冷氦換熱器傳熱設(shè)計(jì)及試驗(yàn)研究

龐紅麗，潘 亮，胡堅(jiān)勇

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冷氦換熱器傳熱設(shè)計(jì)及試驗(yàn)研究

龐紅麗，潘 亮，胡堅(jiān)勇

（北京航天動(dòng)力研究所，北京，100076）

為滿足某火箭二級(jí)發(fā)動(dòng)機(jī)氧貯箱增壓需求，在二級(jí)發(fā)動(dòng)機(jī)上設(shè)計(jì)了一種蛇形管式冷氦換熱器，并對(duì)其進(jìn)行傳熱論證。在發(fā)動(dòng)機(jī)試驗(yàn)時(shí)搭建了一套冷氦試驗(yàn)系統(tǒng)，對(duì)冷氦換熱器的性能進(jìn)行試驗(yàn)驗(yàn)證，驗(yàn)證后修正了換熱器傳熱系數(shù)。結(jié)果表明：冷氦換熱器傳熱計(jì)算合理，修正后的蛇形管長(zhǎng)度與試驗(yàn)基本一致。

火箭發(fā)動(dòng)機(jī)；換熱器；蛇形管；傳熱系數(shù)

0 引 言

目前，運(yùn)載火箭氫氧發(fā)動(dòng)機(jī)氧貯箱均通過(guò)高溫燃?xì)饧訜岷饣蜓踹M(jìn)行氧貯箱增壓。新一代運(yùn)載火箭二級(jí)氧貯箱也采用氦氣增壓方案，但其二級(jí)氫氧發(fā)動(dòng)機(jī)是閉式膨脹循環(huán)[1]，與以往的燃?xì)獍l(fā)生器循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)相比，發(fā)動(dòng)機(jī)內(nèi)沒(méi)有高溫燃?xì)?，只能采用相?duì)溫度較高的氫氣給冷氦加熱，其設(shè)計(jì)方案及換熱能力能否滿足增壓需求，需經(jīng)過(guò)試驗(yàn)驗(yàn)證。

1 冷氦換熱器傳熱設(shè)計(jì)論證

1.1 冷氦換熱器設(shè)計(jì)參數(shù)

二級(jí)發(fā)動(dòng)機(jī)冷氦換熱器設(shè)計(jì)參數(shù)如表1所示。

表1 冷氦換熱器的設(shè)計(jì)參數(shù)

Tab.1 Design Parameters of Cold helium Heat Exchanger

換熱器內(nèi)部工作介質(zhì)氦氣換熱器外部工作介質(zhì)氫氣 氦氣入口溫度/K25氫氣溫度/K213 氦氣出口溫度/K85氫氣流量/（kg·s-1）2.15

續(xù)表1

換熱器內(nèi)部工作介質(zhì)氦氣換熱器外部工作介質(zhì)氫氣 氦氣出口壓力/MPa0.4氫氣壓力/MPa5.5 氦氣額定流量/（g·s-1）qm

1.2 冷氦換熱器設(shè)計(jì)方案

冷氦換氣器的結(jié)構(gòu)如圖1所示。

圖1 冷氦換熱器

冷氦換熱器采用蛇形管方案，換熱器內(nèi)蛇形管流路采用逆流的方式，即氦氣進(jìn)入蛇形管，順著蛇形管逆流而上，與殼體內(nèi)的氫氣充分換熱后，給氧貯箱進(jìn)行增壓。

1.3 冷氦換熱器傳熱設(shè)計(jì)計(jì)算[2]

在冷氦換熱器的設(shè)計(jì)計(jì)算中，換熱設(shè)計(jì)計(jì)算為核心部分。冷氦換熱器換熱的核心元件為蛇形管，如何獲得蛇形管的規(guī)格及長(zhǎng)度是換熱器的設(shè)計(jì)目標(biāo)。

將蛇形管取一小段（＝1 mm）來(lái)進(jìn)行分析，如圖2所示。

圖2 冷氦換熱器傳熱模型

Δ—蛇形管單位長(zhǎng)度；i—蛇形管內(nèi)徑；0—蛇形管外徑

冷氦換熱器換熱的形式有：氫氣側(cè)的強(qiáng)迫對(duì)流換熱、導(dǎo)管的熱傳導(dǎo)以及氦氣側(cè)的強(qiáng)迫對(duì)流換熱。

a）氫氣側(cè)換熱[3]。

b）導(dǎo)管壁面的導(dǎo)熱[4]。

c）氦氣側(cè)換熱。

式中為氦氣側(cè)換熱系數(shù)；為蛇形管內(nèi)表面積。

將式（1）~（6）聯(lián)立可得：

1.3.1 氫氣側(cè)換熱系數(shù)

