气冷屏复合绝热结构传热分析及屏位优化"

由气冷屏、聚氨酯泡沫和变密度多层绝热组成的气冷屏复合绝热结构是一种新型的高效热防护绝热结构,通过对不同环境条件下低温贮箱气冷屏复合绝热结构的传热机理分析,推导了气冷屏复合绝热结构中屏温与屏位的数值计算关系,并在此基础上根据漏热量最小原则对气冷屏复合绝热结构中的屏位进行了优化。结果表明,随着环境条件的不同,气冷屏复合绝热机理不同,气冷屏最优位置也不同。常温常压的地面环境,气冷屏置于SOFI与VD-MLI之间时,低温贮箱漏热量最小,绝热效果最优;真空且温度变化剧烈的空间环境,气冷屏置于VD-MLI最中间时,低温贮箱漏热量最小,绝热效果最优。气冷屏复合绝热结构可进一步降低空间低温贮箱的漏热量,同时能满足地面及空间环境使用要求。     

变密度多层的Lockheed修正模型分析

基于Lockheed修正模型,对用于低温液体贮箱的变密度多层绝热性能进行理论研究。通过对Lockheed修正模型的分析,计算了贮箱内为不同低温液体时最优层密度随热边界温度的变化情况,研究了不同层密度配置方案时绝热多层的热流密度大小,并对不同方案的绝热效果进行了对比分析。     

变密度多层的Lockheed修正模型分析北大核心

基于Lockheed修正模型,对用于低温液体贮箱的变密度多层绝热性能进行理论研究。通过对Lockheed修正模型的分析,计算了贮箱内为不同低温液体时最优层密度随热边界温度的变化情况,研究了不同层密度配置方案时绝热多层的热流密度大小,并对不同方案的绝热效果进行了对比分析。     

应用于低温贮箱的变密度多层绝热传热分析

采用Layer-by-Layer传热模型对真空多层绝热结构中的传热过程进行了分析,根据各项(辐射换热、气体导热、固体导热)换热分布情况,提出4区域不同层密度的多层绝热结构,分析了各区域层密度变化对多层绝热性能的影响,得出一个使总热流最小的层密度,研究了其各项换热规律以及受到热边界温度的影响。     

变密度多层绝热性能测试装置及实验验证

建立了一套变密度多层绝热性能测试装置,用于研究变密度多层绝热技术的特性规律.实验应用低温量热法原理测试了真空度、层密度及热边界温度对变密度多层绝热性能的影响.实验结果与理论计算分析结果相吻合,验证了理论计算分析的准确性.     

基于Abel逆变换的辐射驱动内爆壳层密度分布研究

给出了一种利用Abel逆变换反演壳层压缩密度分布的方法. 使用微焦点X射线光源对直径1 mm、 密度已知的空心CH球壳进行了透射照相, 通过Abel逆变换反演得到了空心CH球壳的壳层密度, 反演密度与实际密度符合, 表明通过Abel逆变换反演壳层密度的有效性. 对16分幅相机记录的辐射驱动内爆靶球图像进行Abel逆变换, 得到了不同时刻壳层压缩密度分布.定性分析了背光空间分布、 针孔成像系统和壳层厚度变化对密度反演的影响.     

低温下双温区多管道绝热支撑设计及数值模拟研究

本文以液氢温区下的双温区多管道为研究对象, 对其进行了热流分析, 建立了几何模型, 采用有限元方法进行了热-结构耦合分析求解, 分析了不同壁厚及不同支撑宽度下漏热、 应力及形变的变化规律. 研究结果表明: 壁厚减小时, 漏热值减少, 绝热支撑总体应力增加, 支撑形变增大; 宽度减小时,20 K 温区漏热量减少,80 K 温区漏热增加, 总漏热量减少, 支撑应力增大, 最大形变量增大. 最终, 针对某工程使用的双温区四管道, 拟合出了壁厚与漏热、 最大应力及最大形变量变化规律的曲线、 方程, 宽度与双温区漏热、 最大应力及最大形变量变化规律的曲线、 方程. 在应力、 漏热、 形变量均允许的情况下, 得出最薄壁厚可取到1 .576 mm; 在壁厚取为2 mm 时, 得出最小宽度可取为0.572 mm.     

翅片管换热器结构对霜层生长特性影响研究北大核心

以50%的去离子水-乙二醇溶液作为制冷剂,用显微测相法测量翅片表面的霜层厚度,实验研究了换热器结构对翅片管式换热器的结霜性能的影响。实验结果表明:对于不同翅片间距(1.6mm—2.8mm)的换热器,当翅片间距为1.9mm时,换热器的平均换热量最大,且相对运行稳定,换热器的性能最优。采用平片时,换热器表面霜层生长较慢,但是其换热量较小,工程实践中不宜采用;采用波纹片时,换热器换热量较大且稳定性较好;在不结霜的情况下,开窗片换热器性能优于正弦波纹片与平片。     

