周振君，劉 欣，張少華，王思峰

(中國運載火箭技術(shù)研究院， 北京 100076)

0 引 言

液氫、液氧等低溫推進(jìn)劑具有無污染、比沖高等優(yōu)點，被認(rèn)為是中遠(yuǎn)程空間任務(wù)的首選推進(jìn)劑，未來低溫推進(jìn)劑不僅要滿足短時間內(nèi)運載火箭發(fā)射使用，更要滿足推進(jìn)器長時間在軌貯存的需求[1]。但是低溫推進(jìn)劑沸點都較低、汽化潛熱小，在軌貯存期間極易受到熱環(huán)境影響而蒸發(fā)，引起低溫貯箱的內(nèi)部壓力升高，當(dāng)貯箱內(nèi)的壓力升高到上閾值時，需要開啟閥門進(jìn)行排氣降壓[2-3]，這種降壓的方法由于排氣中夾帶液體使推進(jìn)劑排放損失較大。NASA提出的熱力學(xué)排氣系統(tǒng)(Thermodynamics venting system, TVS)方案[4]，能夠消除排氣過程中夾帶液體，并延長低溫推進(jìn)劑在軌貯存時間。該方案前期通過混合裝置將氣相蓄熱轉(zhuǎn)移到液相，后期通過消耗一小部分液體達(dá)到低溫推進(jìn)劑長期貯存的目的，在低溫推進(jìn)劑長期在軌貯存的蒸發(fā)量控制方面具有明顯優(yōu)勢[5]。

在熱力學(xué)排氣技術(shù)研究方面，馬歇爾空間飛行中心開展了貯箱漏熱量為19～20 W(有液氮冷屏)和漏熱量為51～54 W(無液氮冷屏)的試驗，結(jié)果顯示TVS系統(tǒng)起到減小推進(jìn)劑蒸發(fā)量和控制貯箱壓力的效果[6]。2004年Van Overbeke[7]在球形貯箱內(nèi)進(jìn)行了近地軌道環(huán)境液氮TVS實驗，液氮通過節(jié)流閥形成過冷態(tài)，結(jié)果表明TVS系統(tǒng)能夠使低溫貯箱的壓力控制在一定的范圍。2014年，Thibault等[8]建立了預(yù)測低溫箱體降壓過程的零維模型，并搭建了熱力學(xué)試驗平臺進(jìn)行了測試，測試結(jié)果與模型計算對比趨勢一致，較好地反映了低溫箱體在熱力學(xué)排氣系統(tǒng)技術(shù)的作用下冷卻降壓效果。2016年Majumdar等[9]對TVS系統(tǒng)基于通用流體系統(tǒng)模擬程序建立了數(shù)學(xué)模型，在模型中充分考慮了噴霧棒和同軸套管換熱器模型、貯箱內(nèi)氣液兩相流體之間以及箱體壁面與流體間的換熱，較好預(yù)測了低溫箱體自增壓以及熱力學(xué)排氣系統(tǒng)的控壓過程。文獻(xiàn)[10-11]建立了用于評價TVS換熱器性能的準(zhǔn)靜態(tài)模型，研究了換熱器管外自然對流、換熱管尺寸等因素對換熱器的性能影響，并對熱力學(xué)排氣系統(tǒng)運行過程中流體熱分層情況進(jìn)行了試驗研究。周振君等[12]分別對常用的液氫、液氧等低溫推進(jìn)劑進(jìn)行了TVS節(jié)流制冷效應(yīng)研究,分析了流體溫度、壓力等對節(jié)流后兩相流體制冷量和含液率的影響。馬原等[13]從套管式換熱器的角度驗證TVS的控壓效果，進(jìn)行多組變工況計算，給出了優(yōu)化換熱器性能的思路與方向。文獻(xiàn)[14-15]在基于液氮工質(zhì)的熱力學(xué)排氣系統(tǒng)平臺開展了試驗研究，開展了多個控壓區(qū)間的TVS循環(huán)壓力控制試驗，以及直接排氣流量測試，驗證了熱力學(xué)排氣系統(tǒng)在降低液氮蒸發(fā)量方面的效率。

