1 引 言

2015年9月20日，长征六号运载火箭在太原卫星发射中心成功发射。此次发射是中国新一代火箭的首次发射，标志着中国在新世纪构建新型火箭型谱取得开门红，也是中国在激烈的太空竞争中争取领先的重要保证。新一代火箭的重要特征是无毒、无污染、大比冲低温推进剂的大规模应用。在火箭研制过程中，科研人员遇到了大量的涉及低温的科学与技术难题。作为航天发射的重要组成，在地面开展低温推进剂的转运、加注、安全管理等同样遇到了系列挑战。为了确保今后大密度航天发射的正常进行，为中国开展低温推进剂的管理与应用提供支撑，就低温推进剂加注过程中的热力学特性开展分析与研究工作。

低温推进剂地面加注是指将液氢、液氧、液态甲烷等燃料由地面储罐输送至箭上燃料贮箱的过程。在该过程中，受低温流体特殊物性及系统内大温差的影响，无论是地面储罐、输送管路、箭上贮箱内都将发生复杂的热物理变化。为了揭示低温推进剂加注过程中热力学机理，并给实际操作提供参考，已有学者就整个加注系统、或其子系统开展了一定的分析研究，获得了有价值的结果。付锡理[1]对运载火箭低温推进剂加注系统中存在的问题进行了回顾与评述。王瑞铨[2]介绍了美、俄、法、日等航天大国的运载火箭低温加注系统的组成、流程、参数及相关设备，并以此为基础分析了它们的特点。Karimi等人[3]在对增压输送过程分析时，将地面储罐与箭上贮箱一起作为研究对象，分别建立各自的控制方程。丁鹏飞[4]研究了低温加注系统的介质输送过程，并以此为对象开发了适用于液氢加注系统管路填充过程的计算程序。黄兵等人[5]介绍了国外运载火箭典型低温贮箱的推进剂加注流程，在此基础上，建立了一种可预示低温推进剂加注过程的计算模型，并开展了仿真分析。

除了针对整个加注系统为对象，分析其热力学特性外，更多的学者通过仿真手段关注了低温容器的热分层与增压规律。汪艳等人[6]用数值模拟的方法对停放过程中低温工质温度场的变化特征进行了研究，并分析了初始过热度、漏热形式对温度发展规律的影响。针对液氢的热分层，Zhan等人[7]采用涡流函数法进行数值模拟，同时就表面温度对热流密度、液体填充率及时间的函数表达式进行了拟合。Tatom和Brow等人[8]利用边界层积分方法，分析了液氢推进剂的热分层现象，并以水为工质，进行了模拟实验。胡海峰等人[9]研究了低温介质热分层的计算方法，采用多种模型分析低温介质的热分层现象，并指出各模型适用的范围。王磊等人[10]采用CFD方法数值模拟了不同气枕压力下液氢贮箱的内部物理场。Hearn[11-13]等人采用建立热力学模型的方法来对贮箱的增压输送过程展开计算预示。研究表明，气枕与壁面、气枕与液面间的换热对于模型的预测性能至关重要。对定流量增压系统，张勇等人[14]提出了整体模型和分层模型，并分析比较两者的计算结果。

综上可知，针对低温推进剂加注过程，国内外学者无论是性能分析，还是研究工具的开发领域，均开展了有意义的探索。不难想象，低温推进剂加注的重点是确保加注过程中系统温度、压力、流量的相对稳定，其中压力管理是核心，而加注过程自身又是一个典型的瞬态过程。因此，有必要就加注过程中的系统压力瞬态特性开展深入的研究，从而为整个系统的安全、高效运行提供参考。基于此，本文将针对液氧加注过程开展研究工作，以整个加注系统为对象，分别构建地面储罐、输送管路、箭上贮箱的热力学模型，并将各模型综合分析，从而获得加注过程中热力学参数的动态影响规律，在此基础上开展变工况分析。

