上海交通大学学报

上海交通大学学报（自然版）, 2022, 56(3): 386-394 doi: 10.16183/j.cnki.jsjtu.2020.265

航空航天

不同增压方式对火箭燃料贮箱冷氦增压效果的影响

邹震峰1, 任枫2, 李晓慈1, 段海洋2, 杜海浪2, 黄永华,1

1.上海交通大学 制冷与低温工程研究所, 上海 200240

2.上海宇航系统工程研究所, 上海 201108

Influence of Pressurization Methods on Cryogenic Helium Pressurization in Rocket Fuel Tank

ZOU Zhenfeng1, REN Feng2, LI Xiaoci1, DUAN Haiyang2, DU Hailang2, HUANG Yonghua,1

1. Institute of Refrigeration and Cryogenics, Shanghai Jiao Tong University, Shanghai 200240, China

2. Shanghai Aerospace System Engineering Research Institute, Shanghai 201108, China

通讯作者: 黄永华,男,研究员,博士生导师,电话(Tel.):021-34206295;E-mail:huangyh@sjtu.edu.cn.

责任编辑: 孙伟

收稿日期: 2020-08-25  

基金资助: 上海航天先进技术联合研究基金项目(USCAST2019-4)

Received: 2020-08-25  

作者简介 About authors

邹震峰(1996-),男,江西省赣州市人,硕士生,从事航天低温推进剂增压系统研究.

摘要

针对液氧/煤油火箭燃料贮箱采用的冷氦增压方案,搭建试验系统并进行地面模拟试验.探究不同增压方式,包括增压位置、扩散器形式和增压气体流量对增压排液过程的控压稳定性、贮箱气枕区温度分布、氦气消耗率、气液混合以及液体结冰状态的影响.结果表明:与气枕区增压相比,气体在液体区增压时换热充分,同等条件下气体消耗率降低33.1%,但控压稳定性较差;扩散器形式对气体消耗率和贮箱气枕区温度分布影响不大;小流量增压更加节约氦气,与40 L/s排液相比,10 L/s排液可以节约20%氦气;各工况中均未发现液体介质局部过冷结冰现象,且无气泡随液体进入排液管路.试验结果验证了煤油贮箱采用冷氦增压方案的可行性,并为箭上冷氦增压系统的结构设计和工况调节提供参考.

关键词： 燃料贮箱; 冷氦; 增压排放; 液氧/煤油; 地面试验

Abstract

To verify the technical scheme of cryogenic helium pressurization in the fuel tank of liquid oxygen (LOX)-kerosene rocket, a test device was established and the ground simulation test was conducted. The influences of different pressurization methods on pressure control stability, ullage temperature distribution in tank, helium consumption, gas-liquid mixture, and liquid freezing of pressurized drainage process were investigated. The pressurization method specifically includes pressurization outlet position, diffuser form, and pressurant flow rate. The results show that when pressurized from the liquid zone, the heat exchange of pressurized gas is more sufficient, which reduced the gas consumption by 33.1% compared with that in the ullage zone. However, the stability of pressure control is less satisfying. The form of diffuser has little influence on the gas consumption and the temperature distribution of ullage. The helium consumption for pressurization at a small flow rate is less than that at a high flow rate. For example, when the drainage flow is 10 L/s, the helium consumption can be reduced by 20% compared with that at 40 L/s. Under all experimental conditions, neither ice due to local supercooling in the tank nor bubbles in the drainage pipeline are observed. The test results verify the feasibility of the proposed scheme, and provide a reference for structural design and working condition regulation of the cryogenic helium pressurization system in rocket.

Keywords： fuel tank; cryogenic helium; pressure draining; liquid oxygen (LOX)-kerosene; ground text

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本文引用格式

邹震峰, 任枫, 李晓慈, 段海洋, 杜海浪, 黄永华. 不同增压方式对火箭燃料贮箱冷氦增压效果的影响[J]. 上海交通大学学报（自然版）, 2022, 56(3): 386-394 doi:10.16183/j.cnki.jsjtu.2020.265

ZOU Zhenfeng, REN Feng, LI Xiaoci, DUAN Haiyang, DU Hailang, HUANG Yonghua. Influence of Pressurization Methods on Cryogenic Helium Pressurization in Rocket Fuel Tank[J]. Journal of shanghai Jiaotong University, 2022, 56(3): 386-394 doi:10.16183/j.cnki.jsjtu.2020.265

