張曉嶼，張少華，潘 瑤，劉 欣

（中國運載火箭技術研究院研究發(fā)展中心，北京，100076）

0 引 言

低溫推進劑由于其比沖高、無毒無污染、價格相對低廉等特點，在國內外運載火箭和上面級上得到了廣泛的應用。低溫推進劑被認為是進入空間及軌道轉移最經濟、效率最高的化學推進劑。低溫推進劑雖然性能高，但其沸點低（液氫-253 ℃，液氧-183 ℃），易因受熱而蒸發(fā)，難以長時間存儲。未來載人月球探測和深空探測等宇航探索任務中，要求低溫推進劑的貯存期不再是幾天、幾周還有可能是幾個月甚至幾年。因此，低溫推進劑不但要滿足運載火箭發(fā)射段短時間使用，而且要適應長時間在軌任務的需求，因此低溫推進劑長期在軌蒸發(fā)量控制將是一個必須解決的關鍵問題?？刂频蜏赝七M劑蒸發(fā)量，是低溫推進劑長時間在軌應用的前提。

目前，低溫推進劑蒸發(fā)量控制手段主要分為被動控制技術和主動控制技術。被動控制技術主要從改進貯箱的隔熱措施、合理進行低溫貯箱布局、設計遮擋屏等方面減小外界環(huán)境對低溫推進劑的加熱影響，減少低溫推進劑蒸發(fā)損耗。然而，被動措施并不能完全阻止空間環(huán)境漏熱的影響，隨著在軌運行時間的不斷延長，被動防熱面臨著熱飽和的限制，采用主動方法對低溫推進劑蒸發(fā)量進行控制是必然的趨勢。主動技術主要通過采用流體混合、主動制冷以及在軌排氣等方式來實現(xiàn)蒸發(fā)量控制。其中，熱力學排氣系統(tǒng)（Thermodynamic Vent System，TVS）很好地整合了這3種方式，是實現(xiàn)低溫推進劑長期在軌貯存的有效方法。

NASA已經就 TVS開展了充分的理論與實驗研究，證明了該技術的可行性。Flachbart[1]等人詳細介紹了噴霧棒型TVS的結構與原理，并對地面開展的TVS相關試驗進行了簡要介紹；VanO-verbeke[2]和Flachbart[3]分別以液氮和液態(tài)甲烷為工質，開展了TVS性能測試試驗；Hedayat[4,5]等人介紹了在馬歇爾空間飛行中心在MHTB上進行的液氫貯箱內TVS運行試驗，并對含有氦氣的貯箱，進行了TVS工作性能的試驗研究，同時采用一維模型對相關工況進行了數值預測[6]。TVS能有效破壞貯箱內熱分層，控制貯箱壓力和推進劑蒸發(fā)量，深入研究TVS控制機理、工作性能及相關技術對于中國航天事業(yè)的發(fā)展是十分有必要的。然而，中國對TVS的研究起步較晚，現(xiàn)有的文獻主要是針對國外相關研究的綜述性介紹[1,7～11]，尚未看到專題研究報告，與國際水平仍有較大差距。

本文建立了低溫貯箱熱力學排氣系統(tǒng)自增壓和壓力控制仿真模型，對熱力學排氣系統(tǒng)中 J-T排氣閥、換熱器以及排氣系統(tǒng)進行耦合計算，得到相應的仿真數據，并與相關文獻數據進行了比對。

1 物理模型及工作流程

圖1為試驗工作流程示意，圖2為與之對應的壓-焓圖（p-h圖）。在外部漏熱的情況下，低溫箱體內部氣枕壓力升高，氣液相溫度也隨之升高。當箱體壓力達到所設定的壓力上限的時候，此時液相仍處于過冷狀態(tài)，為此開啟循環(huán)泵，采用箱體底部過冷流體冷卻氣相溫度，以此達到降低箱體壓力的目的。但該過程只是實現(xiàn)了熱量在氣液相間的轉移，并沒有將外部漏熱帶出箱體外部。因此，隨著時間的增加箱體內部液相溫度會隨之增加。該增壓過程具體如圖2中1-2過程。當液體達到狀態(tài)點 2時，此時溫度已經達到 Pmin對應飽和溫度Tsat，TVS制冷系統(tǒng)開始工作。貯箱液體在泵的作用下從箱底抽出并加壓，具體過程如圖2中2-3過程。此后，小部分流體經節(jié)流閥節(jié)流并進入換熱器為主流體提供冷量，換熱后經背壓孔排出系統(tǒng)，具體過程如圖2中3-4-6過程；主流體直接進入換熱器內被冷流體冷卻，后經噴霧棒射入貯箱內，具體過程如圖2中3-5-1＇過程。當貯箱內液體降溫1＇點后，TVS制冷系統(tǒng)停止工作。

