羅天培，張 偉，李 茂，張家仙

(1.北京航天試驗(yàn)技術(shù)研究所，北京 100074；2.北京市航天試驗(yàn)技術(shù)與裝備工程技術(shù)研究中心，北京 100074)

0 引 言

運(yùn)載火箭在完成低溫推進(jìn)劑加注后，由于貯箱壁面的漏熱，推進(jìn)劑的溫度會(huì)發(fā)生變化并發(fā)生氣化現(xiàn)象，這會(huì)導(dǎo)致推進(jìn)劑的量不斷減少[1]。尤其遇到緊急情況需要推遲發(fā)射并長(zhǎng)時(shí)間停放時(shí)，了解推進(jìn)劑的溫度品質(zhì)變化規(guī)律、不同液位時(shí)推進(jìn)劑的蒸發(fā)率變化情況等，對(duì)于發(fā)射流程的制定至關(guān)重要。

早期對(duì)貯箱內(nèi)推進(jìn)劑和氣枕間的傳熱傳質(zhì)分析一般采用集總參數(shù)法[2-3]，該方法具有較高的計(jì)算效率[4]，但需引入一系列的假設(shè)，無(wú)法全面模擬各物理量的空間分布情況。隨后，CFD技術(shù)以其高精度、流場(chǎng)信息全面、使用便捷等特性被廣泛地用于貯箱內(nèi)的流場(chǎng)仿真。1990年，Hardy和Tomsik首次使用CFD技術(shù)分析了排液前不同參數(shù)對(duì)貯箱內(nèi)溫度分布的影響，通過(guò)與試驗(yàn)數(shù)據(jù)的對(duì)比，證明了CFD技術(shù)以及Flow-3D軟件在貯箱內(nèi)流場(chǎng)仿真的有效性與準(zhǔn)確性[5]。2015年，Wang和Li等人為了研究無(wú)排氣加注時(shí)貯箱內(nèi)的熱力學(xué)變化情況，開(kāi)發(fā)了一種可精細(xì)模擬貯箱固壁和流體間傳熱的CFD模型[6]，該模型可識(shí)別并模擬自然對(duì)流、核態(tài)沸騰、過(guò)渡沸騰以及膜態(tài)沸騰等不同傳熱模式，并適用于正常重力以及微重力。Fu和Sunden等人采用Lee相變模型模擬了微重力條件下貯箱的自增壓過(guò)程，文中詳細(xì)分析了重力、氣泡接觸角以及表面張力等作用的影響[7-8]。2016年，Liu和Li等人同樣利用Lee模型模擬了末級(jí)火箭貯箱受氣動(dòng)加熱以及空間輻射的情況下的增壓性能以及熱分層現(xiàn)象，并開(kāi)展了多層絕熱下貯箱的性能研究[9-10]。Kassemi和Kartuzova在模擬液氫貯箱自增壓的過(guò)程中，詳細(xì)分析了近平衡動(dòng)力學(xué)模型中調(diào)整系數(shù)的作用以及氣、液間湍流環(huán)流的影響[11]。Wang和Ma等人利用CFD手段研究了貯箱金屬壁面設(shè)置內(nèi)外兩層絕熱層對(duì)增壓氣體用量的影響[12]，結(jié)果表明當(dāng)在貯箱內(nèi)壁設(shè)置絕熱層時(shí)，可以顯著減少增壓氣體的用量。另外，除了單純地對(duì)貯箱內(nèi)的流動(dòng)及傳熱過(guò)程進(jìn)行模擬以外，楊旦旦、李青等人還進(jìn)行了貯箱流固耦合的計(jì)算，分析了液體晃動(dòng)等情況對(duì)貯箱結(jié)構(gòu)產(chǎn)生的影響[13-14]。

