地面停放低溫液氧貯箱熱物理過程研究

劉展,孫培杰,李鵬,厲彥忠,晉永華

(1.西安交通大學(xué)能源與動力工程學(xué)院,710049,西安;2.上海宇航系統(tǒng)工程研究所,201108,上海)

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地面停放低溫液氧貯箱熱物理過程研究

劉展1,孫培杰2,李鵬2,厲彥忠1,晉永華1

(1.西安交通大學(xué)能源與動力工程學(xué)院,710049,西安;2.上海宇航系統(tǒng)工程研究所,201108,上海)

針對低溫推進(jìn)劑箱體射前停放階段,采用CFD技術(shù)數(shù)值研究了某低溫液氧貯箱在地面停放階段所經(jīng)歷的開口放置及高溫氣氧預(yù)增壓過程。詳細(xì)分析了該過程中箱體的壓力變化、氣液相變以及熱分層現(xiàn)象。通過與相關(guān)試驗結(jié)果對比,驗證了本數(shù)值模型的有效性。計算結(jié)果表明:在液氧箱體開口停放階段,在外部漏熱下,箱體內(nèi)部將出現(xiàn)劇烈的沸騰相變現(xiàn)象,并伴隨著大量氣泡的產(chǎn)生。隨著時間的增加,用于低溫流體相變的熱量主要來自于外部漏熱,此時相變過程主要發(fā)生在氣液界面。在約150 s時,相變強(qiáng)度逐漸趨于穩(wěn)定。經(jīng)過250 s的地面開口停放,蒸發(fā)氣體排放量約6.88 kg。當(dāng)?shù)蜏叵潴w封閉,預(yù)增壓過程開始,箱體壓力將在所設(shè)定的壓力上下限內(nèi)波動變化。由于氣相過熱、液相過冷,在整個過程中氣相都處于冷凝狀態(tài)。隨著高溫氣體的注入,氣相質(zhì)量呈現(xiàn)波動變化,由15.84 kg增加到27.27 kg。液相質(zhì)量則近似線性增加,由最初的12 243.10 kg增加到12 303.95 kg。氣液界面以下的液相呈現(xiàn)出較好的溫度分層,氣相溫度分布則受增壓氣體影響較大,產(chǎn)生了一定的擾動。

低溫液氧箱體;地面停放;熱物理過程;增壓

低溫推進(jìn)劑貯箱在地面停放階段,將依次經(jīng)歷開口停放以及閉口預(yù)增壓過程。在外部空氣強(qiáng)制對流或自然對流的影響下,研究低溫箱體的地面停放熱物理過程對確定低溫箱體發(fā)射的初始狀態(tài)具有重要意義。

有關(guān)低溫貯箱的增壓過程,研究人員開展了大量的研究。部分國外研究人員針對低溫貯箱的增壓過程開展了地面原理性試驗,驗證了箱體的增壓過程以及相關(guān)的流體溫度分層情況[1]。在數(shù)值計算方面,不同的數(shù)值計算模型,如Lump-vapor模型[2]、Active-vapor模型[3]、EOF模型[4]、自適應(yīng)的Eulerian-Lagrangian方法[5]以及VOF方法[6-7],都得到了有效的發(fā)展;在數(shù)值模擬軟件上,除了常用的Fluent、CFX軟件,Flow-3D軟件[8-9]也被應(yīng)用在箱體增壓過程中。通過數(shù)值模擬,可有效預(yù)測箱體的增壓過程,展示箱體內(nèi)部各物理場分布。國內(nèi)研究人員在低溫箱體增壓方面也做了部分研究。代予東針對推進(jìn)劑貯箱的增壓過程,提出了一種數(shù)學(xué)方法來模擬箱內(nèi)的增壓、傳熱和傳質(zhì)過程[10]。范瑞祥針對高溫氦氣增壓液氧箱體,充分考慮了氣氦與貯箱壁面間的換熱,建立了一種用于計算貯箱壁溫的一維模型[11]。陳春富采用標(biāo)準(zhǔn)k-ε模型數(shù)值研究了液氧貯箱的增壓排液過程[12]。文獻(xiàn)[13]采用CFD技術(shù)研究了低溫貯箱的壓增過程,對增壓過程中所涉及到的物理場變化進(jìn)行了分析介紹。文獻(xiàn)[14]考慮了低溫液氫箱體內(nèi)部的分層情況。

