不同增壓方式對火箭燃料貯箱冷氦增壓效果的影響

鄒震峰， 任 楓， 李曉慈， 段海洋， 杜海浪， 黃永華

(1. 上海交通大學(xué) 制冷與低溫工程研究所， 上海 200240；2. 上海宇航系統(tǒng)工程研究所， 上海 201108)

運(yùn)載火箭的燃料箱冷氦增壓系統(tǒng)通過將冷氦氣瓶浸存于低溫推進(jìn)劑貯箱中，獲得同等壓力和容積條件下更大的氣體質(zhì)量.使用時，將冷氦氣引入燃?xì)饣蛭矚鈸Q熱器中加溫，然后送入推進(jìn)劑貯箱，將其增壓至所需流速和壓力后引入發(fā)動機(jī)泵或燃燒室中.氦氣相對分子質(zhì)量小，密度小，增壓效率較高；同時，氦氣沸點極低，不易冷凝，也基本不與推進(jìn)劑發(fā)生反應(yīng).因此，冷氦增壓系統(tǒng)在運(yùn)載火箭中應(yīng)用廣泛，如長征三號甲的三子級[1]、日本H-Ⅱ火箭的一子級[2]和阿里安5號的二子級[3]等均采用了氦增壓系統(tǒng).某型號液氧/煤油火箭擬采用煤油貯箱冷氦直接增壓方案，將冷氦氣瓶貯存于液氧箱中.增壓時不同于上述燃?xì)?尾氣換熱方式，該方案直接將冷氦氣通入煤油貯箱的液體區(qū)，與煤油接觸換熱，利用煤油的巨大熱容，將冷氦氣快速加熱至接近煤油的溫度，使其體積膨脹.該方案的增壓效果顯著，并且不需要換熱器，減少了結(jié)構(gòu)質(zhì)量.為驗證該方案的可行性，需要進(jìn)行理論和試驗研究.

國內(nèi)外已對冷氦增壓進(jìn)行多項研究.Stochl等[4-7]分別使用氫氣和氦氣對兩個不同尺寸的液氫貯箱進(jìn)行增壓排液試驗，對影響氦氣消耗率的相關(guān)因素進(jìn)行分析，結(jié)果表明影響增壓氣體消耗量的主要因素為入口氣體溫度，其次為擴(kuò)散器的幾何形狀和參數(shù).此外，在微重力條件下，他們[8]利用液面以下的擴(kuò)散器將氫氣注入到4.89 m3的液氫貯箱中，并進(jìn)行增壓試驗，發(fā)現(xiàn)增壓效率大幅下降，因此認(rèn)為微重力條件下的自增壓應(yīng)盡量避免從液面以下注入.Dewitt等[9]通過地面試驗研究了不同形狀和尺寸的擴(kuò)散器對液氫增壓的影響，發(fā)現(xiàn)5種不同徑向的擴(kuò)散器對增壓氣體消耗量的影響不大(相差10%以內(nèi))，而使用直管噴射增壓可以減少約16.8%～29.7%的增壓氣體消耗，同時對于直管噴射增壓，管徑越小，增壓氣體消耗越少，同時越容易破壞氣液界面和氣體混合，導(dǎo)致增壓開始時容器內(nèi)的壓力下降.曾源華[10]對溫度為20.4 K的冷氦氣經(jīng)加溫后進(jìn)入液氧貯箱增壓的方案進(jìn)行地面試驗研究，模擬火箭飛行中加溫冷氦氣的過程，闡述氧箱增壓的試驗設(shè)備、方法和結(jié)果.張志廣等[11]設(shè)計了液體火箭冷氦增壓系統(tǒng)的電磁閥與孔板的組合方式，并對其進(jìn)行地面試驗，發(fā)現(xiàn)采用三路電磁閥與孔板及壓力調(diào)節(jié)器組合的方式可以將貯箱壓力(簡稱箱壓)維持在設(shè)計范圍內(nèi).為了對液氫火箭的增壓系統(tǒng)進(jìn)行地面模擬試驗研究，趙耀中等[12]比較了水浴換熱、高溫氮氣-低溫氦氣和常溫氮氣-低溫氦氣共3種冷氦加溫?fù)Q熱方案的優(yōu)劣，發(fā)現(xiàn)采用低溫氦氣-常溫氮氣方案的換熱系統(tǒng)最符合箭上工況要求.為了研究650 K的高溫氣體增壓對液氧貯箱壁面溫度的影響，范瑞祥等[13]提出一種針對高溫氣體增壓的貯箱壁面溫度一維分布模型，并進(jìn)行地面模擬試驗，發(fā)現(xiàn)升高增壓氣體溫度可以減少增壓氣體用量，但也會顯著升高貯箱結(jié)構(gòu)的工作溫度；貯箱壁厚的增加可以降低貯箱壁面溫度，但也會增加增壓氣體用量，并顯著增加箱體結(jié)構(gòu)質(zhì)量；增壓氣體種類(氦氣、氮氣和氧氣)對貯箱壁面溫度的影響相對較小，增壓氣體的消耗量基本隨其摩爾質(zhì)量的增大呈線性增加.周芮等[14]對本試驗系統(tǒng)采用冷氦鼓泡方式進(jìn)行增壓輸送操作時的結(jié)冰可能性、末端出口氣泡攜帶情況和增壓氣體鼓泡方式等進(jìn)行了前期的仿真計算，初步證明了方案的可行性，具體內(nèi)容將在本文試驗結(jié)果部分進(jìn)行比對分析.