從國(guó)內(nèi)外文獻(xiàn)來(lái)看，目前模擬氣液間相變的模型主要有兩類。第一類認(rèn)為貯箱內(nèi)的相變發(fā)生只發(fā)生在氣液交接面及固液交接面(貯箱壁與液體)上[15-16]，以熱力學(xué)平衡狀態(tài)作為相變判斷條件，當(dāng)兩個(gè)交界面的熱力學(xué)平衡狀態(tài)被打破時(shí)即有相變發(fā)生；第二類以經(jīng)典的Lee模型為代表[8,17]，以溫度為判斷條件，每迭代一步，對(duì)流場(chǎng)內(nèi)全體網(wǎng)格進(jìn)行判別，如果液體高于設(shè)定的相變溫度，則發(fā)生蒸發(fā)相變，相反，若氣體低于設(shè)定的相變溫度，則發(fā)生冷凝相變。顯然，第一類模型有其局限性，雖然從貯箱壁面的漏熱會(huì)先加熱固液交接面的液體，但隨著停放時(shí)間的加長(zhǎng)，熱量會(huì)慢慢傳至流體內(nèi)部區(qū)域，而該模型對(duì)于流體內(nèi)部的氣化區(qū)域無(wú)法預(yù)測(cè)，隨著貯箱停放時(shí)間的延長(zhǎng)，仿真精度勢(shì)必會(huì)越來(lái)越差?？傮w來(lái)說(shuō)，利用該模型預(yù)測(cè)的蒸發(fā)量會(huì)偏小。第二類模型相對(duì)更為合理，其邏輯判斷由全場(chǎng)出發(fā)，但依然有其不足之處：其中相變溫度為定值，一般給為氣枕壓力下對(duì)應(yīng)的飽和溫度，這在氣液交接面附近判斷較為合理，但由于重力作用，越接近容器底部的液體壓強(qiáng)越高，其對(duì)應(yīng)的飽和溫度也越高，由氣液交接面的飽和溫度作為全流場(chǎng)相變的判斷依據(jù)，顯然會(huì)使預(yù)測(cè)的蒸發(fā)量偏大。

本文為探尋某型運(yùn)載火箭液氫加注后貯箱內(nèi)的力、熱變化規(guī)律，比較不同液位時(shí)貯箱的蒸發(fā)率情況，采用CFD分析方法對(duì)貯箱內(nèi)部的流場(chǎng)進(jìn)行求解，其中為了提高對(duì)相變過(guò)程的模擬精度，本文利用安托因方程對(duì)Lee模型進(jìn)行了修正。以期尋找到長(zhǎng)時(shí)間停放過(guò)程中最經(jīng)濟(jì)液位(蒸發(fā)率最小)，為發(fā)射流程的制定以及緊急處置提供參考依據(jù)。

1 數(shù)學(xué)模型

為了模擬液氫的氣化過(guò)程，本文的計(jì)算需引入相變模型。引言中指出，Lee模型可以對(duì)流體內(nèi)部的氣化區(qū)域進(jìn)行模擬，更符合真實(shí)情況，因此本文選用了該模型。Lee相變模型[8]以貯箱內(nèi)氣枕壓力對(duì)應(yīng)的飽和溫度Tsat為判斷條件，每迭代一步，對(duì)流場(chǎng)內(nèi)全體網(wǎng)格進(jìn)行判別。當(dāng)網(wǎng)格溫度Tcell≥Tsat時(shí)，液相蒸發(fā)，蒸發(fā)量表示如下：

(1)

當(dāng)Tcell

(2)

伴隨著質(zhì)量的轉(zhuǎn)移，能量轉(zhuǎn)移速率Sh表示如下：

Sh=-mvΔh

(3)

式中：mv、ml分別為氣相、液相質(zhì)量轉(zhuǎn)移速率，kg/(m3·s)；Sh為能量轉(zhuǎn)移速率，J/(m3·s)；av為氣相體積分?jǐn)?shù)；ρv、ρv分別為氣相和液相的密度，kg/m3；C為蒸發(fā)/液化系數(shù)，本文選取默認(rèn)值0.1。

其中Tsat為定值，重力作用導(dǎo)致的容器底部壓強(qiáng)升高會(huì)使其對(duì)應(yīng)的飽和溫度也升高，因此在容器高度較大或者推進(jìn)劑密度較大時(shí)會(huì)使得蒸發(fā)量的預(yù)測(cè)偏差增大。為了考慮壓力和飽和溫度的對(duì)應(yīng)關(guān)系，在此引入安托因(Antoine)方程進(jìn)行修正，安托因方程表示如下：

lgP=A-B/(Tsat+D)

(4)

