低温推进剂是实现天地往返、空间航行的首选．低温推进剂工作温度远低于环境温度，在推进剂加注前，必须首先对传输管路进行充分降温，称这一过程为预冷，且只有当预冷结束后，才开始推进剂大流量加注．未来的航天发射要求实现运载火箭快速发射，因此发射场传输管路的快速预冷技术对获取航天竞争力意义重大．管路预冷中，随着低温液体注入室温管路，管内发生极其复杂的沸腾换热与气液两相流现象，且两相换热随时间、空间均发生变化．目前，研究人员对低温预冷的研究尚不充分，大部分试验工作是采用液氮为推进剂的替代工质开展，主要测试了管壁降温速率及管内换热规律．也有学者根据预冷过程的瞬变特性，构建了一维模型[1-2]，或基于ASESim[3]和CFD仿真平台[4]开展了简单工况下的计算预示．目前，所开发的模型难以做到对预冷过程的精确预测，预测结果误差偏大[5-6]．为实现低温管路快速预冷，有学者提出了三种方案：增大预冷过程中的液体流量，即提高入口雷诺数(Re)，通过强化单相与两相对流换热来加速管壁降温[7-9]；在管内壁生成纳米微结构，通过增大壁面亲水性促进液体与壁面更早接触，实现快速降温[10-13]；在金属表面喷涂低导热涂层，涂层表面温度先于金属壁降低，从而加速膜态沸腾向过渡沸腾、核态沸腾转化[14-20]．预冷中随着管壁温度降低，管内依次发生膜态沸腾、过渡沸腾、核态沸腾、液体对流换热．其中，大温差换热产生的气膜包裹液柱的反环状流膜态沸腾对预冷速率的影响最为显著．破坏反环状流型，促进液体与金属壁更早接触有利于加速预冷[21-23]．本研究在分析低温管路预冷过程气液两相流型与换热机制基础上，提出在管内加工一组环状微肋的新方案．该方案可以促进液体与金属壁更早接触，实现预冷提速[24]．为验证微肋管的有效性与工作特性，搭建了低温管路预冷测试平台，采用不同的测试管开展了预冷试验与对比分析，为未来的航天发射场低温推进剂加注系统改造升级提供新的选择．1 沸腾曲线与反环状流型低温管路预冷是一个管壁温急剧变化、管内经历不同流型转化与不同两相换热模式的强瞬态过程．为实现管路预冷的理论分析与模型构建，研究人员通常借助沸腾曲线对整个预冷中的换热机制开展分区研究．当低温液体注入高温管路时，大温差换热会造成环状气膜包裹液柱的反环状流型分布，其间，流固换热速率较低，管壁降温较慢．当金属壁温降至膜态沸腾起始点(ΔTL)后，管内换热转变为过渡沸腾与核态沸腾．随后，液体接触金属壁，换热热流急剧增大，管壁可在极短时间内达到液体温度．由此可知，促进液体与金属壁更早接触，即提高ΔTL，是实现预冷加速的主要机制．图1为液氮与液氢预冷对应管壁降温(TW)与管内沸腾曲线对比，图中：t为时间；q为管内换热热流．液氮预冷中，管内换热依次由膜态沸腾、过渡沸腾和核态沸腾支配，且不同沸腾区的管壁降温速率明显不同，绝大部分温降及预冷耗时由膜态沸腾支配．膜态沸腾起始壁温约170 K．而在液氢工况中，管壁近似线性降温，且降温曲线未见明显的斜率差异．此外，液氢预冷仅观测到过渡沸腾与核态沸腾，未见膜态沸腾．两种流体预冷规律的差异可归因于反环状流型稳定性．反环状流型稳定性表征为气液界面稳定性，用流体表面张力表示．常压下，氮表面张力为8.9 mN/m，氢表面张力仅1.9 mN/m，为氮表面张力的21%．因此，液氮预冷所形成的反环状流态更加稳定．此外，管路预冷中，流体传输是在压差驱动下实现，通常以入口液体Re表征预冷过程的流速．图1(c)和(d)所示液氢工况未提供Re．液氢预冷中，Re约为1×105~1×106量级，而液氮预冷Re在1×102~1×104量级[25-26]．这是因为液氢密度为液氮密度的8.7%，液氢黏性系数为液氮的20%，在相同压差下，液氢预冷更易发生高Re流动．提高入口Re，反环状流型中的气液两相速度差增大，即滑移速度增大．根据亥姆霍兹不稳定性理论，当滑移速度较高时，气液界面发生波动，甚至发生液体撕裂、脱离现象．因此，液氢预冷Re较高，气液界面波动甚至被撕裂，发生液-壁接触换热，造成液-壁换热速率升高．10.13245/j.hust.240477.F001图1液氮与液氢预冷降温曲线与沸腾曲线比较液氢预冷未见膜态沸腾的两相流型演化机制可由图2(b)表示．