滿 滿 張立強(qiáng) 帥 彤 周浩洋 李新宇龔領(lǐng)會(huì) 徐向東 徐 冬

(1北京宇航系統(tǒng)工程研究所 北京 100076)

(2中國(guó)運(yùn)載火箭技術(shù)研究院 北京 100076)

(3中國(guó)科學(xué)院理化技術(shù)研究所航天低溫推進(jìn)劑技術(shù)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室 北京 100190)

超臨界氦貯罐實(shí)驗(yàn)研究及漏熱分析

滿 滿1張立強(qiáng)1帥 彤1周浩洋1李新宇2龔領(lǐng)會(huì)3徐向東3徐 冬3

(1北京宇航系統(tǒng)工程研究所 北京 100076)

(2中國(guó)運(yùn)載火箭技術(shù)研究院 北京 100076)

(3中國(guó)科學(xué)院理化技術(shù)研究所航天低溫推進(jìn)劑技術(shù)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室 北京 100190)

采用高真空多層絕熱結(jié)構(gòu)，研制了一套超臨界氦球形貯罐。對(duì)貯罐進(jìn)行漏熱估算和應(yīng)力校核，漏熱估算為1.44 W，應(yīng)力符合設(shè)計(jì)要求。在液氦加注過(guò)程中，監(jiān)測(cè)液氦溫度波動(dòng)特別大，且溫度計(jì)引線管上有結(jié)霜現(xiàn)象出現(xiàn)，分析漏熱原因是出現(xiàn)了劇烈熱聲振蕩。將溫度計(jì)引線管與增壓管連通，連通后熱聲振蕩消除。對(duì)該超臨界氦貯罐進(jìn)行液氦密封憋壓絕熱性能測(cè)試，液氦壓力到達(dá)2 MPa的時(shí)間約7.5 h，壓力平均上升速率為0.267 MPa/h，換算成漏熱量為12 W，仍遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于漏熱估算值，分析是由于在連通管路中形成了環(huán)流，造成較大漏熱。提出了該類(lèi)超臨界氦貯罐的設(shè)計(jì)改進(jìn)原則。

超臨界氦貯罐 絕熱性能 熱聲振蕩 減振器

1 引言

為了使液體推進(jìn)劑以一定的速度和壓力進(jìn)入燃燒室，保障運(yùn)載火箭運(yùn)行，必須對(duì)推進(jìn)劑貯箱進(jìn)行充氣增壓。推進(jìn)劑通常占火箭起飛重量的80%以上，因此需要的增壓氣體的氣量非常大，相應(yīng)的增壓系統(tǒng)的質(zhì)量也較大，約為火箭重量的5%—10%［1-2］。增壓的氣源有多種選擇，其中氦氣由于密度小、安全性好，被認(rèn)為是最理想的增壓氣。由表1可見(jiàn)，與常溫氦氣貯存相比，若采用超臨界氦貯存，即在大于其臨界壓力的壓力與臨界溫度狀態(tài)下貯存，同樣容腔，能貯存上百倍氦氣，因此能明顯減輕增壓系統(tǒng)重量，提高火箭的有效載荷，且與液氦相比不存在兩相分離，安全性好。

表1 常溫氦氣與超臨界氦貯存比較Table 1 Comparison of supercritical helium andhelium gas at normal temperature

作為超臨界液氦增壓系統(tǒng)的核心關(guān)鍵部件，液氦貯罐要具有以下特性:

(1)液氦貯罐要具有非常好的絕熱性能，貯罐加注液氦后，處于密閉等待狀態(tài)下，要求時(shí)間內(nèi)壓力上升不應(yīng)該超過(guò)安全閥打開(kāi)的卸壓壓力，溫度上升應(yīng)在允許范圍內(nèi)。貯罐的絕熱性能，直接影響到超臨界液氦的貯存時(shí)間。