式中：P為壓強(qiáng)，Pa；A、B、D為物性常數(shù)，不同的推進(jìn)劑對(duì)應(yīng)于不同的值。

每次計(jì)算迭代中，先由全場(chǎng)網(wǎng)格的壓力值計(jì)算對(duì)應(yīng)的飽和溫度，再分別對(duì)每個(gè)網(wǎng)格進(jìn)行相應(yīng)的相變判斷。

由于貯箱內(nèi)始終存在著氣液相界面，因此兩相流模型選用適用于氣、液相間存在明顯分界面的VOF模型。VOF模型通過(guò)引進(jìn)相體積分?jǐn)?shù)實(shí)現(xiàn)對(duì)每一個(gè)計(jì)算單元相界面的追蹤，在每個(gè)計(jì)算單元內(nèi)，所有相體積分?jǐn)?shù)總和為1。引入VOF模型后，通過(guò)求解質(zhì)量守恒、動(dòng)量守恒、能量守恒三大方程獲得整個(gè)流場(chǎng)的信息。

此時(shí)，流體的質(zhì)量守恒方程如下：

(5)

式中：aq、ρq、vq分別為第q相的體積分?jǐn)?shù)、密度和速度矢量；mq為第q相的質(zhì)量源項(xiàng)，對(duì)于氣相有mq=mv，對(duì)于液相有mq=ml。

動(dòng)量方程為：

(6)

式中：μ動(dòng)力黏性系數(shù)，Pa·s;g為重力加速度，m/s2。

對(duì)于VOF模型，兩相的能量方程是統(tǒng)一的，具體表示為：

(7)

式中：E為能量，J;keff為有效傳熱系數(shù)，W/(m2·K);teff為有效應(yīng)力張量，Sh為能量源項(xiàng)，與式(3)保持一致。

為了封閉求解方程組，同時(shí)為了模擬貯箱內(nèi)部的湍流效應(yīng)，計(jì)算需引入湍流模型。按文獻(xiàn)[15]的方式分析結(jié)果，本文湍流模型采用適合于低雷諾數(shù)兩相流的可實(shí)現(xiàn)k-ε模型，其表達(dá)式如下：

Gk+Gb-ρε-YM+Sk

(8)

(9)

式中：k為湍動(dòng)能，m2/s2；ε為湍流耗散率，m2/s3；μt為湍流黏性；Gk為由平均速度梯度生成的湍動(dòng)能；Sk和Sε為源項(xiàng)。

2 仿真模型驗(yàn)證

為了證明模型的準(zhǔn)確性，利用NASA于1965年公開(kāi)的一組液氫貯箱增壓排液過(guò)程記錄的試驗(yàn)數(shù)據(jù)[18]開(kāi)展了測(cè)試工作。

貯箱結(jié)構(gòu)如圖1所示，箱體由圓柱筒體與上下橢球封頭組成，初始時(shí)刻箱內(nèi)裝有溫度為25.6 K的液氫，增壓氣為氫氣，氣枕壓力1.1 Mpa，增壓排液過(guò)程中維持氣枕壓力不變。模型具體參數(shù)如表1所示。

圖1 貯箱模型Fig.1 Model of tank

計(jì)算過(guò)程中除了相變模型外，還編寫(xiě)了自動(dòng)增壓程序以維持氣枕壓力恒定，具體為：①當(dāng)氣枕壓力超過(guò)設(shè)定的上限值時(shí)，降低增壓氣的入口流量；②當(dāng)氣枕壓力低于設(shè)定的下限值時(shí)，增加增壓氣的入口流量；③當(dāng)氣枕壓力在合理區(qū)間之內(nèi)時(shí)，維持當(dāng)前流量。

表1 貯箱主要參數(shù)Table 1 Main parameters of tank

文獻(xiàn)中分別給出了排液開(kāi)始后90 s、178 s以及320 s的貯箱中線溫度分布，仿真計(jì)算后與試驗(yàn)對(duì)比的情況如圖2所示，其中的曲線為計(jì)算結(jié)果，點(diǎn)為試驗(yàn)獲得的數(shù)據(jù)。從圖中可見(jiàn)，3個(gè)時(shí)間點(diǎn)上仿真結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果符合的均較好，3個(gè)時(shí)間點(diǎn)的平均仿真誤差分別為13.9%、9.9%及14.4%。由于本程序中相變發(fā)生的判據(jù)為溫度，而相變過(guò)程的吸熱及放熱也會(huì)直接影響溫度場(chǎng)，因此該算例的結(jié)果在一定程度上驗(yàn)證了相變模型的準(zhǔn)確性，后文用該模型開(kāi)展的計(jì)算分析具備合理性。