运载火箭的燃料箱冷氦增压系统通过将冷氦气瓶浸存于低温推进剂贮箱中,获得同等压力和容积条件下更大的气体质量.使用时,将冷氦气引入燃气或尾气换热器中加温,然后送入推进剂贮箱,将其增压至所需流速和压力后引入发动机泵或燃烧室中.氦气相对分子质量小,密度小,增压效率较高;同时,氦气沸点极低,不易冷凝,也基本不与推进剂发生反应.因此,冷氦增压系统在运载火箭中应用广泛,如长征三号甲的三子级[1]、日本H-Ⅱ火箭的一子级[2]和阿里安5号的二子级[3]等均采用了氦增压系统.某型号液氧/煤油火箭拟采用煤油贮箱冷氦直接增压方案,将冷氦气瓶贮存于液氧箱中.增压时不同于上述燃气/尾气换热方式,该方案直接将冷氦气通入煤油贮箱的液体区,与煤油接触换热,利用煤油的巨大热容,将冷氦气快速加热至接近煤油的温度,使其体积膨胀.该方案的增压效果显著,并且不需要换热器,减少了结构质量.为验证该方案的可行性,需要进行理论和试验研究.

国内外已对冷氦增压进行多项研究.Stochl等[4,5,6,7]分别使用氢气和氦气对两个不同尺寸的液氢贮箱进行增压排液试验,对影响氦气消耗率的相关因素进行分析,结果表明影响增压气体消耗量的主要因素为入口气体温度,其次为扩散器的几何形状和参数.此外,在微重力条件下,他们[8]利用液面以下的扩散器将氢气注入到4.89 m3的液氢贮箱中,并进行增压试验,发现增压效率大幅下降,因此认为微重力条件下的自增压应尽量避免从液面以下注入.Dewitt等[9]通过地面试验研究了不同形状和尺寸的扩散器对液氢增压的影响,发现5种不同径向的扩散器对增压气体消耗量的影响不大(相差10%以内),而使用直管喷射增压可以减少约16.8%~29.7%的增压气体消耗,同时对于直管喷射增压,管径越小,增压气体消耗越少,同时越容易破坏气液界面和气体混合,导致增压开始时容器内的压力下降.曾源华[10]对温度为20.4 K的冷氦气经加温后进入液氧贮箱增压的方案进行地面试验研究,模拟火箭飞行中加温冷氦气的过程,阐述氧箱增压的试验设备、方法和结果.张志广等[11]设计了液体火箭冷氦增压系统的电磁阀与孔板的组合方式,并对其进行地面试验,发现采用三路电磁阀与孔板及压力调节器组合的方式可以将贮箱压力(简称箱压)维持在设计范围内.为了对液氢火箭的增压系统进行地面模拟试验研究,赵耀中等[12]比较了水浴换热、高温氮气-低温氦气和常温氮气-低温氦气共3种冷氦加温换热方案的优劣,发现采用低温氦气-常温氮气方案的换热系统最符合箭上工况要求.为了研究650 K的高温气体增压对液氧贮箱壁面温度的影响,范瑞祥等[13]提出一种针对高温气体增压的贮箱壁面温度一维分布模型,并进行地面模拟试验,发现升高增压气体温度可以减少增压气体用量,但也会显著升高贮箱结构的工作温度;贮箱壁厚的增加可以降低贮箱壁面温度,但也会增加增压气体用量,并显著增加箱体结构质量;增压气体种类(氦气、氮气和氧气)对贮箱壁面温度的影响相对较小,增压气体的消耗量基本随其摩尔质量的增大呈线性增加.周芮等[14]对本试验系统采用冷氦鼓泡方式进行增压输送操作时的结冰可能性、末端出口气泡携带情况和增压气体鼓泡方式等进行了前期的仿真计算,初步证明了方案的可行性,具体内容将在本文试验结果部分进行比对分析.

然而,已有研究多集中于冷氦增压液氢或液氧,较少涉及冷氦增压煤油的方案及其地面试验.为了试验验证冷氦增压煤油贮箱排液方案的可行性,优化增压方式,本文设计并搭建冷氦增压地面试验系统,通过液氮冷却氦气获得液氧温区的冷氦,并用其模拟箭上冷氦.同时,按照缩比尺寸建立试验贮箱,模拟箭上冷氦增压系统的工作过程,分析不同增压方式下的气液流动换热状态及增压效果.利用航空煤油进行试验存在一定安全隐患,而水和航空煤油在密度和黏度等方面差异不大:水和航空煤油的密度分别为997 kg/m3和805 kg/m3;比热容分别为 4180 J/(kg·K)和 2200 J/(kg·K);导热系数分别为0.607 W/(m·K)和0.149 W/(m·K);黏度分别为0.89 mPa·s和1 mPa·s;冰点分别为273.15 K和233.15 K.并且周芮等[14]通过模拟论证了水和煤油在增压排液过程中宏观热力学状态的一致性,因此,试验前期将水作为航空煤油的模拟介质,待后期各种操作和规律较清楚,条件较成熟时再更换为煤油.