然而，已有研究多集中于冷氦增壓液氫或液氧，較少涉及冷氦增壓煤油的方案及其地面試驗.為了試驗驗證冷氦增壓煤油貯箱排液方案的可行性，優(yōu)化增壓方式，本文設(shè)計并搭建冷氦增壓地面試驗系統(tǒng)，通過液氮冷卻氦氣獲得液氧溫區(qū)的冷氦，并用其模擬箭上冷氦.同時，按照縮比尺寸建立試驗貯箱，模擬箭上冷氦增壓系統(tǒng)的工作過程，分析不同增壓方式下的氣液流動換熱狀態(tài)及增壓效果.利用航空煤油進(jìn)行試驗存在一定安全隱患，而水和航空煤油在密度和黏度等方面差異不大：水和航空煤油的密度分別為997 kg/m3和805 kg/m3；比熱容分別為 4 180 J/(kg·K)和 2 200 J/(kg·K)；導(dǎo)熱系數(shù)分別為0.607 W/(m·K)和0.149 W/(m·K)；黏度分別為0.89 mPa·s和1 mPa·s；冰點分別為273.15 K和233.15 K.并且周芮等[14]通過模擬論證了水和煤油在增壓排液過程中宏觀熱力學(xué)狀態(tài)的一致性，因此，試驗前期將水作為航空煤油的模擬介質(zhì)，待后期各種操作和規(guī)律較清楚，條件較成熟時再更換為煤油.

1 試驗系統(tǒng)

設(shè)計并研制的煤油貯箱冷氦增壓地面試驗系統(tǒng)構(gòu)成如圖1所示，其主要由氣源供給系統(tǒng)、節(jié)流圈、液氮冷卻系統(tǒng)、換熱器、貯箱、液體回收罐及管路、閥門和測控系統(tǒng)等構(gòu)成.

圖1 燃料貯箱冷氦增壓地面試驗系統(tǒng)結(jié)構(gòu)圖Fig.1 Schematic of cryogenic helium pressurization ground test system in fuel tank

高壓氦氣(15 MPa)經(jīng)過配氣臺減壓器減壓至3 MPa，然后進(jìn)入由電磁閥和節(jié)流圈組合的兩條并聯(lián)節(jié)流支路.通過更換不同孔徑的節(jié)流圈和切換電磁閥的通斷可以控制氣體流量.氣體經(jīng)節(jié)流圈進(jìn)一步被減壓至1 MPa以內(nèi)，并通過換熱器與過冷的帶壓液氮進(jìn)行換熱，氣體溫度被降至90 K溫區(qū).換熱器設(shè)置一旁通支路，常溫氦氣可以通過該支路與冷氦氣混合以調(diào)節(jié)溫度，然后進(jìn)入貯箱進(jìn)行增壓排液.排出的液體流入液體回收罐并通過泵重新加注到試驗貯箱中以實現(xiàn)重復(fù)利用.實物系統(tǒng)如圖2所示，各試驗設(shè)備的詳細(xì)參數(shù)和布置可以參考文獻(xiàn)[15].