圖2 不同時(shí)刻仿真與試驗(yàn)的溫度場(chǎng)對(duì)比情況Fig.2 Comparison of temperature distribution between simulation and test at different time

3 貯箱停放過(guò)程模擬

3.1 計(jì)算方法及邊界條件

根據(jù)模型特點(diǎn)建立了二維軸對(duì)稱模型，壁面網(wǎng)格進(jìn)行加密。由文獻(xiàn)[1]查知，氫箱柱段和上底的外壁面設(shè)置為第三類傳熱邊界條件，考慮環(huán)境溫度及風(fēng)速，計(jì)算得到柱段外壁面的強(qiáng)制對(duì)流換熱系數(shù)為9.008 W/m2·K-1，氫箱上底外的火箭艙室內(nèi)充填20 ℃的氮?dú)?，自然?duì)流換熱系數(shù)取為1 W/m2·K-1，氫箱與氧箱的共底設(shè)置為第二類傳熱邊界條件，氧箱通過(guò)共底向氫箱的平均漏熱率根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果設(shè)置，為83 W/m2。為了驗(yàn)證網(wǎng)格無(wú)關(guān)性，分別選取總數(shù)分別為34022、62102、125837的三套網(wǎng)格開(kāi)展計(jì)算。取貯箱中線的溫度分布作為對(duì)比，三套網(wǎng)格計(jì)算結(jié)果如圖3所示。從圖中可見(jiàn)，數(shù)量為34022網(wǎng)格的計(jì)算結(jié)果和其他兩組算例結(jié)果偏差較大，而62102及125837兩套網(wǎng)格的計(jì)算結(jié)果偏差很小，考慮到計(jì)算成本的節(jié)省，本文利用總數(shù)為62102的網(wǎng)格開(kāi)展計(jì)算。

圖3 網(wǎng)格無(wú)關(guān)性測(cè)試Fig.3 Grid independence test

計(jì)算中氫氣密度采用理想氣體模型，為了考慮浮升力對(duì)液相內(nèi)對(duì)流換熱的影響，液氫密度選擇Boussinesq模型，定壓比熱容Cp對(duì)溫度變化較為敏感，計(jì)算中采用線性擬和的方式給入。絕熱層導(dǎo)熱系數(shù)為0.02371 W/m·K，厚度給為20 mm，初始時(shí)刻氣枕壓力為0.1 Mpa，整個(gè)流場(chǎng)統(tǒng)一設(shè)為此壓強(qiáng)下對(duì)應(yīng)的飽和溫度，隨著求解的進(jìn)行，氣枕壓力和流場(chǎng)溫度會(huì)不斷趨近于實(shí)際情況，求解器選擇給予壓力的求解器，壓力插值方式選用body-force-weighted方案，體積分?jǐn)?shù)項(xiàng)采用Geo-Reconstruct格式，速度壓力耦合方式選用壓力和速度耦合的coupled方案。經(jīng)過(guò)多次試算比較，時(shí)間步長(zhǎng)選定為0.02 s，實(shí)際數(shù)值計(jì)算的連續(xù)性、動(dòng)量、能量方程的殘差分別為10-6、10-7、10-12量級(jí)。

氫箱總?cè)莘e約為46.5 m3，本文共取了兩種典型的液位進(jìn)行計(jì)算：①充填率50%，②充填至Ⅲ液位(44.8 m3)。依據(jù)文獻(xiàn)[1]所述，貯箱停放450 s后內(nèi)外壁達(dá)到熱平衡，蒸發(fā)相變開(kāi)始穩(wěn)定，本文50%充填率算例計(jì)算時(shí)長(zhǎng)達(dá)到了600 s，滿足了穩(wěn)定相變過(guò)程發(fā)生對(duì)停放時(shí)間的要求，而對(duì)典型的Ⅲ液位連續(xù)計(jì)算時(shí)間達(dá)到24 h。