2 加注系统简介

图1展示了典型的推进剂挤压加注系统示意图。整个加注系统包括地面储罐、长距离输送管路、箭上贮箱、测量系统、控制系统等。在火箭发射前，首先由槽车将推进剂转注至地面储罐，储罐内的推进剂量必须满足整个任务周期内各个操作的消耗。在火箭发射前，低温推进剂由地面储罐输送至箭上贮箱的驱动力来源于两容器的压差，即地面储罐内液体推进剂在重力作用下进入空浴式蒸发器，吸收来自环境的热量后，推进剂流体变为过热蒸气并注入地面储罐顶端，向储罐提供增压效果。当两容器间建立起设定的压差后，开启阀门，首先对输送管路预冷。预冷结束后，通过小流量加注对箭上贮箱预冷，待贮箱温度、压力稳定后，开启大流量加注，直至某一设定液位，而后转入小流量加注至目标液位。随后进入地面停放阶段，其间根据需要进行过冷补加与射前补加直至火箭点火升空。不难看出，在低温燃料加注过程中，涉及大量的流体动力学与热力学问题亟待解决，其中之一就是系统压力的瞬态变化及其对加注过程的影响。

模具装配完成并且完成智能控制装置的调试后，在剪冲分厂龙门冲床上进行了试冲(图6)，气动元件通过冲床滑块的上下移动触发，在4 kg压力下，完成一个循环的冲制，其余各模块能够正常工作，冲片(图7)各部分尺寸及毛刺均满足工艺要求。

当加注过程转入大流量加注时，为了确保加注过程的稳定进行、缩短加注周期，要求被输送的液体推进剂流量恒定。而分析发现，即使在其它条件稳定的前提下，由于地面储罐、箭上贮箱液位自身的变化也会造成流动驱动压差逐渐降低，进而引起输送流量的降低。此外，无论是低温储罐还是箭上贮箱，其内部所发生的热物理变化均会引起容器压力的改变。图2展示了地面储罐的结构示意图，储罐为卧式结构，增压气体入口位于储罐顶部，液相出口位于底部，液相出口压力等于气枕压力加液体重力压降，而气枕压力又会受到增压气体注入状态的影响。相较于低温推进剂，增压气体过热度较大。气体进入后会与壁面、液面等进行换热，并在相界面产生蒸发或冷凝，从而给气枕压力的变化带来显著影响[15-16]。由此可见，开展加注过程分析时，需要考虑容器内的热力学变化过程。

3 数学模型

将针对液氧加注过程，通过建立热力学模型来实现地面加注过程的动态预测与分析。模型构建时，分别针对地面储罐、输送管路、箭上贮箱在增压过程中的物理变化过程构建模型。考虑到地面储罐液体出口状态为输送管入口状态，输送管出口为箭上贮箱入口，输送管流量根据两容器的压差确定，整个加注系统是一个完整的耦合系统。

3.1 地面储罐模型

如前所述，为了确定地面储罐的压力信息，必须获得增压气体注入气枕时的热量走向与分配关系。气枕内热量传递过程如图3所示。加注过程中，增压气体自顶部注入带入一定量的焓，气体在气枕内与金属壁、液面开展热量交换quw、qul。对于典型的注气型增压过程，气液界面处的质量传递作用对于气枕状态的影响可以忽略。

式中：P1、P2分别由地面储罐、箭上贮箱的计算结果中提取。

minΔt·iin-(quwAw+qulAi)Δt=Δme+PuΔV

(1)

式中：minΔt·iin为增压气体带入焓；quwAwΔt为气枕与固壁间换热；qulAiΔt为气枕与液面间换热量；Δme为气枕内能改变量；PuΔV为增压气体作用在液面上的功。

25例患者中，4例腹腔干近端外压性狭窄，给予CTA检查得知腹腔干起始部位的1～2cm前上方造成锐利压迫，3例轻度狭窄，凹陷结构为V型，狭窄的远端轻度扩张或者不存在明显扩张现象，不存在侧支循环状态，1例为重度狭窄，为钩状狭窄形态，扩张了远端管腔，建立了肠系膜上动脉和腹腔干侧支循环。

quw=huw(Tu-Tw)

(2)

qul=hul(Tu-Tl)

(3)

气枕与固壁、气枕与液面间的换热方式均可以看作是自然对流，传热系数可用式(4)求得：

(4)

式中：huw、xc取气枕高度时，C=0.13；Gr、Pr的计算中特性温度取为气枕温度；hul，xc取液面直径时，C=0.14，Gr、Pr的计算中特性温度取为液面温度。