通過對上述文獻(xiàn)總結(jié)可知,研究人員采用不同方法對低溫貯箱開展了增壓方面的數(shù)值模擬,但對低溫箱體計算的初始化往往較模糊,對箱體內(nèi)部初場認(rèn)識不夠。在低溫箱體發(fā)射之前,低溫推進(jìn)劑貯箱往往要經(jīng)歷地面開口停放、過冷補(bǔ)加以及地面預(yù)增壓階段(具體如圖1所示),之后才進(jìn)入發(fā)射階段。目前來看,研究人員所開展的研究主要集中在發(fā)射后箱體內(nèi)部的增壓過程,對射前低溫貯箱所經(jīng)歷的熱物理過程研究較少。因此,本文針對低溫火箭射前停放階段,采用數(shù)值手段著重研究低溫貯箱在地面開口停放以及預(yù)增壓過程箱體內(nèi)部物理場分布,對箱體的壓力變化、氣液界面相變以及流體分層現(xiàn)象進(jìn)行了詳細(xì)的分析。本文所做工作不僅能為低溫箱體射前增壓過程提供較為合理的初始物理場,同時可為低溫貯箱系統(tǒng)設(shè)計提供一定的技術(shù)參考。

圖1 設(shè)計流程

1 物理模型

本處選取某型低溫液氧箱體作為研究對象,該箱體由柱段以及上下橢球形封頭組成,箱體柱段直徑2 250 mm、高度1 887 mm、封頭高度800 mm。金屬層外包裹有絕熱材料,柱段和下封頭外包裹等厚度的絕熱材料1。上封頭外部包裹變厚度絕熱材料2,其厚度從與筒段連接處的20 mm增加到封頭頂部的80 mm。金屬壁與絕熱層的各物性參數(shù)詳見表1。箱體液氧初始液位為2 962 mm,氣枕初始溫度為170 K,液相初始溫度為88.6 K。

表1 箱體壁面及絕熱層參數(shù)

①:0.013 19+1.436 51×10-7T+1.587 3×10-7T2

低溫液氧貯箱在發(fā)射前,先在地面開口停放2～3 h,之后進(jìn)行液氧過冷補(bǔ)加。當(dāng)液位達(dá)到所設(shè)定的液位高度時,貯箱封閉,開始地面預(yù)增壓過程。貯箱上封頭開有直徑為200 mm的增壓氣體入口,增壓氣體采用360 K高溫氣氧。預(yù)增壓時間約18 min,貯箱增壓壓力為0.405 MPa,安全壓力為0.47 MPa。外部大氣壓力為85.495 kPa。箱體柱段部分所測外部風(fēng)速約10 m/s,下封頭風(fēng)速3 m/s。

2 計算設(shè)置

2.1 初始設(shè)置

采用前處理器Gambit 2.4.6對所研究液氧箱體進(jìn)行分區(qū)網(wǎng)格劃分。網(wǎng)格劃分分為3個區(qū)域,即流體區(qū)、金屬壁區(qū)和絕熱材料區(qū)。流體區(qū)根據(jù)箱體結(jié)構(gòu)分別對箱體柱段以及上下封頭劃分網(wǎng)格;柱段劃分結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格,上下封頭為非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格;金屬壁面以及絕熱層分別劃分網(wǎng)格,緊貼壁面處采用邊界層網(wǎng)格。根據(jù)箱體結(jié)構(gòu)特征,同時考慮節(jié)省計算資源,采用二維軸對稱面網(wǎng)格來預(yù)測該物理過程。通過計算對比最終選定計算網(wǎng)格數(shù)約為43 000。

采用ANSYS Fluent 15雙精度求解器對該物理過程進(jìn)行非穩(wěn)態(tài)數(shù)值求解,計算時間步長為0.002 s。選用VOF兩相流模型捕捉氣液界面運動。為了準(zhǔn)確預(yù)測流體與固壁間的耦合換熱作用,采用標(biāo)準(zhǔn)k-ε模型[7]來精確計算緊貼壁面處的流動換熱過程。壓力速度耦合項選用PISO算法,其他參量均采用二階迎風(fēng)格式。增壓入口設(shè)為質(zhì)量入口邊界。另外,氣相當(dāng)做理想氣體處理;液相密度采用Boussinesq假設(shè),其余參數(shù)均為定值。

2.2 相變模型

在外部漏熱下,氣液界面會發(fā)生傳熱傳質(zhì)過程。計算過程中,可通過對比網(wǎng)格溫度Tcell與飽和溫度Tsat的相對大小來作為相變發(fā)生的判據(jù)。相變模型[7,13]具體如下。