3.2 計(jì)算結(jié)果及分析

圖4給出50%充填率情況下貯箱內(nèi)不同時(shí)刻的兩相流狀態(tài)。初始時(shí)刻(0 s)氣液交界面下為純液態(tài)的飽和液氫。在20 s時(shí)，從圖中可見(jiàn)貯箱壁面處液氫開(kāi)始?xì)饣?，出現(xiàn)了成片的氣泡，并且隨著時(shí)間的推移，貯箱壁面的氣泡一直存在，這是由于貯箱壁面向內(nèi)不斷漏熱的結(jié)果；在200 s時(shí)，隨著冷熱流體的不斷流動(dòng)和熱交換，液體核心處也有液氫超過(guò)當(dāng)?shù)仫柡蜏囟?，開(kāi)始?xì)饣瑫r(shí)氣液交界面下也開(kāi)始出現(xiàn)氣泡；在450 s時(shí)，氣液兩相流狀態(tài)和200 s并無(wú)明顯的規(guī)律性變化，說(shuō)明200 s時(shí)蒸發(fā)相變已進(jìn)入穩(wěn)定狀態(tài)。

圖5給出50%充填率40 s時(shí)刻貯箱內(nèi)的矢量圖。從圖中可見(jiàn)，由于計(jì)算時(shí)考慮了浮升力的作用，壁面附近液體受熱后密度減小，裹挾著氣化后的氫氣向上移動(dòng)，上升到氣液交界面時(shí)轉(zhuǎn)向貯箱中部移動(dòng)，一周的熱流體運(yùn)動(dòng)至貯箱中線后對(duì)撞再向下移動(dòng)，形成了一個(gè)大的旋渦，熱流體流動(dòng)過(guò)程中會(huì)和貯箱內(nèi)原有的冷流體不斷進(jìn)行對(duì)流換熱，進(jìn)而使貯箱內(nèi)部液氫也開(kāi)始出現(xiàn)氣化，與圖4中反映的物理過(guò)程相符。

圖6給出50%充填率40 s、200 s以及450 s時(shí)刻貯箱內(nèi)的溫度分布云圖，初始時(shí)刻(0 s)貯箱內(nèi)氣枕溫度設(shè)為當(dāng)?shù)卮髿鈮合聦?duì)應(yīng)的液氫飽和溫度，隨著時(shí)間的推移，貯箱氣枕空間的溫度場(chǎng)呈現(xiàn)了經(jīng)典的分層分布現(xiàn)象。

圖7給出初始液氫加注到Ⅲ液位時(shí)，在距離貯箱頂部3.7 m的水平面上不同徑向位置溫度隨時(shí)間的變化，圖中0代表軸線位置，1.495接近貯箱壁面。從圖中可見(jiàn)，貯箱中推進(jìn)劑不僅在水平高度上呈現(xiàn)溫度分層現(xiàn)象，在不同的徑向位置也呈現(xiàn)溫度分層的現(xiàn)象，其中越靠近貯箱壁面的推進(jìn)劑溫度越高。從距離貯箱軸線1.495 m的位置，約前50 s溫度一直在升高，50 s開(kāi)始溫度有個(gè)大幅下降，這是因?yàn)樵?0 s附近液氫發(fā)生了相變，由于氣化相變過(guò)程需要吸收大量的氣化潛熱，使得周圍液氫溫度反而下降，而50 s時(shí)其他三個(gè)位置相對(duì)于初始時(shí)刻(0 s)的液氫溫度有下降，這是由于貯箱內(nèi)“旋渦”的作用，將冷流體卷動(dòng)，通過(guò)對(duì)流換熱的作用降低了該處推進(jìn)劑的溫度，隨后也開(kāi)始出現(xiàn)類似1.495曲線的“上升—下降”過(guò)程，原因與1.495曲線類似，也是流體被加熱，隨后發(fā)生氣化降溫的過(guò)程，由于這三個(gè)位置在貯箱內(nèi)部，相對(duì)于外壁附近的流體來(lái)說(shuō)，該過(guò)程有一個(gè)約50 s的延遲。而在150 s后受熱、氣化過(guò)程區(qū)域穩(wěn)定，各點(diǎn)溫度也開(kāi)始變得平穩(wěn)。

