nitrogen mass flow rates

由圖3 及表1 可知,隨著噴射真空泵工作流體流量的增加,噴射真空泵抽空速度增大,達(dá)到ps=40 kPa真空度所需耗時(shí)逐漸縮短,總抽空時(shí)間也顯著減少,由于噴射流量me=0.1 kg/s 時(shí),微元壓降差δsp=-1.08 Pa/s,可認(rèn)為該方案不合理,噴射流量me=0.25 kg/s 時(shí),微元壓降差δsp=0.26 Pa/s,為全局最小值,氮?dú)庀腣tc=1 832.81 Nm3,較全局最小氮?dú)庀牧吭龃?13.30 Nm3;從0.1 kg/s 增大至0.25 kg/s 時(shí),抽空時(shí)長(zhǎng)tT減少4.01 h,從0.25 kg/s 增大至0.50 kg/時(shí),抽空時(shí)長(zhǎng)僅減少1.56 h。即當(dāng)噴射泵在工作流體壓力為pe=2 MPa,最低被引射壓力為40 kPa,抽空速度為5 m3/min 的液環(huán)泵時(shí),為保證噴射真空泵抽速始終大于液環(huán)泵抽速,其工作流體(高壓氮?dú)? 的流量不應(yīng)小于0.25 kg/s。

4.2 噴射泵工作流體壓力對(duì)液氧抽空性能的影響

由噴射真空泵設(shè)計(jì)理論[13-14]可知,噴射泵的引射比可由工作流體壓力和被引射流體壓力決定。因此,本研究模擬了噴射真空泵的工作流體壓力變化時(shí),不同被引射流體壓力(液氧貯罐壓力)下的引射比。由仿真結(jié)果可知,相同被引射壓力時(shí),高壓氮?dú)鈬娚鋲毫υ礁?其引射比略大;且噴射壓力大于3 MPa后,引射比增加趨勢(shì)愈弱。這是因?yàn)閲娚鋲毫ι邥r(shí),在噴嘴出口處的動(dòng)壓會(huì)相應(yīng)升高,但是當(dāng)噴射壓力大于3 MPa 以后,高壓氮?dú)獾撵蕼p逐漸放緩,導(dǎo)致在其在噴嘴處增速放緩,因此其所能帶走的氧氣增加量逐漸減少。

當(dāng)高壓氮?dú)鈬娚淞髁繛?.25 kg/s 時(shí),噴射泵所能獲得的最低液氧貯罐真空壓力為40 kPa 時(shí),初始液位為83%,液環(huán)泵抽速為5 m3/min,當(dāng)高壓氮?dú)鈬娚鋲毫υ?—5 MPa 范圍內(nèi)變化時(shí),表2 給出了當(dāng)噴射真空泵的工作流體壓力變化時(shí)液氧抽空過(guò)程特性。

表2 不同工作流體壓力的抽空過(guò)程特性Table 2 Vacuum system performance under difference nitrogen pressures

由表2 可見(jiàn),隨著高壓氮?dú)獾膰娚鋲毫e的增大,噴射真空泵的引射比略有增加,液氧貯罐壓力降至ps=40 kPa 所需的氮?dú)庀臏p少,噴射真空泵te工作時(shí)間也相應(yīng)縮短。隨后,液環(huán)泵將液氧貯罐壓力從40 kPa 抽空至10 kPa 需要約13.51 h,最終剩余液位level=67.2%。不同的高壓氮?dú)鈬娚鋲毫?總抽空時(shí)間不同,主要是由噴射真空泵性能決定。另外,當(dāng)高壓氮?dú)獾膰娚鋲毫? MPa 時(shí),氮?dú)庀淖钚?為1 539.91 Nm3,較1 MPa 時(shí)的氮?dú)庀臏p少624.40 Nm3,占?xì)馄寇嚨獨(dú)鈨?chǔ)量的27.15%?？梢?jiàn)增大高壓氮?dú)鈬娚鋲毫娠@著減少氮?dú)庀牧俊?/p>

4.3 噴射泵最低引射壓力對(duì)液氧抽空性能的影響

分析可知,提高氮?dú)鈬娚鋲毫τ兄诳s短抽空時(shí)間,減少氮?dú)庀?因此當(dāng)噴射泵的高壓氮?dú)鈬娚鋲毫? MPa,氮?dú)赓|(zhì)量流量0.25 kg/s,初始液位83%,以最大氮?dú)庀? 300 Nm3為限,研究噴射泵獲得的最低引射壓力(即液氧貯罐的真空壓力),再利用抽速為5 m3/min 的液環(huán)泵將液氧貯罐壓力抽空至10 kPa,表3 給出了抽空過(guò)程總耗時(shí)、噴射真空泵工作時(shí)間及氮?dú)庀牧康淖兓闆r。