与此相对，液氮预冷中，由于表面张力较大，反环状流中气液界面更稳定，且液氮管流表现为低Re流动，气液两相间滑移速度较低，两相间的热-质-力传递作用较小，因此反环状流膜态沸腾换热更易维持，如图2(a)所示．10.13245/j.hust.240477.F002图2预冷反环状流型及其破坏机制2 微肋管结构与试验系统2.1　微肋管结构液氢的特殊物性造成其管路预冷中不易发生稳定的反环状流型，因此可实现较快预冷．对液氮、液氧、液甲烷等低温液体而言，仅通过提高入口Re来实现预冷加速面临极大挑战，且会造成流动阻力急剧增大．为此，提出了一种新型管路结构微肋管[27]，强化预冷的机制如图2(c)所示．所谓微肋管是指在金属管内壁通过机加工加工出系列环状肋，微肋高1 mm，宽1 mm，肋间距大于50 mm．微肋结构破坏反状流流型稳定性、提高预冷速率的机制解释如下．对于气体对流或液体对流，强化换热的原理是通过增大流速或增加扰流来减薄边界层；对核态沸腾，强化换热是通过增加汽化核心密度实现．微肋管强化预冷换热的机制与管路预冷的两相流型及演变特性密切相关．当采用光管时，反环状流中气、液两相分别在环状气膜、中心液柱区轴向流动，两相流速存在差异，且气液界面处存在气体对液相的拖曳及热质传递，导致气膜层厚度增大，但气液两相间无明显扰流．采用微肋管后，微肋结构会造成气膜内流体产生径向分速度．该径向分速度作用于气液界面，诱发气液界面波动甚至撕裂，进而加速反环状流膜态沸腾向过渡沸腾、核态沸腾转化，实现快速预冷，如图1(c)所示．2.2　试验系统选择液氮为试验流体，搭建了低温管路预冷测试平台，并采用光管和微肋管开展了变工况预冷试验．试验测试平台如图3所示，测试管结构如图4所示．为实现高Re液氮供给，定制了高压液氮加注罐，承压能力约2.3 MPa，液氮注入是通过对液氮罐增压来实现．为保证液氮罐压力稳定，增压气体首先对缓冲罐增压，再由缓冲罐向液氮罐增压．测试管长1 m，管内径(Di)为14 mm，管外径(Do)为18 mm，管壁材料为304不锈钢，外部采用珠光砂绝热．讨论4根测试管的预冷试验数据，包括1根光管，3根微肋管，肋间距Δ=50，100，200 mm．每根微肋管由5根支管焊接成型，微肋结构通过机加工成型．测量参数包括测试管进出口压力、管外壁温、出口流量等．沿管流方向分别在管路入口、中间、出口截面设置测温截面．截面I距管路入口100 mm，截面II距管路入口500 mm，截面III距管路出口100 mm．每个截面分别布置顶部、侧壁、底部热电偶测点，具体布置如图4所示．10.13245/j.hust.240477.F003图3低温预冷测试平台示意图10.13245/j.hust.240477.F004图4测试光管、微肋管结构及温度测点出测试管后布置体积流量计测量预冷过程中的液氮流量．为保证流量计入口温度要求，布置了水浴式换热器以实现液氮完全气化及复温．试验中，温度测量采用T型热电偶，测温范围为73~623 K，误差为0.5 K；压力传感器范围为0~5 MPa，精度0.1级，测量最大误差为5 kPa．气体流量计测量范围为15~200 m3/h，精度1.5级，最大误差为3 m3/h．试验中预冷进程是通过测量金属管外壁温来表征．当管外壁温达到液氮温度时表示预冷过程结束．根据外壁温变化推算内壁温及管内换热系数的过程称为“热传导反问题”．对于所关注预冷管壁温变化，换热主要发生在管内侧，而外壁温的变化受内壁处换热速率的影响，其变化与内壁温变化及管壁材料物性有关．针对空心圆管的热传导反问题，快速收敛级数形式的精确解可用于本研究内壁温及内部热流的推算，具体过程参见文献[27]．3 结果与讨论图5为液氮预冷光管及50 mm间距微肋管对应管壁降温曲线对比．光管工况中，可见典型的预冷降温规律，管壁降温依次为膜态沸腾、过渡沸腾、核态沸腾支配．其中，预冷总耗时约160 s，膜态沸腾向过渡沸腾的转化温度约125 K．在总温降中，膜态沸腾支配温降占比达77.6%，耗时占比87.0%．当采用微肋管时，预冷总耗时降至65 s，节约时间超60%．