當(dāng)Tcell≥Tsat時,液相蒸發(fā)

(1)

當(dāng)Tcell

(2)

T=82.33+8.70×10-5p-6.98×10-11p2

2.3 邊界條件

低溫液氧箱體在地面停放階段,其柱段及上下封頭將受到強(qiáng)制對流的影響。當(dāng)外部風(fēng)速為10 m/s時,箱體柱段將受到近似外掠圓管的強(qiáng)制對流,其換熱滿足如下關(guān)聯(lián)式[15]

(3)

α=λaNu/D

(4)

式中:Re中特征長度為柱段外徑D,特征速度為來流速度u∞;α為強(qiáng)制對流換熱系數(shù);λa為來流氣體導(dǎo)熱系數(shù)。計算中定性溫度取(Tw+T∞)/2,Tw為壁面溫度,T∞為來流溫度。這里采用試湊法對箱體壁面溫度進(jìn)行預(yù)估,然后根據(jù)相關(guān)公式計算箱體壁面與外部氣流間的對流換熱系數(shù)。

長時間停放,箱體壁面向內(nèi)部的漏熱達(dá)到相對穩(wěn)定。箱體壁面與外部空氣的對流換熱應(yīng)與通過其向箱體內(nèi)部的導(dǎo)熱相等,即

(5)

式中:λ為絕熱層導(dǎo)熱系數(shù);δ為絕熱層厚度。根據(jù)該關(guān)系可迭代求解箱體壁面溫度。通過計算,當(dāng)外部氣流溫度在253.15～313.15 K之間時,α在16～23 W/(m2·K)之間,箱體壁面溫度在240～300 K之間。為詳細(xì)反映外部氣流與箱體壁面間的換熱,可通過自定義函數(shù)UDF實現(xiàn)α隨時間的變化。

對于貯箱下封頭,其所受風(fēng)速較小,為3 m/s。考慮到下封頭為橢球型結(jié)構(gòu),因此本處采用外掠球體對流公式[15]進(jìn)行計算

Nu=2+(0.4Re1/2+0.06Re2/3)Pr0.4(η∞/ηw)1/4

(6)

這里,定性溫度取來流溫度283.15 K;特征長度為等價球體直徑;η∞和ηw分別為來流溫度和箱壁溫度對應(yīng)的空氣黏度;使用范圍為0.71

箱體上封頭由于受氣流影響不大,可視為定壁面邊界條件,對本文所研究工況,箱體上封頭壁面溫度取288 K。

3 模型驗證

針對德國某低溫液氮地面晃動試驗[16],選取箱體增壓段進(jìn)行模型驗證。低溫杜瓦瓶由0.505 m高的柱段以及0.145 m高的半球形下封頭組成,杜瓦瓶直徑為0.29 m,初始液位高度為0.29 m。箱體初始壓力為外部大氣壓,在外部漏熱(約6.0 W)下進(jìn)行箱體的自增壓過程。為節(jié)省計算時間,本處選取試驗工況的前600 s進(jìn)行數(shù)值模擬驗證,計算模型設(shè)置均與2.1節(jié)相同。驗證結(jié)果如圖2所示,容易看出,該數(shù)值模型較好地預(yù)測了箱體的增壓過程,可將計算誤差控制在5%以內(nèi),因此后續(xù)的計算均采用該數(shù)值模型進(jìn)行預(yù)測。

圖2 模型驗證結(jié)果

4 結(jié)果分析

4.1 地面開口停放階段

由于貯箱液氧初始溫度為88.6 K,約等于外界大氣壓力85.495 kPa所對應(yīng)的飽和溫度,因此液氧處于近飽和狀態(tài)。在外部漏熱下,低溫液氧將發(fā)生劇烈沸騰相變。由于該過程計算十分耗時,本處僅進(jìn)行了250 s數(shù)值計算,用以觀察箱體內(nèi)部各物理場的分布。圖3展示了低溫液氧箱體在不同時刻的相分布云圖,圖4展示了蒸發(fā)氣氧排放量隨時間的變化。從圖中可以看出,在0.5 s時,箱體內(nèi)部將出現(xiàn)劇烈相變。在浮力作用下,氣泡向氣液界面運動。在從0 s到10 s的過程中,伴隨著低溫流體的劇烈相變以及大量氣泡的產(chǎn)生,液相質(zhì)量將急劇下降,直到30 s時,氣液界面相變過程仍較為明顯,劇烈的相變過程大約持續(xù)了30 s。在30 s時,氣泡的產(chǎn)生逐漸變?nèi)?到50 s時,氣泡的產(chǎn)生趨于相對穩(wěn)定,這是因為氣泡產(chǎn)生過程是吸熱過程。在氣泡產(chǎn)生過程中,氣枕被冷卻,同時箱體底部的液體也被冷卻。隨著液相溫度降低,從液相區(qū)所獲得的熱量越來越少,用于液體相變的熱量將主要來自于外部漏熱,這就導(dǎo)致了界面處氣泡產(chǎn)生速率最終會趨于穩(wěn)定。因此,

