液氧/液甲烷低温推进剂深度过冷加注实验研究

相比于常温推进剂,低温推进剂因其比冲高、无毒无污染等优势,已经广泛应用于新一代运载火箭

。其中,液氧/液氢组合(LO

/LH

)在比冲方面具有显著优势,成为未来远距离深空探测任务的首选,而液氧/液甲烷组合(LO

/LCH

)因其在成本上的显著优势,得到了商业航天领域的高度关注

。然而,低温推进剂沸点很低,在近饱和状态下极易受热蒸发,给发动机工作及推进系统热管理带来了诸多挑战。若采用过冷状态的低温推进剂,不仅能够有效改善低温推进剂蒸发问题,也有益于降低系统质量、提升发动机性能、延长在轨贮存时间等

。因此,低温推进剂过冷技术(也称作致密化技术)具有重要应用价值。

NASA针对单级入轨可重复使用航天器(SSTO RLV)进行系统评估时指出:过冷推进剂密度更高,可以降低贮箱、管路、阀门、泵等系统部件尺寸;过冷推进剂操作压力更低,进而可以减小贮箱壁厚和增压系统;过冷推进剂具有更多冷量,在相同贮存时间要求下可以减少保温层等绝热结构,从而带来发射系统整体质量的显著降低

。如果使用66.7 K液氧和15.0 K液氢组合,RLV发射质量可以降低20%左右

。随后,在X-33项目中,波音公司开发了第一代液氢过冷装置,罗克韦尔公司设计搭建了基于液氮浴过冷的78 K液氧过冷系统,格林研究中心基于两级液氮浴式换热器实现了66.7 K过冷液氧的大规模制备

。近年来,Johnson等

针对Altair上升级,从成本、安全性、动力性能等方面对比了26种液甲烷过冷方案,最终推荐了采用换热器进行降温过冷的方案。Baik和Notardonato

、Cho等

、Mustafi等

也提出了基于制冷机、氦气鼓泡和热力学冷却等方法的低温推进剂过冷方案。

国内方面,朱子勇等

采用液氮换热方案,针对某型号发动机进行了86 K～87 K目标温度的过冷液氧试验测试。谢福寿等

针对快速过冷技术进行了方案对比和设计计算,并提出了一种结合抽空减压和节流制冷的复合过冷方案。王磊等

对4种低温推进剂过冷度获取方案的工作过程进行了对比分析。邵业涛等

分析了过冷推进剂在系统结构、发动机预冷、发射流程等方面对火箭性能的影响,并总结了过冷加注过程涉及的主要关键技术。陈强等

针对液氮冷却式液甲烷过冷方案进行了换热器设计,并提出了防止甲烷冻结的流程控制策略。

目前,除暴风雪号航天飞机和美国猎鹰9号火箭采用了推进剂全过冷加注技术外

,国内外低温火箭大多仅采用了部分过冷加注技术,例如我国CZ-5、美国土星5号、俄罗斯安加拉和欧洲阿里安火箭均在发射前通过液氧过冷补加以获取86 K左右的过冷液氧,而液氢、液甲烷一般不采用过冷加注技术

。

综上所述,虽然过冷低温推进剂具有诸多性能优势,但是在实际工程中尚未得到广泛应用。尤其对于低温推进剂深度过冷技术的研究多集中于理论与方案分析层面,缺乏充足可靠的实验验证。因此,本文针对液氧/液甲烷组合,以70 K/97 K为深度过冷目标进行方案设计,并通过搭建中等规模快速深度过冷加注系统,对该方案可行性进行实验测试验证。

1 过冷方案设计

过冷加注实验过程中主要对流量、温度和压力等参数进行测量,具体测点标注于图3和图5中。测量元件主要采用低温涡轮流量计(量程0～3 L·s

,精度为0.5级)、PT100温度传感器(A级)、YB1C型压力传感器(量程0～1.0 MPa,精度为0.2级)和PAA-23Y型真空压力传感器(量程0.01～100 kPa,精度为0.5级)。基于Explab软件构建了图7所示的液氧/液甲烷深度过冷实验台数据采集系统,对测试过程进行实时监测与数据记录。

Waters AcquityTM超高效液相色谱（UPLC）系统，包括Waters串联质谱（MS/MS）检测器、Masslynx 4.1工作站（美国Waters公司）；LC-4016型低速离心机（安徽中科中佳科学仪器有限公司）；TG16-WS型高速离心机（长沙湘仪离心机仪器有限公司）；AB135-S型十万分之一电子天平[梅特勒-托利多仪器（上海）有限公司]；XW-80A型微型涡旋混合器（上海沪西分析仪器厂有限公司）；BCD-225CHC型冰箱（合肥美菱股份有限公司）；Milli-Q GradientA10型超纯水系统[密理博（上海）贸易有限公司]。

