低溫液體火箭發動機自然循環預冷研究

2012-10-15 10:00:42程向華陳二鋒厲彥忠

火箭推進 2012年5期

程向華，陳二鋒，厲彥忠

（1.西安航天動力試驗技術研究所，西安710100；2.北京宇航系統工程研究所，北京100076；3.西安交通大學能源與動力工程學院，西安710049）

0 引言

利用推進劑在兩垂直管路中的密度差所引起的自發性流動對火箭發動機及其增壓輸送系統進行預冷，具有節省推進劑消耗量、簡化火箭射前程序、增加預冷安全系數和實現延遲點火功能等特點，因此自然循環預冷是今后低溫液體火箭發動機預冷的發展趨勢。然而，自然循環預冷過程內在機理非常復雜并受諸多因素影響，低溫預冷管路中可能產生劇烈氣化,引起較大的壓力波動。同時，伴隨預冷過程的不斷進行，循環驅動力逐漸減弱，循環預冷流速減小，導致預冷效率降低。因此，研究低溫液體火箭發動機的預冷特性具有重要的現實意義。

文獻 [1-3]主要針對低溫管路內部傳熱機理及流型轉化進行了理論分析和數值研究，文獻[4-6]采用實驗方法研究了低溫管路預冷過程的流動特性，文獻 [7-9]分析了低溫流體預冷豎直管路的高速再淹沒傳熱特征，并且引入反環狀流和彌散流兩種流型描述膜態沸騰，構建較完善的低溫推進劑與管路間的傳熱模型，研究了液體火箭發動機自然循環預冷過程中溫降特性及其循環驅動力變化趨勢。綜觀國內外文獻，針對低溫液體發動機自然循環預冷特性影響因素分析的研究較少，特別是對于影響發動機預冷性能的因素分析的理論研究未見報道。本文通過構建一維均相平衡態流體數學模型，建立低溫流體管路及泵體預冷過程的傳熱計算模型，分析穩定狀態時低溫流體沿程質量流量、壓力、溫度和截面含氣率等參數變化趨勢，研究回流位置、氣枕壓力及過冷度對發動機預冷性能的影響規律，為提高低溫液體火箭發動機預冷性能提供必要的理論依據。

1 模型建立和計算方法

1.1 物理模型及控制方程

為了實現自然循環預冷過程中的流動與傳熱特性計算研究，現將循環預冷回路簡化為輸送下降管段I、泵前水平管段II、泵管道III、泵后水平管段IV和回流上升管段V五部分，圖1為發動機自然循環預冷管路示意簡圖，其中發動機及泵體（即泵管）經過折算簡化為一定壁厚的環形通道，具體預冷循環管路的結構參數見文獻 [9]。

采用一維均相平衡態流體模型描述低溫流體推進劑管路及泵體的預冷過程，假設：

1)管道流動為一維流動，不考慮回流管出口處的壓力波動，認為回流管出口處的壓力為貯箱內氣枕壓力與液柱壓力之和；

2)忽略管內流體及管壁的軸向導熱，內管與絕熱層存在徑向的一維非穩態導熱；

3)氣液兩相均勻混合；

4)兩相之間處于熱力平衡。

可得描述管路中流動與換熱的控制方程[10-11]：

式中：fR=λu2/(2D)；θ為重力場與管流方向夾角；Sh為單元體預冷回路與低溫流體間的換熱量。為了使方程封閉，補充流體的狀態方程，ρ=p(p,T)。

管壁與絕熱層內的一維非穩態導熱方程為：

1.2 傳熱計算模型及離散化

在自然循環預冷過程中，低溫推進劑先后經歷了膜態沸騰、過渡沸騰、核態沸騰和單相強制對流換熱階段。預冷開始時由于管壁溫度高于膜態沸騰起始點TL，換熱處于膜態沸騰階段，并根據當地的質量含氣率是否大于0.1而決定處于反環狀流膜態沸騰或彌散流膜態沸騰，分別選用Bromley公式或Dougall-Rohsenow公式計算；當壁面溫度低于膜態沸騰傳熱的最低壁溫TL，而高于欠熱或飽和流體泡核沸騰傳熱的最高壁溫Tchf時，換熱處于過渡沸騰階段，根據實際壁溫進行插值計算；當壁面溫度介于欠熱或飽和流體泡核沸騰傳熱的最高壁溫Tchf和核態沸騰起始點溫度TONB之間時，換熱處于核態沸騰階段，并根據含氣率等于零或大于零決定是否處于過冷沸騰或飽和沸騰，采用Chen公式計算；當管壁溫度低于TONB或含氣率為1時，換熱處于單相強制對流區，采用Dittus-Boelter公式計算[8,12]。

把單位時間內加注到管路中的定量工質視為一個控制體，用一節點代表，節點個數與時間步長數保持一致。某時刻控制體i的長度及該節點坐標分別為[9,11]：

為了分析自然循環的非穩態預冷過程，需要對以上方程在空間和時間上進行離散，沿預冷介質流動方向的離散方程為：

式（5）～（8）中，下標表示節點位置，上標表示時間步長。沿程阻力壓降Δpni根據流動狀態選擇相應公式計算。

由于預冷過程中管壁及保溫層徑向存在較大的溫度梯度，所以對管壁和保溫層沿徑向劃分若干層，其徑向長度與對應的工質控制體相同。以發動機泵體為例，網格劃分如圖2所示。

2 計算結果分析

2.1 管路流動參數分布

圖3～圖6分別給出了相對穩定狀態時預冷回路中壓力、溫度、截面空泡份額和流速沿管路的變化曲線。

圖3中壓力上升段為輸送管，由于重力壓降使得預冷介質壓力逐漸增大；壓力水平段為發動機入口至泵入口管道、泵流道和泵出口至排放閥管道，這三段認為是水平布置的，預冷介質壓力基本保持不變；下降段為回流管路，隨著高度的增加預冷介質壓力逐漸減小，當預冷介質到兩相狀態時，預冷介質壓力減小趨勢將略變緩。由于穩定狀態時進口流速較小，約為0.016 m/s，在全液相區沿程阻力損失及局部阻力損失很小，在壓力變化曲線中難以反映出來。