(2)液氦貯罐要具有良好的承受靜態(tài)和動(dòng)態(tài)載荷的性能，在最大工作壓力下可以保障液氦貯罐不變形、正常工作。

(3)液氦貯罐要具有良好的密封性能，保證在常溫到低溫、最大工作壓力下均密封良好，安全使用。

(4)液氦貯罐滿足設(shè)計(jì)容積下，其重量盡可能輕。

以以上4條為設(shè)計(jì)原則，設(shè)計(jì)研制了一套超臨界液氦貯罐，并對(duì)其各項(xiàng)性能進(jìn)行檢測(cè)，尤其是絕熱性能，并對(duì)超臨界貯罐的漏熱原因進(jìn)行了分析和實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證，結(jié)果表明，漏熱的主要原因是熱聲振蕩的出現(xiàn)，該振蕩主要出現(xiàn)在溫度計(jì)接線管路的冷熱兩端，從而將很高的熱流密度傳向貯罐。為消除溫度計(jì)引線管的熱聲振蕩，將溫度計(jì)引線管與增壓管連通。連通后熱聲振蕩消除。對(duì)該超臨界氦貯罐進(jìn)行液氦密封憋壓絕熱性能測(cè)試，液氦壓力到達(dá)2 MPa的時(shí)間約7.5 h，壓力平均上升速率為0.267 MPa/h，換算成漏熱量為12 W，仍遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于漏熱估算值，分析是由于在連通管路中形成了環(huán)流，造成較大漏熱。根據(jù)實(shí)驗(yàn)結(jié)果與分析，提出了該類(lèi)超臨界氦貯罐的設(shè)計(jì)改進(jìn)原則。

2 超臨界氦貯罐結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)

研制了一套超臨界氦貯罐，考慮到設(shè)計(jì)要求重量輕，采用球形貯罐結(jié)構(gòu)。這是因?yàn)?同樣內(nèi)壓條件下，球形壓力容器所受的應(yīng)力，僅為相同直徑和壁厚的圓筒壓力容器應(yīng)力的一半，因此，球形壓力容器的壁厚可減薄到同一直徑筒形壓力容器壁厚的一半;在容積相同時(shí)，以球形壓力容器表面積為最小。因此，在同一工作壓力下，相同容積的壓力容器中以球形壓力容器的重量為最輕。

由于是密封工作狀態(tài)，該超臨界氦貯罐沒(méi)有傳統(tǒng)液氦杜瓦自然蒸發(fā)的氦氣用于多層冷屏冷卻，因此采用高真空多層絕熱結(jié)構(gòu)。

超臨界氦貯罐結(jié)構(gòu)圖及實(shí)物照片如圖1所示。

貯罐的內(nèi)膽和外殼均采用不銹鋼制球形結(jié)構(gòu)，內(nèi)外殼之間為高真空夾層，采用分子泵通過(guò)真空閥門(mén)建立夾層之內(nèi)的真空環(huán)境，真空夾層間隙為60 mm，內(nèi)膽的真空夾層側(cè)表面包覆鍍鋁滌綸薄膜50層(總厚度25 mm)，其外布置各種同樣包覆了多層鍍鋁滌綸薄膜的管道(輸液管、排氣管等)。內(nèi)膽用4根低導(dǎo)熱率的玻璃鋼拉桿吊掛在外殼內(nèi)，從而實(shí)現(xiàn)了內(nèi)膽的抗搖晃和絕熱。

為了減小超臨界氦貯罐的總高度，其頸管不能過(guò)高，設(shè)計(jì)高度為200 mm，因此液氦輸液管的室溫端距離低溫液體的長(zhǎng)度僅為300 mm，直接插入將會(huì)導(dǎo)致較大漏熱，使得液氦在加注過(guò)程中損失增大，因此，輸液管首先進(jìn)入真空夾層中繞內(nèi)膽外球表面自上而下到達(dá)內(nèi)膽下部的液氦進(jìn)口注入球膽內(nèi)部。除了輸液管外，還有增壓管、排氣管、測(cè)壓管、溫度計(jì)引線管，其中溫度計(jì)引線管是為了保護(hù)溫度計(jì)引線將其穿入的不銹鋼小管。

