新一代運(yùn)載火箭共底貯箱隔熱性能試驗(yàn)及環(huán)境預(yù)示

孫培杰，李 鵬，張振濤，包軼穎，周遇仁

（上海宇航系統(tǒng)工程研究所，上海 201109）

0 引言

為有效減輕結(jié)構(gòu)重量，提供運(yùn)載能力，共底結(jié)構(gòu)在國內(nèi)外運(yùn)載火箭的應(yīng)用較普遍［1］。美國的Atlas 5運(yùn)載火箭二級、歐空局的Arane 5和日本的H-IIA運(yùn)載火箭一級均采用共底結(jié)構(gòu)形式［2－4］。我國長征三號系列低溫火箭三子級采用液氫／液氧推進(jìn)劑，推進(jìn)劑箱體為共底的低溫貯箱，貯箱共底結(jié)構(gòu)提供有效的絕熱條件，使兩箱間的熱傳輸量最小，同時(shí)又是兩箱體的安全屏障［5］。長征四號系列火箭三級同樣采用共底結(jié)構(gòu)，但其采用的四氧化二氮和偏二甲肼常規(guī)推進(jìn)劑，兩者使用溫差要求控制在5℃內(nèi)，溫度相互影響較小［6－8］。新一代運(yùn)載火箭二級采用液氧／煤油推進(jìn)劑，貯箱結(jié)構(gòu)為夾層共底形式，夾層共底由上面板、夾層和下面板三部分組成，上面板和下面板均為橢球形面，上下面板間為非金屬夾芯，非金屬夾芯選擇絕熱性能較好的泡沫塑料，夾芯為變截面，上下面板與夾芯間用超低溫膠粘接，并通過叉形環(huán)與箱底焊接。兩推進(jìn)劑常壓下使用溫度差異近200℃。本文對新研制的液氧／煤油共底貯箱進(jìn)行隔熱性能試驗(yàn)研究，并對數(shù)值分析模型進(jìn)行修正，用修正的分析模型，對共底貯箱在低溫外界環(huán)境條件（－20℃）下預(yù)示分析煤油溫度變化。

1 液氧／煤油共底貯箱隔熱性能試驗(yàn)

1.1 試驗(yàn)?zāi)康?/h3>

二級共底貯箱結(jié)構(gòu)如圖1所示。煤油在上，液氧在下，液氧提供過共底結(jié)構(gòu)影響煤油溫度，從而影響發(fā)動(dòng)機(jī)工作性能、二級煤油可用量及發(fā)射流程。共底結(jié)構(gòu)除進(jìn)行靜力等試驗(yàn)外，還需進(jìn)行地面隔熱試驗(yàn)?？紤]試驗(yàn)的安全性采用液氮代替氧化劑（液氧），燃料劑為航天煤油。

圖1 共底結(jié)構(gòu)Fig.1 Common bulkhead

1.2 試驗(yàn)工況

根據(jù)不同加注液位及停放時(shí)間，確認(rèn)兩個(gè)試驗(yàn)工況。

a）試驗(yàn)工況1

正常發(fā)射的溫度測量，共計(jì)3.5h。煤油加注至Ⅲ號液位，進(jìn)入試驗(yàn)地面停放階段。液氮箱液氮加注初步流程為：－3.5h開始加注液氮，液氮加注至液氮箱Ⅱ號液位停止；加注結(jié)束后，根據(jù)液氮蒸發(fā)量適時(shí)補(bǔ)加，保持液氮箱液氮基本處于Ⅱ號液位；－30min液氮補(bǔ)加，補(bǔ)加至液氮箱Ⅲ號液位。加注液位如圖2所示。

圖2 貯箱加注液位Fig.2 Propellant in store tank

b）試驗(yàn)工況2

液氮補(bǔ)加后推遲發(fā)射的溫度測量，在試驗(yàn)1完成后，試驗(yàn)2直接開始計(jì)時(shí)，測量時(shí)間24h，兩試驗(yàn)工況共計(jì)試驗(yàn)27.5h。