1 试验系统

设计并研制的煤油贮箱冷氦增压地面试验系统构成如图1所示,其主要由气源供给系统、节流圈、液氮冷却系统、换热器、贮箱、液体回收罐及管路、阀门和测控系统等构成.

图1

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图1   燃料贮箱冷氦增压地面试验系统结构图

Fig.1   Schematic of cryogenic helium pressurization ground test system in fuel tank


高压氦气(15 MPa)经过配气台减压器减压至3 MPa,然后进入由电磁阀和节流圈组合的两条并联节流支路.通过更换不同孔径的节流圈和切换电磁阀的通断可以控制气体流量.气体经节流圈进一步被减压至1 MPa以内,并通过换热器与过冷的带压液氮进行换热,气体温度被降至90 K温区.换热器设置一旁通支路,常温氦气可以通过该支路与冷氦气混合以调节温度,然后进入贮箱进行增压排液.排出的液体流入液体回收罐并通过泵重新加注到试验贮箱中以实现重复利用.实物系统如图2所示,各试验设备的详细参数和布置可以参考文献[15].

图2

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图2   燃料贮箱冷氦增压地面试验系统实物图

Fig.2   Facility of cryogenic helium pressurization ground experimental test in fuel tank


在试验过程中,调节节流圈的尺寸可以控制进入管路的气体流量:节流圈孔径为主路1.5 mm,辅路2.5 mm,对应质量流量qm=10 g/s;节流圈孔径为主路4.5 mm,辅路2.5 mm,对应qm=40 g/s.

试验中,主路电磁阀保持常通,辅路电磁阀的通断由控制系统根据比例积分微分(PID)控制策略进行控制,试验使用的PID参数分别为目标箱压 0.34 MPa,比例系数30,积分系数1,微分系数0.

试验使用直管射流和径向扩散器两种结构,以对比扩散器形式对增压效果的影响.其中,径向扩散器结构如图3所示,其底部封闭,侧面开孔,外径为86 mm,侧面开孔孔径为3 mm,开孔率为50%,上部焊接外径为38 mm、长度为100 mm的不锈钢管,不锈钢管顶部具有法兰接口,可配合不同长度的管路以调节安装高度.

图3

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图3   径向扩散器结构图(mm)

Fig.3   Structure of radial diffuser (mm)


扩散器有选择地安装于气枕区和液体区以探究增压区域的影响,具体位置如图4所示.图4(a)为气枕区直管射流增压工况示意图,冷氦气通过外径为38 mm、长度为20 mm的直管喷射进入贮箱气枕区进行增压;图4(b)为气枕区径向扩散器增压工况,扩散器安装位置为距贮箱顶部270 mm处的气枕区内;图4(c)为液体区径向扩散器增压工况,扩散器安装位置为距贮箱底部531 mm的液体区内.

图4

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图4   扩散器位置(mm)

Fig.4   Positon of diffuser (mm)


为测量试验过程中贮箱内部的温度分布,在贮箱内距中心对称轴150 mm处沿轴向设置一个测温杆,在杆上等间距425 mm布置6个温度传感器(NT1~NT6),其结构如图5所示.

图5

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图5   测温点位置(mm)

Fig.5   Positon of temperature measuring points (mm)


为准确反映增压排液的物理过程,在试验装置中布置大量温度和压力传感器(见图1),各传感器参数如表1所示.

表1   传感器参数

Tab.1  Parameters of sensors

测量设备编号或名称位置型号测量范围精度
温度传感器T1、T2节流圈上游PT100273~353 K±1 K
T3、T4节流圈下游PT100273~353 K±1 K
T5换热器出口PT10073~353 K±1 K
T6贮箱入口PT10073~353 K±1 K
T7敞口杜瓦内部PT10073~353 K±1 K
NT1~NT6贮箱内部PT10073~573 K±1 K
压力传感器P1、P2节流圈上游MPM4890~3 MPa0.25%
P3、P4节流圈下游MPM4890~1 MPa0.25%
P5换热器出口MPM4890~1 MPa0.25%
P6二位三通阀上游MPM4890~1 MPa0.25%
P7贮箱顶部MPM4890~1 MPa0.25%
其他气体流量计气体管路入口RCCT340~100 g/s0.25%
液体流量计贮箱排液出口FLEXIM ADM 67250~60 L/s0.25%
差压计可视过滤器两端EAJ110A0~100 kPa0.25%
差压液位计贮箱侧壁MDM3051S-DPHC0~40 kPa (0~3 m)0.10%