此外，為了防止來(lái)自高壓氦氣鋼瓶的室溫氦氣直接沖擊氦貯罐內(nèi)的液氦，設(shè)計(jì)了消能器，增壓氦氣在消能器中減小流速并改變方向后進(jìn)入液氦罐內(nèi)。為了確保內(nèi)膽安全不超壓，在排氣管路上設(shè)置了安全閥和爆破膜閥。為了方便超臨界氦貯罐移動(dòng)，安裝了支架和腳輪。

圖1 超臨界氦貯罐1.腳輪;2.腳輪支架;3.下拉桿架;4.溫度計(jì)導(dǎo)向桿;5.拉桿;6.液面計(jì)液相管;7.上拉桿架;8.排氣管;9.內(nèi)膽;10.外殼;11.吊桿;12.抽空閥;13.頸管;14.低溫截止閥;15.低溫安全閥;16.壓力傳感器;17.溫度計(jì)引線管;18.增壓管;19.輸液管;20.消能器Fig.1 Supercritical helium dewar

設(shè)計(jì)完成的不銹鋼球形超臨界氦貯罐內(nèi)容積為100 L，總質(zhì)量 100 kg。

3 超臨界氦貯罐漏熱及應(yīng)力計(jì)算

絕熱性能是超臨界氦貯罐的關(guān)鍵參數(shù)，因此需要進(jìn)行漏熱估算。漏熱ΦL主要來(lái)自內(nèi)外夾層內(nèi)殘余氣體導(dǎo)熱Φg、輻射漏熱Φr和管路及拉桿導(dǎo)熱Φs［3］。

式中:P為真空夾層壓力，A為內(nèi)膽表面積，k為鋁箔輻射率，n為鋁箔層數(shù)，T1為室溫，T2為液氦溫度。

由于貯罐工作溫度為液氦溫度，夾層內(nèi)殘余氣體除氦外幾乎都被凍結(jié)，真空夾層內(nèi)真空度不低于10-4Pa，內(nèi)膽泄漏率不高于1×10-5Pa·L/s時(shí)，殘余氣體導(dǎo)熱Φg僅為0.04 W，可以忽略不計(jì)。包裹50層鍍鋁滌綸薄膜時(shí)，輻射漏熱Φr為0.13 W。管路及拉桿導(dǎo)熱Φs總計(jì)1.27 W。則超臨界氦貯罐的總漏熱ΦL為1.44 W。

考慮到安全性，需采用Solidworks simulation軟件對(duì)內(nèi)外膽進(jìn)行強(qiáng)度校核。對(duì)于內(nèi)膽，最大工作壓力為內(nèi)壓 3 MPa，對(duì)于外殼，最大工作壓力為外壓0.1 MPa，考慮自重，應(yīng)力分布如圖2所示，對(duì)于內(nèi)膽，最大應(yīng)力100.4 MPa，最大位移0.18 mm，安全系數(shù)1.69，對(duì)于外殼，最大安全系數(shù)高達(dá)14，符合要求。

圖2 內(nèi)外殼應(yīng)力分布圖Fig.2 Stress distribution of dewar

4 超臨界氦貯罐熱性能實(shí)驗(yàn)及漏熱分析

對(duì)超臨界氦貯罐進(jìn)行熱性能測(cè)試，6支溫度計(jì)位置如圖1所示。

對(duì)超臨界氦貯罐進(jìn)行液氮預(yù)冷，并通過(guò)稱重方式進(jìn)行液氮蒸發(fā)率測(cè)試，為3.8 L/d(3.8%)。換算成超臨界氦貯罐液氮的漏熱量為6.8 W，液氮溫升為3.6 K。

液氮預(yù)冷完成后，將液氮從貯罐中趕出并加注液氦至100 L，進(jìn)行貯罐液氦密封憋壓絕熱性能測(cè)試。

4.1 劇烈熱聲振蕩的出現(xiàn)及消除

在液氦加注過(guò)程中，T5溫度波動(dòng)特別大，如圖3所示，并且觀察到溫度計(jì)引線管上有結(jié)霜現(xiàn)象出現(xiàn)，這說(shuō)明此處有較大漏熱，分析原因是出現(xiàn)了劇烈熱聲振蕩，又稱塔科尼斯振蕩［4-6］。該引線管的冷端為液氦溫度，熱端為室溫，冷熱端間溫度比非常大且熱端封閉，易發(fā)生熱聲振蕩，引起大量漏熱進(jìn)入液氦。