圖3 地面開口停放階段不同時刻箱體內(nèi)部相分布圖

在50～100 s的時間內(nèi),箱體氣液界面氣泡相變速率基本趨于穩(wěn)定。至于在100 s時出現(xiàn)的氣泡產(chǎn)生量突然增加,主要是由于箱體內(nèi)部流體溫度降低、外部漏熱增加,導(dǎo)致氣泡產(chǎn)量增加。大約在150 s以后,箱體內(nèi)部氣泡產(chǎn)生速率又趨于相對穩(wěn)定。在低溫液氧箱體開口的250 s內(nèi),蒸發(fā)氣體排放量約6.88 kg。

圖4 地面開口停放階段蒸發(fā)氣體排放量變化

4.2 地面閉口預(yù)增壓階段

低溫箱體在地面停放2～3 h后,由于低溫流體的大量蒸發(fā)使得液位降低,此時過冷補(bǔ)加開始,當(dāng)補(bǔ)加到所設(shè)定液位高度時,箱體封閉,地面預(yù)增壓過程開始。經(jīng)過地面長時間停放,箱體內(nèi)部流體溫度將基本一致,并最終趨于外部大氣壓力所對應(yīng)的飽和溫度。因此,在對低溫液氧箱體閉口預(yù)增壓的過程中,認(rèn)為箱體內(nèi)部初始溫度為外部大氣壓力所對應(yīng)的飽和溫度,液氧保持初始液位2.962 m。另外,由于箱體封閉前,氣體增壓入口與外部大氣連通,因此氣相溫度按線性分布假設(shè)。

4.2.1 增壓性能分析 過冷補(bǔ)加結(jié)束后,貯箱封閉,液氧箱體預(yù)增壓開始,360 K高溫氣氧以0.18 kg/s的質(zhì)量流率注入箱體內(nèi)部。隨著增壓氣體不斷注入貯箱,氣枕壓力將持續(xù)升高,由最初的85.495 kPa增加到箱體壓力上限,此時停止注入氣體。由于增壓速度快,增壓結(jié)束時,氣相整體處于高溫高壓狀態(tài),然而隨著注氣停止,過冷的液相將逐漸冷卻高溫高壓的氣相。在液相的冷卻下,氣相溫度及體積均有不同程度減小,并且部分氣體開始冷凝,以致于箱體壓力降低。當(dāng)箱體壓力降低到所設(shè)壓力下限0.405 MPa時,貯箱又開啟注氣增壓模式,因此氣枕壓力會在所設(shè)定的壓力下限0.405 MPa與壓力上限0.47 MPa內(nèi)波動變化。該過程的實現(xiàn)是在氣相區(qū)設(shè)置監(jiān)測點來監(jiān)測箱體壓力,通過判斷箱體壓力的大小來確定是否注氣以及注氣何時停止,具體的操作已通過用戶自定義程序UDF在模型中實現(xiàn)。圖5展示了預(yù)增壓18 min內(nèi)氣枕壓力的變化曲線,可以看出在大約78 s時,氣枕壓力第一次達(dá)到增壓上限,隨后在液相冷卻下,箱體壓力逐漸降低,并開始波動變化,直到18 min時預(yù)增壓過程結(jié)束。