換熱器內(nèi)氫的溫度為210 K遠(yuǎn)超過(guò)了33 K（氫的沸點(diǎn)），氫氣面的換熱為強(qiáng)迫對(duì)流換熱。

冷氦換熱器蛇形管為順排（見圖1），采用式（9）作為氫氣側(cè)換熱系數(shù)的經(jīng)驗(yàn)公式：

1.3.2 氦氣面換熱系數(shù)[5]

氦在蛇形管內(nèi)為強(qiáng)迫對(duì)流換熱，氦在平滑管中流動(dòng)的換熱系數(shù)為

式中為蛇形管螺旋半徑；為蛇形管螺旋直徑。

冷氦換熱器蛇形管內(nèi)氦氣側(cè)的換熱系數(shù)為

1.4 蛇形管長(zhǎng)度設(shè)計(jì)計(jì)算

根據(jù)式（1）～（13），進(jìn)行蛇形管長(zhǎng)度設(shè)計(jì)計(jì)算，將蛇形管分為若干段，逐段計(jì)算出各段的蛇形管溫升，當(dāng)出口溫度大于85 K時(shí)，將各段蛇形管長(zhǎng)度相加即可獲得換熱器的蛇形管長(zhǎng)度。

1.5 傳熱系數(shù)修正

在進(jìn)行冷氦換熱器的傳熱計(jì)算中，氫氣側(cè)及氦氣側(cè)均選用經(jīng)驗(yàn)公式。在實(shí)際工程應(yīng)用中，傳熱系數(shù)與經(jīng)驗(yàn)公式計(jì)算出的傳熱系數(shù)有一定的差異，為了減少該差異量，需要對(duì)其傳熱系數(shù)進(jìn)行修正，以便獲得與冷氦換熱器換熱相對(duì)應(yīng)的傳熱系數(shù)值，該修正值稱為傳熱修正系數(shù)。

1.6 設(shè)計(jì)計(jì)算結(jié)果

表2 蛇形管的計(jì)算結(jié)果

Tab.2 Calculation Result of Snake Tube

序號(hào)修正系數(shù)修正后的蛇形管長(zhǎng)度/mm C＇C 13.810.97L均值L 221.21.016L 31.51.41.048L

2 冷氦換熱器性能試驗(yàn)[7]

為了獲得冷氦換熱器真實(shí)的換熱性能，在二級(jí)發(fā)動(dòng)機(jī)地面試驗(yàn)時(shí)搭建一套冷氦試驗(yàn)系統(tǒng)，使進(jìn)入發(fā)動(dòng)機(jī)的氦氣達(dá)到要求的約25 K。

2.1 冷氦試驗(yàn)系統(tǒng)[8]

冷氦換熱器試驗(yàn)系統(tǒng)原理如圖3所示。

圖3 冷氦換熱試驗(yàn)系統(tǒng)原理圖

氦氣瓶氣源約18 MPa，通過(guò)常溫減壓器對(duì)氦氣進(jìn)行減壓，進(jìn)入液氮冷卻器和液氫冷卻器對(duì)氦氣進(jìn)行降溫，使進(jìn)入發(fā)動(dòng)機(jī)換熱器的氦氣溫度保持在25 K左右。

在常溫氦氣路設(shè)置了3路孔板，通過(guò)開關(guān)常溫電磁閥1、2、3，進(jìn)行氦氣流量的控制，使一次試驗(yàn)?zāi)鼙M可能多地考核冷氦換熱器多種流量工況的性能。本次試驗(yàn)考核了5種工況，如表3所示，其中額定工況在試驗(yàn)后期再次進(jìn)行了1次試驗(yàn)，主要目的為考核額定工況的參數(shù)重復(fù)性。

在冷氦換熱器出口設(shè)置3路排氣，兩路由低溫氣控閥控制，一路常開，常開路通過(guò)孔板自身憋壓，試車時(shí)根據(jù)冷氦換熱器出口壓力6控制低溫氣控閥的關(guān)閉，使出口壓力6維持在總體需求的0.4 MPa左右。

