典型低溫推進(jìn)劑的熱力學(xué)性能參數(shù)評估

劉柏文，徐元元，雷 剛，厲彥忠

(1.航天低溫推進(jìn)劑技術(shù)國家重點實驗室，北京 100028；2.西安交通大學(xué) 能源與動力工程學(xué)院，陜西 西安 710049)

0 引言

低溫推進(jìn)劑推力特性表現(xiàn)優(yōu)異，其比沖高，載荷比大，未來在月球探測、火星探測等項目中扮演著重要角色[1-3]。然而，由于低溫工質(zhì)沸點低、表面張力小，相變潛熱小等特點，不同低溫推進(jìn)劑在管道流動、儲罐貯存等工程問題中的應(yīng)用性能表現(xiàn)不一，有必要對低溫推進(jìn)劑的熱力學(xué)性能進(jìn)行系統(tǒng)性分析和參數(shù)評估。

許多學(xué)者曾嘗試總結(jié)一套切實可行的推進(jìn)劑評價方法，用以服務(wù)特定火箭發(fā)射任務(wù)。美國學(xué)者M(jìn)ankins總結(jié)分析了NASA前期大量工作，在1995年提出了一套技術(shù)準(zhǔn)備評價方法，從技術(shù)成熟度出發(fā)，綜合考慮了性能表現(xiàn)、環(huán)境友好性、工程技術(shù)等因素，具有較高的普適性[4]?；诖隧椩u估方法，Bossard等提出了針對推進(jìn)劑的技術(shù)準(zhǔn)備水平評價方法，從技術(shù)成熟角度對推進(jìn)劑進(jìn)行評估，對實際工程應(yīng)用具有一定的指導(dǎo)價值[5]。Frota等立足于目前常規(guī)推進(jìn)劑，提出針對下一代液體推進(jìn)劑的評價方法，重點考慮了毒性、安全性和環(huán)境友好性[6]。Bombelli等提出對于液體推進(jìn)劑的評價需要以需求為導(dǎo)向，兼顧性能和成本[7]。以上評價方法均針對常規(guī)推進(jìn)劑，偏向?qū)鸺l(fā)動機(jī)整體性能的系統(tǒng)性評估，缺少對低溫推進(jìn)劑的流動和換熱等熱力學(xué)特性的分析。

低溫推進(jìn)劑熱力學(xué)性能表現(xiàn)一直都為人們所關(guān)注，并深入開展了低溫推進(jìn)劑在地面和空間的貯存、流動等問題的研究。低溫推進(jìn)劑的傳輸特性主要表現(xiàn)在加注過程和特殊結(jié)構(gòu)件內(nèi)的流動過程。Agarwal對液氫地面和在軌狀態(tài)下管內(nèi)兩相流問題進(jìn)行仿真計算，得到了段塞流和泡狀流等流型的產(chǎn)生條件[8]；劉宗虎等針對常規(guī)低溫推進(jìn)劑加注過程中管道流動特性進(jìn)行仿真分析，重點討論了進(jìn)、出口壓力和進(jìn)口流速等因素對低溫推進(jìn)劑管內(nèi)流動特性以及加注的影響[9]；Wang對低溫流體在預(yù)冷階段的兩相流動特性進(jìn)行瞬態(tài)建模，對典型時刻的流動換熱特性和典型位置的管壁溫度下降特性進(jìn)行分析[10]；匡以武等基于雙流體模型，對液氫在管道內(nèi)的沸騰流動進(jìn)行了數(shù)值仿真[11]；王磊等以液氫推進(jìn)劑為研究對象，分析其在地面停放常重力和空間在軌微重力工況下的膜態(tài)沸騰特性[12]；商燕等研究了振動對于液氫管內(nèi)流動時的壓降特性和壓力脈動特性[13]。此外，金屬網(wǎng)幕多用于實現(xiàn)空間在軌貯箱內(nèi)低溫推進(jìn)劑氣液分離。馬原等總結(jié)了低溫推進(jìn)劑流經(jīng)金屬網(wǎng)幕時的出流特性[14]；毛紅威等對低溫推進(jìn)劑加注管路內(nèi)的間歇泉問題展開了詳細(xì)研究[15]；文獻(xiàn)[16]、文獻(xiàn)[17]分別研究了液氧、液氫低溫推進(jìn)劑的管路預(yù)冷特性，針對其在預(yù)冷過程中沸騰流型的轉(zhuǎn)變開展了研究?？傮w來說，現(xiàn)有研究主要是針對低溫流體的流動和傳熱特性以及低溫推進(jìn)劑傳輸特性的應(yīng)用，但基于不同種類低溫推進(jìn)劑之間的差異性對比研究開展較少。