此外，整个预冷中管壁温度近似线性降低，未见明显的斜率变化．该结果证明微肋管在强化预冷换热、加速预冷方面效果显著．10.13245/j.hust.240477.F005图5不同管路预冷管壁降温曲线对比(Re=5 000)图6为管内沸腾换热热流变化曲线对比．换热热流的误差分析可参考文献[6]．所开展试验中，管内对流换热热流的误差小于10%．光管预冷对应沸腾曲线呈现清晰的沸腾机制差异性：在膜态沸腾区，沸腾热流由15 kW/m2逐渐降至5 kW/m2；而当进入过渡与核态沸腾后，热流显著增大，最高为22 kW/m2．与此相对，微肋管预冷中，沸腾热流明显大于光管工况，最大热流达45 kW/m2．此外，沸腾热流未见明显的沸腾机制差异性，整个过程热流均在较高水平剧烈波动．微肋的引入不可避免地会造成测试管段流动阻力增大．10.13245/j.hust.240477.F006图6管内沸腾换热热流变化曲线对比(Re=5 000)如图7所示，光管预冷中，压降(Δp)变化范围为8~12 kPa，而微肋管压降增大至13~18 kPa．压降增大一方面是因为微肋结构诱发了湍流及气液相间干扰，造成平均阻力系数增大；另一方面，微肋结构加速液-壁接触，更多液体沸腾导致平均流速增大，进而造成阻力增大．10.13245/j.hust.240477.F007图7不同管路预冷压降曲线比较(Re=5 000)在较宽的Re范围内对流动阻力开展了对比分析，不同管路预冷过程平均压降对比如图8所示．平均压降(Δp¯)是从预冷开始至预冷目标完成时间内对管路进出口压降取平均值获得．可以看出：随着入口Re提高，平均压降近似线性增加，且微肋管未展示出明显的阻力增加趋势．该结果证明：低温液体传输管路采用微肋管时，会造成阻力增加，但微肋尺寸较小且布置稀疏，其对流动阻力增加的影响有限．10.13245/j.hust.240477.F008图8不同管路预冷过程平均压降对比图9展示了微肋管肋间距对预冷耗时的影响．其中，预冷结束后，金属壁处于不同的稳定温度是由实验中液氮温度不同所致，而液氮温度对整个预冷进程的影响较小．可以看出：在两种不同的入口Re下，不同肋间距的微肋管均能达到减少预冷耗时的目的．当Re=1×104时，肋间距越小，预冷耗时越短，但影响并不显著；当Re=3×104时，3种肋间距对应的微肋管降温曲线近似重合，表明在高Re下微肋间距的影响可忽略．10.13245/j.hust.240477.F009图9肋间距对预冷耗时的影响此外，由图9(a)可知：当肋间距为100和200 mm时，降温曲线的斜率有差异，而当肋间距为50 mm时，壁温近似线性降低．这是因为在低Re下，液氮沸腾所形成的反环状流气膜层较厚，微肋诱发气液界面波动幅值随着传输距离逐渐减小．因此，微肋诱发的界面波动在一定距离内可造成液体与壁面接触换热，但在后程不足以产生该作用．当肋间距较小时，界面波动尚未减小到气膜层厚度，再次遇到微肋，界面波动再次强化．在高Re下，反环状流气膜层较薄，肋结构诱发的界面波动可在更长距离上产生液体与壁面接触换热．在所研究的3种微肋管工况下，当Re=3×104时液体与壁面接触换热可持续，因此对应的管壁温降规律基本一致．4 结论a．破坏反环状流型稳定性是加速低温预冷的理论基础．内微肋结构可在反环状流气膜层内诱发径向分速度，促使气液界面波动或液体撕裂，从而加速液体与金属壁的接触换热，实现快速预冷．b．所提微肋管可实现显著的预冷加速效果．在所测试管路工况条件下，当入口Re=5 000时，相较于光管预冷，微肋管可节约预冷耗时60%；光管预冷最大换热热流为22 kW/m2，微肋管预冷最大热流达45 kW/m2．此外，微肋结构能够保证液体进入管路后即发生液体-壁面接触换热，且平均热流超过了光管预冷时的最大热流．c．针对本研究所采用的管路条件，微肋结构在实现预冷提速的前提下，并未对管路的流动阻力增加产生明显影响，相较而言，预冷中的入口Re及流动不稳定性对阻力的影响更加明显．d．在低Re下，肋间距会对预冷时间产生一定影响，当Re较高时，肋间距对加速预冷的影响可忽略；实际中，推荐采用肋间距较大的微肋管，在保证预冷加速的同时，降低预冷过程的压降损失．