常压液氮浴式换热器是液甲烷过冷度获取的核心装置,与上述液氧系统中的复温器为同一设备。采用列管式换热形式,管侧走液甲烷,具体结构如图6所示。液甲烷经换热器过冷后注入受注容器,实验结束后,甲烷工质通过有氮气防护的高空排放系统进行安全排放。

加注系统过冷过程可以分为加注前过冷、边加注边过冷和加注后过冷3种主要的流程方案,如图2所示。对于先过冷再加注方案,过冷与箭上加注过程相对独立,推进剂先储存于地面储罐内并通过泵+换热器实现循环过冷,完成过冷后再由地面储罐加注至箭上贮箱。一方面,图2(a)方案的过冷时间受加注任务影响较小,可以根据过冷时间与换热器过冷能力的匹配进行更灵活的系统设计;另一方面,加注过程机动性较高,面对发射取消等突发状况,已加注的箭上贮箱内过冷推进剂可以进行泄回贮存。先过冷再加注方案也需要增加一个火箭贮箱尺度的地面低温储罐和低温液体泵两个大型设备及其配套管阀件,在地面贮存过程中也需要消耗更多高品质的过冷推进剂。

第四个阶段互助提升阶段，该阶段员工除接受组织的安全培训外，能够主动学习和提高安全能力与意识，并主动关注他人与组织层面的不安全隐患，主动给予帮助。

图2(c)所示的边过冷边加注方案具有最简单的系统结构,不需要中间储罐、循环泵及发射台改造,可实施性最强,且不需要额外的过冷时间。而且,不同于前两种方案中加注过程对循环泵装置的依赖性,图2(c)方案还可以采用无动部件、更安全可靠的压差挤压式加注方法,为实际工程应用提供更多的设计空间。目前,图2(c)方案的主要限制在于,实时过冷对换热器和抽真空装置(负压换热器所需)的工作性能有很高要求,特别对于大流量加注工况,可能需要超大功率的换热器及配套装置。

东西部扶贫协作和对口支援，是推动区域协调发展、协同发展、共同发展的大战略，是加强区域合作、优化产业布局、拓展对内对外开放新空间的大布局，是实现先富帮后富、最终实现共同富裕目标的大举措。根据国家东西部扶贫协作部署，福建省福州市连江县对口帮扶甘肃省定西市陇西县，2017年初完善结对、帮扶对象瞄准贫困村和建档立卡贫困人口，精准聚焦于产业合作、劳务协作、人才支援、资金支持等方面开展帮扶工作。

针对本文关注的中等规模系统,快速过冷的目标需求,综合对比后选取系统简单、可靠性高、过冷时间短的边过冷边加注方案。

纸浆洗涤过程是制浆造纸生产中非常重要的一环，其洗涤效果直接影响到后续工段的顺利进行。然而纸浆洗涤过程是一个高度复杂的非线性过程，纸浆洗涤过程的建模与自动控制问题一直困扰着制浆造纸生产企业。近年来，数据驱动建模得到了广泛的应用，该方法只利用已存储的大量输入输出数据，在线学习计算与当前状态相匹配的控制量，便可获得系统所需要的各种静态品质，用“数据为自身说话”[1]。在纸浆洗涤过程中，具有丰富的在线和离线测量数据，如温度、上浆浓度和出浆浓度、浆种和纸浆硬度、清水加入量和洗涤次数等数据[2]。

（4）旅游社区基础。社区是支持和保障生态旅游活动的重要基础，促进和保证社区参与也是生态旅游开发的重要目的[8]。人口基础、一定的经济能力和必要的环境知识储备是影响居民参与生态旅游活动、进行生态旅游决策的主要原因[9-10]。故本研究从人口规模、地区经济、生态意识和居民参与四个维度对区域生态旅游开发的社区因素进行评价。

2 深度过冷加注实验系统

基于上述过冷加注方案设计研究,分别针对液氧、液甲烷工质设计搭建中等规模的深度过冷加注地面实验系统,并分别以70 K和97 K为深度过冷目标开展可行性验证测试。

2.1 液氧系统

液氧过冷加注系统如图3所示,主要包括供液槽车、两级过冷换热器、抽真空装置和测量设备。液氧加注通过槽车压力驱动,设计加注流量为2.0 L·s

。

上古介见纽月韵，丯溪纽月韵，叠韵旁纽。结合字形分析，可以得出“介”借“丯”契刻的意义，由契刻可引申出画的意义，所以许慎用“画”来解释“介”。典籍中也常用此义，例如：