低溫推進(jìn)劑的貯存特性也是其熱力學(xué)性能表現(xiàn)的重要部分。Kinefuchi對不同壓力下低溫推進(jìn)劑儲罐的熱力特性展開了實驗研究，得到了不同增壓氣體及壓力下的蒸發(fā)速率和罐內(nèi)軸向溫度分布[18]；王磊等對低溫推進(jìn)劑空間貯存管理技術(shù)進(jìn)行了全面總結(jié)[1]；邢力超等基于低溫制冷機(jī)結(jié)合換熱技術(shù),對低溫推進(jìn)劑無損貯存技術(shù)展開了實驗研究[19]；鄭建朋等對泡沫絕熱和多層絕熱結(jié)合的復(fù)合絕熱技術(shù)展開了實驗研究，結(jié)果表明液氧推進(jìn)劑采用此絕熱技術(shù)后的日蒸發(fā)率可低至0.55[20]。同樣地，低溫推進(jìn)劑貯存時的特異性現(xiàn)象也得到了許多關(guān)注。Vishnu對低溫推進(jìn)劑貯箱內(nèi)的熱分層現(xiàn)象展開了一維仿真計算，得到在不同漏熱熱流以及重力條件下的熱分析演化機(jī)理[21]；程向華等針對液氧低溫推進(jìn)劑在貯存時的熱分層現(xiàn)象展開了數(shù)值研究，發(fā)現(xiàn)對流和導(dǎo)熱分別在貯箱上部和底部占主要作用[22-23]；劉展等對低溫推進(jìn)劑的熱分層現(xiàn)象的形成機(jī)理進(jìn)行了詳細(xì)闡述，對國內(nèi)外的熱分層分析方法進(jìn)行了歸納整理[24]。然而，對低溫推進(jìn)劑貯存特性的差異性研究同樣缺乏，未發(fā)現(xiàn)關(guān)于不同低溫推進(jìn)劑性能對比分析的研究文獻(xiàn)。

低溫推進(jìn)劑過冷技術(shù)是一種性價比較高的提升推進(jìn)劑熱力性能的方法，文獻(xiàn)[25-26]針對過冷推進(jìn)劑的性能優(yōu)勢以及對運載火箭性能的影響進(jìn)行了分析，指出低溫推進(jìn)劑過冷技術(shù)具有廣闊的應(yīng)用前景。但是目前的研究停留在改變基礎(chǔ)熱物性層面，還未考慮過冷致密化技術(shù)對傳輸特性和貯存特性的綜合影響。

目前對于低溫推進(jìn)劑性能參數(shù)整體評估研究較少，現(xiàn)有評價體系偏向于同火箭發(fā)動機(jī)性能結(jié)構(gòu)聯(lián)合的系統(tǒng)性評價，缺乏對推進(jìn)劑熱力學(xué)性能表現(xiàn)的評估。在低溫推進(jìn)劑各項熱力學(xué)技術(shù)都有較為深入研究的基礎(chǔ)上，本文對3種低溫推進(jìn)劑進(jìn)行橫向?qū)Ρ确治?，給出不同推進(jìn)劑的性能特點和應(yīng)用優(yōu)勢，為我國航天火箭的推進(jìn)劑應(yīng)用提供理論支持。

1 低溫推進(jìn)劑使用情況

低溫推進(jìn)劑的使用幾乎貫穿了整個火箭推進(jìn)發(fā)展歷史，從20世紀(jì)50年代開始登上歷史舞臺，并得到越來越多的重視。表1和圖1統(tǒng)計了自1960年以來推進(jìn)劑使用情況[27-28]，其中煤油和液氫搭配液氧作為推進(jìn)劑組合使用。在火箭探測兩個繁榮時間段，1960—1980年和2000年至今，煤油燃料占據(jù)主要地位，液氫燃料使用逐漸遞增，由早期6.11發(fā)展到如今的40.19，在當(dāng)今大推力火箭上占據(jù)主導(dǎo)地位。肼類推進(jìn)劑由于推力限制以及近年來環(huán)保理念發(fā)展，其比例已經(jīng)降到14.02。低溫推進(jìn)劑在航天發(fā)射領(lǐng)域扮演著越來越重要的角色。