目前，世界上仅有包括我国在内的18个国家已建成完整的高铁线路并开展运营，表现出良好的经济效益和社会效用。各国需要采用这种新型高效、环保的运输方式来建设本国城市、区域之间的运输线，或是推动本国与世界经济的一体化。高铁行业获得越来越多国家的认可和重视，不少国家已将高铁作为发展重点。随着我国高铁受到更多国家的青睐，其未来建设规模必将大幅增长。在全球高铁建设大发展的趋势下，中国高铁“走出去”必将成为现实。

精装市场带来的增量与套系售卖机会：奥维云网研究数据显示，2017年我国精装修市场规模为127.4万套，同比增长9.9%。在精装修的各项部品中，建材、坐便器、五金件、水槽、橱柜、烟机、灶具等品类的配套类均在94%以上，而热水器、新风、空调的配套率也在25-30%之间。精装的发展正在逐渐颠覆家装公司、建材渠道、家电零售卖场、电商渠道、专卖店的渠道模式。同时精装公司解决了家电账期付款的问题，而且正在开始慢慢和大品牌合作，未来市场前景更加可观。

mwcpw(Tw’-Tw)+Δmwcpw(Tw’-Tw0)=

由上述分析结果可知，地面储罐、箭上贮箱的压力会对输送流速产生重要影响，增大地面储罐的压力有利于提高加注速率。为了研究储罐压力对加注性能的影响，以上述模型为基础，开展了变工况计算分析，结果如图9所示。可以看出，增大地面储罐的初始压力，在整个加注周期内液体输送流速有所增大。若希望实现快速加注，可通过增大地面储罐压力的措施来实现。图9所示结果表明，相较于初始压力0.4 MPa的工况，初始压力达到0.8 MPa时，整个加注周期可缩短一半左右。

(5)

式中：mw为与气枕接触金属壁质量；Tw为金属壁温度；Tw’为Δt时间后金属壁温度；Tw0为与液相接触金属壁温；Δmw为由于液位下降新暴露给气枕的质量；q0为壁面漏热量；A0为与气枕接触金属表面积。

当气枕温度、容积确定后，由气体状态方程可确定气枕压力：

与气枕接触壁面区的温度可由式(5)求解：

(6)

当加注过程中气枕压力较低时，可将气体视为理想气体，即Z=0.1。

气枕与固壁、气枕与液面间的热流密度可分别按照式(2)求得：

3.2 输送管路模型

加注系统采用真空绝热，如图4所示。在整个管路系统中，主要包括真空导管、真空软管、阀门、三通、弯头等。对于加注系统来说，主要关注经过输送管后液体推进剂的温升与压降。沿程管路内液体温升包括通过热桥的热传导、通过绝热层的辐射传热和流阻损失造成的产热，加注过程中液氧从地面固定罐流到火箭贮箱因管路漏热和结构造成的总流体温升约为0.46 K，总体温升较小。

区域试验试验采用随机区组设计，3次重复，4行区，面积20 m2，并设不少于4行的保护区。全区收获计产，计算增（减）产百分率。

神马：是“什么”的谐音。网友在打字“什么啊”时，常常漏掉分隔符“‘”，被系统默认为“ma”这个音，于是“神马”一词便诞生了。

(7)

假设容器内气枕区与液体区均处于准稳定状态，故液面温度可认为是气枕压力对应饱和温度。参照热力学第一定律，有如下关系成立：

一是设立贷款损失拨备机制将能抑制金融机构运行的风险率。在金融运行中，金融机构能有充足的贷款损失拨备，就既能解决金融监管中顺周期性带来的预期损失，又能解决金融监管中顺周期性带来的非预期损失。科学的贷款损失拨备机制能平稳经济上涨和经济衰退时金融机构对资金的需求。

3.3 箭上贮箱模型

箭上贮箱热力学模型与地面储罐类似，主要由气枕能量方程、气枕对应壁面能量方程、气枕状态方程组成。计算过程参考式(1)—(6)，此处不再累述。

假设加注过程中管内流体为纯液相，并忽略局部阻力损失。设管路入口压力为P1，出口压力为P2，则：

4 加注过程仿真结果

采用上述模型对某地面加注系统开展计算仿真。加注系统构成中，地面储罐由水平圆柱体与两侧椭球封头组成，容积为120 m3，壁厚22 mm，采用真空粉末绝热；箭上贮箱总高12 m，直径3.35 m，上、下封头高1 m，金属壁厚3 mm，采用20 mm发泡绝热；输送管长200 m。初始时刻，地面储罐压力为0.67 MPa，箭上贮箱为0.1 MPa。