二级换热器的负压环境由抽真空设备实现,对比国外研究学者使用的多级压缩机和引射器装置

,本文选择了成本较低、技术难度小的水环泵装置。水环泵型号SKA 2BE1-253,额定功率为55 kW,额定抽气率为2 000 m

·h

,极限真空度为15 kPa。水环泵运行热功率约为22 kW,冷却水用量约为5.2 m

·h

。为保证水环泵正常工作,二级换热器抽真空出口的低温氮气先经过水浴复温器升温至常温水平后,再进入泵入口。复温器采用列管式换热形式,水浴体积为5.0 m

,换热功率约为20 kW,基本与水环泵冷却功率需求相匹配,能够与水环泵冷却水形成闭式水循环。液氧经两级换热器过冷后注入0.8 m

受注容器,实验完成后进行安全泄放。

2.2 液甲烷系统

图5给出了液甲烷过冷加注系统结构,主要由供液槽车、换热器、安全排放装置和测量设备等部件组成。通过槽车压力驱动液甲烷加注,设计加注流量为1.0 L·s

。受注容器、主要管路及阀门、传感器等与上述液氧系统共用(完成液氧测试后进行更换、清洗与检查)。

抽空减压方法虽然具有过冷效率高、过冷温度低、控制灵活度强等优势,但是也存在较大的推进剂损耗,且对于液氧、液甲烷工质还需要严格控制其抽空、排放过程的安全性问题。因此,本文选取无动设备、无推进剂损耗的液氮浴式换热方式对液氧和液甲烷进行深度过冷,图1给出了液氧、液甲烷和液氮3种低温流体的饱和温度与饱和压力对应关系

。液态氧和液态甲烷的最低温度分别为54.4 K和90.7 K,常压及负压液氮浴可实现的温度范围为63.2 K～77.4 K。

两级换热器均采用铝制板翅片式换热结构,如图4所示。一级换热器高4 m,外径1.85 m,在设计工况(热端液氧94 K/0.15 MPa,冷端液氮77.4 K/0.1 MPa)下额定换热功率为320 kW。二级采用了负压液氮浴式换热器,是实现液氧深度过冷的核心设备,在设计工况(热端液氧80 K/0.2 MPa,冷端液氮64 K/0.015 MPa)下额定换热功率为110 kW。二级换热器上端留有2 m

气枕空间,以保持抽真空过程换热器内的压力稳定。

2.3 数据测量与采集系统

本文工作落脚于中大型规模低温推进剂加注系统的快速深度过冷技术研究,在文献[17-20]中已经分析指出,大型系统建议采用抽空减压法和液氮浴换热法,其可行性已经得到实际工程应用或大型地面实验测试的成功验证。氦气鼓泡、制冷机、节流制冷等过冷方法存在氦气消耗大、能耗大和节流损失大等问题,不建议应用于中大型系统。

3 结果与讨论

3.1 液氧过冷实验

实验前对系统进行气密性检查与软硬件调试,再进行严格的氮气吹除,置换水分等杂质以避免系统堵塞。完成系统吹除和氮气置换后,液氧过冷加注实验主要经历了如图8所示的液氮换热器预冷与加注、液氧管路预冷、二级换热器建立负压环境和液氧过冷加注测试等环节。图8主要给出了实验过程中二级换热器内液氮液位的变化情况。液位计

、温度测点

和

的安装位置标注于图4中。

图9给出了液氧管路预冷过程的沿程温度变化情况,该过程主要分为换热器前管路预冷、一级换热器管路预冷和二级换热器管路预冷3个部分。阶段Ⅰ内,液氧入口段管路逐渐被冷却。流量计安装于此段管路,在未完成预冷时,管内为气液两相流态,导致流量数据存在较大波动。当一级换热器入口温度不断下降直至达到液氧温度时,代表该段管路已经被完全预冷至全液流动,流量数据也逐渐稳定。阶段Ⅱ和Ⅲ内,一级和二级换热器出口处温度测点达到并稳定于液氧温度后,分别表明一级和二级换热器内的液氧管路完成了充分预冷。

换热器被预冷至一定程度后逐渐开始有液氮累积,随着液氮持续加注,液氮液位逐渐上升。测点

和

相继降低至液氮温区代表液位已没过该温度测点位置。2 500 s时达到目标液位,停止液氮加注。在系统漏热和换热器储热影响下,液氮不断蒸发引起液位逐渐下降。3 200 s至3 600 s期间进行了液氧管路预冷,高于液氮温度的液氧进入系统后加剧了液氮蒸发,引起了液氮液位的加速下降。5 000 s左右开启抽真空装置建立二级换热器负压环境,当二级换热器压力降低并稳定于目标压力后(二级换热器液氮浴温度稳定于接近三相点温度),6 500 s左右开始液氧过冷加注测试。