針對熱力學(xué)排氣技術(shù)的研究，多為在不同工況下對低溫貯箱控壓效果，或?qū)ο到y(tǒng)中換熱器、節(jié)流器等單組件性能的研究，并不能反應(yīng)熱力學(xué)排氣控壓過程中貯箱內(nèi)流體溫度場、壓力場的變化規(guī)律，而貯箱內(nèi)部流場的分布特性對熱力學(xué)排氣系統(tǒng)的結(jié)構(gòu)設(shè)計和優(yōu)化具有重要意義，本文搭建了低溫?zé)崃W(xué)排氣系統(tǒng)試驗平臺，采用液氮工質(zhì)開展TVS系統(tǒng)低溫貯箱壓力控制技術(shù)試驗，研究在不同的運行階段貯箱內(nèi)的壓力及液相溫度變化，分析節(jié)流制冷效應(yīng)對液氮溫度的影響，為后續(xù)深入開展低溫推進(jìn)劑在軌壓力控制提供技術(shù)支持和參考。

1 實驗系統(tǒng)

液氮熱力學(xué)排氣技術(shù)試驗平臺如圖1所示，主要由低溫貯箱、熱力學(xué)排氣子系統(tǒng)、數(shù)據(jù)采集子系統(tǒng)、液氮加注子系統(tǒng)及真空子系統(tǒng)組成。液氮貯箱由內(nèi)外兩箱體構(gòu)成，并通過吊桿固定連接，以降低外箱體向內(nèi)箱體導(dǎo)熱；內(nèi)箱體的外壁面上布置隔熱泡沫和絕熱多層以降低外箱體輻射傳熱。熱力學(xué)排氣系統(tǒng)低溫流體泵、節(jié)流閥位于內(nèi)外箱體夾層下部，同軸換熱器和噴射桿位于內(nèi)箱體。

圖1 試驗裝置示意圖Fig.1 Scheme of the experiment system

內(nèi)箱體氣枕和液相中縱向布置了25支PT1000溫度傳感器，自下而上編號為T1～T25；通過液位和壓力傳感器分別實時監(jiān)測箱內(nèi)液位高度和氣枕壓力。真空泵機(jī)組使夾層空間達(dá)到10-2Pa級真空環(huán)境，以降低夾層殘余氣體的對流換熱。

2 控壓原理及策略

熱力學(xué)排氣系統(tǒng)主要由低溫流體泵、J-T節(jié)流閥、低溫兩相換熱器和噴射桿組成。如圖2所示貯箱內(nèi)流體經(jīng)低溫流體泵加壓后，流體Ⅰ通過節(jié)流閥后形成溫度和壓力均降低的兩相流，并流入低溫同軸換熱器的殼程；流體Ⅱ進(jìn)入換熱器的管程，兩股流體在換熱器內(nèi)完成能量交換，流體Ⅰ的冷量被流體Ⅱ吸收，溫度升高后形成蒸氣通過TVS排氣管流出貯箱；被冷卻的流體Ⅱ通過噴射桿濺射到主流液體中，使主流液體的溫度降低，液相表面溫度梯度減小，同時使氣枕溫度下降。本文中換熱器為順流式，這是由于抽取液體的低溫泵布置于貯箱底部，從低溫泵流出的兩股流體將流入換熱器的冷熱兩側(cè)，若其中的一股流體通過貯箱上部封頭管路進(jìn)入換熱器形成逆流換熱，將延長流體流動路程，增加沿程阻力，并且結(jié)構(gòu)上也更復(fù)雜。

圖2 熱力學(xué)排氣技術(shù)控壓原理Fig.2 Principle of pressure control in TVS system

熱力學(xué)排氣技術(shù)控壓策略可以分為單獨開啟低溫流體泵的混合模式，以及低溫流體泵和節(jié)流閥同時開啟的并行模式。在混合模式中，低溫流體泵抽取貯箱內(nèi)的液體再通過噴霧桿式換熱器將液體回流至貯箱內(nèi)實現(xiàn)氣相和液相的混合，并降低貯箱壓力，通過判斷氣枕壓力pu與控壓閾值pmin和pmax的大小關(guān)系控制低溫流體泵開啟和關(guān)閉，混合模式的控制策略如圖3(a)所示。