1.3 試驗(yàn)系統(tǒng)建立

二級共底貯箱地面隔熱試驗(yàn)系統(tǒng)主要由試驗(yàn)貯箱、動(dòng)力加注系統(tǒng)、溫度及應(yīng)變測量系統(tǒng)、配氣臺和固定工裝等組成，如圖3所示。

圖3 共底貯箱隔熱試驗(yàn)系統(tǒng)Fig.3 Thermal performance test system of store tank

1.4 測點(diǎn)布局

溫度測點(diǎn)布置如圖4、5所示。溫度布置在箱內(nèi)搭建的縱向和橫向工裝上；縱向?yàn)橛卜芰蠗l板，上面固定溫度傳感器；橫向構(gòu)件為非金屬細(xì)桿，用于固定支撐縱向構(gòu)件?？v桿溫度測點(diǎn)如圖5所示。

圖4 溫度測點(diǎn)Fig.4 Sketch of temperature sensors

圖5 縱桿溫度測點(diǎn)Fig.5 Sketch of temperature sensors in vertical poles

1.5 試驗(yàn)結(jié)果分析

1.5.1 共底材料隔熱性能

整個(gè)試驗(yàn)過程中，外界自然環(huán)境溫度為26～36℃。從開始液氮加注到試驗(yàn)結(jié)束，共底材料上下表面溫度變化分別如圖6、7所示。

圖6 共底材料中間部位上下表面溫度變化Fig.6 Variations of upper an down surface center temperature of common bulkhead

圖7 共底材料邊緣部位上下表面溫度變化Fig.7 Variations of upper an down surface edge temperature of common bulkhead

正常發(fā)射時(shí)間（3.5h），共底中心上表面溫度均維持在30℃以上。共底邊緣下表面溫度為液氮溫度（－196℃），上表面溫度下降較快，最低15℃，其余兩點(diǎn)溫度下降了2～5℃。

推遲發(fā)射24h，受液氮蒸發(fā)影響，共底下表面溫度先降后升，共底上表面中心部位溫度一直呈下降趨勢，最低降至約24℃，此時(shí)上下表面溫差約100℃。邊緣部位溫度受液面降低和外界環(huán)境影響，最低降至約10℃，上下表面溫差約110℃。

試驗(yàn)表明：共底材料隔熱性能較好，下表面低于－100℃時(shí)上表面溫度均能維持在15℃以上。

1.5.2 煤油溫度

煤油箱內(nèi)縱桿5，1的各點(diǎn)溫度變化如圖8、9所示。由圖可知：縱桿1的溫度分層最小，最大溫差6℃，說明因共底中心區(qū)域較厚，且該部分區(qū)域?yàn)橐旱獨(dú)庹?，溫度相對較高，通過該區(qū)域的導(dǎo)熱量較小，對煤油的影響較小。縱桿5的溫度分層最大，最大達(dá)15℃，這是因共底周邊較薄，且位于液氮區(qū)域，通過該區(qū)域的導(dǎo)熱量較大，使靠近共底的煤油降溫較大，而上部溫度點(diǎn)煤油受環(huán)境影響初始溫度較高，導(dǎo)致溫度分層較明顯。

圖8 縱桿5上各點(diǎn)溫度Fig.8 Temperatures of vertical pole 5

圖9 縱桿1上各點(diǎn)溫度Fig.9 Temperatures of vertical pole 1

不同縱桿距共底最近點(diǎn)溫度如圖10所示。由圖可知：隨時(shí)間推移，不同縱桿距共底最近點(diǎn)溫度均有降低，但下降幅度不同，共底周邊溫度點(diǎn)下降最快，這說明了通過共底周邊傳遞的熱量最大，向中心區(qū)域逐漸降低。因此，受低溫介質(zhì)和環(huán)境溫度雙重影響，煤油會(huì)出現(xiàn)溫度分層顯現(xiàn)，最大溫差近15℃，共底周邊區(qū)域煤油分層較明顯。

