氦氣對低溫液氧箱體分層壓增的影響

劉展,厲彥忠,2,謝福壽

(1.西安交通大學能源與動力工程學院, 710049, 西安;2.航天低溫推進劑技術國家重點實驗室, 100028, 北京)

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氦氣對低溫液氧箱體分層壓增的影響

劉展1,厲彥忠1,2,謝福壽1

(1.西安交通大學能源與動力工程學院, 710049, 西安;2.航天低溫推進劑技術國家重點實驗室, 100028, 北京)

為研究氣枕中氦氣對低溫液氧分層及壓增的影響,以柱狀液氧箱體為例,通過改變氣枕中氦氣以及氧氣含量來改變箱體初始壓力,分別計算了初始箱體壓力相同以及初始箱體壓力不同兩種工況下液氧分層壓增參數的變化。結果表明:氦氣的存在增強了氣枕與箱體壁面以及氣液界面的對流換熱,促進了界面的蒸發相變,并帶來了質擴散傳遞。當箱體初始壓力不變時,箱體壓增以及氣液界面相變量隨著氦氣含量的增加而增加。在初始氦含量由0.0 kg增加到0.563 kg的過程中,箱體壓增增加了20.91%,氣液界面總相變量增加到初值的7.87倍。當箱體初始氧含量保持不變時,箱體壓增隨著氦氣含量的增加而減小,而界面總相變量則呈現相反的變化趨勢。在初始氦含量由0.0 kg增加到0.2 kg的過程中,箱體壓增下降了28.66%,但氣液總相變量卻增加到初值的4.3倍。

氦氣;低溫液氧箱體;熱分層;質擴散

熱分層會造成低溫推進劑的蒸發,導致箱體壓力的升高,給推進劑的儲存帶來安全隱患,因此應給予充分重視。研究人員已采用試驗研究以及數值模擬對熱分層進行了大量研究。文獻[1]詳細解釋了熱分層現象,推導了熱分層模型,并介紹了熱分層所帶來的壓增及氣液界面現象。文獻[2]采用水做工質進行了熱分層的可視化試驗,并以此反映了圓柱形液氫箱體內部的分層現象。文獻[3]通過添加源項考慮氣液界面相變,模擬了不同高徑比對低溫液氫貯箱熱分層的影響。文獻[4]研究了在定熱流下方形與半球形封閉箱體內自然對流對分層的影響。文獻[5]研究了帶肋片箱體壁面對熱分層的影響。文獻[6]研究了肋片的材料以及形狀對箱體壓增以及熱分層的影響。文獻[7]研究了帶肋表面與光滑表面的邊界層發展,并開展了相應的數值模擬。文獻[8]考慮了軸向加速度、旋轉率、漏熱熱流以及箱體尺寸等因素對低溫火箭上面級箱體內部流體熱分層的影響。文獻[9]建立了貯箱壁面溫度計算一維模型,研究了氦氣增壓過程中增壓氣體溫度、貯箱壁面厚度以及增壓氣體種類對箱體壓增性能的影響。文獻[10]研究了液氧箱體的自增壓過程。文獻[11]采用CFD技術對低溫箱體的壓增及氣液相分層現象進行了描述。文獻[12]對國內外相關的熱分層文獻進行了調研,分析了分層的影響因素及分層模型的應用。

雖然研究人員已經對低溫流體的熱分層現象以及影響因素進行了大量的研究,然而有關惰性氣體(如氦氣、氖氣等)對熱分層發展的影響則研究較少。本文通過建立相對完善的理論模型,充分考慮了界面蒸發熱相變以及質擴散傳遞的影響,分析了氦氣對低溫液氧箱體的分層增壓過程,相關研究可為低溫箱體的推進系統設計提供參考。

1 熱分層現象

圖1展示了本文所研究柱狀低溫液氧箱體。在外部漏熱的情況下,緊貼箱體壁面的低溫流體將被加熱,被加熱的流體由于密度變小,在自然對流的驅動下,沿壁面向上流動,同時熱邊界層以及速度邊界層均隨之形成。當熱流體被帶到氣液界面后,將向箱體中心運動擴散,經過擾動混合后形成相對穩定的熱層,并且該熱層會隨著時間的持續,逐漸向箱體底部滲透,該熱層即所謂的熱分層[1,12]。熱分層形成的主要熱量來源是通過箱體壁面的漏熱以及氣液界面的熱質傳遞效應[1,12]。熱分層形成后,箱體內低溫流體頂部溫度較高,當氣相以及外部漏熱傳到分層時,很容易使該處流體蒸發,造成箱體壓力的升高。