表3 不同被引射壓力下抽空過(guò)程特性Table 3 Vacuum system performance under difference suction pressures

由表3 的結(jié)果可以看出,隨著噴射泵最低引射壓力的降低,氮?dú)庀牧恐饾u增加,噴射真空泵的工作時(shí)間增加,但液氧貯罐的總抽空耗時(shí)略有縮短,剩余液位則基本不變。即在氮?dú)鈬娚鋲毫? MPa 時(shí),噴射真空泵所能獲得的最低引射壓力(即液氧貯罐的最低壓力)為31.35 kPa。

4.4 液氧貯罐初始液位對(duì)抽空性能的影響

為探究液氧貯罐的初始液位對(duì)其抽空性能的影響規(guī)律,研究了初始液位在83%—95% 范圍內(nèi)的五種情況,噴射真空泵工況為:高壓氮?dú)獾膰娚鋲毫? MPa,氮?dú)鈬娚淞髁繛?.25 kg/s,極限被引射壓力由氮?dú)庀目偭坎淮笥? 300 m3條件確定,液環(huán)泵抽速為5 m3/min。表4 給出了不同初始液位的液氧貯罐抽空過(guò)程總耗時(shí)、噴射真空泵工作時(shí)間及氮?dú)庀牧康淖兓闆r。

表4 不同初始液位下抽空過(guò)程特性Table 4 Vacuum system performance at difference initial liquid levels

當(dāng)增加液氧貯罐初始液位時(shí),在本研究限定條件下,消耗高壓氮?dú)馑@得的最低引射壓力逐漸升高,總抽空時(shí)間逐漸遞增,剩余液位也逐漸增多。由表4可知,對(duì)初始液位83% 的液氧貯罐被抽空至10 kPa共耗時(shí)15.11 h;初始液位95%的液氧貯罐被抽空至10 kPa 耗時(shí)17.40 h。這是因?yàn)殡S著液氧貯罐初始液位的增加,達(dá)到目標(biāo)溫度的冷負(fù)荷增大,因此需要抽取更多氧氣,使更多的液氧氣化方能達(dá)到冷量的平衡,這需要消耗更多的抽真空時(shí)間。

5 結(jié) 論

針對(duì)液氧抽空減壓過(guò)冷的動(dòng)態(tài)熱物理過(guò)程,采用微元法模擬了噴射真空泵與液環(huán)泵聯(lián)合抽真空過(guò)程,并分析了其關(guān)鍵影響因素,確定了噴射真空泵與液環(huán)泵聯(lián)合抽空系統(tǒng)的設(shè)計(jì)工況。主要研究了噴射真空泵的工作流體流量、噴射壓力、最低被引射壓力、初始液位等關(guān)鍵參數(shù)對(duì)液氧抽空系統(tǒng)性能的影響規(guī)律。討論了高壓氮?dú)獾膰娚淞髁繉?duì)抽空過(guò)程的影響,通過(guò)微元壓降差獲得噴射泵最小工作流體流量,以確定噴射真空泵抽速與液環(huán)泵抽速的合理匹配。增加高壓氮?dú)獾膰娚淞髁恳钥s短抽空耗時(shí);高壓氮?dú)獾膰娚鋲毫χ饕绊懙獨(dú)庀?當(dāng)其從1 MPa 增大至5 MPa時(shí),可使氮?dú)庀膹? 164.31 Nm3減少到1 539.91 Nm3,減少總氮?dú)饬康?7.15%;在高壓氮?dú)鈨?chǔ)存量2 300 Nm3的條件限制下,最低被引射壓力可降至31.35 kPa,并縮短總抽空時(shí)間。液氧貯罐的初始液位從83%增至95%時(shí),總抽空時(shí)間增加較少,但剩余液位有明顯升高?？傊?增大高壓氮?dú)獾膰娚淞髁亢蛧娚鋲毫?降低最低被引射壓力,提高初始液位,可不同程度地縮短液氧貯罐的抽空時(shí)間,獲得更多的過(guò)冷液氧。當(dāng)高壓氮?dú)獾膰娚鋲毫? MPa、最低被引射壓力為34.35 kPa、初始液位為95%,在氮?dú)鈨?chǔ)量的限制下,可增加總抽空時(shí)間2.7 小時(shí),獲得的剩余液位將提升9.95%,文中所采用的計(jì)算方法可為實(shí)際工程應(yīng)用提供一定參考。