圖3 溫度計(jì)T5溫度變化Fig.3 Temperature variation of T5

熱聲振蕩的消除有兩種方式，一是改變管路的幾何尺寸和工作條件，一是外加阻尼器，在本貯罐上最易實(shí)現(xiàn)的是通過(guò)管路的連通來(lái)阻尼振蕩。為消除溫度計(jì)引線管的熱聲振蕩，將溫度計(jì)引線管與增壓管連通。連通后熱聲振蕩消除，如圖3所示，結(jié)霜消失。

4.2 貯罐絕熱性能測(cè)試

將溫度計(jì)引線管與增壓管連通后，進(jìn)行貯罐密封憋壓試驗(yàn)，液氦壓力和溫度隨時(shí)間不斷上升，液氦壓力到達(dá)2 MPa的時(shí)間約7.5 h，如圖4所示，壓力平均上升速率為0.267 MPa/h，換算成超臨界氦貯罐漏熱量為12 W，該值仍遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于漏熱估算值。可見(jiàn)雖然將溫度計(jì)引線管與增壓管連通消除了劇烈熱聲振蕩，但這種消除熱聲振蕩的方式，有可能在連通管路中形成環(huán)流，造成較大漏熱。

圖4 溫度計(jì)引線管與增壓管連通后Fig.4 Connecting thermometer fairlead and pressure inlet

此外，除溫度計(jì)引線管和增壓管外，輸液管、排氣管都為冷熱溫度比非常大的細(xì)管路，雖沒(méi)有明顯結(jié)霜，也有可能出現(xiàn)微弱的熱聲振蕩，增大漏熱。實(shí)驗(yàn)中，將溫度計(jì)引線管與排氣管連通后，壓力上升如圖5所示，壓力平均上升速率為0.372 MPa/h，將輸液管與排氣管短暫連通10 min時(shí)漏熱有較大增加。可見(jiàn)超臨界氦貯罐的熱聲振蕩和環(huán)流非常復(fù)雜，如需通過(guò)連通管路來(lái)徹底消除，需做仔細(xì)的研究。

圖5 溫度計(jì)引線管與排氣管連通后Fig.5 Connecting thermometer fairlead and vent-pipe

4.3 貯罐絕熱性能改進(jìn)方式的探討

從以上實(shí)驗(yàn)結(jié)果及分析可見(jiàn)，連通管路只能部分消除熱聲振蕩，且無(wú)法消除連通管路中可能出現(xiàn)的環(huán)流，如希望進(jìn)一步減小漏熱，依靠連通管路是不可行的。

盡可能的減少該類(lèi)易引起熱聲振蕩的管路，如溫度計(jì)引線管，可用其它溫度計(jì)固定方式代替，對(duì)于必不可少的管路，一方面合理設(shè)計(jì)管路尺寸，使其盡可能遠(yuǎn)離振蕩區(qū)，另一方面可在管路上加裝阻尼減振器，氣室的尺寸由理論計(jì)算和實(shí)驗(yàn)確定。這類(lèi)阻尼減振器在液氦杜瓦、低溫區(qū)和高溫壓力傳感器之間的聯(lián)接管上比較常見(jiàn)，如圖6所示。