层间稀薄气体传热对多层绝热材料性能的影响分析

通过建立的热量传递模型,分析了不同的气体稀薄程度(Knudsen数)时,气体传热对多层绝热材料有效热导率和各层温度分布的影响。分析表明:由多层绝热材料真空度变化引起的稀薄气体传热量波动较大,在10—60层/cm层密度范围,真空度低于100Pa时,Kn数属于自由分子状态区域和中间压强区域,此时材料的有效热导率随残留气体热适应系数的增大而减小,并随着真空度的降低而增大;当残留气体为空气时,为保证多层材料的绝热性能,尽量维持真空度不低于10-2Pa。同时分析表明,为有效降低低真空下稀薄气体传热对多层绝热性能的影响,可以采用综合热适应系数较低的气体置换夹层中的空气,以减少低真空多层绝热材料的有效热导率,改善绝热性能。     

密度渐变多层碳气凝胶靶型的制备

 以间苯二酚-甲醛为原料,结合自制活动式微模具成型工艺制备不同厚度和密度的碳气凝胶薄片,采用密度为10 mg·cm^-3的SiO₂溶胶为“粘合剂”,获得单元薄片厚度在100～580 μm,密度在50～400 mg·cm^-3范围内变化的5层密度渐变碳气凝胶靶型。重点研究了该特殊靶型内部C/SiO₂气凝胶层间界面情况。采用场发射扫描电镜（FESEM）,X射线相衬成像仪等对靶型整体结构及碳气凝胶单元薄片表面和内部微观结构进行了表征。结果表明：胶粘层SiO₂气凝胶厚度约为15 μm,厚度一致,远小于碳气凝胶层厚度且与碳气凝胶薄片的胶粘程度较好,界面平整,靶结构均匀。     

不同工质下热力学排气系统的压力控制及运行特性

以低温贮箱压力控制为目标,建立了热力学排气系统(TVS)和贮箱内流体流动及气液相变过程的数学模型。以18.09m~3低温贮箱在地面工况充注率75%、漏热量0.76W/m~2为例,计算了不同贮存工质(液氢、液氮、液氧)下贮箱自增压过程及开启TVS后对贮箱压力控制的效果。结果表明,相同漏热率下液氢贮箱的气枕升压速率远大于相同充注率下的液氮和液氧贮箱升压速率;TVS运行后三种工质贮箱压力均可有效地控制在165.5~172.4kPa范围内。对比了不同工质热力学排气系统的运行周期、运行时间及排气量等关键参数,同时还分析了贮箱内液体的温度变化规律。     

自由阻尼复合板的模态密度研究

模态密度是统计能量分析（SEA）的一个重要参数,尽管有关阻尼复合板振动特性的文献很多,便至今为止,研究其模态密度及变化规律的论文尚未见到,为此本文利用弹性最小势能原理和变分法,并考虑振动阻尼的影响,导出了自由阻尼复合板的弯曲振动模态密度计算公式,系统地分析了模态密度随阻尼层厚度、温度和频率而变化的规律。     

新型被动在轨非连接支撑选材优化

以新型被动在轨非连接支撑(简称PODS)为研究对象,建立有限元模型。基于正交实验法对PODS支撑结构各组件设计不同材料组合方案,进行热分析。结果表明不同材料组合的支撑结构漏热量不同,当主体材料为钛合金,在轨管和发射管均为S玻璃纤维/环氧树脂管时,漏热量最小,为0.0165W。依据支撑结构漏热量小的原则,并综合考虑疲劳寿命、强度及重量因素,最终确定了支撑结构材料的组合方案,即主体材料为殷钢,在轨管为石墨环氧树脂管,发射管为S玻璃纤维环氧树脂管。在该种组合下,PODS支撑结构的漏热量为0.0217W,并具有良好的综合性能。     

尘埃颗粒与等离子体鞘层相互作用的数值模拟

通过求解一维稳态的尘埃等离子体鞘层模型,得到了等离子体鞘层势、正离子密度、电子密度和尘埃颗粒密度随一维横向的分布,Bohm判据及鞘层边界无量纲Bohm速度随尘埃密度的变化曲线,尘埃颗粒的带电量和尘埃密度的关系,尘埃颗粒的温度对尘埃颗粒自身在鞘层中分布的影响。结果表明,随着尘埃密度的增加,鞘层的厚度在减小,鞘层内的电子密度在下降,而且尘埃颗粒的带电量也在逐渐减少;随着尘埃温度的增加,鞘层的厚度减小,电子密度下降,而且鞘层附近的尘埃颗粒在逐渐增多。     