圖3 熱力學(xué)排氣技術(shù)控壓策略Fig.3 Pressure control strategy of TVS

當(dāng)液相溫度上升到控壓下閾值pmin所對應(yīng)的飽和溫度Tsat時，控壓過程進(jìn)入并行模式，通過控制節(jié)流閥使其開度調(diào)至預(yù)設(shè)值，在控壓過程中實時判斷pu與pmin和pmax的大小關(guān)系進(jìn)行循環(huán)控壓，并行模式的控制邏輯如圖3(b)所示。

混合模式低溫流體泵開關(guān)狀態(tài)與氣枕壓力pu對應(yīng)關(guān)系如圖4所示，當(dāng)氣枕壓力達(dá)到上閾值pmax時，開啟低溫流體泵后氣枕壓力降低，氣枕壓力達(dá)到下閾值pmin時關(guān)閉低溫流體泵；并行模式低溫流體泵及節(jié)流閥開關(guān)狀態(tài)與氣枕壓力pu的對應(yīng)關(guān)系如圖5所示，氣枕壓力pu達(dá)到上閾值pmax的同時開啟低溫流體泵和節(jié)流閥，氣枕壓力達(dá)到下閾值pmin的同時關(guān)閉低溫流體泵和節(jié)流閥。

圖4 混合模式控制邏輯Fig.4 Control logic of the mixing mode

圖5 并行模式控制邏輯Fig.5 Control logic of the parallel mode

在上述兩種運行模式中，低溫貯箱的壓力達(dá)到上閾值pmax時，通過向低溫流體泵或TVS排氣支路上的電磁閥發(fā)出指令使其開啟，液相區(qū)冷能直接或通過節(jié)流流體冷卻的形式與主流區(qū)換熱，氣相冷凝速率大于液相蒸發(fā)速率使氣枕壓力下降；當(dāng)貯箱壓力達(dá)到下閾值pmin時控制系統(tǒng)發(fā)出關(guān)閉指令，貯箱內(nèi)氣枕壓力在隨著蒸氣質(zhì)量的增加逐漸升高，低溫貯箱氣枕壓力曲線為在下閾值pmin和上閾值pmax之間連續(xù)波動循環(huán)的近三角波型。

3 控壓過程液相溫度特性分析

為對上述混合模式和并行模式兩種工況的液相溫度變化進(jìn)行理論分析，需分別考慮兩種工況影響液相溫度的主要因素，在混合模式中主要是外部漏熱因素對液相溫度的影響，在并行模式中主要是外部漏熱和內(nèi)部節(jié)流制冷量的共同影響。

在混合模式中，貯箱內(nèi)的漏熱量為環(huán)境漏熱與內(nèi)部低溫流體泵熱，并無冷源輸入，因此貯箱內(nèi)流體受熱引起氣枕壓力增高，液相溫度同步升高，并且在氣液界面形成一定溫度梯度的熱分層，造成分界面處的平均溫度較底部液體溫度偏高。當(dāng)氣枕壓力達(dá)到上限時，低溫流體泵啟動，將下部溫度較低的液體噴射至氣相空間和熱分層處，熱分層處流體溫度下降，因此在熱分層附近的流體溫度呈現(xiàn)出整體波浪式升高的趨勢?；旌夏Ｊ街幸合鄿囟入S時間的變化可用式(1)表示

(1)

(2)

式中：qr為輻射漏熱，qs為支撐結(jié)構(gòu)導(dǎo)熱，qg為殘余氣體導(dǎo)熱，λ為材料導(dǎo)熱系數(shù)，A為換熱面積，L為導(dǎo)熱長度，ΔT為傳熱溫差，ε為輻射面發(fā)射率，φ為輻射面間角系數(shù)，κ為殘余氣體系數(shù)，α為熱適應(yīng)系數(shù)，p為夾層真空度，T為換熱面溫度。

液相質(zhì)量由初始質(zhì)量、液滴滴落質(zhì)量和蒸發(fā)質(zhì)量之差三部分組成，其隨時間變化關(guān)系可由式(3)表示為

(3)

式中：ρ為液體密度，V為貯箱容積，η為貯箱充液率。

而在并行模式中，由于有一部分液體參與了節(jié)流制冷作用，并將冷量與貯箱內(nèi)的液體進(jìn)行能量交換，冷能被重新吸收利用，液體溫度將根據(jù)冷能輸入量大小而呈現(xiàn)出不同的溫升速率變化。具體可以分為以下三種情況：1)節(jié)流制冷量qc低于熱漏Ql，液體溫度將繼續(xù)升高，但溫升速率降低；2)節(jié)流制冷量qc等于外部漏熱Ql，液體溫度將保持不變；3)節(jié)流制冷量qc大于熱漏Ql，液體溫度將繼續(xù)降低。將節(jié)流制冷量qc引入式(1)中，可以得到在并行模式液體溫度隨著時間變化關(guān)系式為