圖5 氣枕壓力隨時間的變化

圖6給出了箱體內(nèi)部氣液相質(zhì)量(mv、ml)及總質(zhì)量mt在整個預(yù)增壓過程中隨時間的變化。在增壓開始階段,貯箱壓力低于增壓壓力,貯箱連續(xù)增壓。隨著高溫氣氧注入箱體,氣枕壓力迅速升高,氣相質(zhì)量增加。當(dāng)箱體壓力達(dá)到增壓上限后,注氣停止。此時氣相處于高溫高壓狀態(tài),而液相過冷,熱量將由高溫高壓的氣體傳給低溫液體。在液相的冷卻下,氣枕開始冷凝,其質(zhì)量減少。當(dāng)箱體壓力低于增壓下限時,高溫氣氧再次注入箱內(nèi),新一輪箱體增壓開始,氣相質(zhì)量又有所增加。當(dāng)箱體壓力達(dá)到增壓上限后,注氣停止,氣相又會被液相冷凝,因此貯箱間歇性增壓導(dǎo)致氣相質(zhì)量波動變化。在整個過程中,氣相質(zhì)量由15.84 kg增加到27.27 kg。盡管高溫氣氧間歇性注入箱體內(nèi)部,但整體上氣相處于冷凝狀態(tài),因此液相質(zhì)量是一直增加的。另外,由于箱體壓力控制在0.405～0.47 MPa內(nèi),箱體壓力所對應(yīng)的飽和溫度為105.9～107.9 K,較小的溫度變化導(dǎo)致氣相冷凝速率變化也較小,因此液相質(zhì)量近似線性增加,液相總質(zhì)量由12 243.10 kg增加到12 303.95 kg。由于氣相質(zhì)量相對液相質(zhì)量較小,氣液相總質(zhì)量mt與ml具有相同的變化趨勢,均隨時間的增加而增加,整個過程中mt由最初的12 258.95 kg增加到12 331.22 kg。

圖6 氣液相質(zhì)量及總質(zhì)量隨時間的變化

(a)液相中線溫度分布

(b)氣相中線溫度分布圖7 貯箱氣液相中心線溫度變化

圖8 不同時刻下箱內(nèi)氣液相溫度分布及相分布云圖

4.2.2 熱分層現(xiàn)象 圖7展示了不同時刻貯箱液相區(qū)和氣枕區(qū)中心線溫度沿高度方向上的變化,圖8展示了不同時刻箱體內(nèi)部流體溫度分布及相分布云圖。從圖7a可以看出:液相區(qū)中間區(qū)域單位高度上溫度變化較大;液相頂部由于受增壓氣體擾動影響較大,流體溫度分布呈漩渦狀擴(kuò)散;在外部漏熱下,緊貼壁面處液體受熱膨脹,在浮升力下沿壁面向上運動,直至氣液界面,并在此處累積,導(dǎo)致液相溫度分層自上而下逐漸滲透。如圖8所示:在氣液界面下一定高度,增壓氣體擾動的影響逐漸變?nèi)?流體溫度分層變得有規(guī)律;另外,不同時刻液相溫度分布大致相同;隨著時間的增加,液相溫度近似平行向前推進(jìn),而氣相區(qū)溫度沒有呈現(xiàn)出規(guī)律變化,出現(xiàn)這種現(xiàn)象主要與不同時刻所處的增壓狀態(tài)有關(guān)。6 min時貯箱處于增壓剛結(jié)束階段,高溫增壓氣體主要聚集在貯箱頂部;12 min時,貯箱處于增壓過程,高溫氣體通過擴(kuò)散器進(jìn)入貯箱,向貯箱頂部聚集,然后沿壁面向周圍擴(kuò)散;18 min時,貯箱處于非增壓階段,氣枕區(qū)內(nèi)氣體溫度分層基本達(dá)到穩(wěn)定。不同的增壓狀態(tài)導(dǎo)致氣相區(qū)能量分布不同。由于高溫氣體從增壓入口注入箱體內(nèi)部將在浮力的作用下向箱體頂部運動,因此該處熱量分布不均勻,這也就導(dǎo)致該部分氣相中線溫度分布的不規(guī)律性。從圖7b中處于-0.25～-0.28 m區(qū)域的氣相溫度分布可以看出,時間越長,中線溫度越高,也就是說分層是一直發(fā)展的,這符合分層發(fā)展的整體規(guī)律。

圖8左邊部分展示了氣液相分布,很容易看出,氣液界面在不同時刻均近似為水平狀態(tài)。事實上,隨著氣相的冷凝以及增壓氣體的注入,氣液界面是波動變化的,只不過該變化較小,沒有明顯地展現(xiàn)出來。