圖2 燃料貯箱冷氦增壓地面試驗系統(tǒng)實物圖Fig.2 Facility of cryogenic helium pressurization ground experimental test in fuel tank

在試驗過程中，調(diào)節(jié)節(jié)流圈的尺寸可以控制進(jìn)入管路的氣體流量：節(jié)流圈孔徑為主路1.5 mm，輔路2.5 mm，對應(yīng)質(zhì)量流量qm=10 g/s；節(jié)流圈孔徑為主路4.5 mm，輔路2.5 mm，對應(yīng)qm=40 g/s.

試驗中，主路電磁閥保持常通，輔路電磁閥的通斷由控制系統(tǒng)根據(jù)比例積分微分(PID)控制策略進(jìn)行控制，試驗使用的PID參數(shù)分別為目標(biāo)箱壓 0.34 MPa，比例系數(shù)30，積分系數(shù)1，微分系數(shù)0.

試驗使用直管射流和徑向擴(kuò)散器兩種結(jié)構(gòu)，以對比擴(kuò)散器形式對增壓效果的影響.其中，徑向擴(kuò)散器結(jié)構(gòu)如圖3所示，其底部封閉，側(cè)面開孔，外徑為86 mm，側(cè)面開孔孔徑為3 mm，開孔率為50%，上部焊接外徑為38 mm、長度為100 mm的不銹鋼管，不銹鋼管頂部具有法蘭接口，可配合不同長度的管路以調(diào)節(jié)安裝高度.

圖3 徑向擴(kuò)散器結(jié)構(gòu)圖(mm)Fig.3 Structure of radial diffuser (mm)

擴(kuò)散器有選擇地安裝于氣枕區(qū)和液體區(qū)以探究增壓區(qū)域的影響，具體位置如圖4所示.圖4(a)為氣枕區(qū)直管射流增壓工況示意圖，冷氦氣通過外徑為38 mm、長度為20 mm的直管噴射進(jìn)入貯箱氣枕區(qū)進(jìn)行增壓；圖4(b)為氣枕區(qū)徑向擴(kuò)散器增壓工況，擴(kuò)散器安裝位置為距貯箱頂部270 mm處的氣枕區(qū)內(nèi)；圖4(c)為液體區(qū)徑向擴(kuò)散器增壓工況，擴(kuò)散器安裝位置為距貯箱底部531 mm的液體區(qū)內(nèi).

圖4 擴(kuò)散器位置(mm)Fig.4 Positon of diffuser (mm)

為測量試驗過程中貯箱內(nèi)部的溫度分布，在貯箱內(nèi)距中心對稱軸150 mm處沿軸向設(shè)置一個測溫桿，在桿上等間距425 mm布置6個溫度傳感器(NT1～NT6)，其結(jié)構(gòu)如圖5所示.

圖5 測溫點位置(mm)Fig.5 Positon of temperature measuring points (mm)

為準(zhǔn)確反映增壓排液的物理過程，在試驗裝置中布置大量溫度和壓力傳感器(見圖1)，各傳感器參數(shù)如表1所示.

表1 傳感器參數(shù)Tab.1 Parameters of sensors

2 試驗工況及操作流程

2.1 試驗工況

試驗系統(tǒng)的增壓效果主要受氣體增壓位置、擴(kuò)散器形式和排液流量等影響，設(shè)置如表2所示的試驗工況，以探究不同因素對增壓效果的影響.其中，qV,set為排液流量設(shè)定值.

表2 試驗工況表Tab.2 Test conditions

2.2 操作流程

試驗的具體操作步驟如下.

(1) 準(zhǔn)備工作：根據(jù)工況要求安裝擴(kuò)散器和節(jié)流圈，同時調(diào)節(jié)排液管路的手動閥門使得箱壓p=0.34 MPa下的排液流量符合要求.