圖6 加裝阻尼減振器的液氦杜瓦Fig.6 Liquid helium dewar with damper

5 結(jié)論

研制了一套超臨界氦球形貯罐，由于是密封工作狀態(tài)，該貯罐沒(méi)有傳統(tǒng)液氦杜瓦自然蒸發(fā)的氦氣用于多層冷屏冷卻，因此采用高真空多層絕熱結(jié)構(gòu)。對(duì)貯罐進(jìn)行漏熱估算和應(yīng)力校核，漏熱估算為1.44 W，應(yīng)力符合設(shè)計(jì)要求。在液氦加注過(guò)程中，監(jiān)測(cè)液氦溫度波動(dòng)特別大，且溫度計(jì)引線管上有結(jié)霜現(xiàn)象出現(xiàn)，分析漏熱原因是出現(xiàn)了劇烈熱聲振蕩。將溫度計(jì)引線管與增壓管連通，連通后熱聲振蕩消除。對(duì)該超臨界氦貯罐進(jìn)行液氦密封憋壓絕熱性能測(cè)試，液氦壓力到達(dá)2 MPa的時(shí)間約7.5 h，壓力平均上升速率為0.267 MPa/h，換算成漏熱量為12 W，仍遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于漏熱估算值，分析是由于在連通管路中形成了環(huán)流，造成較大漏熱。提出了該類(lèi)超臨界氦貯罐的設(shè)計(jì)改進(jìn)原則:盡可能減少易引起熱聲振蕩的管路，如溫度計(jì)引線管，可用其它溫度計(jì)固定方式代替，對(duì)于必不可少的管路，一方面合理設(shè)計(jì)管路尺寸，使其盡可能遠(yuǎn)離振蕩區(qū)，另一方面可在管路上加裝阻尼減振器，氣室的尺寸由理論計(jì)算和實(shí)驗(yàn)確定。

1 張福忠，張化照.超臨界氦加溫增壓方案的初步探討［J］.導(dǎo)彈與航天運(yùn)載技術(shù)，2001，254(6):41-45.

2 廖少英.運(yùn)載火箭和航天器的超臨界氦增壓系統(tǒng)［J］.上海航天，1991，45(3):13-17.

3 Frank P Incropera，David P DeWitt，Theodore L Bergman.Fundamentals of heat and mass transfer［M］.United States:Wiley Press，2006:944.

4 Luck H，Trepp Ch.低溫工程中的熱聲振蕩:第Ⅰ部分-基礎(chǔ)理論與實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證［J］.低溫工程，1993(1):58-67.

5 Luck H，Trepp Ch.低溫工程中的熱聲振蕩:第Ⅱ部分-應(yīng)用［J］.低溫工程，1993(3):57-61.

6 Luck H，Trepp Ch.低溫工程中的熱聲振蕩:第Ⅲ部分-振蕩的防止和阻尼［J］. 低溫工程，1993(3):62-65.

Experimental research and heat loss analysis of supercritical helium dewar

Man Man1Zhang Liqiang1Shuai Tong1Zhou Haoyang1Li Xinyu2Gong Linghui3Xu Xiangdong3Xu Dong3

(1China Academy of Launch Vehicle Technology Systems Engineering Division，Beijing 100076，China)
(2China Academy of Launch Vehicle Technology，Beijing 100076，China)
(3State Key Laboratory of Technologies in Space Cryogenic Propellants，Technical Institute of Physics and Chemistry，Chinese Academy of Sciences，Beijing 100190，China)

A spherical supercritical helium Dewar was developed with high-vacuum multilayer thermal insulation.The heat loss of Dewar was estimated to be 1.44 W and the maximum stress and displacement meet requirements.During the liquid helium filling，the temperature fluctuation in Dewar occurred and the thermometer fairlead was covered with frost，which meant large heat loss.Thermo-acoustic oscillation，may be the reason but disappeared when connecting the thermometer fairlead and pressure inlet.The insulation performance at closed status was measured.The pressure of liquid helium reached 2 MPa for 7.5 h and the rise speed was 0.267 MPa/h.The heat loss was 12 W，which was far larger than the estimated value.The reason may be the circulating flow in the connecting pipe.The design and improvement principles were proposed at last.

supercritical helium dewar;insulation performance;thermo-acoustic oscillation;damper

TB663

A

1000-6516(2013)04-0033-05

2013-05-17;

2013-07-24

航天低溫推進(jìn)劑技術(shù)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室開(kāi)放研究課題(項(xiàng)目編號(hào)SKLTSCP1204)。

滿 滿，男，27歲，博士、工程師。