表1 不同年代推進(jìn)劑使用情況

Tab.1 Data of propellant usage in different ages 單位：

表1 不同年代推進(jìn)劑使用情況

推進(jìn)劑1960—1979年1980—1999年2000年至今煤油45.817.6545.79肼類48.0956.4714.02液氫6.1125.8840.19

圖1 不同年代推進(jìn)劑使用情況

高比沖推進(jìn)劑為航天飛行器提供強(qiáng)大動力，推進(jìn)劑密度越大，相同結(jié)構(gòu)下火箭載荷比越大，有益于深空探測。圖2展示了2000年以后服役或?qū)⒁度胧褂玫幕鸺煌壈l(fā)動機(jī)推進(jìn)劑使用情況。由圖可以看出；液氧/煤油推進(jìn)劑組合大多應(yīng)用在火箭助推級和一級發(fā)動機(jī)；肼類燃料多集中在三級和四級發(fā)動機(jī)；液氧/液氫燃料多應(yīng)用在一級、二級和三級發(fā)動機(jī)上。液氧/液氫燃料應(yīng)用比例正在逐年上升。整體看來，低溫推進(jìn)劑在如今以及可預(yù)見的未來都將在火箭推進(jìn)領(lǐng)域占據(jù)主導(dǎo)地位。

圖2 推進(jìn)劑在火箭不同級上的使用情況

2 低溫推進(jìn)劑重要熱物性及指標(biāo)

2.1 基本物性的分析

對于低溫推進(jìn)劑的熱力學(xué)評估，基礎(chǔ)熱物理性質(zhì)極其重要?；鸺行лd荷、低溫推進(jìn)劑流動、換熱等特性均與推進(jìn)劑密度息息相關(guān)。低溫推進(jìn)劑飽和溫度與飽和壓力等物性直接影響其貯存特性。動力黏度、比熱容和導(dǎo)熱率是評價低溫推進(jìn)劑流動、貯存和換熱等熱物理過程的重要指標(biāo)。動力黏度同運動黏度一起，反映了低溫推進(jìn)劑流動阻力特性；比熱容是物質(zhì)蓄熱能力的評價指標(biāo)，高比熱容對低溫推進(jìn)劑長久貯存具有重要意義，然而在強(qiáng)化換熱方面卻起到消極作用；導(dǎo)熱率反映流體的換熱效果。表2列出了幾種典型低溫推進(jìn)劑基礎(chǔ)熱物理性質(zhì)[29]。

表2 3種典型低溫推進(jìn)劑的常規(guī)熱物性數(shù)據(jù)(標(biāo)準(zhǔn)沸點狀態(tài))

由表2數(shù)據(jù)可以得到一些初步結(jié)論：首先，液氧具有高密度、高貯存溫度等優(yōu)點，但是其黏度較大，比熱容較低；液甲烷貯存溫度較高，導(dǎo)熱系數(shù)較大，密度、黏度和比熱都比較適中；而對于液氫來說，它的優(yōu)缺點鮮明，貯存溫度最低，黏度最小，比熱最大，導(dǎo)熱率最低，但是其密度最低，不到液氧的十分之一。對于低溫推進(jìn)劑的熱力學(xué)評估，熱物性的評價是它的出發(fā)點，更多深入評估需要結(jié)合具體結(jié)構(gòu)、流動換熱形式等進(jìn)行綜合評價。

2.2 動力特性

低溫推進(jìn)劑與常溫液體推進(jìn)劑、固體推進(jìn)劑等相比較，比沖更高，能量密度更大，推力性能表現(xiàn)優(yōu)異，能夠為深空探測提供足夠動力保障。表3為3種典型低溫推進(jìn)劑推力特性參數(shù)。由表可見，液氫理論比沖最高，達(dá)到了457 s，其密度比沖反而最小，主要是由于液氫密度較小導(dǎo)致。圖3為不同型號火箭的比沖與密度分布情況，液氫密度較低，液氫火箭比沖在420～450 s左右，肼類推進(jìn)劑密度最高，其比沖多為280 s以下。相比而言，液甲烷和煤油推進(jìn)劑的密度和比沖較為適中。如今深空探測已經(jīng)成為越來越多國家和組織的追求目標(biāo)，液氫推進(jìn)劑的高比沖特性使其在月球探測、火星探測等航天項目中發(fā)揮著不可替代的作用。

