液氧加注過程熱力性能分析

高婉麗，羅天培，劉瑞敏，孫 德

（北京航天試驗技術研究所，北京100074）

液氧加注過程熱力性能分析

高婉麗，羅天培，劉瑞敏，孫 德

（北京航天試驗技術研究所，北京100074）

為滿足某型號運載火箭動力系統試驗液氧加注溫度要求，需對加注過程進行熱力性能分析。通過對常規氧加注過程因漏熱和流阻損失引起的溫升、液氧泵效率損失引起的溫升進行理論計算，得出常規氧加注過程液氧溫度變化規律。此外，通過對過冷氧溫度摻混特性進行理論計算和數值仿真，得出過冷氧加注的熱力性能。上述分析結果與實測數據進行了比對，結果表明，理論分析結果與實測結果吻合性好，液氧加注過程熱力特性分析方法正確可行。

液氧加注系統；溫度調節；數值模擬

0 引言

動力系統試驗是考核全箭或火箭子級方案正確性、工作協調性和可靠性的重要手段。運載火箭動力系統試驗的液氧加注過程與發射場加注過程類似，包括常規氧加注和過冷氧補加2個主要階段。加注過程對推進劑溫度提出較強的約束性要求，尤其要避免管內低溫推進劑出現兩相流動，應保持一定的過冷度。為保證推進劑地面加注參數與火箭需求協調一致，應分別開展箭上貯箱和地面系統的加注性能研究工作。文獻 [1]對低溫推進劑加注過程，火箭貯箱特性參數進行了建模計算。文獻 [2]和文獻 [3]對低溫推進劑地面加注管路的設計方法和絕熱性能進行過分析。文獻 [4]對變頻泵在煤油加注系統中的應用進行過研究。文獻 [5]對液氧擠壓加注過程進行過數值模擬。從文獻調研的情況來看，針對低溫推進劑加注系統總體熱力性能研究，尤其是有實測值比對的研究文獻還比較少。本文以某型號運載火箭動力系統試驗臺液氧加注系統為研究對象，在常規氧加注熱力性能分析過程，選取典型泵壓式加注工況，考慮泵效率損失引起溫升的基礎上，進行了沿管程熱力和水力性能分析。在過冷氧加注的熱力性能分析過程，重點進行了過冷氧和常規氧摻混的溫度在線調節方法研究。此外，根據相平衡理論，分析了貯罐初始壓力對液氧加注溫度的影響。上述理論分析所得到的計算結果，均與實測數據進行了比對，驗證了研究方法的有效性。

1 常規氧加注過程熱力性能分析

1.1 流速和管徑的影響分析

溫升不僅與管路絕熱性能好壞有關，而且與系統的流阻特性有關。當絕熱層的熱流密度一定時，推進劑的溫升主要與流速和管徑有關。如何更合理地確定管徑和流速，一直是低溫加注或輸送系統設計中需要首先考慮的問題。

1.1.1 管路溫升計算公式

溫升關系式推導過程如下[6]：

液氧穩態流動過程中，管路任一截面建立能量方程式：

焓的一般關系式為：

式（2）代入式（1），并且忽略動能和位能的變化：

焦爾-湯姆遜系數表達式：

式（4）代入式（3），并做積分得到：

式（5）等號右邊第二項可以理解為因壓降損失

帶來的溫升：

由式（6）可知，液氧溫升由管路漏熱引起的溫升和流動阻力損失帶來的溫升兩部分組成。前者隨流速的增大而降低；后者隨流速的增大而升高；總溫升為兩曲線的疊加，呈現出隨流速增加先變小后變大的變化規律。

1.1.2 最優流速和管徑

在設計過程中，對DN150，DN125及DN100幾種管材做了對比計算，溫升和流阻的計算結果如表1所示。

表1 不同管徑的溫升和流阻計算結果Tab.1 Calculated results of temperature rise and flow resistance in tubesw ith different diameters

由圖2和表1可知，3種管材在工作流速范圍內，溫升均能滿足加注的溫度要求，但是DN100的管路流阻過大，不宜采用。在保證液氧加注流量的前提下，應從經濟性和操作性考慮，選擇通徑125 mm的管材作為長距離液氧輸送管路。

1.2 泵效率損失的影響分析

主管道總冷量損失的另一方面是液氧泵水力損失引起的發熱量，計算式[7]為：

可見，由泵引起的溫升與揚程成正比，與機組效率成反比。泵水力效率的溫升計算結果如表2所示。

表2 不同流量泵效率損失的溫升數據Tab.2 Results of temperature rise caused by pump efficiency loss at different flow rates