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2 试验工况及操作流程

2.1 试验工况

试验系统的增压效果主要受气体增压位置、扩散器形式和排液流量等影响,设置如表2所示的试验工况,以探究不同因素对增压效果的影响.其中,qV,set为排液流量设定值.

表2   试验工况表

Tab.2  Test conditions

工况增压位置扩散器形式qm/(g·s-1)qV,set/(L·s-1)
1液体区径向3050
2气枕区径向3040
3气枕区直管3040
4气枕区径向1010
5气枕区直管1010

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2.2 操作流程

试验的具体操作步骤如下.

(1) 准备工作:根据工况要求安装扩散器和节流圈,同时调节排液管路的手动阀门使得箱压p=0.34 MPa下的排液流量符合要求.

(2) 贮箱加注和预增压:将贮箱的液位加至 2.3 m,此时贮箱内液体体积约为2.2 m3;向贮箱内通入氦气并进行预增压,当p=0.34 MPa后停止预增压.

(3) 预冷管路:以氮气为预冷工质,氮气经换热器冷却后预冷管路并放空,以节省氦气消耗;当贮箱入口温度达到100 K后,将氮气切换为氦气,经换热器冷却后放空并处于待机状态.

(4) 增压排液试验:将氦气由放空管路切换为进入贮箱增压,同时打开排液阀门排液.

(5) 停止排液:当贮箱液位低于0.5 m时,关闭气源开关和排液阀门,停止排液,试验结束.

3 结果与分析

3.1 不同增压位置的影响

当增压气体从不同增压位置进入贮箱进行增压时,将会影响贮箱内气体和液体的压力、温度以及流量,对此选择工况1和工况2进行对比分析.

3.1.1 控压稳定性 图6为工况1和工况2的箱压和排液流量曲线.当增压气体从气枕区进入贮箱时,箱压可以快速达到目标设定值并基本维持稳定,排液流量(qV)稳定在qV,set=40 L/s附近;当增压气体通过浸没于液体内的扩散器进入贮箱时,气枕区压力波动较大,表现为在0~7 s时间(t)内持续下降至0.24 MPa,在10~30 s缓慢上升至0.32 MPa,在30~35 s基本维持稳定,在35 s后又开始下降.同时,受箱压影响,该工况下的排液流量出现先下降至40 L/s,然后缓慢上升至55 L/s的相应变化,未能稳定在目标值50 L/s.造成箱压不稳定的原因可能为在工况1中, 与扩散器相连的管道中充满了液体,在试验开始阶段,贮箱入口的气体需要克服一定的阻力将管道中的液体排出后才能够进入贮箱,此时气体流量较小,导致试验开始阶段箱压下降.此外,在该工况下,气体自水中排出时以气泡形式运动至气枕区,而气泡的随机融合和破裂等导致各个时刻实际进入至贮箱气枕区的气体流量不稳定,从而造成箱压波动.随着液位的下降,气泡在液体中的时间缩短,控压难度降低,箱压逐渐维持稳定.试验过程中的录像数据也证明了该推断:在试验开始阶段,气泡较小且存在断续现象;在试验中后期,气泡较大且稳定上升.