圖1 TVS工作流程示意Fig.1 Schematic Diagram of TVS

圖2 TVS p-h示意Fig.2 p-h Diagram of TVS Thermodynamic Process

本文針對常規(guī)重力條件下的液氫貯箱的自增壓過程以及TVS的控壓過程進行了仿真。整個仿真計算過程在SINAPs軟件上完成，建立了低溫貯箱自增壓模型和熱力學排氣系統(tǒng)耦合模型。

2 數學模型

2.1 多層隔熱材料漏熱模型

多層隔熱材料的漏熱可以通過Modified Lockheed方程得到：

式中 q為通過多層隔熱材料的熱流密度；Tavg為多層隔熱材料冷熱端的平均溫度；N*為多層隔熱材料層密度；Ns為多層隔熱材料層數；Th為熱端溫度；Tc為冷端溫度；ε為多層隔熱材料表面發(fā)射率，為 0.031；P為氣體壓力；常數Cr=4.944×10-10；常數Cg=14 600。

2.2 傳熱系數選擇

貯箱壁面與氣枕之間的換熱通過豎直平板自然對流關系得到（下標l和t分別表示層流和湍流）：

式中 Nu為怒賽爾數；Ra為瑞利數；Pr為普朗特數；C為修正系數；m為經驗常數，m=6。

2.3 貯箱增壓過程中氣液傳熱傳質模型

在蒸發(fā)傳質的過程中，假設氣液界面間有一層飽和層，因此有Tl=Tsat(Pv)，其中 Pv為低溫推進劑的氣枕壓力。飽和層吸收來自氣枕的熱量QUI并向液相進行傳熱QIL，兩者的傳熱之差則轉化成了相變傳質過程。具體控制方程如下：

氣枕向界面層的傳熱為

氣枕向界面層的傳熱為

低溫推進劑蒸發(fā)量為

式中 hfg為低溫推進劑的蒸發(fā)焓；hUI，hIL為傳熱系數，由自然對流換熱關系得到：

式中 KH為修正系數，KH=0.5；C為經驗常數，C=0.27；n為經驗常數，n=0.25。

模型中假設氣液界面兩端傳熱系數相同，處于熱力學平衡狀態(tài)。

2.4 熱力學排氣系統(tǒng)模型

熱力學排氣系統(tǒng)計算模型主要是用來模擬液氫貯箱地面貯存過程中采用TVS的運行情況。貯箱表面由多層絕緣覆蓋，并使用熱力學排氣系統(tǒng)來減少蒸發(fā)量損失。貯箱由低導熱率元件支撐。液氫從貯箱底部抽取，通過焦湯節(jié)流閥節(jié)流后進入換熱器，整個換熱器完全浸沒在貯箱內的液氫中。內部熱交換器內剩下的液體蒸發(fā)，吸收貯箱內部的熱量。換熱器排出的氣體通過控制閥排放到真空空間中。

3 結果分析

根據上述熱力學排氣系統(tǒng)仿真模型，分別對 TVS運行過程仿真計算與MHTB試驗進行了對比分析，研究了TVS運行過程中不同貯箱高度位置的氣枕溫度變化，對貯箱內部的傳熱規(guī)律隨TVS運行過程進行了計算。圖3為由美國航空航天局MHTB低溫試驗臺所得的TVS試驗數據與本文所采用的TVS計算模型得到的TVS仿真數據的對比。

圖3 TVS運行過程仿真計算與MHTB試驗的貯箱控壓情況對比Fig.3 Comparison between TVS Simulation and MHTB Experiment

從圖3中可以看出，TVS仿真計算模型的控壓效果與MHTB試驗平臺控壓效果保持一致，在具體控壓過程中出現(xiàn)一定的差異，仿真數據與試驗數據的差別主要是由于氣液界面處傳熱傳質過程中的不確定性造成。另外，模型中假設流體從噴霧棒中噴射出流體均勻分布在氣枕節(jié)點中，這也給仿真計算帶來一定的誤差，這種誤差可通過改進氣枕熱分層模型進行消除，通過CFD計算對模型進行修改也可以進一步消除誤差。

