鄭茂琦 ，滿 滿，潘建華 ，李 龍

（1.北京宇航系統(tǒng)工程研究所，北京 100076；2.首都航天機(jī)械有限公司，北京 100076；3.深低溫技術(shù)研究北京市重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京 100076）

0 引言

蓄壓器是用于抑制火箭縱向耦合振動(dòng)（POGO振動(dòng)）的重要單機(jī)，通常安裝在發(fā)動(dòng)機(jī)泵入口。在火箭飛行過程中，利用蓄壓器膜盒內(nèi)氣體的柔性有效改變管路系統(tǒng)頻率，避免其與火箭結(jié)構(gòu)發(fā)生耦合振動(dòng)，確?；鸺w行安全[1]。蓄壓器膜盒壓力是其關(guān)鍵參數(shù)，發(fā)射前、飛行過程均需對其進(jìn)行監(jiān)測。新一代運(yùn)載火箭采用無毒、無污染低溫推進(jìn)劑，蓄壓器膜盒與低溫推進(jìn)劑直接接觸，膜盒內(nèi)氣體經(jīng)低溫推進(jìn)劑冷卻，溫度基本處于90～100 K之間。

低溫蓄壓器上配備有壓力傳感器及充氣手閥，用于膜盒壓力監(jiān)測及充放氣。傳感器、充氣手閥的設(shè)計(jì)工作溫度區(qū)間為223～350 K。過低的環(huán)境溫度將導(dǎo)致傳感器敏感元件凍結(jié)、失效，充氣手閥橡膠密封圈脆化、失效。為了避免蓄壓器的介質(zhì)低溫對壓力傳感器、充氣手閥產(chǎn)生不利影響，傳感器、充氣手閥的安裝支架必須設(shè)計(jì)為絕熱支架。

1 絕熱支架設(shè)計(jì)

理想的蓄壓器絕熱支架必須滿足幾個(gè)設(shè)計(jì)目標(biāo)：（1）具有足夠強(qiáng)度，在靜載荷、動(dòng)載荷條件下都可以起到可靠的支撐固定作用；（2）具有良好的絕熱性能，絕熱支架底部可以近似認(rèn)為處于液氧溫區(qū)，在大溫差作用下，須確保頂部傳感器、充氣手閥安裝位置處于常溫狀態(tài)；（3）結(jié)構(gòu)緊湊，火箭發(fā)動(dòng)機(jī)艙內(nèi)留給蓄壓器的安裝空間較狹窄，絕熱支架設(shè)計(jì)應(yīng)確保外形結(jié)構(gòu)緊湊，避免與其他零件相互干涉；（4）輕量化。盡可能減少由于絕熱支架帶來的附加質(zhì)量。

低溫蓄壓器絕熱支架采用玻纖增強(qiáng)的聚醚醚酮（PEEK）SLT/G-2材料進(jìn)行注塑成形，這是一種經(jīng)玻纖改性（33%）的聚醚醚酮，其各項(xiàng)性能測試值如表1所列?？梢钥闯?，這種材料密度較低，約為不銹鋼的1/5；具有較高的拉伸和彎曲強(qiáng)度，可有效降低絕熱支架帶來的附加質(zhì)量；同時(shí)其熱導(dǎo)率較低，屬于絕熱性能極佳的工程塑料；此外，其線脹系數(shù)和金屬材料相當(dāng)，可避免低溫下產(chǎn)生過大的熱應(yīng)力，確保結(jié)構(gòu)安全。

表1 聚醚醚酮實(shí)測性能Tab.1 Measured physical property of PEEK

低溫蓄壓器絕熱支架布局及零件設(shè)計(jì)方案如圖1所示。絕熱支架分為兩類，一類是安裝于蓄壓器殼體頂部的臺階式絕熱支架（A類絕熱支架），其頂部設(shè)計(jì)為平面或弧面以便于傳感器、充氣手閥的安裝。為了防止過高的懸臂降低抗振性能，該類絕熱支架的高度被嚴(yán)格控制在適當(dāng)?shù)姆秶鷥?nèi)，安裝后壓力傳感器、充氣手閥緊靠蓄壓器外部的絕熱發(fā)泡層。另一類絕熱支架是安裝于蓄壓器側(cè)面的三角式絕熱支架（B類絕熱支架），用于固定傳感器、充氣手閥與膜盒兩通的導(dǎo)管。

圖1 絕熱支架結(jié)構(gòu)Fig.1 The structure of adiabatic brackets

絕熱支架采用注塑成型，考慮工藝需求在絕熱支架上設(shè)計(jì)凹槽，防止注塑中產(chǎn)生收縮導(dǎo)致的變形過大。在保證強(qiáng)度的前提下最大限度地去掉冗余結(jié)構(gòu)，有效增大熱阻，同時(shí)增加對外換熱面積；將絕熱支架的側(cè)面設(shè)計(jì)為小角度斜面，在工藝上更有利于脫模，一定程度上也利于提高結(jié)構(gòu)強(qiáng)度。