表3 推進(jìn)劑推力特性參數(shù)

圖3 不同型號火箭的比沖與密度分布情況

2.3 傳輸特性

低溫推進(jìn)劑的傳輸特性對于火箭發(fā)動機(jī)的供液、冷卻等需求具有重要意義。低溫推進(jìn)劑在管道內(nèi)流動，受到自身黏性作用以及管路結(jié)構(gòu)等影響，會產(chǎn)生流動阻力。同時受外界漏熱影響，低溫推進(jìn)劑在輸運過程中溫度升高。流動阻力以及流動溫升是評價低溫推進(jìn)劑的基本指標(biāo)。

如果低溫推進(jìn)劑具有足夠的過冷度，則流動過程中不發(fā)生相態(tài)變化。這里選定入口狀態(tài)為常沸點的3種典型低溫推進(jìn)劑進(jìn)行流動計算，不考慮相變，沿程阻力可按照式(1)進(jìn)行計算，其中達(dá)西阻力系數(shù)f需要根據(jù)流動雷諾數(shù)進(jìn)行確定，如式(2)所示[30]。

(1)

(2)

式中：Δpl為液體流動阻力壓降，Pa；f為摩擦阻力系數(shù)；L為流動距離，m；D為管道內(nèi)徑，m；ρ為液體密度，kg/m3；v為管內(nèi)平均流動速度，m/s。

取管長為10 m、管道內(nèi)徑為0.1 m、管內(nèi)壁粗糙度為1 μm的管道作為研究對象。3種典型低溫推進(jìn)劑的流動壓降隨流速變化規(guī)律如圖4所示，隨著流速的增大，流動壓降逐漸增大。而對于3種典型低溫推進(jìn)劑的橫向?qū)Ρ瓤梢园l(fā)現(xiàn)，液氧的流動壓降遠(yuǎn)大于液氫，液甲烷居中。液氫的低黏度和低密度特性是其流動阻力較小的主要原因。

圖4 低溫推進(jìn)劑的流動壓降隨流速的變化曲線

按此相同條件對低溫推進(jìn)劑在管道內(nèi)流動溫升特性進(jìn)行研究，基于相同管道參數(shù)進(jìn)行計算。管道內(nèi)強(qiáng)制對流換系數(shù)可按照Dittus-Boelter公式進(jìn)行確定，如式(3)所示；出口溫度由式(4)確定。

Nu=0.023Re0.8Pr0.4

(3)

(4)

式中：Nu為努塞爾數(shù)；Re為雷諾數(shù)；Pr為普朗特數(shù)；Tout、Tin為管道進(jìn)出口液體溫度，K；S為換熱面積，m2；h為對流換熱系數(shù)，h=Nuλ/l，W/(m2·K)；ΔT為換熱溫差，K；cp為液體比熱容，J/(kg·K)。

傳熱計算中涉及換熱溫差的確定，換熱溫差與推進(jìn)劑溫度和絕熱技術(shù)有關(guān)。換熱溫差定為2 K。仿真結(jié)果如圖5所示，隨著流動速度的增大，管內(nèi)換熱增強(qiáng)，低溫推進(jìn)劑流動溫升也隨之增大。此外，對比3種典型低溫推進(jìn)劑的流動溫升變化特性，液氫流動溫升最大，液氧最小，液甲烷居中。

圖5 低溫推進(jìn)劑管道流動溫升隨流速的變化曲線

整體看來，液氫流動壓降最小，液甲烷次之，液氧最大；液氧流動溫升最小，液甲烷次之，液氫最大。導(dǎo)致這一結(jié)果的根本原因在于三者熱物性的差異，尤其是密度、黏度、導(dǎo)熱系數(shù)、比熱容等物性。以上僅為簡單對比計算就可以發(fā)現(xiàn)不同熱物理性質(zhì)對流動特性的影響，實際上，對于低溫推進(jìn)劑流阻特性的綜合評價需要更為細(xì)致和深入，計算更為復(fù)雜。如在預(yù)冷過程中，存在低溫流體伴隨著劇烈沸騰的流動，且隨著時間的推進(jìn)，管路預(yù)冷逐步完成，流體沸騰減弱，其兩相流動型式由彈狀流逐漸轉(zhuǎn)向彌散流、分層流；不同流體管路的絕熱條件不同，漏熱對流動的影響會存在明顯不同，管壁的邊界層效應(yīng)使得流型發(fā)生變化。兩相流的出現(xiàn)對流體流動和管路結(jié)構(gòu)強(qiáng)度都會造成重大影響。