為了便于求解計算,做如下假設:①當被加熱流體運動到分層區以及液相主體區界面時,迅速形成穩定的分層厚度;②本研究箱體在10-4g0(g0為常重力加速度)水平下,邦德數仍大于1.0,因此忽略表面張力的影響;③將氣相當做理想氣體處理;④液相密度采用Boussinesq近似。各初始參數設置以及相應的箱體尺寸如表1所示。

圖1 熱分層形成機理

參數數值 初始壓力pu/kPa165 液相溫度Tl/K94 氣相溫度TU/K100 壁面溫度Tw/K105 箱體直徑D/m1 箱體高度L/m2 液位高度H/m1 重力水平10-4g0 增壓氣體He

2 分層增壓模型

2.1 熱分層模型

熱分層模型的建立主要得益于邊界層理論的發展,為了描述熱分層,需引進瑞利數

(1)

式中:β為熱膨脹系數;θw為壁面溫度Tw與液相區溫度TB之差;v為運動黏度;cp為比定壓熱容;λ為流體導熱系數;g為重力加速度;ρ為流體密度;l為自然對流特征長度。

(2)

(3)

式中:u為邊界層豎向速度;δ為邊界層厚度。

當邊界層內自然對流為層流時

(4)

(5)

(6)

當邊界層內自然對流為湍流時

(7)

(8)

(9)

這里θ(y)=T(y)-TB,θw=Tw-TB。

通過對式(2)積分,可求得邊界層的質量

(10)

(11)

式中:h為自然對流換熱系數。從式(11)可以看出,為求解熱分層厚度,需先求解自然對流換熱系數。

如圖1所示,隨著時間的增加,熱分層厚度Δ(t)將逐漸增加,沿壁面所形成的自然對流特征長度(H-Δ(t))將逐漸減小,因此自然對流將變弱,相應的Ra也將逐漸減小,并最終趨于0。然而,在實際當中,研究人員往往只考慮Ra>105的情況,而忽視了當Ra∈[0,105]時自然對流的流動換熱情況[7-8]。因此,本文考慮了當Ra處于10-1～105時箱體熱分層的變化[13]。自然對流努塞爾數Nu表述為

(12)

(13)

用于增加分層溫度的熱量不僅來自于箱體壁面漏熱,還包括通過氣液界面的傳熱與相變

(14)

另外,該能量方程的處理方式不同于文獻[8]。文獻[8]認為分層所獲得的壁面漏熱是以氣液界面為起點,沿分層厚度方向形成的自然對流造成的。實際上,自然對流是從箱體底部形成的,文獻[8]中的處理方式并不合適,所以本文認為自然對流從底部開始發展,分層處的漏熱是以液位高度H以及(H-Δ(t))為特征高度所計算的對流換熱熱量差來求解。

hS=(hHH-h(H-Δ(t))(H-Δ(t)))/Δ(t)

(15)

則分層區與箱體壁面間的換熱為

(16)

積分式(14),可得熱分層溫度為

(17)

式中

2.2 蒸發相變模型

氣液界面間的蒸發相變換熱是由氣枕向界面的傳熱qui與界面向液相區傳熱qil的熱量差造成的[7-8],因此蒸發相變換熱量qevap可描述為

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(18)

(19)

(20)

蒸發相變量為

(21)

式中:hpch為相變潛熱。

2.3 質擴散模型

當采用氦氣增壓時,由于氦氣的存在,界面處氧氣的飽和壓力將大于氣枕中氧氣分壓力,因此該壓力差將造成氣液界面間的質量傳遞。

氣液界面間質量傳遞采用1-D斯蒂芬定律[14]求解,公式如下

(22)

(23)

(24)

(25)

式中:xS,i為氣液界面處氧的摩爾分數;MS為氣液界面處氧的量;MU為氣枕區氧的量;R為通用氣體常數;Tevap為界面蒸發溫度,即Psat所對應的飽和溫度。

由于xS,i反映了界面處氧氣分壓力PS,i與氣枕區總壓力PU的比值,因此xS,i=PS,i/PU。另外,假定氣液界面處,氣液相處于相平衡狀態,則氣液界面處氧的分壓力PS,i等于此時界面溫度所對應的飽和壓力Psat。飽和壓力Psat可通過Clasius-Clapeyron方程[8]求得。

2.4 箱體壓增模型

氣枕區溫度可通過如下能量方程計算求得

(26)

氣液界面的總相變量為

(27)