表3 試驗(yàn)流程

Tab.3 Testing Flow

試驗(yàn)順序常溫電磁閥動(dòng)作流量g/s絕對(duì)動(dòng)作時(shí)間/s（發(fā)動(dòng)機(jī)點(diǎn)火為0s） 1同時(shí)打開電磁閥1、2、31.82qm-130 2同時(shí)打開電磁閥2、31.45qm80 3同時(shí)打開電磁閥1、3qm160 4打開電磁閥30.73qm240 5打開電磁閥10.36qm320

續(xù)表3

試驗(yàn)順序常溫電磁閥動(dòng)作流量g/s絕對(duì)動(dòng)作時(shí)間/s（發(fā)動(dòng)機(jī)點(diǎn)火為0s） 6同時(shí)打開電磁閥1、3qm400

2.2 冷氦換熱器試驗(yàn)數(shù)據(jù)分析

冷氦換熱器試驗(yàn)配套的蛇形管規(guī)格為8×0.5 mm，長(zhǎng)度為1.01。試驗(yàn)相關(guān)數(shù)據(jù)如表4、圖4所示，各種流量工況下均達(dá)到了熱平衡。

表4 冷氦換熱器試驗(yàn)數(shù)據(jù)

Tab.4 Testing Data of Cold Helium Heat Exchanger

序號(hào)測(cè)點(diǎn)名稱各流量工況平均值 40～70s100～150s190～230s280～310s360～390s460～490s 1氦流量/(g·s-1)1.67qm1.36qm1.04qm0.70qm0.36qm1.03qm 2換熱器入口壓力P3/MPa1.421.230.980.790.461 3換熱器入口溫度T4/K28.0429.0530.935.2546.2130.5 4換熱器出口溫度T5/K74.278.8487.83101.95127.5988.56 5換熱器出口壓力P6/MPa0.510.440.350.490.280.38

2.2.1 氦氣預(yù)冷

冷氦換熱器試驗(yàn)搭載發(fā)動(dòng)機(jī)熱試車，所以在發(fā)動(dòng)機(jī)啟動(dòng)前，需保證冷氦系統(tǒng)具備試驗(yàn)條件，主要是保證氦氣在進(jìn)入發(fā)動(dòng)機(jī)軟管入口溫度3能達(dá)到約25 K。

為保證冷氦具備試驗(yàn)條件，需對(duì)冷氦系統(tǒng)管路提前預(yù)冷，消除管路初始熱容。冷氦系統(tǒng)從發(fā)動(dòng)機(jī)啟動(dòng)前約130 s開始預(yù)冷，預(yù)冷90 s后，換熱器入口溫度4基本達(dá)到平衡，至發(fā)動(dòng)機(jī)點(diǎn)火時(shí)刻，換熱器入口溫度4為27.5 K，如圖5所示，與要求的25 K有2.5 K的偏差，基本能滿足冷氦換熱器試驗(yàn)要求。

圖5 冷氦換熱器入口溫度

2.2.2 壓力損失

冷氦換熱器壓力損失為換熱器入口壓力3減去換熱器出口壓力6，各流量下壓力損失如表5所示，冷氦換熱器在額定流量工況時(shí)，氦換熱器的壓力損失約為0.63 MPa。

表5 冷氦換熱器壓力損失

Tab.5 Pressure Loss of Cold Helium Heat Exchanger

參數(shù)性能平均值 40～70s100～150s190～230s280～310s360～390s460～490s 壓力損失ΔP/MPa0.910.790.630.30.180.62

2.2.3 溫度啟動(dòng)加速性

溫度啟動(dòng)加速性是指從啟動(dòng)至額定溫度90％的時(shí)間，冷氦換熱器出口溫度5啟動(dòng)曲線如圖6所示，啟動(dòng)至平穩(wěn)段溫度74.2 K的90%需要的時(shí)間為1.5 s，與發(fā)動(dòng)機(jī)室壓c的啟動(dòng)加速性基本同步。