2.4 貯存特性

對于推進(jìn)劑來說，無論是在地面儲罐貯存還是空間在軌微重力條件下貯存，都面臨環(huán)境漏熱影響，繼而導(dǎo)致低溫推進(jìn)劑的氣化損失。在工程實際使用中，針對不同溫區(qū)低溫介質(zhì)通常采用不同絕熱方式，以求在漏熱量和成本之間取得相對平衡。現(xiàn)有絕熱手段較為豐富，常規(guī)聚氨酯發(fā)泡材料包裹絕熱，珠光砂填充絕熱等方式，足以應(yīng)對100 K左右溫區(qū)的絕熱，高真空多層絕熱技術(shù)以及低溫冷屏技術(shù)也可以保證20 K溫區(qū)液氫的長久貯存。

在假定外界熱流密度50 W/m2的前提下，以高5 m、直徑3 m的圓柱形貯箱為研究對象，對3種低溫推進(jìn)劑地面停放時溫升特性和增壓特性進(jìn)行仿真計算，結(jié)果如圖6和圖7所示。在6 h內(nèi)，液氧、液甲烷和液氫3種低溫推進(jìn)劑溫度分別上升1.93 K、2.54 K和4.83 K，相對增加2.14、2.28和23.72。漏熱導(dǎo)致低溫推進(jìn)劑持續(xù)蒸發(fā)，貯箱壓力持續(xù)上升，工程實際操作中，一般設(shè)定壓力到達(dá)0.3 MPa時進(jìn)行泄壓操作。當(dāng)液位為2.5 m時，3種低溫推進(jìn)劑由0.1 MPa增壓至0.3 MPa所耗時間分別為36.5 h、 35.3 h和5.5 h。綜合看來，液氧在地面停放過程溫升最小，增壓速率最慢，液甲烷稍弱，液氫溫升較大，增壓較快，需要注意額外的絕熱防護(hù)。

圖6 貯箱內(nèi)低溫推進(jìn)劑溫度隨時間變化(熱流密度50 W/m2，貯箱高5 m，直徑3 m)

圖7 貯箱內(nèi)壓力隨時間變化規(guī)律(熱流密度50 W/m2，貯箱高5 m，直徑3 m)

受壁面漏熱影響，貯箱內(nèi)部會發(fā)生熱分層現(xiàn)象。一般采用修正的無量綱瑞利數(shù)Ra*來描述箱體熱分層強(qiáng)度[12，31]。其表達(dá)式如式(5)所示，二者關(guān)系如表4所示。

表4 修正瑞利數(shù)與熱分層的關(guān)系

(5)

式中：g為重力加速度，9.8 m/s2；β為熱擴(kuò)散系數(shù)；qw為外界漏熱熱流；l為特征尺寸，m；λ為導(dǎo)熱系數(shù)，W/(m·K)；υ為運動黏度，m2/s；μ為動力黏度，Pa·s。

可以看出，熱擴(kuò)散系數(shù)β、比熱容cp和動力黏度μ對熱分層的形成起到促進(jìn)作用，導(dǎo)熱系數(shù)λ和運動黏度υ則起到抑制作用。另外，貯箱特征尺寸l、外界漏熱熱流qw都對貯箱內(nèi)低溫推進(jìn)劑熱分層產(chǎn)生促進(jìn)作用。對特定工況下3種典型低溫推進(jìn)劑的修正Ra隨著外界漏熱熱流的變化規(guī)律進(jìn)行仿真，結(jié)果如圖8所示。在相同熱流條件下，液氫的瑞利數(shù)最高，液氧次之，液甲烷最低；隨著熱流密度的增大，3種低溫推進(jìn)劑先后由層流進(jìn)入湍流，其中轉(zhuǎn)變時液氫對應(yīng)的熱流密度約為5 W/m2，液氧約為7 W/m2，液甲烷約14 W/m2?？傮w來說液甲烷熱分層程度最低。

