張 亮 姚 娜 趙棟梁 張衛(wèi)東 耑 銳

(1上海宇航系統(tǒng)工程研究所 上海 201109)

(2上海航天技術(shù)研究院 上海 201109)

1 引言

隨著運載火箭和航天器的發(fā)展，對增壓輸送系統(tǒng)提出了更高的技術(shù)要求。超臨界氦增壓系統(tǒng)由于其結(jié)構(gòu)質(zhì)量輕、增壓氣體剩余質(zhì)量小、安全性高等優(yōu)點在火箭的增壓輸送系統(tǒng)、深空探測和大氣層探測中都得到了廣泛的應(yīng)用［1-4］。美國宇航學(xué)會在總結(jié)液體火箭發(fā)展概況、發(fā)展前景時，將超臨界氦增壓作為一項未來進一步發(fā)展的方向。

俄羅斯，美國和歐洲在一系列太空探測項目中大力發(fā)展超臨界氦增壓技術(shù)，其中“阿波羅”登月艙下降級推進劑箱和“阿里安V”一級液氧箱采用近臨界區(qū)域的超臨界氦增壓技術(shù)已經(jīng)獲得了成功。NASA進行的大氣層氣球飛行器［4］也使用了超臨界氦進行補氣、控制及低溫制冷等。日本和韓國［5］也都在超臨界氦增壓方面做了大量工作，并取得了一定的成果。

中國國內(nèi)針對高壓低溫超臨界氦增壓技術(shù)研究已經(jīng)取得成果，并應(yīng)用于長三甲火箭三子級。目前，對于近臨界區(qū)域氦增壓技術(shù)的應(yīng)用研究還較少，文獻僅檢索到超臨界氦存貯和排放的理論分析及貯罐實驗［3，6-8］。

氦的臨界溫度為5.195 3 K，臨界壓力為0.227 MPa。當(dāng)系統(tǒng)壓力大于氦的臨界壓力時，此時系統(tǒng)為超臨界系統(tǒng)。在超臨界態(tài)，即使溫度升高，氦也不會穿越飽和溫度線而呈現(xiàn)出兩相狀態(tài)［9］。因此，超臨界狀態(tài)氦氣增壓可以保證輸運穩(wěn)定性。

目前主要采用兩類超臨界狀態(tài)的氦增壓方式。一種方式采用高壓低溫氦增壓，即利用高壓低溫下超臨界區(qū)域氦密度大的特點，例如俄羅斯天頂號和中國的長三甲火箭，是將氦氣瓶放在液氧或液氫中以保證氦的低溫狀態(tài)，工程中通常稱為冷氦增壓;另一種采用近臨界區(qū)域氦增壓，則是利用近臨界溫度(5.195 3 K)下超臨界氦高密度的特點，例如阿里安Ⅴ火箭，將氦氣存貯在低溫杜瓦中以維持近臨界低溫狀態(tài)，工程中通常稱為超臨界氦增壓。其目的都是為了節(jié)省氣瓶貯存容積，提高增壓穩(wěn)定可靠性。對于冷氦增壓方式，超臨界氦狀態(tài)已經(jīng)遠離臨界點(P/Pr＞1.5)跳變區(qū)，因而此時可以用理想氣體狀態(tài)方程描述氦氣特性。第二種方式是針對近臨界區(qū)域的超臨界氦增壓，該區(qū)域超臨界氦熱物性以及輸運特性發(fā)生很大變化，因而近臨界區(qū)域氦增壓過程的流動換熱較為復(fù)雜。

在臨界點附近，流體的熱物性變化的程度相當(dāng)大，這樣就導(dǎo)致了常用的一些流動和傳熱的關(guān)系不再適用。比如，流體壓縮率在臨界點附近非常大，即使壓力有微小變化，也會導(dǎo)致密度大幅度變化。臨界點上，比熱容為無窮大，這樣就導(dǎo)致熱平衡時間非常長。傳熱設(shè)備中，一般其壓力均保持在遠離臨界壓力，某種程度上避免了比熱劇烈變化帶來的問題。當(dāng)系統(tǒng)壓力與溫度高于臨界點較大時，氦呈現(xiàn)氣體特性，可以用氣體狀態(tài)方程描述。

本文通過實驗，探討超臨界氦增壓排放過程氦氣的壓力與溫度變化特性，為超臨界氦增壓的工藝設(shè)計提供技術(shù)參考。

2 超臨界氦增壓實驗

超臨界氦增壓實驗系統(tǒng)如圖1所示。本實驗采用常溫氦氣擠壓低溫度瓦內(nèi)的超臨界氦，使其排出并進入貯箱增壓。實驗過程中，用水來模擬貯箱內(nèi)推進劑。用高壓氦氣將超臨界氦杜瓦內(nèi)的超臨界氦擠壓出，超臨界氦經(jīng)過換熱器加熱后進入貯箱增壓，將貯箱內(nèi)的水排出。通過實驗分析增壓系統(tǒng)氦氣的流動與換熱特性，為后續(xù)研究提供有效實驗數(shù)據(jù)。

2.1 超臨界氦增壓實驗系統(tǒng)

整個實驗系統(tǒng)包括超低溫液氦杜瓦、模擬貯箱、管路及閥門附件、換熱器、配氣臺、傳感器、數(shù)據(jù)采集設(shè)備、加注及排放設(shè)備等。增壓實驗的主要設(shè)計參數(shù)如下:增壓氦氣平均流量1.8ˉ2.2 g/s，液體平均流量2 L/s。

模擬貯箱容積400 L，工作壓力0.4 MPa。在貯箱下端面增開與輸液管(Φ40)連接接口，貯箱上端面增加安全閥、配氣臺預(yù)增壓管、氦氣增壓管等接口，加注液體總?cè)莘e為320 L。換熱器采用盤管水浴式換熱器，換熱盤管采用Φ12 mm紫銅管，按直徑200 mm盤繞置于換熱槽中。

測量系統(tǒng)由溫度、壓力、流量等系統(tǒng)組成。根據(jù)實驗要求在各關(guān)鍵點處安裝測點，測點位置見圖1，各測點量程及精度均滿足實驗要求。

2.2 超臨界氦增壓實驗主要步驟

實驗前需要用液氮進行系統(tǒng)調(diào)試，實驗設(shè)備及測量系統(tǒng)能夠正常運行后，再進行正式的超臨界氦增壓實驗，實驗主要步驟如下:

(1)實驗前準(zhǔn)備，系統(tǒng)連接、氣密檢查等;

(2)液氦加注，包括液氮預(yù)冷、置換、氣體回收等過程;

圖1 超臨界氦增壓實驗裝置系統(tǒng)圖Fig.1 Test system of super critical helium helium pressurization

(3)貯箱預(yù)增壓，由配氣臺給貯箱預(yù)增壓到0.3 MPa，超臨界氦杜瓦預(yù)增壓，由配氣臺給超液氦杜瓦加壓到1.6 MPa，由配氣臺常供1.6 MPa壓力的氦氣;

(4)打開電磁閥7，開始正式實驗;

(5)貯箱內(nèi)液體排空后，關(guān)閉截止閥1、低溫閥5，實驗結(jié)束;

超臨界氦杜瓦加注前需要進行液氮預(yù)冷，減少液氦耗量。超臨界氦增壓實驗共進行了兩次，每次實驗液氦用量約為0.5 kg。

3 超臨界氦增壓實驗結(jié)果及分析

杜瓦內(nèi)充注液氦后，在停放階段，因為漏熱導(dǎo)致內(nèi)部溫度和壓力上升，液氦則轉(zhuǎn)變?yōu)槌R界狀態(tài)。增壓排液前，杜瓦經(jīng)過預(yù)增壓到1.6 MPa，杜瓦內(nèi)超臨界氦在此時已經(jīng)呈現(xiàn)氣相特性。

3.1 超臨界氦杜瓦的壓力與溫度變化

超臨界氦杜瓦增壓的效果與選用的增壓方式有關(guān)，此次實驗采用了常溫氦氣增壓。圖2顯示，超臨界氦杜瓦內(nèi)的氣枕壓力及輸出的增壓氣體壓力穩(wěn)定。但由于超臨界氦杜瓦采用了常溫氦氣瓶增壓，隨著常溫氦氣瓶壓力下降增壓管路壓力有下降趨勢。

增壓排放過程，由于常溫氦氣擠入杜瓦，因此杜瓦內(nèi)的溫度測點T1、T2的溫度都略有上升，見圖3、圖4。

圖2 低溫杜瓦氣枕壓力P1Fig.2 Gas Pressure of P1 in Dewar ullage

圖3 低溫杜瓦中部溫度T1Fig.3 Temperature of T1 at centre region of Dewar

圖4 低溫杜瓦底部溫度T2Fig.4 Temperature of T2 at bottom of Dewar

圖3、4顯示了兩次增壓排放實驗過程杜瓦中部和底部溫度的變化，溫度出現(xiàn)明顯波動。近臨界區(qū)域內(nèi)超臨界氦的熱物性與輸運特性會發(fā)生很大變化，該區(qū)域氦的流動換熱很復(fù)雜。本實驗中，杜瓦內(nèi)超臨界氦狀態(tài)已經(jīng)遠離物性跳變區(qū)域，所以超臨界氦物性變化曲線平滑，已經(jīng)接近氣體特性。分析認為，溫度波動的主要原因是溫度計引線兩端大溫差導(dǎo)致熱聲振蕩，又稱塔科尼斯振蕩，并因此產(chǎn)生較大漏熱，文獻［8］在實驗中也觀察到了熱聲振蕩現(xiàn)象。實驗中應(yīng)盡可能的減少該類熱聲振蕩，一方面盡可能遠離振蕩區(qū)，另一方面可加裝阻尼減振器。

液氦杜瓦排氣口真空軟管處的溫度見圖5，測點(T3)在20 s左右溫度開始呈下降趨勢，實驗結(jié)束后最低達到73 K左右。增壓初始階段超杜瓦排放口流出的臨界氦氣吸收管壁熱量，因而氦氣溫度升高。隨著管壁冷卻溫度下降，超臨界氦與管壁換熱量減小，氦氣溫升減小。因而可以看到，隨時間增大，軟管出口處氦氣溫度呈下降趨勢。

圖5 低溫杜瓦真空軟管出口處溫度T3Fig.5 Temperature of T3 at the outlet of flexible vacuum tube of Dewar

低溫杜瓦內(nèi)液氦增壓排放過程的熱力狀態(tài)變化如圖6所示。狀態(tài)1為杜瓦加注后的液氦初始狀態(tài)點，處于兩相飽和態(tài)。經(jīng)過加溫增壓后，飽和兩相區(qū)氦的溫度和壓力高于臨界壓力和溫度，轉(zhuǎn)變?yōu)槌R界態(tài)。杜瓦內(nèi)出現(xiàn)溫度分層，點2為底部超臨界氦狀態(tài)。排放過程，超臨界氦在杜瓦出口吸收管壁熱量溫度升高，達到狀態(tài)點3。

圖6 增壓排放過程杜瓦內(nèi)氦熱力狀態(tài)變化Fig.6 Thermodynamic varies of helium in Dewar during pressurization and discharge

3.2 超臨界氦氣的排放和換熱情況分析

超臨界氦杜瓦內(nèi)的液氦達到超臨界氦狀態(tài)后從杜瓦內(nèi)被常溫氦氣擠壓排出，經(jīng)過加熱器加熱，減壓器減壓后進入貯箱增壓。第1次實驗超臨界氦杜瓦壓力與增壓管路壓力對比曲線見圖7，兩次實驗的壓力數(shù)據(jù)對比見表1。換熱器出口壓力比超臨界氦杜瓦氣枕壓力要高1%ˉ2%左右。這是由于超臨界氦在加熱器內(nèi)加熱后受熱膨脹，導(dǎo)致壓力上升。但換熱器出口壓力和杜瓦內(nèi)壓力均低于增壓氦氣瓶壓力。

圖7 低溫杜瓦與管路增壓氣體壓力對比Fig.7 Comparison of gas pressure between Dewar and pipeline

表1 杜瓦氣枕壓力與管路增壓氣體壓力對比Table 1 Comparison of super critical helium pressure between Dewar and pipelines

圖8、9顯示初始階段，超臨界氦排放過程換熱器盤管出口壁溫小于進口壁溫，說明氦氣流經(jīng)換熱器盤管后出口溫度小于進口溫度。隨著增壓時間的增長，換熱器盤管進出口的壓力升幅減小，換熱器進出口溫降也隨之減小，在120 s后，換熱器出口溫度大于進口溫度。

圖8 第1次實驗換熱器外壁溫度Fig.8 Temperature outside heat exchanger wall of the first experiment

圖9 第2次實驗換熱器外壁溫度Fig.9 Temperature outside the heat exchanger wall of the second experiment

由于氦的最大轉(zhuǎn)回溫度較低，因而系統(tǒng)內(nèi)氦氣溫度變化區(qū)域可能跨越熱效應(yīng)和冷效應(yīng)區(qū)。隨著J-T系數(shù)的正負變化，增壓過程中系統(tǒng)壓力即使有很小變化，氦的溫度變化會呈現(xiàn)不同趨勢，導(dǎo)致氦氣的流動換熱會呈現(xiàn)復(fù)雜特性。

低溫氦氣從超臨界氦杜瓦進入換熱器后，氦氣溫度已經(jīng)高于其最大轉(zhuǎn)回溫度，此時，由于節(jié)流微分效應(yīng)μJ＜0，氦氣處于熱效應(yīng)區(qū)。也就是說，換熱器出口壓力升高，節(jié)流微分效應(yīng)反而導(dǎo)致?lián)Q熱器進出口溫度降低。所以，在增壓初始階段，當(dāng)換熱器出口氦氣壓力增大時，換熱器出口溫度T6沒有因為管外水的加熱而升高，反而下降，這是由于節(jié)流微分效應(yīng)占主導(dǎo)地位。由于換熱器盤管的縱向?qū)崮芰軓?，換熱器管壁的進出口溫度差隨著時間增大而減小，直到進出口溫度趨于相等。增壓120 s之后，換熱器進出口壓力升幅已經(jīng)很小，節(jié)流微分效應(yīng)弱化，而換熱器管外水的加熱量作用顯著，此時換熱器出口氦氣溫度升高并大于進口溫度。

3.3 超臨界氦增壓結(jié)果分析

采用超臨界氦增壓后增壓流量曲線、貯箱的氣枕壓力分布曲線、貯箱排液流量曲線、貯箱氣枕溫度如圖10ˉ13所示。此次實驗貯箱采用定壓力增壓，增壓氣體經(jīng)過減壓器減壓和節(jié)流圈節(jié)流后進入貯箱增壓，增壓的液氦用量見表2。計算值是按照排出320L液體所用氣量計算，未考慮管路及氣枕空間的損耗，因此理論值比實驗實測用量略小。

圖10 增壓氣體流量曲線Q1Fig.10 Mass flow rates of pressurization gas

圖11 貯箱氣枕壓力曲線P5Fig.11 Gas pressure in tank ullage

圖12 貯箱氣枕溫度T8Fig.12 Temperature of T8 in ullage

圖13 貯箱排液流量曲線Q2Fig.13 Mass flow rates of Q2 about liquid outflow in tank

表2 增壓用液氦流量Table 2 Consumption of liquid helium pressurization

兩次實驗的增壓氣體流量、氣枕壓力、排液流量以及貯箱溫度數(shù)據(jù)穩(wěn)定、一致性較好。從數(shù)據(jù)曲線可以看出，超臨界氦經(jīng)過換熱器加熱和減壓器減壓后，進入貯箱的增壓氣體流量較為穩(wěn)定，貯箱氣枕壓力平穩(wěn)，排液液體流量變化不大。實驗曲線末端的跳動是由于貯箱內(nèi)部液體排完后引起的波動，在進行有效數(shù)據(jù)分析時，可不予以考慮。

通過對超臨界氦實驗中超臨界氦杜瓦增壓、液氦輸送和換熱器換熱、貯箱增壓數(shù)據(jù)曲線的分析可以看出超臨界氦可以用于貯箱增壓。超臨界氦增壓過程平穩(wěn)，容易控制，換熱器換熱效果、增壓壓力、排液流量等滿足任務(wù)書提出的要求。但由于未研制液氦轉(zhuǎn)注系統(tǒng)，在使用過程中對超臨界氦的密度無法控制。

4 結(jié)論

通過加溫增壓實驗，分析低溫杜瓦內(nèi)液氦轉(zhuǎn)變?yōu)槌R界氦過程，并進行了超臨界氦排放實驗，得出如下結(jié)論:

(1)采用常溫氦加溫增壓，低溫杜瓦內(nèi)的超臨界氦出現(xiàn)明顯溫度分層。溫度計引線管兩端大溫差引起熱聲振蕩，并產(chǎn)生漏熱。后續(xù)工作中應(yīng)采取阻尼振蕩方法消除此現(xiàn)象。

(2)超臨界氦增壓過程中增壓壓力平穩(wěn)、可靠，壓力容易控制。但杜瓦以及支撐結(jié)構(gòu)的漏熱較大，需要改進絕熱方案。

(3)換熱器超臨界氦溫度大于轉(zhuǎn)回區(qū)，由于節(jié)流微分效應(yīng)，換熱器出口溫度在排放初始階段出現(xiàn)明顯溫降。由于管壁軸向?qū)嵋约巴獠繜崃骷尤?，換熱器出口溫度在排放后期回升。在后續(xù)實驗改進中，應(yīng)避免微分節(jié)流導(dǎo)致的超臨界氦溫度的大幅波動。

1 Alain T.Liquid helium storage for Ariane 5 main stage oxygen tank pressurization［R］.AIAA 95-2956，1995.

2 Gabriel D，Alain T.Ariane 5 main stage oxygen tank pressurization［R］.AIAA-93-1969，1993.

3 廖少英，運載火箭和航天器的超臨界氦增壓系統(tǒng)［J］.上海航天，1991(3):13-18.Liao Shaoying.Supercritical helium pressurization system of launch vehicle and spacecraft［J］.Aerospace Shanghai，1991(3):13-18.

4 Murai K.Integrated cryogenic helium system for extended duration balloon flights［J］.Advances in Space Research，2004，33:1819-1824.

5 Sehwan In，Sangkwon Jeong，Hongseong Kim.Investigation on liquid helium pressurization process using a heater in a liquid propellant rocket［J］.Cryogenics，2004，44:467-474.

6 張福忠，張化照.超臨界氦加溫增壓方案的初步探討［J］.導(dǎo)彈與航天運載技術(shù)，2001(6):41-46.Zhang Fuzhong，Zhang Huanzhao.Primary study of supercritical helium heating pressurization scheme［J］.Missiles and Space Vehicles，2001(6):41-46.

7 沈 漪，蔣 寧，余建平，等，超臨界氦的儲存及排放［J］.低溫工程，2001，122(4):48-53.Shen Yi，Jiang Ning，Yu Jianping，et al.Storage and discharging of supercritical helium［J］，Cryogenics，2001，122(4):48-53.

8 滿 滿，張立強，帥 彤，等.超臨界氦貯罐實驗研究及漏熱分析［J］.低溫工程，2013，194:33-37.Man Man，Zhang Liqiang，Shuai Tong，et al.Experimental Research and Heat Loss Analysis of Supercritical Helium Dewar［J］.Cryogenics，2013，194:33-37.

9 張 鵬，黃永華，陳國邦.氦-4和氦-3及其應(yīng)用［M］.北京:化學(xué)工業(yè)出版社.Zhang Peng，Huang Yonghua，Chen Guobang.Helium-4，Helium-3 and the Application［M］.Beijing:Chemical Industry Press.