2 絕熱效果分析

采用ABAQUS軟件進(jìn)行蓄壓器絕熱支架絕熱效果分析。在材料物性明確的前提下，關(guān)鍵是確定分析對象表面的對流換熱系數(shù)，根據(jù)自然對流換熱理論對其進(jìn)行估計(jì)，得出對流換熱系數(shù)隨溫度變化的趨勢。需要說明是低溫蓄壓器箭上安裝位置為基礎(chǔ)級尾艙內(nèi)、發(fā)動(dòng)機(jī)和泵前，飛行過程中艙內(nèi)溫度較高。同時(shí)蓄壓器傳感器、充氣手閥僅用于常溫充壓，對加注后的低溫補(bǔ)壓過程進(jìn)行壓力監(jiān)測和通道啟閉，在飛行過程中僅作為結(jié)構(gòu)件，無功能要求，因此對流換熱系數(shù)的計(jì)算僅基于地面熱環(huán)境。

自然對流換熱系數(shù)[2]表達(dá)式為：

式中：h為對流換熱系數(shù)；λ為氣體導(dǎo)熱系數(shù)；l為特征長度；努塞爾數(shù)Nu=0.48(Gr?Pr)0.25；格拉曉夫數(shù)Gr=gavΔtl3/η2；g為重力加速度；av為流體體脹系數(shù)；η為動(dòng)力黏度；Δt為溫差。普朗特?cái)?shù)：Pr=υ/a；υ為運(yùn)動(dòng)黏度，υ=ηR，R為比容；a為熱擴(kuò)散率。

根據(jù)蓄壓器實(shí)際尺寸及表面溫度變化情況對對流換熱系數(shù)進(jìn)行計(jì)算，可以看出，250～100 K的降溫過程中對流換熱系數(shù)在13.7～10.4 W（/m2·K）內(nèi)變化，如表2所列。

表2 蓄壓器表面對流換熱系數(shù)計(jì)算Tab.2 The calculation of surface heat transfer coefficient on the surface of accumulator

建立蓄壓器殼體、絕熱支架傳熱分析有限元模型，如圖2所示，其中：

圖2 支架傳熱計(jì)算有限元模型Fig.2 Finite element model for the heat transfer calculation of adiabatic brackets

（1）節(jié)點(diǎn)數(shù)為513 802、單元數(shù)301 510（289 390個(gè)二階四面體單元DC3D10、12 120個(gè)二階六面體單元DC3D20）；

（2）選擇的絕熱支架材料性能如表1所列，蓄壓器殼體按不銹鋼熱力學(xué)屬性設(shè)置；

（3）絕熱支架與蓄壓器殼體連接部位設(shè)置“tie”連接，忽略接觸熱阻、緊固件等的影響；

（4）設(shè)置瞬態(tài)傳熱分析過程Heat transfer（Tran?sient），計(jì)算時(shí)長5 000 s；

（5）外部熱環(huán)境為恒溫293 K，蓄壓器內(nèi)部設(shè)置為80 K恒溫邊界，模擬低溫介質(zhì)浸泡狀態(tài)。初始溫度場設(shè)置為293 K。外部設(shè)置對流換熱邊界，隨表面溫度變化的對流換熱系數(shù)為：0 W/（m2·K）、293 K；13.67 W/(m2·K)、250 K；14.28 W/（m2·K）、200 K；11.03 W/（m2·K）、110 K；10.7 W/（m2·K）、105 K；10.4 W/（m2·K）、100 K。表面對流系數(shù)變化曲線如圖3所示，中間點(diǎn)的對流換熱系數(shù)通過兩端點(diǎn)線性插值獲得。

圖3 表面對流換熱系數(shù)隨溫度變化曲線Fig.3 The vibration of surface heat transfer coefficient with temperature

A、B類絕熱支架的溫度變化曲線如圖4所示，仿真分析得出的結(jié)構(gòu)溫度變化云圖如圖5所示。可以看出，經(jīng)歷2 030 s換熱過程后，安裝于蓄壓器殼體上端面的A類絕熱支架穩(wěn)定于283.5 K（10.5℃）左右。經(jīng)歷1 040 s換熱過程后，安裝于蓄壓器側(cè)面的B類絕熱支架穩(wěn)定于293 K（20℃）左右。兩類絕熱支架設(shè)計(jì)能夠滿足傳感器和充氣手閥的絕熱使用需求。

圖4 結(jié)構(gòu)溫度變化云圖Fig.4 Cloud chart of structure temperature change

圖5 A、B類絕熱支架的溫度變化曲線Fig.5 The temperature vibration of A and B type adiabatic brackets