箱體壓力可采用理想氣體狀態方程求解

(28)

在整個計算過程中,流體各物性參數均通過調用物性軟件NIST獲取,實現了流體物性隨時間的變化,使計算更趨合理。

3 計算結果對比分析

基于上述計算模型,本文以定壁溫工況為例,研究低溫液氧箱體中混有氦氣時的熱分層發展規律。為充分研究不凝性氦氣對低溫液氧箱體分層壓增的影響,本文考慮如下兩種工況:①通過改變初始氧氣、氦氣含量來保證箱體初始壓力不變的工況;②氧氣初始含量不變,通過改變氦氣含量的變初始壓力工況。下面將對兩種工況進行對比研究。

3.1 初始箱體壓力不變

通過改變氦氣、氧氣的初始含量,可保持箱體初始壓力不變。本節對6種不同的氧氦初始配比進行了對比分析,其中氧氣質量由0.5 kg變化到5.0 kg,氦氣質量由0.563 kg變化到0.0 kg。在熱分層發展過程中,其厚度是逐漸增加的。在分層厚度從0發展到箱體底部的過程中,各主要參數變化情況如圖2所示。

(a)氣枕溫度TU

(b)熱分層溫度TS

(c)蒸發相變量mevap

(d)質擴散量mdiff

(e)箱體壓力p

(f)總相變量mpch圖2 初始箱體壓力不變情況下不同工況參數的對比

圖2a展示了當箱體初始壓力保持不變,改變氧氣、氦氣的含量時氣枕溫度的變化。從氣枕溫度變化曲線可以看出,在外部漏熱下,氣枕區溫度逐漸增加。在剛開始的階段,溫升增加較快,大約3 ks以后,氣枕溫升速率逐漸變緩。這是因為本文所計算工況為定壁面溫度條件,在剛開始的前3 ks內,氣枕與其接觸壁面溫差較大,自然對流較強,外部漏熱也較大,因此氣枕區溫度呈現出快速增加的趨勢,但在3 ks后,氣枕區與恒溫壁面間的自然對流減弱,由自然對流所帶來的壁面漏熱對增加氣枕溫度的作用不再顯著,氣枕溫度增加速率逐漸變緩,并且當氦氣含量增加到一定程度后,氣枕溫度開始逐漸減小。從圖2a中還可以看出,隨著氦氣質量的減少、氧氣質量的增加,氣枕溫度呈現逐漸減小的趨勢。出現這種現象的原因主要與這兩種氣體的物性有關。在壓力為0.165 MPa、初始溫差為5.0 K、各尺寸參數相同的條件下,氦氣自然對流換熱系數約為氧氣自然對流換熱系數的6.5倍。因此,當氣枕區為氧氣加氦氣時,該混合氣體的自然對流換熱要比純氧氣強很多。另外,盡管氦氣的比熱容比氧氣比熱容大很多,但是混合物的質量比純氧氣的質量小很多。當氦氣由0.0 kg增加到0.563 kg時,比熱容與氣體質量乘積cpm由4.39減小到3.4。所以在自然對流以及熱容的共同影響下,氣枕溫度是隨氦氣含量的增加而增加的。在高氦氣含量工況下,一段時間以后,氣枕溫度隨時間增加而逐漸減小,這主要是由于氣枕向界面傳熱過多所致。在外部漏熱以及氣枕的傳熱下,熱分層溫度逐漸增加,并且增加速率逐漸變緩。在相同的箱體初始壓力下,當氣枕中混有氦氣時,氣枕與其接觸壁面的自然對流強度會增加很多,所以熱分層的溫度也會隨著氦氣含量的增加而增加,具體如圖2b所示。