图6

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图6   工况1和工况2的箱压和排液流量

Fig.6   Pressure and discharge volumetric flow rate of cases 1 and 2


3.1.2 温度分布 图7为工况1和工况2的各测温点温度(T)变化曲线.可知,在气枕区扩散器工况下,NT1温度持续下降至243 K,这是由于NT1位于贮箱顶部且与扩散器所在高度大致相同,容易受到冷氦气的直接影响,所以其测点温度最低.NT2~NT6温度在某一时刻突然下降,这是当液位下降至低于该测点时,传感器暴露于冷氦气中,被气体冷却所致.在液体扩散器工况下,NT1由初始温度310 K缓慢下降至307 K,并在307 K附近波动;NT2~NT6的初始温度为303 K,某一时刻温度稍微上升后在305 K附近波动;在38 s后,所有测点温度均开始缓慢下降.这是由于冷氦气通过位于液体中的扩散器进入贮箱,其与液体充分换热后被快速加热至液体温度,进入气枕区后使得气枕区温度稍有降低;同时随着排液的进行,液面逐渐下降,各测点逐渐暴露于气枕区中,导致其温度逐渐缓慢上升;在38 s以后,扩散器完全暴露于气枕区中,冷氦气能够直接进入气枕区,导致气枕区温度下降.此时气枕区温度的下降速率小于工况4,这是由于在工况4中,气枕区的平均温度较低,当测点暴露于气枕区后,其温度能够迅速下降至气枕区平均温度附近;而在工况5中,气枕区平均温度接近常温,当测点暴露于气枕区后,冷氦气难以在短时间内冷却所有常温氦气,导致其温度下降速率较慢.

图7

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图7   两种工况下贮箱内的温度变化

Fig.7   Temperature distribution of cases 1 and 2


此外,气枕区工况中部分测点存在温度上升现象,这是在同一时刻气枕压力急剧上升所致.在图6中,箱压在7~30 s持续上升,温度也呈现上升趋势.

3.1.3 气体消耗率 表3为各工况实测单位排液体积对应的增压气体消耗量,即气体消耗率(Q),其值为气体消耗总量与总排液量的比值.其中,工况6为气枕区径向扩散器,其数值通过工况2和工况4对排液流量线性插值计算所得.

表3   各工况的单位排液气体消耗率

Tab.3  Helium consumption ratio under different text conditions

工况增压位置扩散器形式qV/(L·s-1)Q/(g·L-1)
1液体区径向49.620.517
2气枕区径向40.530.731
3气枕区直管42.620.715
4气枕区径向10.920.599
5气枕区直管11.220.609
6气枕区径向50.000.773

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图8为不同增压位置对单位排液体积下的气体消耗率影响.结合表3可知,当qV=50 L/s时,若气体从气枕区进入贮箱增压,则Q=0.773 g/L;若气体从液体内部进行增压,则Q=0.517 g/L,相比减少了33.1%,有利于气体增压系统降低载荷要求.

图8

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图8   不同工况下的气体消耗率

Fig.8   Helium consumption ratio under different test conditions


3.1.4 流动状态 在火箭增压过程中,贮箱内的推进剂直接进入发动机.若在增压过程中出现排气夹带气体或者冷氦气导致的局部过冷结冰,则易造成发送机的气液两相进料运行不稳定甚至损坏发动机.因此,在增压过程中不仅需要关注燃料的温度和压力等热力学参数,还需要关注贮箱和排液管路内的相态以及液体流动状态,确保排液管路中无气泡、无冰晶.

工况5贮箱内部的增压气体扩散瞬间监测情况如图9所示.据试验现场观察,当采用扩散器从气枕区或液体区进行增压时,在排液过程中,气体管壁外侧、气液接触界面和液体内部均无冰晶产生.而航空煤油的凝固点为 -47 ℃,远低于水,更不易结冰.分析认为水未结冰的原因如下:在气枕区增压工况中,冷氦气虽然可以通过气液界面与液体接触,但是在进入贮箱时,冷氦气与气枕区原有气体、贮箱壁面和液面同时换热,导致流向液面的冷量较少,液面难以结冰;在液体区增压工况中,虽然冷氦气通入液体区内能够与水产生剧烈换热,但是水的比热容巨大,无法在较大区域内结冰.同时,受气体增压和排液影响,贮箱内的液体不断运动,缺少一个温度较低的稳定区域,因此液体局部难以因过冷而结冰.

图9

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图9   贮箱内部的增压气体扩散喷射流动状态

Fig.9   Flow status of gas and liquid inside the tank


此外,当利用扩散器将冷氦气通过液体内部进行增压试验时,气体均由扩散器顶部的孔排出并直接向上运动,可知此时气体受浮力影响远大于受液体向下运动产生的影响,因此气泡基本不可能随液体进入排液口.排液管路上的可视化过滤器的观测结果同样证实了没有气泡进入排液管道.虽然煤油的密度小于水的密度,气泡所受浮力会相应减小,但仍远大于排液产生的影响.文献[14]给出了煤油通过进入液体中的单孔进行增压时的温度分布,并分析其结冰可能性.认为低温氦气在进入煤油后,在较短的上升过程中就能够被加热至接近煤油的温度,因此基本不可能结冰.同时,本试验证实了其模拟所得结论:在中心鼓泡方案中,氦气基本没有扩散.