4.1 加注过程压力变化

图5展示了液氧加注过程中地面储罐、箭上贮箱压力随时间变化。可以看出，在整个加注过程中，由于液位的持续降低，储罐气枕区逐渐增大，气枕压力逐渐降低。与此相对，箭上贮箱在整个加注过程中压力先升高后降低，但整体维持在0.1 MPa附近。预测结果表明，采用目前的加注方案，地面储罐气枕压力持续降低，同时考虑到储罐内液位持续降低，导致输送管入口压力持续降低。箭上贮箱在整个加注过程中压力变化幅度较小，考虑到贮箱内液位持续升高，输送管出口压力升高。因此，不难推测，随着加注过程的进行，加注速率逐渐降低。图6展示了加注流量随时间变化曲线，可以发现，与预测趋势一致。并且发现，加注流量的衰减十分明显。为了维持相对稳定的加注速度，有必要随着加注过程的持续，增大地面储罐的增压气体注入流量。

4.2 加注过程温度变化

图7展示了加注过程中地面储罐气枕平均温度随时间的变化曲线。对比图5不难发现，气枕平均温度与气枕压力的变化曲线密切相关，也揭示出，开始阶段气枕压力的降低主要是由于气枕平均温度的持续降低引起。结果表明，虽然储罐顶部有高温气体注入，但是由于液面对气枕的持续冷却，仍然造成了气枕平均温度的降低。600 s之后气枕平均温度逐渐升高，而压力仍持续降低，这一阶段的压力变化主要是由于液位降低、气枕容积扩张所引起。图8展示了加注过程中箭上贮箱气枕温度、金属壁温度随时间变化曲线。与地面储罐类似，在整个加注过程中，箭上贮箱的气枕温度持续降低，这是引起压力降低的主要因素。但是液位的持续升高会对气枕产生压缩作用，从而抑制了压力衰减的幅度。壁面温度先升高后降低，这主要是由于初始化的金属壁面温度偏低所致。

5 影响因素分析

5.1 地面储罐压力

(quwAw+q0A0)Δt

5.2 输送管长

挤压式加注系统是借助加注容器与受注容器的压差来驱动推进剂传输。不难想象，输送管路越长，沿程阻力越大，输送流量越小。图10展示了改变输送管长度对加注流量的改变，可以明显看出，随着输送管长的延长，输送流量逐渐降低。当输送管长由200 m延长至400 m时，最大流速降低约30%，加注时间延长约1/3。

5.3 液体过冷度

在实际的加注流程中，也存在过冷补加的操作，即通过向箭上贮箱注入过冷推进剂以改善贮箱内推进剂的整体品质。美国Space-X猎鹰9号火箭液氧贮箱采用全过冷补加，且过冷度超过20 K。为了探究推进剂过冷度对加注性能的影响，本文也开展了变工况分析研究，结果如图11所示。可以看出，过冷度并不会对加注效率产生显著影响。采用过冷推进剂时，最大流速有所降低，加注时间也略微缩短，这主要是由于过冷推进剂的密度增大所致。

6 结论

针对低温液氧地面加注系统构建了仿真预示的热力学模型，并通过该模型研究了加注过程中的压力瞬态变化规律，得到了如下几点结论：

(1)低温加注过程中地面储罐、箭上贮箱的压力特性会对加注速率产生显著影响。相比较而言，地面储罐的压力特性影响更甚。提高地面储罐压力有利于增大低温推进剂的加注速率，这对于快速发射具有重要的参考。

(2)为了分析低温加注过程中的热力学参数变化，可将复杂的加注系统简化为地面储罐、箭上贮箱以及二者之间的连接管路，分析时可分别构建各自的热力学模型，并根据边界条件的衔接相互耦合，从而实现整个加注过程的热力学仿真。

此外，在找矿对象上片面地追求所谓找“大矿、超大型矿床”的提法和做法违背了矿床的一般发现规律，也干扰了找矿工作的正常开展。这样的做法和提法则违背了矿床的一般发现规律。

(3)加注过程中地面储罐、箭上贮箱的气枕区均会发生复杂的热力学变化过程。对于地面储罐来说，增压气体注入能量会有相当部分通过对流换热传递给金属壁与液相，从而导致压力的衰减。为了维持加注流量的相对稳定，有必要随着增压过程的持续逐渐增大地面储罐的注入气体速率。

参考文献

1 符锡锂. 运载火箭液氢液氧低温推进剂加注技术[J]. 低温工程，1995(6)：1-8.