圖8 低溫推進(jìn)劑的瑞利數(shù)隨熱流變化曲線(特征尺寸為2.5 m，標(biāo)準(zhǔn)沸點狀態(tài))

貯箱內(nèi)低溫流體自然對流時的溫度場和速度場分布，以及流體焓值變化是貯存過程中的主要熱力學(xué)性能表現(xiàn)。但是在實際工程中還需要考慮其他方面，如燃料加注進(jìn)入貯箱沖擊時和貯箱內(nèi)燃料自然對流與壁面摩擦?xí)r所產(chǎn)生的靜電積聚現(xiàn)象，低溫推進(jìn)劑與貯箱壁面材料相容性問題，液氫正、仲轉(zhuǎn)化問題等。

2.5 致密化特性

通過增大推進(jìn)劑密度，使得在現(xiàn)有貯存容積內(nèi)推進(jìn)劑裝載量增加，火箭干質(zhì)比提升的技術(shù)稱為低溫推進(jìn)劑的致密化。目前常用的致密化手段是通過改變現(xiàn)有低溫推進(jìn)劑貯存狀態(tài)，由標(biāo)準(zhǔn)沸點狀態(tài)進(jìn)行降溫過冷，從而實現(xiàn)低溫推進(jìn)劑密度的提升；更有研究嘗試制備固、液混合相推進(jìn)劑，即漿態(tài)低溫推進(jìn)劑。

采用過冷實現(xiàn)低溫推進(jìn)劑致密化，有著鮮明優(yōu)點。流體溫度降低，密度隨之升高，其飽和壓力也隨之降低，這有利于降低對火箭貯箱及管路結(jié)構(gòu)的強(qiáng)度要求。但是流體黏度隨之增大、比熱容減小，這對于低溫推進(jìn)劑的流動和蓄熱是不利的。將3種低溫推進(jìn)劑在標(biāo)準(zhǔn)沸點狀態(tài)和三相點狀態(tài)的熱物性進(jìn)行對比，如表5所示[29]。分析可知，過冷液氧密度提升潛力最大，為14.15，液甲烷最小，為6.89；3種低溫推進(jìn)劑在三相點處飽和壓力較標(biāo)準(zhǔn)沸點處都有極大降低，液氧下降比例最大，為-99.86；過冷操作會使得液氧動力黏度增大3倍左右，對流動極其不利，而液甲烷和液氫推進(jìn)劑的動力黏度增幅也達(dá)到了65和89。此外，液氧和液甲烷比熱容稍有下降，在5以內(nèi)，對其蓄熱表現(xiàn)影響較小，然而液氫的降幅達(dá)到28，在實際操作中不可忽略。同時過冷致密化使得低溫推進(jìn)劑的熱物理性質(zhì)發(fā)生改變，從而使得低溫推進(jìn)劑的動力特性、傳輸特性和貯存特性都發(fā)生改變。

表5 過冷低溫推進(jìn)劑熱物理性質(zhì)

過冷致密化技術(shù)本身并不能改變推進(jìn)劑的燃燒特性，其對推進(jìn)劑動力特性的影響主要體現(xiàn)在密度提升。過冷后低溫推進(jìn)劑組合的混合密度相對提升反映了火箭載荷的相對提升，載荷相對提升量隨燃料過冷溫度的變化規(guī)律如圖9中黑色曲線所示，當(dāng)液氫和液甲烷從標(biāo)準(zhǔn)沸點過冷至三相點，其載荷相對增加8.66和6.89。需要指出的是，在推進(jìn)劑組合混合比以及火箭貯箱結(jié)構(gòu)確定的情況下，火箭燃料與氧化劑的密度在過冷過程中需要保持一個定值，以避免其中一者有剩余。因此液氫與液甲烷從標(biāo)準(zhǔn)沸點過冷至三相點的過程對應(yīng)了確定的液氧過冷過程，如圖9中紅色曲線所示。當(dāng)液氫、液甲烷過冷至三相點時，液氧需要分別過冷到69.33 K和73.73 K。這表明火箭載荷能力仍有提升空間，可以通過改變貯箱結(jié)構(gòu)，在滿足最佳混合比的前提下，使液氧和燃料同時達(dá)到最合適的過冷狀態(tài)。此時，液氫/液氧推進(jìn)劑組合和液甲烷/液氧推進(jìn)劑組合相對載荷提升至8.75和7.75。

