液氧加注过程热力性能分析

高婉丽，罗天培，刘瑞敏，孙 德

（北京航天试验技术研究所，北京100074）

液氧加注过程热力性能分析

高婉丽，罗天培，刘瑞敏，孙 德

（北京航天试验技术研究所，北京100074）

为满足某型号运载火箭动力系统试验液氧加注温度要求，需对加注过程进行热力性能分析。通过对常规氧加注过程因漏热和流阻损失引起的温升、液氧泵效率损失引起的温升进行理论计算，得出常规氧加注过程液氧温度变化规律。此外，通过对过冷氧温度掺混特性进行理论计算和数值仿真，得出过冷氧加注的热力性能。上述分析结果与实测数据进行了比对，结果表明，理论分析结果与实测结果吻合性好，液氧加注过程热力特性分析方法正确可行。

液氧加注系统；温度调节；数值模拟

0 引言

动力系统试验是考核全箭或火箭子级方案正确性、工作协调性和可靠性的重要手段。运载火箭动力系统试验的液氧加注过程与发射场加注过程类似，包括常规氧加注和过冷氧补加2个主要阶段。加注过程对推进剂温度提出较强的约束性要求，尤其要避免管内低温推进剂出现两相流动，应保持一定的过冷度。为保证推进剂地面加注参数与火箭需求协调一致，应分别开展箭上贮箱和地面系统的加注性能研究工作。文献 [1]对低温推进剂加注过程，火箭贮箱特性参数进行了建模计算。文献 [2]和文献 [3]对低温推进剂地面加注管路的设计方法和绝热性能进行过分析。文献 [4]对变频泵在煤油加注系统中的应用进行过研究。文献 [5]对液氧挤压加注过程进行过数值模拟。从文献调研的情况来看，针对低温推进剂加注系统总体热力性能研究，尤其是有实测值比对的研究文献还比较少。本文以某型号运载火箭动力系统试验台液氧加注系统为研究对象，在常规氧加注热力性能分析过程，选取典型泵压式加注工况，考虑泵效率损失引起温升的基础上，进行了沿管程热力和水力性能分析。在过冷氧加注的热力性能分析过程，重点进行了过冷氧和常规氧掺混的温度在线调节方法研究。此外，根据相平衡理论，分析了贮罐初始压力对液氧加注温度的影响。上述理论分析所得到的计算结果，均与实测数据进行了比对，验证了研究方法的有效性。

1 常规氧加注过程热力性能分析

1.1 流速和管径的影响分析

温升不仅与管路绝热性能好坏有关，而且与系统的流阻特性有关。当绝热层的热流密度一定时，推进剂的温升主要与流速和管径有关。如何更合理地确定管径和流速，一直是低温加注或输送系统设计中需要首先考虑的问题。

1.1.1 管路温升计算公式

温升关系式推导过程如下[6]：

液氧稳态流动过程中，管路任一截面建立能量方程式：

焓的一般关系式为：

式（2）代入式（1），并且忽略动能和位能的变化：

焦尔-汤姆逊系数表达式：

式（4）代入式（3），并做积分得到：

式（5）等号右边第二项可以理解为因压降损失

带来的温升：

由式（6）可知，液氧温升由管路漏热引起的温升和流动阻力损失带来的温升两部分组成。前者随流速的增大而降低；后者随流速的增大而升高；总温升为两曲线的叠加，呈现出随流速增加先变小后变大的变化规律。

1.1.2 最优流速和管径

在设计过程中，对DN150，DN125及DN100几种管材做了对比计算，温升和流阻的计算结果如表1所示。

表1 不同管径的温升和流阻计算结果Tab.1 Calculated results of temperature rise and flow resistance in tubesw ith different diameters

由图2和表1可知，3种管材在工作流速范围内，温升均能满足加注的温度要求，但是DN100的管路流阻过大，不宜采用。在保证液氧加注流量的前提下，应从经济性和操作性考虑，选择通径125 mm的管材作为长距离液氧输送管路。

1.2 泵效率损失的影响分析

主管道总冷量损失的另一方面是液氧泵水力损失引起的发热量，计算式[7]为：

可见，由泵引起的温升与扬程成正比，与机组效率成反比。泵水力效率的温升计算结果如表2所示。

表2 不同流量泵效率损失的温升数据Tab.2 Results of temperature rise caused by pump efficiency loss at different flow rates

由表2可知，液氧泵效率损失引起的温升在1 K以内；小流量工况，液氧泵的效率最低，由泵引起的温升最大，为0.84 K。

1.3 常规氧加注温度变化规律

加注过程中，液氧温度和压力沿管道长度方向变化曲线如图1所示。

由图1可知，沿管道轴线方向，液氧压力下降，对应的饱和温度随之降低，如图1曲线c和曲线a所示；此外，因管道漏热和摩擦阻力损失，液氧温度逐渐升高，如图1曲线b所示。通过比较，可知液氧的温度始终低于对应加注压力下的饱和温度，并保持一定的过冷度，能够满足加注任务要求。不同加注流量工况，进箭温度以及过冷度计算数据如表3所示。

表3 不同流量加注温度和过冷度理论计算数据Tab.3 Calculated results of filling tem perature and super cooling tem perature at different flow rates

表3的起始点温度按0 MPa初始压力对应的饱和温度90 K进行设定。实际加注过程，随贮罐压力保压时间增加，液氧有建立较高压力下新相平衡的趋势，起始温度会有所提高。此处仅考察温升变化规律，可以采用90 K作为理论工况进行分析。由表3可知：