稳定分层二层流非湍流/湍流层无平均剪切密度界面处的湍流

采用湍流统计理论、谱分析和快速畸变理论研究稳定分层二层流非湍流/湍流层无平均剪切密度界面处的湍流.分别在密度界面厚度（h）可忽略和很薄两种情况下,推导出任意理查森数（Ri）Ri→∞时,湍流层中水平、垂直方向速度的欧拉频谱和水平、垂直方向均方根速度的积分表达式.在h可忽略情况下：（1）任意Ri,Ri→∞时,密度界面对大尺度涡的影响显著,而对小尺度涡几乎无影响;距离密度界面越近,湍流层中水平方向均方根速度增大而垂直方向均方根速度减小;（2）任意Ri且在无量纲频率较大时,密度界面处、湍流层中水平、垂直方向速度的欧拉频谱满足-5/3幂次律,但是,它们不收敛于同一直线,表明密度界面处部分湍流转化为内波.在h很薄的情况下：（1）在水平方向上密度界面对湍流无显著的影响;湍流层中垂直方向速度的欧拉频谱出现过渡区,不满足-5/3幂次律,其幂次律增大,表明湍流过渡区的能量减少,但是,密度界面对线性小尺度涡仍几乎无影响;（2）距离密度界面越远,密度界面厚度对湍流的影响减弱并且偏向于线性中尺度涡;当远离密度界面时,过渡区消失,表明考虑密度界面厚度后密度界面对湍流的影响范围有限;（3）密度界面处垂直方向速度的欧拉频谱的幂次律减小,表明密度界面处线性内波的能量向线性低频区集中;（4）随着密度界面厚度增加,密度界面处垂直方向速度的欧拉频谱在整个线性内波频域里等幅度减小,湍流层中垂直方向速度的欧拉频谱只在线性低频区域减小且减小的幅度随着频率增大而减小;密度界面对湍流层中水平、垂直方向均方根速度影响的垂向范围随Ri增大而减小.     

35kV超导可控电抗器电流引线设计

35kV高温超导可控电抗器工作于70K液氮温区,通过控制超导线圈的工作状态来实现电抗的调节。线圈工作时,电流引线的焦耳热以及传导热是引线漏热的主要来源;当超导线圈开路时,线圈及电流引线则要承受高达十几千伏的感生电压,因此,电流引线的漏热优化以及电气绝缘水平是设计的重点。文中结合电流引线运行工况,设计了35kV超导可控电抗器电流引线,仿真结果表明,该设计漏热量低且温度分布均匀。此外,针对线圈开路时引线的高压情况确立了APG注射环氧绝缘的方案,有效的保证了绝缘水平。     

微液层模型预测过冷沸腾的临界热流密度

本文利用微液层模型对过冷沸腾的临界热流密度（CHF）进行了理论预测。过冷沸腾的强化换热主要是通过单个气泡的形成和消失造成的对流换热强化而引起的。对等热流面,CHF在高过冷区趋近于常数;对等温面,CHF随过冷度的增加而增加。过冷度增加时,蒸发换热量减少,总热流密度主要由蒸发区外的导热引起。     

液氮温区高频热驱动脉冲管制冷机实验研究

优化设计并研制了一小冷量液氮温区高频热驱动脉冲管制冷机,系统轴向长度仅为1.2 m.针对之前系统热效率较低问题,在数值计算的指导下,对高频驻波热声发动机的板叠流道尺寸和热腔进行了优化,并对声压放大器进行了调整.采用4.0 MPa氦气为工质,在发动机端加入750 W加热量获得了68.3 K的最低制冷温度,这是目前国际上报道的高频热驱动脉冲管制冷机的最低制冷温度.加入500 W加热量时,制冷机获得了76.9 K的无负荷最低制冷温度,在80 K时有0.2 W的制冷量.     

12K预冷型高频脉冲管制冷机

研制了一款预冷型高频脉冲管制冷机,采用液氮来预冷脉冲管制冷机热端,对制冷机进行了设计计算,并对运行参数开展了实验研究。制冷机为同轴形式布置,采用置于液氮温区的长颈管及气库组合作为调相机构,回热器均采用不锈钢丝网作为蓄冷材料。在180W的输入电功下获得了675m W/20K的制冷量,在110W的输入电功下获得了12.2K的最低制冷温度,进一步对预冷的液氮采用抽气减压的方式降温到63K时,获得了11.9K的无负荷最低制冷温度。     

基于围护结构热流密度的冷库隔热层经济厚度分析

为兼顾技术与经济性能要求,研究了冷库围护结构隔热层经济厚度确定方法。基于对取决于冷库围护结构传热热流密度q_f的一次投资和运营成本的理论分析,建立了与隔热层厚度相关费用的数学模型,给出了以经济性评价指标确定隔热层经济厚度的方法,导出了其计算式。对厦门某冷库进行了模拟计算,得到其外墙和屋面现场发泡聚氨酯经济厚度分别为114 mm和176 mm。研究表明,存在使冷库围护结构传热相关一次投资总额最小的热流密度q_(fmini);q_fq_(fmini)的方案均不经济,q_f≤q_(fmini)的方案可作候选方案;随q_f减小,候选方案的差额投资回收期延长,差额内部收益率降低,故为追求节能盲目设计较小的q_f,经济上未必可行;因q_(fmini)方案的经济评价指标最佳,应据q_(fmini)确定冷库围护结构隔热层经济厚度。