叉形環(huán)附近煤油溫度如圖11所示。由圖可知：叉形環(huán)附近煤油溫度受環(huán)境溫度和低溫推進(jìn)劑影響均較大，變化狀態(tài)較復(fù)雜。正常發(fā)射時(shí)間，受叉形環(huán)金屬導(dǎo)熱和較薄共底材料導(dǎo)熱的雙重影響，附近煤油溫度約15℃。推遲發(fā)射24h叉形環(huán)附近煤油溫度降至10℃。在煤油筒段內(nèi)表面，煤油溫度隨與叉形環(huán)距離增大而逐漸升高，距煤油輸送管開口325mm處煤油溫度20℃。

圖10 不同縱桿距共底最近點(diǎn)溫度變化Fig.10 Temperatures of poles close to common bulkhead

圖11 叉形環(huán)附近煤油溫度Fig.11 Kerosene temperatures of close to furcation structure

2 二級共底貯箱數(shù)值分析

受試驗(yàn)條件限制，很難試驗(yàn)考核所有外界環(huán)境條件共底貯箱狀態(tài)。本文用Fluent軟件進(jìn)行模擬分析并與試驗(yàn)結(jié)果比較，對分析模型進(jìn)行修正，再用修正的模型進(jìn)行環(huán)境預(yù)示分析。

2.1 物理模型

貯箱夾層共底結(jié)構(gòu)由上面板、夾芯和下面板三部分組成，結(jié)構(gòu)如圖12所示。共底的上、下面板是形狀相同的橢球形面，面板材料均為2219鋁合金，上下面板間為Rohacell泡沫塑料非金屬夾芯，夾芯為變截面，頂端最大厚度78mm。分析模型邊界如圖13所示。

圖12 貯箱共底叉形環(huán)結(jié)構(gòu)Fig.12 Structure of furcation structure

圖13 共底貯箱分析模型邊界Fig.13 Boundaries of common bulkhead store tank model

2.2 數(shù)學(xué)模型

對三維不可壓縮流體，用N-S方程和標(biāo)準(zhǔn)κ－ε紊流模型求解溫度場和速度場，控制方程包括動(dòng)量方程、連續(xù)性方程、能量方程、κ方程和ε方程［9］。各方程的一般形式為

用FLUENT6.1軟件分析貯箱溫場和流場，計(jì)算采用標(biāo)準(zhǔn)κ－ε紊流模型。此處：φ分別為1，υ，ν，ω，T，κ，ε；Γφ相應(yīng)為0，μeff，μ／（Pr）＋μ／Pt，μeff／σk，μeff／σε；Sφ相 應(yīng) 為 0，－?Peff／?x＋div（μeffV／x），－?Peff／?y＋ div（μeffV／y）， － ?Peff／?z＋div（μeffV／z），St，Gk－ρε，ε／κ（C1Gk－C2ρ）；t為時(shí)間；ρ為流體密度。其中：υ，ν，ω分別為x，y，z向的速度風(fēng)量；κ為紊流脈動(dòng)動(dòng)能；ε為紊流能量耗散率；V為速度；μeff為流體有效黏性系數(shù)，且μeff＝μ＋μt；μ為流體動(dòng)態(tài)黏性系數(shù)；μt流體紊流動(dòng)態(tài)黏性系數(shù)；Pr為紊流普朗特?cái)?shù)；St為紊流方程源項(xiàng)；Gk為能量耗散率中的紊流項(xiàng)；Cμ，C1，C2，σκ，σε為系數(shù)，取Cμ＝0.09，C1＝1.44，C2＝1.92，σκ＝1.0，σε＝1.3。

用SIMPLEC算法求解，獲得隨時(shí)間變化的對流邊界條件。因新一代運(yùn)載火箭需滿足外界環(huán)境－20℃和風(fēng)速10m／s的發(fā)射條件，根據(jù)單管擾流理論，直徑2.25m箭體在風(fēng)速10m／s條件下，與外界的對流換熱系數(shù)約40W／（m2·K）；共底材料下表面液氧溫度和氣枕溫度采用試驗(yàn)過程中實(shí)測的變化溫度，液側(cè)邊界溫度取TYt4～TYt6的平均值，氣枕溫度取TYt1～TYt3的平均，所得溫度變化如圖14所示［9］。其他具體參數(shù)設(shè)置參照FLUENT菜單設(shè)置。