(2) 貯箱加注和預(yù)增壓：將貯箱的液位加至 2.3 m，此時貯箱內(nèi)液體體積約為2.2 m3；向貯箱內(nèi)通入氦氣并進(jìn)行預(yù)增壓，當(dāng)p=0.34 MPa后停止預(yù)增壓.

(3) 預(yù)冷管路：以氮氣為預(yù)冷工質(zhì)，氮氣經(jīng)換熱器冷卻后預(yù)冷管路并放空，以節(jié)省氦氣消耗；當(dāng)貯箱入口溫度達(dá)到100 K后，將氮氣切換為氦氣，經(jīng)換熱器冷卻后放空并處于待機(jī)狀態(tài).

(4) 增壓排液試驗：將氦氣由放空管路切換為進(jìn)入貯箱增壓，同時打開排液閥門排液.

(5) 停止排液：當(dāng)貯箱液位低于0.5 m時，關(guān)閉氣源開關(guān)和排液閥門，停止排液，試驗結(jié)束.

3 結(jié)果與分析

3.1 不同增壓位置的影響

當(dāng)增壓氣體從不同增壓位置進(jìn)入貯箱進(jìn)行增壓時，將會影響貯箱內(nèi)氣體和液體的壓力、溫度以及流量，對此選擇工況1和工況2進(jìn)行對比分析.

3.1.1控壓穩(wěn)定性 圖6為工況1和工況2的箱壓和排液流量曲線.當(dāng)增壓氣體從氣枕區(qū)進(jìn)入貯箱時，箱壓可以快速達(dá)到目標(biāo)設(shè)定值并基本維持穩(wěn)定，排液流量(qV)穩(wěn)定在qV,set=40 L/s附近；當(dāng)增壓氣體通過浸沒于液體內(nèi)的擴(kuò)散器進(jìn)入貯箱時，氣枕區(qū)壓力波動較大，表現(xiàn)為在0～7 s時間(t)內(nèi)持續(xù)下降至0.24 MPa，在10～30 s緩慢上升至0.32 MPa，在30～35 s基本維持穩(wěn)定，在35 s后又開始下降.同時，受箱壓影響，該工況下的排液流量出現(xiàn)先下降至40 L/s，然后緩慢上升至55 L/s的相應(yīng)變化，未能穩(wěn)定在目標(biāo)值50 L/s.造成箱壓不穩(wěn)定的原因可能為在工況1中，與擴(kuò)散器相連的管道中充滿了液體，在試驗開始階段，貯箱入口的氣體需要克服一定的阻力將管道中的液體排出后才能夠進(jìn)入貯箱，此時氣體流量較小，導(dǎo)致試驗開始階段箱壓下降.此外，在該工況下，氣體自水中排出時以氣泡形式運(yùn)動至氣枕區(qū)，而氣泡的隨機(jī)融合和破裂等導(dǎo)致各個時刻實際進(jìn)入至貯箱氣枕區(qū)的氣體流量不穩(wěn)定，從而造成箱壓波動.隨著液位的下降，氣泡在液體中的時間縮短，控壓難度降低，箱壓逐漸維持穩(wěn)定.試驗過程中的錄像數(shù)據(jù)也證明了該推斷：在試驗開始階段，氣泡較小且存在斷續(xù)現(xiàn)象；在試驗中后期，氣泡較大且穩(wěn)定上升.

圖6 工況1和工況2的箱壓和排液流量Fig.6 Pressure and discharge volumetric flow rate of cases 1 and 2