(4)

對于參與節(jié)流制冷的流體，其制冷量與節(jié)流前后的壓力及節(jié)流前溫度有關(guān)，根據(jù)等焓節(jié)流原理，節(jié)流制冷量計算方法為

(5)

在換熱器內(nèi)，節(jié)流后流體由于吸熱蒸發(fā)，兩相飽和流體轉(zhuǎn)變?yōu)轱柡驼魵?，進(jìn)而轉(zhuǎn)變?yōu)檫^熱蒸氣，由溫度為T1的飽和蒸氣變?yōu)闇囟葹門2的過熱蒸氣所具有的吸熱能力為

(6)

4 試驗結(jié)果與分析

分別對[120,130] kPa、[160,170] kPa及[180,190] kPa(均為表壓)三個區(qū)間控壓過程進(jìn)行了測試，研究混合模式中控壓循環(huán)初期和后期增壓與降壓時間比的變化，以及在控壓過程中的液相溫度波動情況；在并行模式測試中，對控壓過程中的節(jié)流制冷效應(yīng)及液相溫度變化進(jìn)行了測試，并對三種不同控壓區(qū)間的控壓曲線進(jìn)行了比較。

4.1 混合模式控壓過程測試

圖6對比了混合模式三個控壓區(qū)間氣枕壓力波動曲線，結(jié)果顯示當(dāng)氣枕壓力達(dá)到pmax時，低溫流體泵開啟使底部液體噴入上部空間，相對較熱的上部蒸氣與溫度較低的底部液滴換熱能使氣枕壓力很快下降，在三組測試中基本沒有超出pmax的情況。

圖6 不同控壓區(qū)間混合模式氣枕壓力變化Fig.6 Change of ullage pressure in different pressure control regions in the mixing mode

當(dāng)氣枕壓力下降到pmin時關(guān)閉低溫流體泵，氣枕壓力不會在pmin處停止下降，而會繼續(xù)下降一定Δp后才轉(zhuǎn)向增壓階段，表現(xiàn)出一定的滯后性，這是由于底部液體通過噴射桿停止濺射后，氣相冷凝速率降低，氣液界面由于前面的混合作用熱分層基本消除，重新建立起熱分層狀態(tài)需要一定時間。當(dāng)分界面處由于漏熱溫度升高與下部附近液體建立起溫度梯度后，液相蒸發(fā)速率大于冷凝速率，氣枕壓力才轉(zhuǎn)而趨向升高，重新進(jìn)入增壓階段。

表1給出了三個控壓區(qū)間測試中，控壓初期和后期單次控壓循環(huán)時間、增壓與降壓階段時間比的變化情況，圖7為三個控壓過程中初期和后期單次控壓循環(huán)曲線的對比情況。

表1 混合排氣前后單次循環(huán)時間對比Table 1 Comparison of single cycle time in mixing mode

圖7 不同控壓區(qū)間單次控壓循環(huán)時間比較Fig.7 Comparison of single pressure control cycle time in different pressure control intervals

圖8為混合模式測試中各控壓區(qū)間所對應(yīng)的液相溫度變化曲線，隨著控壓區(qū)間的升高，液相溫升變化速率逐漸提高。在[120,130] kPa控壓區(qū)間，液相溫度變化總體溫升效果不是很明顯，這是由于低控壓區(qū)間對應(yīng)氣相蒸氣質(zhì)量較小，其蓄熱量較低，低溫流體泵從貯箱底部抽取小部分冷液體噴射入上部氣相空間就可以將氣枕壓力降低下來，從氣相內(nèi)轉(zhuǎn)移到液相的蓄熱量相對較小，引起的液相溫度變化不明顯；而對于較高的控壓區(qū)間，氣相空間蓄熱量大，通過泵射的流體從氣相轉(zhuǎn)移到液相的熱量較多，使液相的溫度變化幅度較低控壓區(qū)間要明顯。