5 結(jié) 論

針對射前地面停放低溫液氧貯箱,采用CFD技術(shù)數(shù)值研究了其所經(jīng)歷的開口停放以及封閉預(yù)增壓過程,考慮了氣液界面相變過程以及外部強(qiáng)制對流的影響,分析了該過程中箱體壓力變化以及流體熱分層現(xiàn)象。計算結(jié)果表明,該數(shù)值模型較好地預(yù)測了射前停放的相關(guān)物理過程,主要結(jié)論如下。

(1)地面開口停放階段,在外部漏熱以及氣相傳熱的作用下,低溫液氧貯箱內(nèi)出現(xiàn)劇烈相變,并伴隨著大量氣泡的產(chǎn)生。隨著時間的延長,用于低溫液氧蒸發(fā)的熱量將主要來自于外部壁面漏熱,此時箱內(nèi)相變強(qiáng)度減弱,主要發(fā)生在氣液界面處。在大約150 s時,相變強(qiáng)度趨于相對穩(wěn)定。通過250 s的數(shù)值計算,氣體蒸發(fā)排放量約為6.88 kg。由于液相被冷卻,與液相所接觸的壁面漏熱會有所增加,由此將造成液相蒸發(fā)量微弱的突增,該現(xiàn)象在本文數(shù)值模擬中也有所體現(xiàn)。

(2)在液氧箱體預(yù)增壓過程中,由于氣相過熱、液相過冷,整個過程中氣枕均被液相冷卻,界面處始終處于冷凝狀態(tài)。隨著高溫氣體的注入,氣相質(zhì)量呈波動變化,并由初始的15.84 kg增加到27.27 kg,而液相質(zhì)量近似線性增加,由12 243.10 kg增加到12 303.95 kg。由于氣相質(zhì)量相對液相質(zhì)量較小,氣液相總質(zhì)量與液相質(zhì)量具有相同的變化趨勢,均隨時間的增加而增加。伴隨著高溫氣體的注入以及氣相的冷卻,箱體壓力在所設(shè)定的壓力上下限范圍內(nèi)波動變化。液相氣液界面下呈現(xiàn)出較好的溫度分層,而氣相由于受增壓氣體的影響,擾動較大。

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(編輯 荊樹蓉)

Research on the Thermal Physical Process of Cryogenic Liquid Oxygen Tank in Ground Parking

LIU Zhan1,SUN Peijie2,LI Peng2,LI Yanzhong1,JIN Yonghua1

(1. School of Energy and Power Engineering, Xi’an Jiaotong University, Xi’an 710049, China; 2. Shanghai Institute of Aerospace System Engineering, Shanghai 201108, China)

The computational fluid dynamics (CFD) was used to investigate the pressurization process of cryogenic liquid oxygen tank including the open parking and pre-pressurization stages in the ground parking before launch. The tank pressure change, liquid-vapor phase change and fluid thermal stratification were analyzed in detail. The present CFD model was proven to have effective prediction ability in comparison with the experimental results. The results showed that under the external heat leakage, the intensive boiling phase change occurred in the tank with a large amount of gas bubbles moving upwards in the fluid during the ground open parking stage. As the heat used to generate phase change became less and mainly from the external heat leakage, the phase change intensity became weak and tended to stable in about 150 s, with the phase change focused on the interface. The total evaporation loss was about 6.88 kg for 250 s ground open parking. When the cryogenic liquid oxygen tank was locked and the ground pre-pressurization started, the tank pressure fluctuated between the maximum and minimum pressure limits. As the ullage was superheated and the liquid was subcooled, the ullage condensation appeared in the whole pre-pressurization process. With the high temperature gas injecting into the tank, the ullage mass presented fluctuation change, with the value increasing from 15.84 kg to 27.27 kg. While the liquid mass displayed an almost linear increasing tendency, and rose from 12 243.10 kg to 12 303.95 kg. An obvious thermal stratification appeared in the liquid region below the liquid-vapor interface, while the ullage was largely influenced by the injection gas with some disturbances.

cryogenic liquid oxygen tank; ground parking; thermal physical process; pressurization

2016-01-27。 作者簡介:劉展(1988—),男,博士生;厲彥忠(通信作者),男,教授。 基金項目:國家自然科學(xué)基金資助項目(51376142);航天低溫推進(jìn)劑技術(shù)國家重點實驗室開放課題(SKLTSCP1505);上海航天核攀項目(ZY2015-015)。

時間:2016-06-08

10.7652/xjtuxb201609006

V511

A

0253-987X(2016)09-0036-07

網(wǎng)絡(luò)出版地址:http:∥www.cnki.net/kcms/detail/61.1069.T.20160608.1034.004.html