3.2 扩散器形式的影响

3.2.1 控压稳定性 图10为增压排液过程中4种工况下的箱压和排液流量变化.可知,当增压位置为气枕区,气体通过径向扩散器进入贮箱时,初始时刻的箱压比目标压力偏高或偏低,一段时间后才逐渐趋于目标值;而同等条件下气体通过直管扩散器进入贮箱时,箱压能够更快、更集中地趋于目标值.这是由于扩散器安装在直管下方,气体通入扩散器后瞬间减速,进入贮箱时受到的管路阻力较大,所以其压力调节存在滞后现象.此外,使用两种扩散器进行增压均能够使排液流量稳定在目标值附近,即两种扩散器均能够实现稳定排液.

图10

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图10   工况2至工况5的箱压和排液流量

Fig.10   Pressure and discharge volumetric flow rate of cases 2—5


3.2.2 温度分布 图11为4种工况的各测温点温度变化曲线.可知,当qV=10 L/s时,与直管增压的方式相比,气体通过径向扩散器进行增压的NT1~NT4测点温度均较低;而当qV=40 L/s时,部分测点温度升高,部分测点温度降低.这是由于当排液流量较小时,增压气体流量也较小,利用直管进行增压的气体主要为轴向运动,径向扩散只出现在接触液面(有传热)后的一个较薄层空间内,气体向四周扩散的速度较小,接触到壁面后向上爬升,与热气体以及壁面换热,导致气体对测温点的降温能力减弱.而通过径向扩散器进入的气体,其轴向动能全部转换为径向动能,射流直接作用于气枕空间内的测温点及其附近区域,因此NT1~NT4测温点温度均较低.由于NT5测点离顶部的扩散器较远,受轴向或者径向射流的影响较小,所以其在不同扩散器形式下的温度分布较为均匀,与上述规律不同.此外,NT6测点始终浸没于液体中,测点温度为液体温度,因此基本保持恒定.当排液流量较大时,气体流速增大,大流速的气体射流容易在贮箱内部形成漩涡,造成贮箱内部温度分布混乱,导致不同扩散器形式下各测温点的温度均没有明显的大小规律.

图11

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图11   不同排液流量下贮箱内气枕区温度分布

Fig.11   Temperature distribution of ullage at different discharge volumetric flow rates


3.2.3 气体消耗率 表3中4种工况下的氦气消耗率为直管扩散增压工况,当qV=10 L/s时,Q=0.609 g/L,当qV=40 L/s时,Q=0.715 g/L;径向扩散增压工况,当qV=10 L/s时,Q=0.599 g/L,当qV=40 L/s时,Q=0.731 g/L.可知,两种扩散器在不同排液流量下的氦气消耗率均相差不大.但是,径向扩散器可以避免气体直吹液面,同时可以降低气体轴向速度,因此气枕区增压时使用径向扩散器的效果较好.

此外,与qV=40 L/s相比,qV=10 L/s时的氦气消耗率均较低,同等条件下每排放一单位液体,可以节约20%的增压氦气.因此,在满足发动机工作要求的前提下,可以尽量降低推进剂的排放速率,以提高增压氦气的利用效率.

4 结论

本文针对火箭液氧-煤油燃料贮箱冷氦增压方案搭建试验系统并进行地面模拟试验.探究不同增压方式,包括增压位置、扩散器形式和增压气体流量对煤油贮箱增压排液过程的影响,分析其气液流动和换热情况,以及由局部过冷造成煤油结冰的可能性,具体结果如下.

(1) 与气枕区增压相比,气体通入液体区增压的方式可以使得冷氦气充分换热,增压能力更强,同等条件下可以节约33.1%的氦气;但增压气体进入贮箱的时间滞后,控制箱压和排液流量稳定的难度增大.

(2) 当qV=10 L/s时,气枕区温度分布受扩散器形式影响;当qV=40 L/s时,气枕区温度分布的随机性增强,受扩散器形式影响较小.利用径向扩散器增压时,气枕区初始压力容易偏离设定值,但利用两种扩散器增压均能够保持排液流量稳定.

(3) 直管喷射增压与径向扩散器增压的氦气消耗率大致相同;而与qV=40 L/s相比,qV=10 L/s时可以节约20%的氦气.

(4) 不同工况下均未观测到液体模拟介质水结冰和气泡从排液管路流出现象.航空煤油的凝固点远低于水,更不容易结冰,则该增压方案的气液流动和液体结冰状态可以满足火箭发动机的要求.

参考文献

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冷氦增压系统的研制

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ZHANG Fuzhong.

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