圖2c展示了在初始箱體壓力相同的情況下,不同氦氣含量對箱體內氣液蒸發相變的影響。從圖中可以看出,蒸發相變量mevap隨時間是逐漸增加的,也就是說氣液界面是處于蒸發狀態的,在約1.6 ks后,蒸發速率大致呈線性增加。這與氣液界面的對流換熱有直接關系。由于氣枕向液相分層的對流傳熱一部分用來加熱分層區,另一部分熱量則用來使氣液界面的高溫流體蒸發。當氣枕中存在氦氣時,氣枕與氣液界面的自然對流換熱增強,更多的熱量通過界面傳入熱分層,所以熱分層的溫度(見圖2b)以及界面的蒸發相變量(見圖2c)都會隨著氦氣含量的增而增加。圖2d中質擴散量mdiff隨時間逐漸增加,當氣枕中不存在氦氣時,界面不存在質量擴散。mdiff的大小主要取決于氣液界面氧的分壓力以及氣枕中氧的分壓力差。當氣枕中不凝性氣體含量較高時,氣枕中氧的分壓力就會變小。當氣枕中氦氣由0.0 kg增加到0.563 kg時,氧的分壓力由最初的165.0 kPa減小到16.5 kPa,減小為最初值的10%。考慮到不同工況下的分層溫度相差不大,氣液界面處氧的飽和壓力相差也不會太大,所以氣枕中氧的分壓力是導致界面質擴散的主要原因。氣枕中氦氣含量越多,氣液界面質擴散量越大。對比蒸發相變量以及質擴散量容易發現,兩者都呈逐漸增加的趨勢,并且氦氣含量越高,界面的質擴散效應越明顯。因此,氦氣的存在在一定程度上促進了界面的蒸發相變。

圖2e及圖2f分別展示了在箱體初始壓力相同時,氦氣含量對箱體壓力p以及總相變量mpch的影響。在mevap及mdiff的共同作用下,不難發現mpch隨時間是逐漸增加的,同時氦氣含量越高,其值也越大。當氦氣由0.0 kg增加到0.563 kg時,mpch由0.006 kg增加到0.047 kg,是初值的7.8倍。箱體壓力隨時間是逐漸增加的,受漏熱變化的影響,壓增速率慢慢變緩。當氦氣含量較高時,氣枕溫度較高,同時氣液界面的蒸發相變以及質擴散也較強烈,在兩者的共同作用下,箱體壓力隨氦氣初始含量的增加而增加。當氦氣含量增加到一定程度以后,箱體壓力的增加將變得不再明顯。如圖2e所示,當氦氣質量分別為0.5 kg與0.563 kg時,箱體的壓增曲線近似重合,兩工況的最終箱體壓力分別為213.19 kPa與231.54 kPa,兩值較為接近,但當氦氣由0.0 kg增加到0.563 kg時,箱體壓增由55.0 kPa增加到66.5 kPa,增加了20.91%。

3.2 初始氧氣含量不變

當箱體內氣枕區氧氣含量不變、改變氦氣的含量時,箱體的初始壓力也將發生變化。本節將對4種不同的氦氣初始含量所引起的不同初始壓力工況進行分析。在氧氣保持5.0 kg不變的情況下,氦氣從0.0 kg增加到0.2 kg時,通過理想氣體狀態方程計算所得4種工況箱體的初始壓力分別約為165.0、178.0、190.0與215.0 kPa。在不同的初始氣枕成分、不同的初始箱體壓力下,當箱體內部流體熱分層從氣液界面發展到初始液位高度這一過程中,各工況參數分別如圖3所示。

(a)氣枕溫度TU

(b)熱分層溫度TS

(c)蒸發相變量mevap

(d)質擴散量mdiff

(e)箱體壓力p

(f)總相變量mpch圖3 初始氧氣含量不變時不同工況參數對比

圖3a展示了不同箱體初始壓力條件下,各工況氣枕溫度隨時間的變化。從圖中容易看出,當氦氣質量小于0.1 kg時,氣枕溫度隨時間呈現出先迅速增加然后趨于相對穩定的態勢。當氦氣質量大于0.1 kg時,氣枕溫度先迅速增加,然后又出現逐漸降低的變化。這主要是因為氦氣的存在增強了氣枕區與箱體壁面以及氣液界面的對流換熱,氣枕在從箱體壁面獲得更多熱量的同時,也向氣液界面傳遞更多的熱量。在大約5 ks以后,氣枕溫度已相對較高,此時壁面向氣枕的傳熱減小,但氣枕向界面的傳熱卻增大了。當氣枕向界面傳熱大于氣枕所得壁面漏熱時,氣枕溫度就會降低。對于氦氣含量較小的工況,氣枕所得箱體壁面漏熱始終大于并接近于氣枕向界面的傳熱,所以氣枕溫度會逐漸趨于平穩。至于氣枕溫度隨著氦氣含量的增加而逐漸減小,主要是由于氣枕內混有氦氣,氣枕的平均比熱容增加,在外部漏熱量增加不顯著的情況下,比熱容以及氣枕質量的增加都會造成氣枕溫升的減小。受箱體壁面漏熱以及氣枕傳熱的影響,不同工況下熱分層溫度均呈現出先迅速增加后逐漸變緩的上升趨勢,如圖3b所示。當氦氣由0.0 kg增到0.2 kg時,各熱分層溫度增量分別為3.26、2.92、2.63與2.00 K。由于氦氣的存在增加了氣相向液相的傳熱,所以熱分層的溫升隨著氦氣含量的增加逐漸減小。