3.1.2溫度分布 圖7為工況1和工況2的各測溫點溫度(T)變化曲線.可知，在氣枕區(qū)擴(kuò)散器工況下，NT1溫度持續(xù)下降至243 K，這是由于NT1位于貯箱頂部且與擴(kuò)散器所在高度大致相同，容易受到冷氦氣的直接影響，所以其測點溫度最低.NT2～NT6溫度在某一時刻突然下降，這是當(dāng)液位下降至低于該測點時，傳感器暴露于冷氦氣中，被氣體冷卻所致.在液體擴(kuò)散器工況下，NT1由初始溫度310 K緩慢下降至307 K，并在307 K附近波動；NT2～NT6的初始溫度為303 K，某一時刻溫度稍微上升后在305 K附近波動；在38 s后，所有測點溫度均開始緩慢下降.這是由于冷氦氣通過位于液體中的擴(kuò)散器進(jìn)入貯箱，其與液體充分換熱后被快速加熱至液體溫度，進(jìn)入氣枕區(qū)后使得氣枕區(qū)溫度稍有降低；同時隨著排液的進(jìn)行，液面逐漸下降，各測點逐漸暴露于氣枕區(qū)中，導(dǎo)致其溫度逐漸緩慢上升；在38 s以后，擴(kuò)散器完全暴露于氣枕區(qū)中，冷氦氣能夠直接進(jìn)入氣枕區(qū)，導(dǎo)致氣枕區(qū)溫度下降.此時氣枕區(qū)溫度的下降速率小于工況4，這是由于在工況4中，氣枕區(qū)的平均溫度較低，當(dāng)測點暴露于氣枕區(qū)后，其溫度能夠迅速下降至氣枕區(qū)平均溫度附近；而在工況5中，氣枕區(qū)平均溫度接近常溫，當(dāng)測點暴露于氣枕區(qū)后，冷氦氣難以在短時間內(nèi)冷卻所有常溫氦氣，導(dǎo)致其溫度下降速率較慢.

圖7 兩種工況下貯箱內(nèi)的溫度變化Fig.7 Temperature distribution of cases 1 and 2

此外，氣枕區(qū)工況中部分測點存在溫度上升現(xiàn)象，這是在同一時刻氣枕壓力急劇上升所致.在圖6中，箱壓在7～30 s持續(xù)上升，溫度也呈現(xiàn)上升趨勢.

3.1.3氣體消耗率 表3為各工況實測單位排液體積對應(yīng)的增壓氣體消耗量，即氣體消耗率(Q)，其值為氣體消耗總量與總排液量的比值.其中，工況6為氣枕區(qū)徑向擴(kuò)散器，其數(shù)值通過工況2和工況4對排液流量線性插值計算所得.

圖8為不同增壓位置對單位排液體積下的氣體消耗率影響.結(jié)合表3可知，當(dāng)qV=50 L/s時，若氣體從氣枕區(qū)進(jìn)入貯箱增壓，則Q=0.773 g/L；若氣體從液體內(nèi)部進(jìn)行增壓，則Q=0.517 g/L，相比減少了33.1%，有利于氣體增壓系統(tǒng)降低載荷要求.

表3 各工況的單位排液氣體消耗率

圖8 不同工況下的氣體消耗率Fig.8 Helium consumption ratio under different test conditions

3.1.4流動狀態(tài) 在火箭增壓過程中，貯箱內(nèi)的推進(jìn)劑直接進(jìn)入發(fā)動機(jī).若在增壓過程中出現(xiàn)排氣夾帶氣體或者冷氦氣導(dǎo)致的局部過冷結(jié)冰，則易造成發(fā)送機(jī)的氣液兩相進(jìn)料運(yùn)行不穩(wěn)定甚至損壞發(fā)動機(jī).因此，在增壓過程中不僅需要關(guān)注燃料的溫度和壓力等熱力學(xué)參數(shù)，還需要關(guān)注貯箱和排液管路內(nèi)的相態(tài)以及液體流動狀態(tài)，確保排液管路中無氣泡、無冰晶.