由表2可知，液氧泵效率損失引起的溫升在1 K以內；小流量工況，液氧泵的效率最低，由泵引起的溫升最大，為0.84 K。

1.3 常規氧加注溫度變化規律

加注過程中，液氧溫度和壓力沿管道長度方向變化曲線如圖1所示。

由圖1可知，沿管道軸線方向，液氧壓力下降，對應的飽和溫度隨之降低，如圖1曲線c和曲線a所示；此外，因管道漏熱和摩擦阻力損失，液氧溫度逐漸升高，如圖1曲線b所示。通過比較，可知液氧的溫度始終低于對應加注壓力下的飽和溫度，并保持一定的過冷度，能夠滿足加注任務要求。不同加注流量工況，進箭溫度以及過冷度計算數據如表3所示。

表3 不同流量加注溫度和過冷度理論計算數據Tab.3 Calculated results of filling tem perature and super cooling tem perature at different flow rates

表3的起始點溫度按0 MPa初始壓力對應的飽和溫度90 K進行設定。實際加注過程，隨貯罐壓力保壓時間增加，液氧有建立較高壓力下新相平衡的趨勢，起始溫度會有所提高。此處僅考察溫升變化規律，可以采用90 K作為理論工況進行分析。由表3可知：

1）正常加注過程，200 m液氧管路加注過程因漏熱、流阻和泵損失所帶來的總溫升約為1 K；

2）大流量加注的溫升主要由流阻損失造成，因此，在管材選擇時，應充分考慮流阻是否滿足要求；

3） 小流量加注過程泵損失溫升占總溫升比例最大，因此，小流量加注不宜采用泵壓加注方式，應采用擠壓加注；

4） 由于大流量加注過程壓力較高，對應的飽和溫度相應提高，因此過冷度最大。

2 過冷氧加注熱力性能分析

2.1 過冷氧摻混溫度特性研究

通過冷卻劑和液氧之間的熱交換，液氧在過冷器中被冷卻到其壓力所對應的飽和溫度以下，實現過冷的目的[8]。過冷氧加注溫度需求為～78 K、80～82 K、～83 K等多種溫度值。對此，建立了過冷器和多個閥門組成的在線連續調節系統。針對不同溫度的常規氧與過冷氧摻混工況，進行理論計算，程序框圖如圖2所示，計算結果如圖3所示。摻混過冷氧溫度取決于常規氧比例，加注過程依據常規氧摻混比例計算結果，來判斷切換閥開度值。此外，常規氧溫度變化對摻混后總溫產生影響，要獲得穩定的溫度輸出值，應調整摻混比例。

2.2 過冷氧摻混流動仿真

為了驗證理論計算的準確性，同時考察常規氧和過冷氧摻混的均勻程度，依據實際管道尺寸建立數值模型。2個進口均選取質量流量入口，出口為自由流出口，其中常規氧溫度93 K，過冷氧溫度78.2K，兩者摻混比例為1：2.8。管壁簡化為絕熱無滑移邊界條件。計算采用k-ε兩方程模型來考慮管內流體的湍流效應，壓力和速度采用simple格式進行耦合，并用二階迎風格式進行差分。在三通處，過冷氧受常規氧帶動，全部向管路下游流動；而常規氧流線受過冷氧流線壓制，流通面積減小，流線集中在管路底部。隨著流動的進行，2種液氧將不斷摻混、換熱。圖4為管路對稱面的溫度分布云圖。由圖4可見，在三通下游約1m處，兩種流體已摻混均勻，此時管路出口處流體溫度為81.2 K。

3 貯罐初始壓力影響

由于液氧加注過程要模擬發射場測發流程，停放時間較長造成常規氧加注溫度升高現象。新的相平衡建立所帶來的溫升影響巨大，在研究工況范圍，壓力提高0.1 MPa，飽和溫度提高2.3 K以上[9]。加注前采取貯罐放空措施，可有效降低常規氧溫度。根據實測數據，貯罐初始壓力0.08～0.20 MPa，常規氧加注溫度較高，為95.5～99.4 K。通過采取加注前提前放氣措施，降低貯罐初始壓力，液氧趨于低壓飽和狀態，液氧初始溫度接近低壓飽和溫度，在加壓加注過程，液氧加注溫度低至91.2 K。