在图2(b)所示的先加注后过冷方案中,完成饱和态低温推进剂箭上加注后,再通过泵+换热器直接对箭上贮箱进行循环过冷。图2(b)方案相较于图2(a)所示的方案简化了中间储罐及其循环泵结构,也缩短了过冷推进剂储存时间及其消耗量。此外,图2(b)方案还能够在发射前始终控制箭上贮箱内的推进剂温度,对发射延误等突发状况具有更强的适应性。然而,图2(b)方案最大的风险在于,需要对箭上结构进行循环过冷系统改造,且过冷系统需要适配于发射台架高度,并在发射前能够与箭体快速安全脱离。

图10给出了液氧深度过冷加注测试阶段的结果。可以看出,当加注过程达到稳定后,液氧入口温度约为108 K,经一级换热器冷却至88 K左右,再经二级换热器冷却至70 K以下。不同流量工况下,二级换热器出口的液氧温度始终低于70 K,达到了深度过冷目标温度。

其中， r为NI的长度，tp (1 p r)是NI的所有项目中其支持度最大的单项目，Is为NI的所有2_子项集至(r-1)_子项集中其支持度最大的子项集.

3.2 液甲烷过冷实验

在液氧实验系统基础上完成系统改装后,进行严格的系统吹扫与氮气置换。相较于液氧实验,液甲烷深度过冷实验流程较为简单,主要包括液氮预冷与加注和液甲烷预冷与加注测试阶段。换热器预冷和液氮加注过程同液氧实验十分相似,且不涉及抽空过程,不再做过多赘述。图11给出了甲烷管路预冷与加注过程的主要参数结果。开始液甲烷加注后,换热器入口处测点温度逐渐由室温降低至液甲烷温区,代表入口段管路被充分冷却。此期间,安装于入口段管路的流量计示数同在未完全预冷时存在较大波动,并于入口段管路被充分预冷至稳定满液流动后趋于稳定。随着预冷过程推进,换热器出口温度也在逐渐降低,约1 200 s处的温度突降代表该时刻下该测点位置管路达到了全液流动。在流量稳定的液甲烷持续加注中,系统逐渐达到稳定。

图12给出了稳定工况下,液甲烷加注过程的过冷度数据。可以看出,流量、换热器进出口甲烷温度均较为稳定,经液氮浴式换热器冷却,液甲烷温度由116 K左右降低至96 K左右,达到了液甲烷深度过冷目标温度。

4 结 论

针对液氧/液甲烷低温推进剂组合,开展了深度过冷加注方案分析设计与实验验证,主要结论如下:

(1)液氧系统采用常压液氮浴+负压液氮浴两级换热过冷方案,液甲烷系统采用常压液氮浴换热过冷方案。为满足快速过冷加注需求,液氧/液甲烷系统均采用边过冷边加注的系统流程。

(2)液氧过冷系统核心设备设计选型中,常压与负压液氮浴式换热器均采用板翅式换热形式,二级换热器采用水环泵装置实现抽空减压,通过中等规模测试系统实现了1.0 L·s

左右加注流量下,70 K深度过冷液氧获取与快速加注。

(3)液甲烷过冷系统核心设备设计选型中,常压液氮浴式换热器采用列管式换热形式,实验测试实现了97 K深度过冷液甲烷的获取与快速加注,验证了设计方案的可行性。

对于万能轧机的重轨生产，轧机对型钢断面的轧制要高于普通轧面20 m左右。在离钢轨尾部10 m的范围内，会存在一个高于正常轨道0.5 mm以上的“高点”，该“高点”会在钢轨有0.5 m左右的持续长度。对于这些影响列车运行的“高点”，传统“高点”处理方式为器具打磨，但器具打磨会严重影响钢体的质量与寿命。而使用全轧程热力耦合数值模拟系统，能够完成E孔型和UF孔型的连轧工作。其中UF孔型属于半封闭的轨道孔型，轧件在离开E轧机进入UF轧机的过程中，会由于半封闭孔型而发生“甩尾”现象，轧件尾部会明显高于脱离轧机时的轨高。

基于本方案可行性的成功验证,下一步计划开展换热器优化设计、液甲烷防冻结调控、系统精确管理等研究及其实验验证,以期推进过冷低温推进剂的工程化应用。

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