煤油和共底材料性能參數(shù)見表1，其他材料的物性參數(shù)見表2。

圖14 溫邊界條件Fig.14 Cogenic boundaries numerical model

2.3 模型分析與試驗(yàn)結(jié)果比較

用Fluent軟件進(jìn)行瞬態(tài)計(jì)算分析，分析結(jié)果與試驗(yàn)數(shù)據(jù)比較如圖15～17所示。由圖15可知：共底上表面計(jì)算溫度與試驗(yàn)溫度吻合較好，變化趨勢與試驗(yàn)數(shù)據(jù)一致，均在15℃以上，兩者溫度差異不大于2℃。由圖16可知：煤油溫度計(jì)算與試驗(yàn)結(jié)果整體均低于2℃。由圖17可知：靠近叉形環(huán)附近煤油筒段內(nèi)表面溫度分析與試驗(yàn)結(jié)果小于2℃。

圖15 上表面溫度計(jì)算與試驗(yàn)結(jié)果Fig.15 Common bulkhead upper surface temperature of experimental and numerical results

計(jì)算與試驗(yàn)結(jié)果表明，兩者吻合較好，說明采用的計(jì)算模型和方法正確，通過試驗(yàn)對模型的修正是合理的，能滿足環(huán)境預(yù)示的需要。

3 低溫外界環(huán)境煤油溫度變化預(yù)示分析

用修正后的分析模型對低溫外界環(huán)境煤油溫度分布進(jìn)行預(yù)示分析，計(jì)算過程內(nèi)部溫度計(jì)算點(diǎn)如圖18所示，邊界計(jì)算點(diǎn)同圖4，煤油初始溫度20℃。預(yù)示計(jì)算部分結(jié)果如圖19所示。結(jié)果表明：計(jì)算27.5h后，中心煤油溫度下降近30℃（約－10℃）；煤油存在分層，但溫差較小，中心處高度300mm的兩點(diǎn)溫差小于2℃；靠近叉形環(huán)附近的煤油溫度較低，距離叉形環(huán)100，200mm處兩點(diǎn)溫度接近－20℃，且上下溫度分層增大，兩點(diǎn)溫差達(dá)3℃；距離共底上表面50mm處的煤油溫度中心位置溫度最高，向周邊逐漸降低，TRt8，41溫度相差約3℃。

表1 不同溫度煤油密度、比熱容及共底材料性能Tab.1 Thermal capabilities of kerosene and common bulkhead materials

表2 計(jì)算輸入材料參數(shù)Tab.2 Materials thermal capabilities used in numerical model

圖16 中心煤油溫度計(jì)算與試驗(yàn)結(jié)果Fig.16 Kerosene temperature of experimental and numerical result in center store tank

圖17 靠近叉形環(huán)處煤油筒段內(nèi)表面計(jì)算與試驗(yàn)結(jié)果Fig.17 Kerosene tank inter surface temperature of experimental and numerical result close to furcation structure

圖18 煤油箱溫度計(jì)算點(diǎn)Fig.18 Temperature sensors in kerosene tank

圖19 煤油箱邊緣處煤油溫度Fig.19 Kersosene temperature on boundary of kerosene tank

4 結(jié)束語

本文對新一代運(yùn)載火箭液氧／煤油共底貯箱隔熱性能進(jìn)行了試驗(yàn)研究。液氧／煤油共底貯箱隔熱性能試驗(yàn)表明：常溫下該共底結(jié)構(gòu)形式能有效降低低溫氧化劑與常溫燃料的相互影響，滿足運(yùn)載火箭常溫發(fā)射的需求。根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果，對共底結(jié)構(gòu)分析模型進(jìn)行了修正，修正后的數(shù)值分析結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果維持在10%的誤差范圍內(nèi)。利用修正后的分析模型，對共底貯箱在低溫外界環(huán)境條件下（－20℃）的煤油溫度變化進(jìn)行預(yù)示分析，結(jié)果表明：煤油最低溫度維持在－30℃以上。該預(yù)示分析結(jié)果可作為確定共底貯箱結(jié)構(gòu)形式的依據(jù)之一。

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