3 絕熱效果試驗(yàn)驗(yàn)證

為驗(yàn)證蓄壓器絕熱支架設(shè)計(jì)的有效性，開展蓄壓器絕熱支架絕熱效果驗(yàn)證試驗(yàn)。為模擬低溫工況，設(shè)計(jì)蓄壓器膜盒殼體模擬件，將A類絕熱支架固定于殼體頂部，并將傳感器模擬件、充氣手閥模擬件固定于絕熱支架上。將B類絕熱支架固定于蓄壓器殼體側(cè)面。試驗(yàn)過程中將蓄壓器殼體倒置固定，并在殼體內(nèi)部灌注液氮（77 K）進(jìn)行試驗(yàn)。設(shè)置6處溫度測點(diǎn)，如圖6（a）所示，試驗(yàn)件實(shí)物如圖6（b）所示。試驗(yàn)系統(tǒng)示意圖如圖7所示。試驗(yàn)環(huán)境為恒溫295 K（22℃）±2 K（2℃）、濕度50%±10%。

圖6 試驗(yàn)件及溫度測點(diǎn)分布圖Fig.6 The test unit and the distribution of temperature measuring points

圖7 絕熱效果試驗(yàn)系統(tǒng)示意圖Fig.7 Sketch map of experiment system

其中溫度測點(diǎn)T1為筒壁溫度、T2為A類絕熱支架（閥門）溫度、T3為A類絕熱支架（傳感器）溫度、T4和T5為B類絕熱支架溫度、T6為絕熱層表面溫度。試驗(yàn)過程中觀察外部結(jié)霜情況，記錄各點(diǎn)處溫度隨時(shí)間變化情況。試驗(yàn)測點(diǎn)溫度值如表3所列。

表3 各溫度測點(diǎn)實(shí)測情況Tab.3 Records of temperature measuring points

從表3可以看出，T1筒壁溫度穩(wěn)定后為80 K（-193℃）。T2和T3測得的A類絕熱支架溫度分別為283.8 K（10.8℃）和281.8 K（8.8 ℃），穩(wěn)定所需時(shí)間也相近，約2 100～2 280 s（35～38 min）。T4～T5為B類絕熱支架溫度，穩(wěn)定溫度為280 K（7℃）左右，穩(wěn)定時(shí)間約600～700 s（11 min）。T6為發(fā)泡層外表面溫度，穩(wěn)定溫度為282 K（9℃）。

4 討論

表4為仿真分析、試驗(yàn)實(shí)測的穩(wěn)定溫度和穩(wěn)定時(shí)間的對比。A類絕熱支架仿真得出的穩(wěn)定溫度值與試驗(yàn)測試值相差-0.3～+1.7 K，偏差約為-0.1%～+0.6%；穩(wěn)定時(shí)間偏差為70～250 s。差值產(chǎn)生的原因是模擬測試裝置的支架和殼體間有接觸電阻，連接緊固件存在導(dǎo)熱，因而試驗(yàn)測試值較仿真值低；測試裝置中的傳感器模擬件和充氣手閥模擬件均有一定熱容，因此達(dá)到穩(wěn)態(tài)的時(shí)間較仿真分析長。

表4 仿真分析、試驗(yàn)實(shí)測的穩(wěn)定溫度和穩(wěn)定時(shí)間的對比Tab.4 The comparison of stable temperature and stable time between simulation and experiment

B類絕熱支架仿真得出的穩(wěn)定溫度值與試驗(yàn)測試值相差12.7～13 K，偏差約為4.33%，穩(wěn)定時(shí)間偏差為380～440 s。B類絕熱支架仿真分析結(jié)果偏差較大，原因是實(shí)測試驗(yàn)中B類支架固定于蓄壓器殼體側(cè)壁，在殼體外部進(jìn)行絕熱發(fā)泡時(shí)，B類支架距根部約10 mm的部分被包覆在絕熱發(fā)泡內(nèi)，這導(dǎo)致自然對流換熱面積減少。同時(shí)支架表面存在結(jié)霜現(xiàn)象，使對流換熱面積進(jìn)一步減少，因此實(shí)測穩(wěn)定溫度值比仿真計(jì)算值低。結(jié)霜過程的放熱對支架的穩(wěn)定溫度和穩(wěn)定時(shí)間的影響是一個(gè)綜合、復(fù)雜的變化過程，后續(xù)可深入進(jìn)行研究。

5 結(jié)論

本文根據(jù)傳熱理論給出了表面自然對流系數(shù)隨溫度的變化曲線。基于此，采用有限元仿真分析方法完成A、B兩類蓄壓器絕熱支架結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)。經(jīng)過驗(yàn)證，所設(shè)計(jì)的A類絕熱支架仿真穩(wěn)定溫度值與試驗(yàn)測試值相差-0.3～+1.7 K，偏差約為-0.1%～+0.6%；所設(shè)計(jì)的B類絕熱支架仿真穩(wěn)定溫度值與試驗(yàn)測試值相差12.7～13 K，偏差約為4.33%。滿足低溫蓄壓器火箭使用需求。