工況5貯箱內(nèi)部的增壓氣體擴(kuò)散瞬間監(jiān)測情況如圖9所示.據(jù)試驗現(xiàn)場觀察，當(dāng)采用擴(kuò)散器從氣枕區(qū)或液體區(qū)進(jìn)行增壓時，在排液過程中，氣體管壁外側(cè)、氣液接觸界面和液體內(nèi)部均無冰晶產(chǎn)生.而航空煤油的凝固點為 -47 ℃，遠(yuǎn)低于水，更不易結(jié)冰.分析認(rèn)為水未結(jié)冰的原因如下：在氣枕區(qū)增壓工況中，冷氦氣雖然可以通過氣液界面與液體接觸，但是在進(jìn)入貯箱時，冷氦氣與氣枕區(qū)原有氣體、貯箱壁面和液面同時換熱，導(dǎo)致流向液面的冷量較少，液面難以結(jié)冰；在液體區(qū)增壓工況中，雖然冷氦氣通入液體區(qū)內(nèi)能夠與水產(chǎn)生劇烈換熱，但是水的比熱容巨大，無法在較大區(qū)域內(nèi)結(jié)冰.同時，受氣體增壓和排液影響，貯箱內(nèi)的液體不斷運(yùn)動，缺少一個溫度較低的穩(wěn)定區(qū)域，因此液體局部難以因過冷而結(jié)冰.

圖9 貯箱內(nèi)部的增壓氣體擴(kuò)散噴射流動狀態(tài)Fig.9 Flow status of gas and liquid inside the tank

此外，當(dāng)利用擴(kuò)散器將冷氦氣通過液體內(nèi)部進(jìn)行增壓試驗時，氣體均由擴(kuò)散器頂部的孔排出并直接向上運(yùn)動，可知此時氣體受浮力影響遠(yuǎn)大于受液體向下運(yùn)動產(chǎn)生的影響，因此氣泡基本不可能隨液體進(jìn)入排液口.排液管路上的可視化過濾器的觀測結(jié)果同樣證實了沒有氣泡進(jìn)入排液管道.雖然煤油的密度小于水的密度，氣泡所受浮力會相應(yīng)減小，但仍遠(yuǎn)大于排液產(chǎn)生的影響.文獻(xiàn)[14]給出了煤油通過進(jìn)入液體中的單孔進(jìn)行增壓時的溫度分布，并分析其結(jié)冰可能性.認(rèn)為低溫氦氣在進(jìn)入煤油后，在較短的上升過程中就能夠被加熱至接近煤油的溫度，因此基本不可能結(jié)冰.同時，本試驗證實了其模擬所得結(jié)論：在中心鼓泡方案中，氦氣基本沒有擴(kuò)散.

3.2 擴(kuò)散器形式的影響

3.2.1控壓穩(wěn)定性 圖10為增壓排液過程中4種工況下的箱壓和排液流量變化.可知，當(dāng)增壓位置為氣枕區(qū)，氣體通過徑向擴(kuò)散器進(jìn)入貯箱時，初始時刻的箱壓比目標(biāo)壓力偏高或偏低，一段時間后才逐漸趨于目標(biāo)值；而同等條件下氣體通過直管擴(kuò)散器進(jìn)入貯箱時，箱壓能夠更快、更集中地趨于目標(biāo)值.這是由于擴(kuò)散器安裝在直管下方，氣體通入擴(kuò)散器后瞬間減速，進(jìn)入貯箱時受到的管路阻力較大，所以其壓力調(diào)節(jié)存在滯后現(xiàn)象.此外，使用兩種擴(kuò)散器進(jìn)行增壓均能夠使排液流量穩(wěn)定在目標(biāo)值附近，即兩種擴(kuò)散器均能夠?qū)崿F(xiàn)穩(wěn)定排液.

圖10 工況2至工況5的箱壓和排液流量Fig.10 Pressure and discharge volumetric flow rate of cases 2—5