圖3c及圖3d分別展示了當初始氧含量保持不變、改變氦氣含量時,不同工況下氣液界面蒸發相變量及質擴散量隨時間的變化。由于受氣枕、分層區液相溫度以及相應的氧分壓力的影響,界面mevap以及mdiff(氣枕中氦氣為0.0 kg時,質擴散量為0.0 kg)均隨時間逐漸增加。同時,mevap隨著氦氣含量的增加而增加。當氣枕中氦氣從0.0 kg增加到0.2 kg時,mevap由0.007 kg增加到0.013 kg。當氣枕中含有較多氦氣時,盡管箱體總壓增加,但氣枕中氧的分壓力占總壓的比例卻減小,其與界面氧分壓力之差仍增大,由此更促進了界面液相向氣相的質量傳遞。因此,隨著氣枕中氦氣含量的增加,氣液界面的質擴散量也逐漸增加,當氦氣質量增加到0.2 kg時,mdiff增加了0.016 kg。

圖3e及圖3f分別展示了不同初始箱體壓力下,各不同氦氣質量工況箱體壓力及總相變量變化對比。對mevap與mdiff做加和,不難得出mpch隨氣枕中氦氣含量的增加而增加。如圖3f所示,當氦氣增加到0.2 kg時,mpch由0.007 kg增加到0.029 kg,約增加到原來值的4.3倍。在整個過程中,箱體壓力都呈現出逐漸增加的趨勢,并且壓增速率逐漸變緩。由于氣枕中氦氣質量不同,導致各工況初始壓力也不同;當氦氣由0.0 kg增加到0.2 kg時,箱體壓力由55.87 kPa減小到39.86 kPa,減小了約28.66%。可以看出,箱體壓增隨著氦氣質量的增加呈現下降的趨勢。之所以會出現這種現象,主要是由于氦氣的存在,增加了氣枕向界面的對流換熱以及提高了氣枕區平均比熱容所致。

4 結 論

(1)由于氦氣的存在,增強了氣枕與箱體壁面以及氣液界面的自然對流,促進了界面的蒸發相變并帶來了界面的質擴散傳遞。氦氣的存在對箱體壓增的影響與計算工況的初始設置有較大關系。

(2)當箱體初始壓力保持不變時,箱體壓增以及氣液界面相變量隨著氦氣質量的增加而增加。當初始氦氣由0.0 kg增加到0.563 kg時,箱體壓增增加了20.91%,氣液總相變量增加到初值的7.87倍。

(3)當箱體初始氧含量保持不變時,箱體壓增隨著氦氣含量的增加而減小,而總相變量則呈現相反的變化趨勢。在初始氧質量保持5.0 kg不變,初始氦氣由0.0 kg增加到0.2 kg的過程中,箱體壓增下降了28.66%,但氣液總相變量卻增加到初值的4.3倍。

[1] CLARK J A. A review of pressurization, stratification and interfacial phenomena [J]. Int Advances in Cryogenic Engineering, 1964, 10: 259-283.

[2] DAS S P, CHAKRABORTY S, DUTTA P. Studies on thermal stratification phenomenon in LH2 storage vessel [J]. Heat Transfer Engineering, 2004, 25(4): 54-66.

[3] KUMAR S P, PRASAD B V S S S, VENKATARATHNAM G, et al. Influence of surface evaporation on stratification in liquid hydrogen tanks of different aspect ratios [J]. International Journal of Hydrogen Energy, 2007, 32(12): 1954-1960.

[4] DUVAL W M B, BALASUBRAMANIAM R. Convection effects on thermal stratification inside enclosures due to wall heat flux [C]∥Proceedings of 46th AIAA Aerospace Sciences Meeting and Exhibit. Reno, Nevada, USA: AIAA, 2008: 1-22.

[5] KHURANA T K, PRASAD B, RAMAMURTHI K, et al. Thermal stratification in ribbed liquid hydrogen storage tanks [J]. International Journal of Hydrogen Energy, 2006, 31(15): 2299-2309.

[6] FU J, SUNDEN B, CHEN X. Influence of wall ribs on the thermal stratification and self-pressurization in a cryogenic liquid tank [J]. Applied Thermal Engineering, 2014, 73(2): 1421-1431.