圖9 低溫推進(jìn)劑組合密度比沖隨溫度變化曲線[當(dāng)量溫度T*=(T-TTP)/(TNBP-TTP)]

過冷致密化對推進(jìn)劑傳輸特性影響如圖10所示。3種推進(jìn)劑流阻壓降均有所提升，液氧增幅最大，液甲烷次之，液氫最?。蝗咴诹魉贋?0 m/s時的相對增幅分別為41.36、15.42和18.64。可見過冷對液氧的傳輸特性影響最大，加之液氧在標(biāo)準(zhǔn)沸點狀態(tài)下傳輸特性在三者當(dāng)中表現(xiàn)最差，因此在對液氧進(jìn)行過冷輸運時需要注意調(diào)整輸送壓力。

圖10 過冷致密化對推進(jìn)劑傳輸特性的影響

過冷致密化能夠為低溫推進(jìn)劑提供額外的顯冷量，有效增加其貯存周期。圖11反映了過冷低溫推進(jìn)劑從地面停放階段到貯箱泄壓階段的貯存周期時長對比。低溫推進(jìn)劑由過冷狀態(tài)達(dá)到標(biāo)準(zhǔn)沸點狀態(tài)的過程稱為過冷升溫階段；從標(biāo)準(zhǔn)沸點狀態(tài)達(dá)到貯箱泄壓的過程稱為氣化增壓階段。由圖可知，液氧、液甲烷和液氫的過冷升溫階段分別為117 h、125.2 h和36.5 h。整個貯存周期相對提升322.82、354.67和285.45，可見過冷對提升低溫推進(jìn)劑的貯存特性極為有利。

圖11 過冷液氧貯存溫度和壓力隨時間變化規(guī)律

3 結(jié)論

本文針對低溫推進(jìn)劑熱力學(xué)性能進(jìn)行了對比統(tǒng)計分析和對比研究，統(tǒng)計了歷年來推進(jìn)劑使用情況。基于對3種典型低溫推進(jìn)劑的基礎(chǔ)熱物性的分析，對低溫推進(jìn)劑在工程實際使用過程中所體現(xiàn)的動力特性、傳輸特性、貯存特性以及致密化特性等進(jìn)行綜合評估，得到了幾點結(jié)論。

1)液氫/液氧推進(jìn)劑組合理論比沖最高，達(dá)到457 s，顯著優(yōu)于液甲烷/液氧和煤油/液氧組合，而液氧/煤油組合更多適用于助推級和一級起飛動力系統(tǒng)。

2)對于管路流動特性：液氫傳輸過程中流動阻力最小，而液氧流動溫升最小，液甲烷的流阻和溫升均居中。以管長為10 m、管內(nèi)徑為0.1 m的加注管路為對象進(jìn)行仿真計算，液氫流動壓降小于5 kPa，液氧流動溫升小于0.5 K。流動阻力大意味著耗費更多的輸送功，溫升大則導(dǎo)致推進(jìn)劑品質(zhì)降低，嚴(yán)重時甚至過熱氣化，降低推進(jìn)劑的使用有效性。

3)貯存特性表明：液氧溫升最小，增壓速率最慢，液甲烷稍弱，液氫溫升最大，增壓最快；液甲烷熱分層程度最低，液氫最為嚴(yán)重。對于高5 m、直徑3 m的圓柱形貯箱來說，液氫最大溫升可達(dá)4.83 K，液氧僅為1.93 K；液氧貯存周期可達(dá) 36.5 h，液氫僅為5.5 h；液甲烷發(fā)生熱分層的臨界熱流最大，為14 W/m2。

4)過冷致密化對低溫推進(jìn)劑動力特性和貯存特性有利，對傳輸特性不利。深度過冷(液氫和液甲烷達(dá)三相點溫度)可使液氫/液氧、液甲烷/液氧燃料的相對載荷能力提升8.66和6.89；液氧、液甲烷和液氫貯存時長分別能夠延長達(dá)322.82、354.67和285.45，但流動阻力分別增加41.36、15.42和18.64。