3.2.2溫度分布 圖11為4種工況的各測溫點溫度變化曲線.可知，當(dāng)qV=10 L/s時，與直管增壓的方式相比，氣體通過徑向擴(kuò)散器進(jìn)行增壓的NT1～NT4測點溫度均較低；而當(dāng)qV=40 L/s時，部分測點溫度升高，部分測點溫度降低.這是由于當(dāng)排液流量較小時，增壓氣體流量也較小，利用直管進(jìn)行增壓的氣體主要為軸向運(yùn)動，徑向擴(kuò)散只出現(xiàn)在接觸液面(有傳熱)后的一個較薄層空間內(nèi)，氣體向四周擴(kuò)散的速度較小，接觸到壁面后向上爬升，與熱氣體以及壁面換熱，導(dǎo)致氣體對測溫點的降溫能力減弱.而通過徑向擴(kuò)散器進(jìn)入的氣體，其軸向動能全部轉(zhuǎn)換為徑向動能，射流直接作用于氣枕空間內(nèi)的測溫點及其附近區(qū)域，因此NT1～NT4測溫點溫度均較低.由于NT5測點離頂部的擴(kuò)散器較遠(yuǎn)，受軸向或者徑向射流的影響較小，所以其在不同擴(kuò)散器形式下的溫度分布較為均勻，與上述規(guī)律不同.此外，NT6測點始終浸沒于液體中，測點溫度為液體溫度，因此基本保持恒定.當(dāng)排液流量較大時，氣體流速增大，大流速的氣體射流容易在貯箱內(nèi)部形成漩渦，造成貯箱內(nèi)部溫度分布混亂，導(dǎo)致不同擴(kuò)散器形式下各測溫點的溫度均沒有明顯的大小規(guī)律.

圖11 不同排液流量下貯箱內(nèi)氣枕區(qū)溫度分布Fig.11 Temperature distribution of ullage at different discharge volumetric flow rates

3.2.3氣體消耗率 表3中4種工況下的氦氣消耗率為直管擴(kuò)散增壓工況，當(dāng)qV=10 L/s時，Q=0.609 g/L，當(dāng)qV=40 L/s時，Q=0.715 g/L；徑向擴(kuò)散增壓工況，當(dāng)qV=10 L/s時，Q=0.599 g/L，當(dāng)qV=40 L/s時，Q=0.731 g/L.可知，兩種擴(kuò)散器在不同排液流量下的氦氣消耗率均相差不大.但是，徑向擴(kuò)散器可以避免氣體直吹液面，同時可以降低氣體軸向速度，因此氣枕區(qū)增壓時使用徑向擴(kuò)散器的效果較好.

此外，與qV=40 L/s相比，qV=10 L/s時的氦氣消耗率均較低，同等條件下每排放一單位液體，可以節(jié)約20%的增壓氦氣.因此，在滿足發(fā)動機(jī)工作要求的前提下，可以盡量降低推進(jìn)劑的排放速率，以提高增壓氦氣的利用效率.

4 結(jié)論

本文針對火箭液氧-煤油燃料貯箱冷氦增壓方案搭建試驗系統(tǒng)并進(jìn)行地面模擬試驗.探究不同增壓方式，包括增壓位置、擴(kuò)散器形式和增壓氣體流量對煤油貯箱增壓排液過程的影響，分析其氣液流動和換熱情況，以及由局部過冷造成煤油結(jié)冰的可能性，具體結(jié)果如下.

(1) 與氣枕區(qū)增壓相比，氣體通入液體區(qū)增壓的方式可以使得冷氦氣充分換熱，增壓能力更強(qiáng)，同等條件下可以節(jié)約33.1%的氦氣；但增壓氣體進(jìn)入貯箱的時間滯后，控制箱壓和排液流量穩(wěn)定的難度增大.

(2) 當(dāng)qV=10 L/s時，氣枕區(qū)溫度分布受擴(kuò)散器形式影響；當(dāng)qV=40 L/s時，氣枕區(qū)溫度分布的隨機(jī)性增強(qiáng)，受擴(kuò)散器形式影響較小.利用徑向擴(kuò)散器增壓時，氣枕區(qū)初始壓力容易偏離設(shè)定值，但利用兩種擴(kuò)散器增壓均能夠保持排液流量穩(wěn)定.

(3) 直管噴射增壓與徑向擴(kuò)散器增壓的氦氣消耗率大致相同；而與qV=40 L/s相比，qV=10 L/s時可以節(jié)約20%的氦氣.

(4) 不同工況下均未觀測到液體模擬介質(zhì)水結(jié)冰和氣泡從排液管路流出現(xiàn)象.航空煤油的凝固點遠(yuǎn)低于水，更不容易結(jié)冰，則該增壓方案的氣液流動和液體結(jié)冰狀態(tài)可以滿足火箭發(fā)動機(jī)的要求.