圖8給出貯箱從加注到Ⅲ液位開(kāi)始停放24 h內(nèi)蒸發(fā)率隨時(shí)間的變化，停放開(kāi)始時(shí)蒸發(fā)率為1.2 m3/h，停放4 h左右，液位降至37 m3左右，此時(shí)蒸發(fā)率達(dá)到峰值，超過(guò) 2m3/h，在4 h至16 h，蒸發(fā)率慢慢減小，當(dāng)停放至17 h附近時(shí)，蒸發(fā)率開(kāi)始波動(dòng)，此時(shí)貯箱內(nèi)液氫剩余17 m3左右。

整個(gè)漏熱蒸發(fā)過(guò)程本質(zhì)上為漏熱—推進(jìn)劑溫度升高直到達(dá)到相變溫度—相變同時(shí)吸收氣化潛熱這樣一個(gè)過(guò)程，推進(jìn)劑蒸發(fā)率的根本決定因素為氣液交界面?zhèn)鳠崃考肮桃航唤缑鎮(zhèn)鳠崃俊?7～37 m3位于貯箱的柱段，此時(shí)氣液交界面面積一定，同時(shí)由于貯箱敞口，氣枕壓力基本不變，導(dǎo)致氣液交界面溫度基本不變，氣液交界面的換熱量也就基本相同。而停放過(guò)程中貯箱共底的換熱量也一致，這樣蒸發(fā)率的決定因素即為柱段的濕邊面積(固液交界面面積)，顯然柱段的幾何特征決定了濕邊面積與充填率成線形的關(guān)系，故物理過(guò)程完全類似，蒸發(fā)率也幾乎呈線性變化；而在17 m3前及37 m3后貯箱兩端的橢球形封頭為主要的幾何影響因素，在貯箱液位在17 m3左右時(shí)，貯箱的共底使得該區(qū)域的液體隨著充填率的增加，濕邊面積并未線性增加，但推進(jìn)劑的整體熱容卻在增加，即從箱壁漏進(jìn)來(lái)的熱量“更難”將推進(jìn)劑加熱至其沸點(diǎn)之上，故整體的蒸發(fā)率呈現(xiàn)了一個(gè)短暫的平臺(tái)區(qū)和局部的極值，而在貯箱的充填率達(dá)到37 m3以上時(shí)，貯箱內(nèi)的推進(jìn)劑已注入到上封頭，此時(shí)氣液交界面面積在不斷減小，使得氣液交界面的傳熱量在減小，另外，除熱容的影響之外，封頭的漏熱系數(shù)也遠(yuǎn)小于柱端(封頭1 W·m-2·K-1，柱段9.008 W·m-2·K-1)，使得隨著推進(jìn)劑的增加，蒸發(fā)率反而在減小。

故若試圖使得貯箱在停放過(guò)程中保持較低的蒸發(fā)率，需將貯箱液位充填至37 m3以上或17 m3以下。

圖4 50%充填率貯箱內(nèi)不同時(shí)刻的兩相流狀態(tài)Fig.4 The status of two phase flow in 50% filling rate at different time

圖7 同一水平面上不同徑向位置溫度隨時(shí)間的變化Fig.7 Temperature variation at different radial location in the same level

圖8 貯箱停放24 h過(guò)程中氣化率的變化Fig.8 Evaporation rate variation while parking in 24 h

4 結(jié) 論

本文利用CFD技術(shù)對(duì)某型運(yùn)載火箭液氫貯箱的停放過(guò)程進(jìn)行了模擬，其中相變模型采用了經(jīng)安托因方程修正的Lee模型，得出的主要結(jié)論如下：

1)仿真模型對(duì)貯箱內(nèi)的溫度場(chǎng)預(yù)測(cè)較為準(zhǔn)確，3個(gè)時(shí)間點(diǎn)的平均誤差最大為14.4%，證明了采用安托因方程修正模型的合理性與有效性。

2)在貯箱停放一段時(shí)間(約450 s)后，在豎直方向與徑向均存在溫度分層的現(xiàn)象；液相內(nèi)會(huì)形成大的漩渦，使得冷熱流體不斷進(jìn)行熱交換，并導(dǎo)致貯箱內(nèi)部的液氫也出現(xiàn)氣化。

3)貯箱停放期間蒸發(fā)率最大值超過(guò)2 m3/h，發(fā)生在停放4 h左右；而貯箱液位充填至37 m3以上或17 m3以下時(shí)蒸發(fā)率較低，最小值在12 m3/h左右，該數(shù)據(jù)可為發(fā)射流程的制定以及緊急處置提供參考依據(jù)。