[7] FAURE J M, OLIVEIRA J M, CHINTALAPATI S, et al. Effect of isogrid-type obstructions on thermal stratification in upper-stage rocket propellant tanks [J]. Journal of Spacecraft and Rockets, 2014, 51(5): 1587-1602.

[8] OLIVEIRA J M, KIRK D R, SCHALLHORN P. Analytical model for cryogenic stratification in a rotating and reduced-gravity environment [J]. Journal of Spacecraft and Rockets, 2009, 46(2): 459-465.

[9] 范瑞祥, 黃兵, 田玉蓉. 高溫氣體增壓對液氧貯箱壁面溫度影響研究 [J]. 導彈與航天運載技術, 2013(5): 76-81. FAN Ruixiang, HUANG Bing, TIAN Yurong. Study of the effect of high-temperature gas pressurization on LOX tank wall temperature [J]. Missiles and Vehicles, 2013(5): 76-81.

[10]楊修東, 尚存存, 王文. 液氧貯箱自生增壓過程中氣枕狀態分析 [J]. 上海航天, 2014(4): 59-63. YANG Xiudong, SHANG Cuncun, WANG Wen. Analysis of LOX tank ullage state during self-pressurization process [J]. Aerospace Shanghai, 2014(4): 59-63.

[11]劉展, 厲彥忠, 王磊, 等. 在軌運行低溫液氫箱體蒸發量計算與增壓過程研究 [J]. 西安交通大學學報, 2015, 49(2): 135-140. LIU Zhan, LI Yanzhong, WANG Lei, et al. Evaporation calculation and pressurization process of on-orbit cryogenic liquid hydrogen storage tank [J]. Journal of Xi’an Jiaotong University, 2015, 49(2): 135-140.

[12]劉展, 厲彥忠, 王磊. 低溫推進劑熱分層研究 [J]. 宇航學報, 2015, 36(6): 613-623. LIU Zhan, LI Yanzhong, WANG Lei. Research on cryogenic propellant thermal stratification [J]. Journal of Astronautics, 2015, 36(6): 613-623.

[13]BROGAN J, HINES F L, MORSE F H, et al. Stratified layer flow model-a numerical approach to liquid temperature stratification [J]. Journal of Spacecraft and Rockets, 1964, 1(6): 666-672.

[14]FOREEST A V. Modeling of cryogenic sloshing including heat and mass transfer [C]∥Proceedings of 46th AIAA/ASME/SAE/ASEE Joint Propulsion Conference & Exhibit. Nashville, USA: AIAA, 2010: 1-20.

(編輯 杜秀杰)

Influence of Helium on Process of Thermal Stratification and Pressurization in Cryogenic Liquid Oxygen Tank

LIU Zhan1,LI Yanzhong1,2,XIE Fushou1

(1. School of Energy and Power Engineering, Xi’an Jiaotong University, Xi’an 710049, China; 2. State Key Laboratory of Technologies in Space Cryogenic Propellants, Beijing 100028, China)

Cylindrical liquid oxygen tank is chosen to investigate the effect of helium on the process of thermal stratification development and pressurization. The initial tank pressure can be adjusted by changing proportions of gas helium and gas oxygen. The variations of thermal stratification and pressurization parameters are analyzed under conditions of equal and different initial tank pressure. It is found that gas helium enhances the natural convection intensity occurring between tank wall and liquid-vapor interface to strengthen evaporation phase change and mass diffusion. When the initial tank pressure keeps constant, both tank pressure increment and total phase change amount rise with increasing helium component. When the initial gas helium ranges from 0.0 kg to 0.563 kg, the tank pressure increment rises by 20.91%, the total phase change amount rises by 7.87 times. When the initial oxygen keeps constant, the tank pressure increment drops with the increasing initial helium quantity, and the total phase change amount tends oppositely. When the initial gas helium ranges from 0.0 kg to 0.2 kg, the tank pressure increment drops by 28.66%, and the total phase change amount rises by 4.3 times.

Helium; cryogenic liquid oxygen tank; thermal stratification; mass diffusion

2015-07-09。 作者簡介:劉展(1988—),男,博士生;厲彥忠(通信作者),男,教授,博士生導師。 基金項目:國家自然科學基金資助項目(51376142);航天低溫推進劑技術國家重點實驗室開放課題資助項目(SKLTSCP1505)。

時間:2016-01-04

10.7652/xjtuxb201604021

V511

A

0253-987X(2016)04-0139-08

網絡出版地址:http:∥www.cnki.net/kcms/detail/61.1069.T.20160104.1833.002.html