圖6 冷氦換熱器出口溫度

2.3 氦換熱器換熱系數(shù)的修正

1.6節(jié)中的氫氣側(cè)傳熱修正系數(shù)＇及氦氣側(cè)傳熱修正系數(shù)是依據(jù)以往換熱器設(shè)計(jì)經(jīng)驗(yàn)而取。冷氦換熱器試驗(yàn)結(jié)果可對(duì)冷氦換熱器蛇形管兩側(cè)的經(jīng)驗(yàn)公式進(jìn)行試驗(yàn)修正，以下幾組修正系數(shù)均適合冷氦換熱器試驗(yàn)參數(shù)，如表6所示。

表6 換熱器修正系數(shù)

Tab.6 Heat Exchanger Correction Factor

序號(hào)流量工況 1.82qm1.45qmqm0.73qm0.36qm C＇CC＇CC＇CC＇CC＇C 12.612.412.412.412.41 22.31.121.121.11.91.11.61.1 31.81.41.61.41.51.41.31.41.11.3

根據(jù)冷氦換熱器試驗(yàn)數(shù)據(jù)，1.04m和1.03m流量工況，與額定流量工況m最接近，因此換熱修正系數(shù)的額定流量工況可信度較高，其他工況下修正系數(shù)相對(duì)誤差較大。以額定流量m工況下的3組修正系數(shù)作為冷氦換熱器的修正系數(shù)，以便得到較為準(zhǔn)確的蛇形管長(zhǎng)度。

2.4 蛇形管長(zhǎng)度修正

根據(jù)冷氦換熱器試驗(yàn)修正后的換熱系數(shù)，對(duì)蛇形管長(zhǎng)度設(shè)計(jì)參數(shù)進(jìn)行修正，當(dāng)氦氣流量為m，入口溫度為25 K，出口溫度為85 K，m流量工況對(duì)應(yīng)的3組換熱修正系數(shù)修正后的蛇形管長(zhǎng)度如表7所示。

表7 修正后的蛇形管長(zhǎng)度

Tab.7 Revised Length of Snake Tube

序號(hào)修正系數(shù)修正后的蛇形管長(zhǎng)度 C＇Ｃ 12.411.018L均值1.013L 221.11.016L 31.51.41.004L

由表7可知，蛇形管的長(zhǎng)度在1.004～1.018之間，平均值為1.013，與冷氦換熱器試驗(yàn)配套的蛇形管長(zhǎng)度1.01基本一致，認(rèn)為冷氦換熱器試驗(yàn)基本考核了額定工況下的性能試驗(yàn)，也可確定冷氦換熱器的傳熱計(jì)算準(zhǔn)確有效。

3 結(jié) 論

a）冷氦換熱器的性能試驗(yàn)一次考核了5種流量工況下?lián)Q熱器的性能，試驗(yàn)結(jié)果表明冷氦換熱器設(shè)計(jì)方案可行、傳熱論證合理，并根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果對(duì)換熱器的傳熱系數(shù)進(jìn)行了修正，修正后的蛇形管長(zhǎng)度為1.013，與試驗(yàn)配套蛇形管長(zhǎng)度基本一致；

b）新一代運(yùn)載火箭已完成二級(jí)動(dòng)力系統(tǒng)試車及首飛，二級(jí)發(fā)動(dòng)機(jī)冷氦換熱器性能與設(shè)計(jì)參數(shù)協(xié)調(diào)一致，性能滿足氧貯箱增壓要求。

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Heat Transfer Design and Experimental Study of Cold Delium Heat Exchanger

Pang Hong-li, Pan Liang, Hu Jian-yong

(Beijing Aerospace Propulsion Institute, Beijing, 100076)

In order to meet a rocket’s second stage engine oxygen tank pressurization requirements, a cold helium heat exchanger of coiled pipe has been designed on the second stage engine, and heat transfer is demonstrated for it. A set of the cold helium test system is constructed during the engine test and the cold helium heat transfer performance is tested. After the test, coefficient of heat transfer is corrected. It verified that the cold helium heat transfer calculation is reasonable and the corrected length of the coiled pipe is consistent with the test.

Rocket engine;Heat exchanger; Coiled pipe; Coefficient of heat transfer

1004-7182(2018)01-0054-05

10.7654/j.issn.1004-7182.20180111

V43

A

2016-06-22；

2017-12-07

龐紅麗（1982-），女，高級(jí)工程師，主要研究方向?yàn)橐后w火箭發(fā)動(dòng)機(jī)總裝設(shè)計(jì)