圖 4為不同高度低溫貯箱內部氣枕節(jié)點的溫度變化情況。從圖4中可以看出，不同位置處的自增壓過程中氣枕溫度的升溫速率基本是一致的，在TVS運行過程中兩者同樣從基本相同的溫度變化率進入控壓過程。

圖4 TVS運行過程中不同貯箱高度位置的氣枕溫度變化Fig.4 Variation of Lump Temperature with Different High Level of Propellant Tank

圖5為低溫推進劑貯箱內部熱負荷情況。仿真計算所得到的熱載荷數據與文獻[3]中的數據吻合的非常好。另外，值得注意的是，當低溫推進劑充灌率為50%時，液相區(qū)和氣枕區(qū)的熱負荷是均勻分布的。從圖 5中還可以觀察到，氣枕向液相推進劑的傳熱與貯箱壁面向液相區(qū)和氣枕區(qū)的傳熱處于同一量級，說明優(yōu)化TVS性能的過程中要注重氣液之間的傳熱傳質。氣枕區(qū)向液相區(qū)的傳熱從TVS開啟之后開始階段性下降，然而貯箱壁面的傳熱不隨時間發(fā)生變化。進入貯箱內部的熱量主要取決于外部隔熱結構的性能。

圖5 貯箱內部的傳熱規(guī)律隨TVS運行過程中的變化Fig.5 Variation of Heat Transfer Inside the Tank under TVS Operation Process

圖6為低溫推進劑貯箱氣枕位置不同節(jié)點的溫度情況隨TVS運行過程的變化，氣枕流體節(jié)點4和節(jié)點高點和最低點。自增壓過程完成后，TVS開啟，貯箱內部節(jié)點溫度開始下降，TVS噴霧棒噴射前的溫度越高，TVS開啟后溫度下降越快。

圖6 貯箱內部不同氣枕流體節(jié)點的溫度變化Fig.6 Temperature Variation of Different Lump Fluid Nodes Inside the Tank

圖 7為氣枕上部最接近貯箱頂部的節(jié)點沿徑向方向的溫度變化，圖8為氣枕下部最接近氣液界面位置處節(jié)點沿徑向方向的溫度變化。圖7、圖8中所描述的溫度變化不包括多層隔熱材料內部的溫度變化情況，泡沫結構層的溫降要明顯大于貯箱壁面層的溫度變化。TVS開啟后，上部氣枕節(jié)點的溫度變化要明顯大于下部氣枕節(jié)點的溫度變化情況，說明TVS混合制冷后產生的效果從貯箱內部上方到下方呈逐漸遞減的趨勢。

圖7 氣枕上部節(jié)點溫度徑向變化Fig.7 Radial Temperature Variation of the Upper Lump Nodes

圖8 氣枕下部節(jié)點溫度徑向變化Fig.8 Radial Temperature Variation of the Bottom Lump Nodes

4 結 論

本文針對低溫推進劑長期在軌蒸發(fā)量控制的問題，采用了利用少量排放氣體節(jié)流后的熱力學焓對低溫貯箱內剩余低溫推進劑進行冷卻的蒸發(fā)量控制方法，解決了低溫貯箱內部推進劑蒸發(fā)引起的壓力控制問題，建立了低溫貯箱熱力學排氣系統(tǒng)仿真模型，能夠開展低溫貯箱內部自增壓過程以及熱力學排氣系統(tǒng)運行特性仿真研究。

該模型考慮了低溫貯箱隔熱結構與貯箱壁面之間的傳熱、貯箱壁面與貯箱內部氣枕和液相之間的對流換熱過程。利用Modified Lockheed模型建立了貯箱壁面與多層隔熱材料的顯式傳熱方程以及輻射熱流方程，通過固體壁面節(jié)點可耦合求解能量方程得到貯箱壁面的溫度分布。另外，通過模型還可計算氣枕和液體推進劑之間的傳熱傳質過程。自增壓模型中還考慮了熱力學排氣系統(tǒng)的制冷和降壓作用，建立的熱力學排氣系統(tǒng)模型與低溫貯箱自增壓模型耦合模型。整個熱力學排氣系統(tǒng)運行過程的仿真數據與美國MHTB試驗平臺數據吻合得很好，可開展低溫推進劑貯箱熱力學排氣系統(tǒng)仿真計算。