1）正常加注过程，200 m液氧管路加注过程因漏热、流阻和泵损失所带来的总温升约为1 K；

2）大流量加注的温升主要由流阻损失造成，因此，在管材选择时，应充分考虑流阻是否满足要求；

3） 小流量加注过程泵损失温升占总温升比例最大，因此，小流量加注不宜采用泵压加注方式，应采用挤压加注；

4） 由于大流量加注过程压力较高，对应的饱和温度相应提高，因此过冷度最大。

2 过冷氧加注热力性能分析

2.1 过冷氧掺混温度特性研究

通过冷却剂和液氧之间的热交换，液氧在过冷器中被冷却到其压力所对应的饱和温度以下，实现过冷的目的[8]。过冷氧加注温度需求为～78 K、80～82 K、～83 K等多种温度值。对此，建立了过冷器和多个阀门组成的在线连续调节系统。针对不同温度的常规氧与过冷氧掺混工况，进行理论计算，程序框图如图2所示，计算结果如图3所示。掺混过冷氧温度取决于常规氧比例，加注过程依据常规氧掺混比例计算结果，来判断切换阀开度值。此外，常规氧温度变化对掺混后总温产生影响，要获得稳定的温度输出值，应调整掺混比例。

2.2 过冷氧掺混流动仿真

为了验证理论计算的准确性，同时考察常规氧和过冷氧掺混的均匀程度，依据实际管道尺寸建立数值模型。2个进口均选取质量流量入口，出口为自由流出口，其中常规氧温度93 K，过冷氧温度78.2K，两者掺混比例为1：2.8。管壁简化为绝热无滑移边界条件。计算采用k-ε两方程模型来考虑管内流体的湍流效应，压力和速度采用simple格式进行耦合，并用二阶迎风格式进行差分。在三通处，过冷氧受常规氧带动，全部向管路下游流动；而常规氧流线受过冷氧流线压制，流通面积减小，流线集中在管路底部。随着流动的进行，2种液氧将不断掺混、换热。图4为管路对称面的温度分布云图。由图4可见，在三通下游约1m处，两种流体已掺混均匀，此时管路出口处流体温度为81.2 K。

3 贮罐初始压力影响

由于液氧加注过程要模拟发射场测发流程，停放时间较长造成常规氧加注温度升高现象。新的相平衡建立所带来的温升影响巨大，在研究工况范围，压力提高0.1 MPa，饱和温度提高2.3 K以上[9]。加注前采取贮罐放空措施，可有效降低常规氧温度。根据实测数据，贮罐初始压力0.08～0.20 MPa，常规氧加注温度较高，为95.5～99.4 K。通过采取加注前提前放气措施，降低贮罐初始压力，液氧趋于低压饱和状态，液氧初始温度接近低压饱和温度，在加压加注过程，液氧加注温度低至91.2 K。

4 实际工况验证

4.1 常规氧加注热力性能验证

以某型号运载火箭动力系统试验液氧加注过程为例，先后进行了液氧500 L/min小流量挤压加注、3 000 L/min大流量泵压式加注、1 500 L/min泵压式加注，以及贮罐切换操作后的2 000 L/min大流量泵压式加注，加注流量和温度数据曲线如图5所示。

由图5可知，贮罐的小流量挤压加注和大流量泵压加注过程，加注温度稳定在91.7 K左右；随加注过程进行，由液氧贮罐保压而造成液氧起始温度升高，以及降频带来泵损失温升增加，造成1 500 L/min的减速泵压加注过程温度升高至100.7 K；切换贮罐后的2 000 L/min泵压式加注过程，又复现出较低的加注温度，约为91.1 K。实测数据与理论计算数据对比情况如表4所示。

表4 液氧加注实测数据与理论计算结果比较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压加注，没有泵效率损失，总温升值最小，符合加注规律。温升实际数据由管路起始点和末端的温度实测值得到，实际值与理论值的变化规律相符合，差值在0.2 K以内，满足工程需要。引起偏差的原因主要是计算偏差和测量误差。此外，序号3的减速加注过程液氧起始温度升高，为102.4 K，一是由于该加注过程贮罐液位降低，贮罐底部液氧换热增强带来较大温升；二是由于0.26MPa保压工作时间增加，液氧温度与0.26MPa所对应的饱和温度数据基本吻合，此时建立了新的相平衡。

4.2 过冷氧加注热力性能验证

在2次加注过程中，采用在线调节手段，实现了不同的过冷氧温度，数据曲线分别如图6和图7所示。

由图6和图7可知，采用过冷器切换阀保持小开度的方法，通过过冷氧和常规氧不同比例掺混措施，实现了过冷氧温度在线连续调节。在流量均为1 000 L/min工况下，过冷氧温度分别为83.3 K和80.4 K，数据曲线平稳，指标满足任务需求。

5 结论

1） 最优流速和管径的选择，可以使因流阻损失和漏热造成的总温升最小。泵效率损失在小流量加注工况会引起大的温升，应避免液氧泵长时间在小流量工况运行，可采取挤压加注方式实现小流量加注，或者采取液氧泵后分流的方法提高泵运行工况。

2） 采用本文所述的管路温升计算方法，得到的理论数据与实测数据吻合性好，能够体现管路热力特性，可用于工程实际。

3） 经实测数据验证，过冷氧与常规氧掺混的方法可以实现不同的过冷氧加注温度，系统方案正确。掺混点下游约1m处实现过冷氧与常规氧的均匀混合，设备布局和工艺测点安装应此要求。

4）长时间憋压会造成贮罐内液氧温度上升，加注管路内出现两相流的风险增加，加注前应采取液氧贮罐充分放气，建立低压状态相平衡的措施来降低液氧温度。

[1]黄兵,黄辉,田玉蓉,陈士强.低温液体运载火箭推进剂加注过程分析[J].低温工程,2015(4)：62-66.

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（编辑：马 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

高婉丽（1982—），女，高级工程师，研究领域为液体火箭发动机试验技术