圖8 混合模式三個控壓區(qū)間液相溫度對比Fig.8 Comparison of liquid temperature in three pressure control regions of the mixing mode

控壓區(qū)間內(nèi)液相溫度變化呈波浪形，這與氣枕壓力變化有關(guān)：氣枕壓力周期性的變化引起氣液分界面處熱分層流體溫度周期性起伏，這種溫度變化會從熱分層處向下部液體形成梯度傳遞，由于重力的影響，熱分層處能量的引入不會立即引起所有液相空間的溫度場產(chǎn)生變化，因而越接近熱分層處的液體變化越明顯，靠近底部的液體這種溫度響應(yīng)效率越低。

4.2 并行模式控壓過程測試

當(dāng)貯箱內(nèi)液體平均溫度達(dá)到控壓下限pmin所對應(yīng)的飽和溫度Tsat時，開啟節(jié)流制冷器向低溫液體中輸入冷量，控壓過程進(jìn)入并行模式階段，使液相溫度不再繼續(xù)升高。圖9為三個控壓區(qū)間內(nèi)節(jié)流制冷閥前后溫度的變化，可以看出節(jié)流前后的溫度均表現(xiàn)出一定的周期波動性，其中節(jié)流前流體由于從貯箱內(nèi)直接通過泵抽出，其溫度波動與貯箱內(nèi)的液體相同，節(jié)流后的溫度由于溫度較低，與周圍環(huán)境溫差更大，也更易于受支撐結(jié)構(gòu)導(dǎo)熱的影響，在節(jié)流后溫度降低至下一次節(jié)流制冷器開啟的這一段增壓過程中，溫度升高幅度較大。但從節(jié)流前后所產(chǎn)生的節(jié)流效應(yīng)可以看出，[120,130] kPa、[160,170] kPa和[180,190] kPa三個控壓區(qū)間所產(chǎn)生的節(jié)流平均溫差分別為7.8 K、10.1 K及13 K，即在節(jié)流背壓不變的情況下，節(jié)流前壓力較高的情況下產(chǎn)生的節(jié)流制冷溫差較大，對貯箱內(nèi)的節(jié)流前液體的冷卻效果也更明顯。

圖9 三個控壓區(qū)間節(jié)流效應(yīng)對比Fig.9 Comparison of throttling effect in three pressure control regions

圖10為并行模式測試過程中貯箱內(nèi)液相溫度變化曲線。從圖10可以看出，[120,130] kPa控壓區(qū)間液相溫度隨著氣枕壓力波動，但總體溫度變化不明顯，說明節(jié)流制冷量的輸入與貯箱外部漏熱基本達(dá)到平衡狀態(tài)；對于[160,170] kPa控壓區(qū)間，液相溫度均呈波浪形下降趨勢，說明此壓力區(qū)間制冷量的輸入已經(jīng)大于液體所受外部漏熱量。從圖10還可以看出，[180,190] kPa控壓區(qū)的液相溫度下降速率較[160,170] kPa的快，這是由于在較高的控壓區(qū)間內(nèi)節(jié)流前后壓差大，所產(chǎn)生的節(jié)流制冷效應(yīng)及制冷量也較大，與液相區(qū)換熱后能使液氮產(chǎn)生更明顯的降溫效應(yīng)。

圖10 并行模式三個控壓區(qū)間液相溫度變化對比Fig.10 Comparison of liquid temperature in three pressure control regions of the parallel mode

4.3 仿真與測試數(shù)據(jù)對比分析

圖11給出了混合模式階段液氮溫度變化實測和仿真曲線對比，可以看出在[120,130] kPa低控壓區(qū)間，實測與仿真曲線結(jié)果最接近，在[160,170] kPa和[180,190] kPa兩控壓區(qū)間，模擬曲線較實測曲線的峰值會有一定滯后或提前。分析其原因，[120,130] kPa低控壓區(qū)間，環(huán)境漏熱和節(jié)流冷量的輸入達(dá)到動態(tài)平衡，液相溫度趨于穩(wěn)定，模擬值能夠較準(zhǔn)確反應(yīng)液相溫度變化；當(dāng)控壓區(qū)間升高時，氣相空間低溫蒸氣的蓄熱能力隨其質(zhì)量一同增加，氣液兩相相互轉(zhuǎn)化作用對液相溫度的影響更加明顯，此外噴射流體向液面的噴射范圍和強(qiáng)度也不同程度對液相的溫度產(chǎn)生影響，使模擬值和仿真值出現(xiàn)一定偏差?；旌想A段三控壓區(qū)間的實測數(shù)據(jù)如表2所示，表2同時也給出了三個區(qū)間內(nèi)液體的溫升速率與模擬值的比較，可以發(fā)現(xiàn)液相增溫速率計算值與測試值相差較小，能夠比較準(zhǔn)確地預(yù)測液相溫度的變化。