圖4表明預冷管路各段溫度變化的斜率有所不同，這是由于各段管路直徑、壁厚及保溫層厚度的不同使得各段循環管路具有不同的熱流密度，進而使得管路的溫度變化斜率有所不同。在回流管末端進入兩相區時，預冷介質的溫度會有所降低，這是由預冷介質壓力減小使得飽和溫度減小所導致的。

從圖5中可以看出，相對穩定狀態時預冷介質約在18.98 m處產生氣化，在此位置之前，預冷介質處于單相液體狀態，外部漏熱量僅用來增加預冷介質的顯熱；在氣化點之后，預冷介質處于氣液兩相狀態，外部漏熱量用來增加預冷介質的顯熱和產生氣化量。

圖6為循環管路中的速度變化曲線，后期相對穩定狀態時輸送管的進口速度約為0.016 m/s，回流管的出口流速為0.584 m/s，由于各段管徑的不同及各點處密度的變化使得速度變化曲線大致呈階梯狀，并在回流管的兩相區內具有明顯的速度增大趨勢。

泵流道是液體火箭發動機泵體的簡化模型，它是一個具有厚金屬壁的圓形管道。如圖2所示，泵體徑向上布置23個節點，從泵體金屬壁內壁面到金屬壁外壁面為節點1～12，金屬壁外壁面到保溫層外壁面為節點12～23。由于泵流道相對較短，預冷過程泵體的軸向溫度梯度并不明顯，因此以泵體同一徑向位置處各軸向節點的平均溫度分析其自然循環預冷過程的溫降特性。圖7展示了預冷過程中泵體各徑向位置處軸向節點平均溫度隨時間的變化曲線。由圖7可知，隨著預冷過程的進行，泵體各徑向節點平均溫度逐漸下降，且泵體金屬壁及保溫層從內至外各節點溫度變化趨勢逐漸變緩并逐步趨于穩定。同時，由于金屬壁熱阻相對保溫層熱阻較小，因此在泵體金屬壁厚方向上溫度梯度較小，在保溫層厚度方向上溫度梯度較大。為方便分析，定義泵體金屬壁外壁面溫度降低至120 K所需時間為泵體預冷時間。

2.2 回流口位置對自然循環預冷性能的影響

計算條件：初始液位高為8.02 m（自下封頭算起），氣枕壓力為0.12 MPa，預冷介質進入輸送管的溫度為91.837 K。以貯箱下端封頭與柱段連接處定義為回流口，高度h=0 m，沿貯箱高度向上依次取回流口高度h為1，2，3，4，5，6，7，8 m，圖8展示了回流口位置改變對泵體預冷時間、穩態時輸送管進口流速及回流管出口參數等的影響。從圖8可以看出，當回流口位置提高時，穩態輸送管進口流速先逐漸增大，而后趨于平緩，相應的泵體所需預冷時間逐漸減小并最終有略微增加的趨勢。穩態回流管出口空泡份額及兩相流速隨回流口位置提高增加趨勢逐漸變大。由圖8分析可知，當回流口位置約在下封頭以上4～6 m高度范圍內，輸送管進口流速增加的趨勢最大，而后輸送管進口流速增加的趨勢平緩，說明至此繼續單純依靠提高回流口位置而加強自然循環預冷的措施已無必要，同時此回流高度時也能保證回流管出口兩相流體對液氧箱內流場的擾動相對較小。

2.3 氣枕增壓對自然循環預冷性能的影響

計算條件：初始液位高為9.54 m（自下封頭算起），預冷介質進入輸送管的溫度為91.837 K，氣枕壓力選取 0.12 MPa，0.25 MPa，0.35 MPa，0.45 MPa，0.51 MPa，0.54 MPa作為計算工況。圖9給出了氣枕增壓對泵體預冷時間、穩態輸送管進口流速及回流管出口參數等的影響。由圖9可知，氣枕增壓對自然循環預冷有較明顯的抑制作用，這是因為氣枕增壓時輸送管入口液體過冷度增大，金屬壁面傳遞給預冷介質的熱量更多的用來增加過冷液體的顯熱，從而使得輸送管和回流管中密度差減小，自然循環流動驅動勢減小。考慮到回路流動的驅動力為輸送管和回流管中的兩相密度差，而阻力為循環回路中的阻力壓降和加速壓降，則出口處的空泡份額應與循環回路中的流速保持相一致的變化規律。因此，當氣枕壓力增大時，穩態輸送管進口流速和回流管出口兩相流速及氣氧空泡份額逐漸減小并趨于平緩，相應的泵體所需預冷時間也逐漸增長并趨于平緩。

2.4 過冷度對自然循環預冷性能的影響

計算條件：初始液位高為9.54 m（自下封頭處算起），氣枕壓力為0.12 MPa，預冷介質進入輸送管的溫度分別取84 K，86 K，88 K，90 K，92 K作為計算工況。圖10給出了輸送管進口液氧過冷度對泵體預冷時間、穩態輸送管進口流速及回流管出口參數等的影響。從圖10可看出，增加輸送管進口液氧過冷度與氣枕增壓對自然循環預冷具有類似的影響規律，對自然循環預冷均有較明顯抑制作用。當輸送管進口液氧過冷度增加時，穩態輸送管進口流速和回流管出口兩相流速及氣氧空泡份額逐漸減小，泵體所需預冷時間增長。