4 實際工況驗證

4.1 常規氧加注熱力性能驗證

以某型號運載火箭動力系統試驗液氧加注過程為例，先后進行了液氧500 L/min小流量擠壓加注、3 000 L/min大流量泵壓式加注、1 500 L/min泵壓式加注，以及貯罐切換操作后的2 000 L/min大流量泵壓式加注，加注流量和溫度數據曲線如圖5所示。

由圖5可知，貯罐的小流量擠壓加注和大流量泵壓加注過程，加注溫度穩定在91.7 K左右；隨加注過程進行，由液氧貯罐保壓而造成液氧起始溫度升高，以及降頻帶來泵損失溫升增加，造成1 500 L/min的減速泵壓加注過程溫度升高至100.7 K；切換貯罐后的2 000 L/min泵壓式加注過程，又復現出較低的加注溫度，約為91.1 K。實測數據與理論計算數據對比情況如表4所示。

表4 液氧加注實測數據與理論計算結果比較Tab.4 Com parison between detected data and calculated results of liquid oxygen filling process

由表4可知，500 L/min小流量加注未采取泵壓加注，沒有泵效率損失，總溫升值最小，符合加注規律。溫升實際數據由管路起始點和末端的溫度實測值得到，實際值與理論值的變化規律相符合，差值在0.2 K以內，滿足工程需要。引起偏差的原因主要是計算偏差和測量誤差。此外，序號3的減速加注過程液氧起始溫度升高，為102.4 K，一是由于該加注過程貯罐液位降低，貯罐底部液氧換熱增強帶來較大溫升；二是由于0.26MPa保壓工作時間增加，液氧溫度與0.26MPa所對應的飽和溫度數據基本吻合，此時建立了新的相平衡。

4.2 過冷氧加注熱力性能驗證

在2次加注過程中，采用在線調節手段，實現了不同的過冷氧溫度，數據曲線分別如圖6和圖7所示。

由圖6和圖7可知，采用過冷器切換閥保持小開度的方法，通過過冷氧和常規氧不同比例摻混措施，實現了過冷氧溫度在線連續調節。在流量均為1 000 L/min工況下，過冷氧溫度分別為83.3 K和80.4 K，數據曲線平穩，指標滿足任務需求。

5 結論

1） 最優流速和管徑的選擇，可以使因流阻損失和漏熱造成的總溫升最小。泵效率損失在小流量加注工況會引起大的溫升，應避免液氧泵長時間在小流量工況運行，可采取擠壓加注方式實現小流量加注，或者采取液氧泵后分流的方法提高泵運行工況。

2） 采用本文所述的管路溫升計算方法，得到的理論數據與實測數據吻合性好，能夠體現管路熱力特性，可用于工程實際。

3） 經實測數據驗證，過冷氧與常規氧摻混的方法可以實現不同的過冷氧加注溫度，系統方案正確。摻混點下游約1m處實現過冷氧與常規氧的均勻混合，設備布局和工藝測點安裝應此要求。

4）長時間憋壓會造成貯罐內液氧溫度上升，加注管路內出現兩相流的風險增加，加注前應采取液氧貯罐充分放氣，建立低壓狀態相平衡的措施來降低液氧溫度。

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（編輯：馬 杰）

Thermal performance analysis of liquid oxygen filling process

GAOWanli,LUO Tianpei,LIU Ruim in,SUN De（Beijing Instituteof Aerospace Testing Technology,Beijing 100074,China）

In order tomeet the requirement of liquid oxygen filling temperature in the test of a launch vehicle power system,the thermal performance in the filling process is analyzed.The temperature rise caused by heat leakage and flow resistance loss in normal liquid oxygen filling process,and the temperature rise caused by efficiency loss of liquid oxygen pump are calculated theoretically to get the temperature variation regularity in normal liquid oxygen filling process.The thermal performance of super cooling liquid oxygen filling process was obtained by theoretical calculation and numerical simulation of super cooling temperaturem ixing characteristics.The above analysis resultand the detected resultare contrasted.The resultsare coincided w ith experimentaldata. The results show that the thermal characteristic analysismethod for liquid oxygen filling process is correctand feasible.

liquid oxygen filling system;temperatureadjustment;numericalsimulation

V433-34

A

1672-9374(2017)03-0022-05

2015-11-11；

2016-07-21

高婉麗（1982—），女，高級工程師，研究領域為液體火箭發動機試驗技術