Fu Xili. A review of LH2，LO2 cryogenics propellant loading technology for launch vehicles[J]. Cryogenics，1995(6)：1-8.

2 王瑞铨. 国外运载火箭低温加注系统[J]. 导弹与航天运载技术，1997(2)：19-29.

3 Karimi H，Nassirharand A，Mohseni M. Modeling and simulation of a class of liquid propellant engine pressurization systems[J]. ActaAstronautica，2010，66(3-4)：539-549.

4 丁鹏飞. 低温加注系统的非稳态过程研究[D]. 哈尔滨：哈尔滨工业大学，2003.

5 黄兵，黄辉，田玉蓉，等. 低温液体运载火箭推进剂加注过程分析[J]. 低温工程，2015(4)：62-66.

Huang Bing，Huang Hui，Tian Yurong，et al. Analysis model of cryogenic launch vehicle propellant loading[J]. Cryogenics，2015(4)：62-66.

6 汪艳，孙培杰，耑锐，等. 过热低温液体停放过程热分层特征分析[J]. 低温与超导，2016(10)：8-14.

7 Zhan T Y，Hu Z P，Li S. Numerical simulation of thermal stratification in liquid hydrogen[M]. Advances in Cryogenic Engineering，Springer US，1996.

8 Tatom J W，Brown W H，Knight L H，et al. Analysis of thermal stratification of liquid hydrogen in rocket propellant tanks[M]. Advances in Cryogenic Engineering. Springer US，1964：265-272.

9 胡海峰，宋征宇，范瑞祥. 新一代运载火箭闭式增压控制系统设计与实现[J]. 航天控制，2015，33(6)：35-40.

10 王磊，厉彦忠，程向华. 气枕压力对液氢贮箱热分层的影响规律[J]. 低温工程，2009(6)：18-22.

Wang Lei，Li Yanzhong，Cheng Xianghua. Influence rule of tank pressure on thermal stratification in liquid hydrogen tank[J]. Cryogenics，2009(6)：18-22.

11 Hearn H C. Development and validation of fluid/thermodynamic models for spacecraft propulsion systems[J]. Journal of Propulsion&Power，2001，17(3)：527-533.

12 Majumdar A. Steadman T. Numerical modeling of pressurization of a propellant tank[J]. Journal of Propulsion&Power，2001，17(2)：385-390.

13 Holt K，Majumdar A，Hedayat A，et al. Numerical modeling and test data comparison of propulsion test article helium pressurization system[C]. AIAA 2000-3719，2000.

14 张勇，李正宇，李强，等. 低温液体储箱加压排液过程计算模型比较[J]. 低温工程，2007(2)：24-27.

Zhang Yong，Li Zhengyu，Li Qiang，et al. Comparison of numerical model for pressurization of cryogenic liquid tank[J]. Cryogenics，2007(2)：24-27.

15 王磊，厉彦忠，李翠，等. 液体火箭贮箱增压排液过程温度场数值研究[J]. 航空动力学报，2011，26(8)：1893-1899.

16 王磊，厉彦忠，李翠，等. 液体火箭贮箱增压排液过程三种气枕模型的数值对比[J]. 航空动力学报，2011，26(9)：1994-2001.

2.1.2 一氧化氮(nitric oxide，NO)与NOS NOS具有3种亚型，即正常状态下表达的神经元型NOS和内皮型NOS以及在损伤后诱导表达的诱导型NOS。NO对视网膜的微循环调节起重要作用[15]。NO生成量与NOS活性的改变是造成糖尿病慢性并发症的原因之一，多数情况下，糖尿病早期NO升高，糖尿病晚期NO多降低，表现为初期升高、代偿正常再下降的趋势。氨基胍具有抑制NO生成的作用，可选择性抑制DR的发生。抑制诱导型NOS及其产物的表达可在一定程度上抑制DR并发症的发生[11,16]。