張 浩，王 帥，耑 銳，陳其法，張 亮，汪 彬，黃永華

(1.上海宇航系統(tǒng)工程研究所，上海 201109; 2.上海交通大學 制冷與低溫工程研究所，上海 200240)

0 引言

隨著載人探月與深空探測任務(wù)的陸續(xù)規(guī)劃與開展，低溫推進劑[1-2](液氧LO2、液態(tài)甲烷LCH4、液氫LH2等)因其高比沖、無污染的特點成為了完成相關(guān)任務(wù)的理想燃料。由于低溫流體沸點低和易汽化的特點，在太陽輻照的影響下，當貯箱已經(jīng)具備高性能絕熱時，仍然會有約1 W/m2量級的熱量進入貯箱，使得其不斷蒸發(fā)造成貯箱壓力不斷上升并在流體區(qū)形成熱分層。因此，低溫推進劑長期在軌貯存技術(shù)的發(fā)展有利于載人登月及深空探測任務(wù)的順利實施。對于短期任務(wù)而言，被動絕熱變密度多層絕熱便實現(xiàn)貯箱漏熱量的有效控制，對于中長期任務(wù)，在貯箱被動絕熱做到最優(yōu)之后，還需要采用有效的貯箱壓力控制手段，即熱力學排氣技術(shù)，必要時甚至需要采用低溫制冷機主動制冷等零蒸發(fā)措施，由于空間用大制冷量低溫制冷機技術(shù)尚未成熟，熱力學排氣系統(tǒng)則被認為是實現(xiàn)低溫推進劑LH2-LO2長期在軌貯存最可行的手段之一[3-5]。

國外相關(guān)研究機構(gòu)率先開展了TVS相關(guān)研究，F(xiàn)lachbart[6-9]和Hastings[10-13]等在馬歇爾飛行中心分別進行了液氫、液氮和液態(tài)甲烷的熱力學排氣控壓實驗研究，獲得了不同充注率下的TVS運行特性。Van Overbeke[14]和Van Dresar[15]在格林研究中心以液氧為工質(zhì)進行了50%和90%兩種不同充注率下有氦氣增壓時的TVS控壓研究，研究表明無論是否進行氦氣增壓，該系統(tǒng)都可以將氣枕壓力和液體溫度控制在設(shè)定范圍內(nèi)。Thibault[16-17]在法國LEGI實驗室的圓筒形貯箱內(nèi)搭建了一臺小型常溫TVS實驗系統(tǒng)，進行了噴射溫度和流量等參數(shù)對貯箱溫度影響的實驗。我國在TVS方面的研究大多停留在文獻的搜集和綜述，近幾年來相關(guān)研究逐漸活躍，劉展[18]建立了一個用于評價套管式換熱器性能的準靜態(tài)模型，研究了管外自然對流、管子尺寸等因素對換熱器的性能影響。陳忠燦[19]設(shè)計和搭建了一套以制冷劑R141b為貯存工質(zhì)的常溫TVS模擬系統(tǒng)，獲得了TVS作用下貯箱增壓特性及排氣損失初步規(guī)律[20-21]。

綜上所述，目前國內(nèi)外對低溫貯箱熱力學排氣系統(tǒng)的研究大部分都停留在運行參數(shù)[22-23]和環(huán)境參數(shù)上，缺乏低溫流體物性參數(shù)對低溫貯箱壓力和溫度控制影響的分析。針對上述不足，本文針對低溫貯箱和熱力學排氣系統(tǒng)進行數(shù)學建模，利用液氮工質(zhì)實驗平臺對仿真模型進行了驗證，分析了不同液體過冷度下熱力學排氣系統(tǒng)對低溫貯箱溫度和壓力的控制特性。

1 熱力學排氣原理及數(shù)理模型

1.1 熱力學排氣原理

熱力學排氣系統(tǒng)主要由節(jié)流閥、低溫泵、耦合同軸套管式換熱器的噴射系統(tǒng)組成，如圖1所示。熱力學排氣系統(tǒng)中，節(jié)流閥和低溫泵的啟停及開閉以氣枕壓力pu和液體溫度對應的飽和壓力psat為控制信號。在貯箱自增壓過程中，當pu上升到壓力控制帶上限pmax時，系統(tǒng)開啟低溫泵，流經(jīng)低溫泵的流體通過噴射系統(tǒng)的噴射攪動實現(xiàn)貯箱氣枕空間的降溫降壓。當pu上升到壓力帶上限pmax且psat上升到壓力控制帶下限pmin時，同時開啟低溫泵和節(jié)流閥，低溫泵抽取的部分液體流經(jīng)節(jié)流閥，節(jié)流降溫后通過換熱器與主流流體換熱，促使主流流體的降溫，降溫后的過冷流體通過噴射器返回貯箱進行換熱，實現(xiàn)貯箱內(nèi)氣枕與液體的降溫降壓。節(jié)流后的低溫流體換熱后以氣體的形式排出箱外。熱力學排氣系統(tǒng)具有混合和排氣兩種運行模式，根據(jù)貯箱控溫控壓的實際要求，可以進行運行模式的切換。

圖1 熱力學排氣原理

1.2 熱力學排氣仿真模型

熱力學排氣系統(tǒng)模型主要由三部分組成：低溫貯箱兩相模型、噴射換熱模型和低溫泵模型。貯箱模型主要分為主流液相區(qū)、氣相區(qū)和貯箱壁面。采用集總參數(shù)法對低溫貯箱進行分區(qū)建模，假設(shè)低溫泵及節(jié)流閥內(nèi)流體為等焓流動的理想過程，考慮外界漏熱及氣液相之間自然對流與相變等過程。貯箱熱力模型如圖2所示。耦合低溫貯箱及熱力學排氣系統(tