王黎靜，黃晨旭，傅 嵐，邰全親

0 引言

載人航天器氣閘艙是航天員進(jìn)行出艙活動(dòng)的門(mén)戶(hù)［1－5］，泄壓是平衡氣閘艙內(nèi)外的壓力，保證航天員及艙內(nèi)設(shè)備的安全的重要手段之一［6］。在載人航天器氣閘艙中，由于艙內(nèi)絕熱多孔材料吸濕的原因，泄壓時(shí)多孔材料內(nèi)水分蒸發(fā)對(duì)艙內(nèi)壓力的影響在低于2 kPa的低壓階段不可忽略［7］，會(huì)導(dǎo)致泄壓時(shí)間這一出艙程序中的重要參數(shù)延長(zhǎng)。而水蒸發(fā)率數(shù)值的大小將決定其對(duì)氣閘艙泄壓時(shí)間的影響程度，水蒸發(fā)率越大，對(duì)氣閘艙泄壓時(shí)間影響越大。

以“蒸發(fā)、多孔材料、泄壓、低壓”為關(guān)鍵詞進(jìn)行檢索，以相關(guān)性排序的前50篇文獻(xiàn)中，多孔材料蒸發(fā)研究16篇(32%)，低壓下水蒸發(fā)研究9篇(18%)，多孔材料物理性質(zhì)14篇(28%)，多孔材料應(yīng)用及相關(guān)研究11篇(22%)。經(jīng)過(guò)檢索，未發(fā)現(xiàn)針對(duì)多孔材料泄壓條件下水蒸發(fā)率的研究。目前針對(duì)多孔材料水蒸發(fā)的研究多見(jiàn)于建筑領(lǐng)域中多孔飾磚的蒸發(fā)以及土壤在氣候條件下的蒸發(fā)規(guī)律［8－12］。張玉和孟慶林(2007)在針對(duì)多孔材料氣候蒸發(fā)實(shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ偷难芯恐袑⑽蟮亩嗫撞牧现糜诳梢阅M空氣溫度、太陽(yáng)輻射、相對(duì)濕度和風(fēng)速等室外因素的風(fēng)洞中，使用風(fēng)洞模擬室外一天內(nèi)各參數(shù)的變化并通過(guò)測(cè)量多孔材料的質(zhì)量變化來(lái)確定多孔材料氣候條件下的蒸發(fā)規(guī)律［10］。從實(shí)驗(yàn)結(jié)果中可以看出，輻射照度對(duì)多孔飾磚的蒸發(fā)量影響較大，在無(wú)輻射的時(shí)間段，當(dāng)相對(duì)濕度、溫度和風(fēng)速分別在20%，8℃和0．5 m/s的范圍內(nèi)變化時(shí)，對(duì)多孔飾磚的每小時(shí)蒸發(fā)量影響不大，多孔飾磚的每小時(shí)蒸發(fā)量維持在1 g左右。

在低壓蒸發(fā)相關(guān)研究中，Kazemi(2017)針對(duì)低壓下(1 kPa下)的水蒸發(fā)速率進(jìn)行了研究，研究得出不同材料作為器皿時(shí)水的蒸發(fā)率隨著壓力變化的蒸發(fā)曲線［13］。實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明在低壓下(1 kPa下)水的蒸發(fā)率會(huì)隨著壓力的降低而升高，熱導(dǎo)率低的蒸發(fā)器皿的水蒸發(fā)曲線相比熱導(dǎo)率高的水蒸發(fā)曲線更加平緩。Kazemi(2017)指出這是由于蒸發(fā)器皿低熱導(dǎo)率的蒸發(fā)器皿無(wú)法跟上水蒸發(fā)所需的能源需求，會(huì)限制蒸發(fā)率，從而減弱壓力降低對(duì)水蒸發(fā)率的影響［13］。

在泄壓條件下，氣閘艙處于一個(gè)超臨界泄壓狀態(tài)，艙內(nèi)壓力按照指數(shù)型規(guī)律進(jìn)行變化［14］。泄壓孔徑相對(duì)于整個(gè)氣閘艙極小，因此艙內(nèi)風(fēng)速可以視為0．泄壓過(guò)程中溫度和相對(duì)濕度變化不大［15］。根據(jù)張玉和孟慶林(2007)在無(wú)輻射階段對(duì)濕度、溫度和風(fēng)速的小幅變化對(duì)多孔飾磚的每小時(shí)蒸發(fā)量影響不大的研究結(jié)果，氣閘艙泄壓過(guò)程中多孔材料水的蒸發(fā)速率受到濕度、溫度和風(fēng)速的影響很小［10］。鑒于氣閘艙內(nèi)鋪設(shè)的多孔材料為絕熱多孔材料，根據(jù)Kazemi(2017)低熱導(dǎo)率的蒸發(fā)器皿限制蒸發(fā)速率的研究結(jié)果，絕熱多孔材料將極大的限制水的蒸發(fā)速率，因此在低壓階段絕熱多孔材料水的蒸發(fā)速率受到壓力變化的影響很小?？梢酝瞥鲈谛箟簵l件下，絕熱多孔材料在低壓下的水蒸發(fā)率應(yīng)為一個(gè)定值。

文中設(shè)計(jì)實(shí)驗(yàn)研究了泄壓條件和定壓條件下的絕熱多孔材料的水蒸發(fā)速率。實(shí)驗(yàn)參考目前氣閘艙的地面試驗(yàn)方法搭建泄壓環(huán)境［16－21］，將試驗(yàn)艙分為主副艙，通過(guò)將主艙抽真空，副艙向主艙泄壓來(lái)模擬超臨界泄壓狀態(tài)。同時(shí)，為了與泄壓工況進(jìn)行對(duì)比，實(shí)驗(yàn)還進(jìn)行了不同定壓下的絕熱多孔材料的蒸發(fā)實(shí)驗(yàn)。定壓工況各壓力間隔設(shè)置為10 kPa，低壓狀態(tài)設(shè)置為2 kPa到0 kPa的中點(diǎn)1 kPa．通過(guò)測(cè)量放置于艙內(nèi)的吸水多孔材料的質(zhì)量，實(shí)驗(yàn)獲得了不同工況下多孔材料的蒸發(fā)規(guī)律，得到了泄壓條件下絕熱多孔材料的水蒸發(fā)速率值。

1 多孔材料蒸發(fā)試驗(yàn)

1.1 試驗(yàn)裝置

實(shí)驗(yàn)采用目前泄壓地面試驗(yàn)常用的試驗(yàn)方法進(jìn)行實(shí)驗(yàn)，試驗(yàn)艙由主艙和副艙組成，主艙內(nèi)壓力可在101～0．667 kPa范圍內(nèi)調(diào)節(jié)，增減壓速率均可調(diào)，極限壓力為0．067 kPa，壓力控制精度為0.34 kPa，壓力測(cè)量精度為 0．01 kPa．

試驗(yàn)中，構(gòu)建如圖1所示小型測(cè)量系統(tǒng)(以將電子秤置于副艙為例)。

圖1 試驗(yàn)裝置Fig．1 Experimental installation

圖1 中，在主艙和副艙連接的管道處放置一個(gè)擋板，擋板上有2個(gè)直徑6．5 mm的孔，可通過(guò)控制管道中閥門(mén)的開(kāi)閉來(lái)控制擋板是否聯(lián)通主副艙;主艙和副艙的壓力通過(guò)MKS壓力傳感器測(cè)量，測(cè)量精度為0．01 kPa，副艙的壓力傳感器安裝在艙頂，主艙的壓力傳感器安裝在艙后側(cè);電子天平型號(hào)為梅特勒托利多公司的PL－2002，置于艙內(nèi)，用于測(cè)量絕熱材料重量;絕熱材料面積為1 940．81 cm2(46．1 cm ×42．1 cm)，絕熱材料通過(guò)膠粘置于塑料板上，試驗(yàn)時(shí)使絕熱材料自然吸水，將絕熱材料及附著的塑料板置于電子天平上;同時(shí)艙內(nèi)布置Pt100鉑電阻，測(cè)量精度為1℃，用于測(cè)量艙內(nèi)溫度;電子天平通過(guò)RS232C接口與計(jì)算機(jī)端連接，計(jì)算機(jī)端運(yùn)行的數(shù)據(jù)通訊處理程序讀取、處理、記錄、存儲(chǔ)天平重量數(shù)據(jù);鉑電阻測(cè)量的溫度值通過(guò)昆侖海岸公司開(kāi)發(fā)的調(diào)理電路和數(shù)據(jù)采集測(cè)試軟件進(jìn)行記錄存儲(chǔ)，對(duì)采集的數(shù)據(jù)處理后每分鐘記錄一次。所有測(cè)量信號(hào)通過(guò)穿艙法蘭于艙外記錄。

為了消除干擾，提高測(cè)量準(zhǔn)確性，數(shù)據(jù)通訊處理程序每分鐘讀取60個(gè)數(shù)據(jù)，對(duì)讀取的數(shù)據(jù)進(jìn)行去極值、平均處理，提取1個(gè)數(shù)據(jù)作為記錄，可消除干擾對(duì)實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)準(zhǔn)確性的影響。

1.2 試驗(yàn)工況

試驗(yàn)按照以下2個(gè)工況進(jìn)行

工況Ⅰ:絕熱材料穩(wěn)態(tài)條件下干燥速率測(cè)定。將吸水絕熱材料放置在主艙，分別在常壓90，80，70，60，50，40，30，20，10 和 1．0 kPa 這幾個(gè)壓力點(diǎn)維持艙壓10 min．記錄主艙壓力、溫度、濕度和吸水絕熱材料重量，降壓速率不高于3 kPa/min．

工況Ⅱ:絕熱材料泄壓條件下的干燥速率測(cè)定。將吸水絕熱材料放置在副艙，將主艙艙壓由常壓抽至真空(1 kPa以下)，然后使主副艙通過(guò)擋板聯(lián)通，以模擬副艙通過(guò)2個(gè)6．5 mm的孔向主艙泄壓過(guò)程，在泄壓過(guò)程中保證主艙和副艙的壓力比小于0．528，即保證泄壓為超臨界流動(dòng)。泄壓過(guò)程中記錄副艙壓力、副艙溫度和吸水絕熱材料重量。

為了保證實(shí)驗(yàn)結(jié)果可信、準(zhǔn)確，每種工況試驗(yàn)重復(fù)3次。

2 試驗(yàn)數(shù)據(jù)

2.1 定壓工況

定壓工況下實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)如圖所示，其中圖2為定壓工況壓力曲線，圖3為定壓工況蒸發(fā)曲線，圖4為定壓工況溫度曲線，圖5為定壓工況濕度曲線。

圖2 定壓工況壓力曲線Fig．2 Pressure curve under constant pressure condition

從圖2可以看出，第三次實(shí)驗(yàn)在低壓時(shí)泄壓速率超過(guò)了3 kPa，不符合實(shí)驗(yàn)工況設(shè)計(jì)，因此在后續(xù)分析中只分析前兩次實(shí)驗(yàn)。

在壓力較高時(shí)，多孔材料重量與時(shí)間具備較高的線性相關(guān)關(guān)系，在10 kPa之前，利用線性回歸模型W=mWτ+b對(duì)每次試驗(yàn)中的時(shí)間與吸水絕熱材料質(zhì)量進(jìn)行線性回歸。

在模型中，W為吸水絕熱材料質(zhì)量，g;mW為線性回歸得到的系數(shù)，在此即為水蒸發(fā)率，g/(min·m2);τ為時(shí)間，min;b為線性回歸得到的系數(shù)。

經(jīng)過(guò)線性回歸，得到2次試驗(yàn)高壓區(qū)段的水蒸發(fā)率為0．863 和0．873 g/(min·m2)，平均數(shù)值為0．870 g/(min·m2)，判定系數(shù) R2分別為 0．995 6和0．988 4，2次判定系數(shù)均大于0．95，說(shuō)明在定壓工況下，高壓區(qū)段水蒸發(fā)率可視為定值。

圖3 定壓工況蒸發(fā)曲線Fig．3 Evaporation curve under constant pressure condition

圖4 定壓工況溫度曲線Fig．4 Temperature curve under constant pressure condition

圖5 定壓工況濕度曲線Fig．5 Humidity curve under constant pressure condition

在壓力從10 kPa降至1 kPa的過(guò)程中，2次試驗(yàn)的蒸發(fā)曲線均出現(xiàn)了拐點(diǎn)。對(duì)2次試驗(yàn)1 kPa壓力下時(shí)間與吸水絕熱材料質(zhì)量進(jìn)行線性回歸，得到2次試驗(yàn)1 kPa時(shí)水蒸發(fā)率分別為2．110和2．172 g/(min·m2)，平均數(shù)值為 2．141 g/(min·m2)，判定系數(shù) R2分別為0．996 0 和0．997 3，2 次判定系數(shù)均大于0．95，說(shuō)明在定壓工況下，低壓(1 kPa)區(qū)段水蒸發(fā)率可視為定值。

2.2 泄壓工況

泄壓工況下實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)如圖所示，其中圖6為泄壓工況壓力曲線，圖7為泄壓工況蒸發(fā)曲線，圖8為泄壓工況溫度曲線。

圖6 泄壓工況壓力曲線Fig．6 Pressure curve under pressure relief condition

圖7 泄壓工況蒸發(fā)曲線Fig．7 Evaporation curve under pressure relief condition

圖8 泄壓工況溫度曲線Fig．8 Temperature curve under constant pressure condition

從圖7可以看出，在泄壓工況下時(shí)，多孔材料重量與時(shí)間具備較高的線性相關(guān)關(guān)系，對(duì)每次試驗(yàn)中的時(shí)間與吸水絕熱材料質(zhì)量進(jìn)行線性回歸，3次實(shí)驗(yàn)的水蒸發(fā)率分別為 2．184，2．215，2．115 g/(min·m2)，平均數(shù)值為 2．171 g/(min·m2)，判定系數(shù) R2分別為 0．996 5，0．995 5，0．998 5．3 次判定系數(shù)大于0.95，說(shuō)明在泄壓工況下，水蒸發(fā)率可視為定值。

3 討論

通過(guò)模擬超臨界泄壓過(guò)程和設(shè)定不同艙壓對(duì)多孔材料在泄壓條件和定壓條件下的水蒸發(fā)進(jìn)行了研究。經(jīng)過(guò)分析，多孔材料水的蒸發(fā)速率在定壓條件下高壓區(qū)段(≥10 kPa)、1 kPa以及整個(gè)泄壓條件下均為定值，其蒸發(fā)速率分別為0．870，2.141 和2．171 g/(min·m2)。

從圖2和圖3可以看出，定壓工況下蒸發(fā)曲線出現(xiàn)拐點(diǎn)時(shí)均為10 kPa向1 kPa變化的過(guò)程中，拐點(diǎn)位置處于3 kPa左右。拐點(diǎn)兩邊蒸發(fā)速率分別為0．870 和 2．141 g/(min·m2)。在拐點(diǎn)前后艙內(nèi)溫度變化范圍為25．5～27℃，濕度變化為6%～2%．根據(jù)張玉和孟慶林(2007)［10］的實(shí)驗(yàn)結(jié)果以及張以忱，黃英(2005)和Al-Shammiri M(2002)中關(guān)于蒸發(fā)速率的描述，本實(shí)驗(yàn)中的溫度變化和濕度變化范圍對(duì)蒸發(fā)速率影響不大。因此造成蒸發(fā)速率變化的原因是壓力的變化。根據(jù)飽和水的熱物理性質(zhì)，在26℃左右的溫度下，水的飽和蒸氣壓為3 kPa．因此，造成拐點(diǎn)的原因可能是由于壓力過(guò)低，水向類(lèi)似沸騰的狀態(tài)轉(zhuǎn)變。同時(shí)，Kazemi(2017)有關(guān)水在低壓下蒸發(fā)的研究中指出，蒸發(fā)速率受到一種控制機(jī)制的影響，這種控制機(jī)制可能是界面的傳熱。當(dāng)壓力降低到一定程度時(shí)，壓力造成控制機(jī)制的變化，使得界面能量傳輸加快，從而使蒸發(fā)速率加快［13］。

從實(shí)驗(yàn)結(jié)果來(lái)看，整個(gè)泄壓過(guò)程中，無(wú)論是高壓區(qū)段(10 kPa以上)還是低壓區(qū)段(10 kPa以下)，蒸發(fā)速率均保持定值，整體蒸發(fā)速率平均值為2．171 g/(min·m2)，實(shí)驗(yàn)結(jié)果與 Kazemi(2017)的研究結(jié)果相吻合。泄壓工況下的蒸發(fā)速率與定壓工況1 kPa下的蒸發(fā)速率相差僅為1．4%，考慮到實(shí)驗(yàn)中的測(cè)量誤差，可以認(rèn)為泄壓工況下的蒸發(fā)速率與定壓工況1 kPa下的蒸發(fā)速率相同。根據(jù)前文對(duì)1 kPa壓力下蒸發(fā)速率的分析以及泄壓工況與1 kPa壓力下蒸發(fā)速率相同這一現(xiàn)象，泄壓工況與1 kPa壓力下的定壓工況應(yīng)當(dāng)處于一個(gè)相同的蒸發(fā)機(jī)制，即超臨界泄壓狀態(tài)對(duì)水蒸發(fā)的影響應(yīng)該和低壓對(duì)水蒸發(fā)的影響相同。而由于多孔材料熱導(dǎo)率極低，限制了水蒸發(fā)所需的能量傳遞，因此在蒸發(fā)速率上保持一個(gè)定值。

文中得出了氣閘艙泄壓條件下氣閘艙內(nèi)絕熱多孔材料的水蒸發(fā)速率為2．171 g/(min·m2)，聯(lián)系氣閘艙內(nèi)多孔材料的鋪設(shè)面積，可以得出整個(gè)氣閘艙內(nèi)單位時(shí)間水的蒸發(fā)量。通過(guò)克拉伯龍方程可以得到水的蒸發(fā)對(duì)氣閘艙內(nèi)壓力的影響。由于蒸發(fā)速率為一個(gè)定值，因此只需簡(jiǎn)單積分即可將蒸發(fā)速率考慮到泄壓時(shí)間的計(jì)算公式中，即可計(jì)算出水蒸發(fā)對(duì)泄壓時(shí)間的影響。

由于實(shí)驗(yàn)條件的限制，文中僅對(duì)目前氣閘艙內(nèi)鋪設(shè)的絕熱多孔材料在泄壓工況下的一種壓力變化進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)，并沒(méi)有進(jìn)行多種絕熱多孔材料多種壓力變化下的水蒸發(fā)率實(shí)驗(yàn)。但是根據(jù)之前的討論，泄壓條件下絕熱多孔材料的水蒸發(fā)速率為定值，后續(xù)研究只需得出不同絕熱材料不同壓力變化規(guī)律下的水蒸發(fā)速率，即可獲得基于一系列絕熱材料和壓力變化規(guī)律的水蒸發(fā)速率。

4 結(jié)論

文中研究了2種不同工況下吸水絕熱材料水蒸發(fā)的速率。結(jié)果表明，在泄壓工況下，泄壓全過(guò)程中水的蒸發(fā)速率均為定值，為2．171 g/(min·m2)，與壓力值等因素?zé)o關(guān)。在定壓工況下，在10 kPa向1 kPa轉(zhuǎn)變時(shí)會(huì)出現(xiàn)拐點(diǎn)，拐點(diǎn)兩邊的蒸發(fā)速率均為定值，分別為0．870和2．141 g/(min·m2)．實(shí)驗(yàn)結(jié)果可為研究水蒸發(fā)對(duì)氣閘艙泄壓時(shí)間的影響提供支持。后續(xù)實(shí)驗(yàn)研究應(yīng)當(dāng)針對(duì)不同材料，不同壓力變化規(guī)律下水的蒸發(fā)速率值進(jìn)行研究，得到基于一系列絕熱材料和壓力變化規(guī)律的水蒸發(fā)速率。

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