圖11 混合模式液相溫度實測與模擬對比曲線Fig.11 Comparison of measured and simulated liquid temperature in the mixing mode

圖12為在并行模式階段液氮溫度變化實測和仿真曲線對比，可以看出液氮溫度呈波浪式下降趨勢，在大部分運行時間內(nèi)，液相溫度計算值較實測值略高。分析其原因，由圖10可知，在較低的控壓區(qū)間，向液相中輸入的冷量較小，漏熱與冷量處于基本平衡狀態(tài)，模擬值能夠較準(zhǔn)確地反應(yīng)液相溫度的變化；隨著控壓區(qū)間的提高，節(jié)流前的壓力增大，相應(yīng)產(chǎn)生的節(jié)流制冷量也增大，節(jié)流前壓力和節(jié)流后低溫流體對貯箱內(nèi)主流液體的綜合作用表現(xiàn)得更不穩(wěn)定，上述因素使實測值和模擬值出現(xiàn)一定偏差，但整體的波浪式下降趨勢表現(xiàn)一致。在并行階段三個控壓區(qū)間的實測數(shù)據(jù)如表2所示，由于并行階段引入了節(jié)流制冷量，表2也給出了三個控壓過程中的制冷量輸入大小，計算條件為背壓0.1 MPa，流經(jīng)換熱器過熱后溫度為90 K，節(jié)流流量0.015 kg/s，通過三個區(qū)間內(nèi)液體的溫升速率與模擬值的比較，可知液相增溫速率計算值與測試值相差較小，能夠比較準(zhǔn)確地預(yù)測并行階段液相溫度的變化。

圖12 并行模式液相溫升實測與模擬對比曲線Fig.12 Comparison of measured and simulated liquid temperature in the parallel mode

表2 混合及并行階段運行參數(shù)對比表Table 2 Comparison of parameters in the mixing and parallel modes

本文中液相溫度的測量采用PT1000鉑電阻溫度計，其精度為0.2級，屬于直接測量，最大絕對誤差小于0.2 K，測量精度較高，因此本文的數(shù)據(jù)測量值能夠較好反應(yīng)測量真值。

5 結(jié) 論

本文介紹了對采用液氮為工質(zhì)的低溫?zé)崃W(xué)排氣系統(tǒng)運行時低溫貯箱中氣相壓力和液相溫度的變化情況，并與理論計算進(jìn)行了對比和分析，得出如下結(jié)論：

1) 熱力學(xué)排氣系統(tǒng)對低溫貯箱控壓過程中，當(dāng)氣枕壓力在達(dá)到pmax時即刻下降，在達(dá)到pmin不會立刻上升，在控壓循環(huán)的增壓階段具有一定滯后性，這是由于氣液界面熱分層被破壞后重新建立需要一定反應(yīng)時間。

2) 混合模式各控壓區(qū)間中，控壓后期單次循環(huán)時間比初期要短，增壓與降壓時間比也有所減??；混合模式運行過程中隨著控壓區(qū)間的升高，液相溫升變化速率逐漸提高，由于氣枕壓力的影響,液相溫度呈波浪式上升趨勢。

3) 在并行運行模式中，節(jié)流前后的溫度均表現(xiàn)出一定的周期波動性；背壓不變的情況下，節(jié)流制冷溫差隨著節(jié)流前壓力的增大而升高；節(jié)流制冷量的輸入使液相溫度不再升高，根據(jù)制冷量與漏熱量的大小關(guān)系，液相溫度表現(xiàn)出不同的降溫速率。

4) 理論分析結(jié)果與試驗測試曲線吻合度較好，液相增溫速率計算值與測試值相差較??；在較高的控壓區(qū)間兩者間的偏差更小，理論計算值能更準(zhǔn)確地反映液相溫度的變化。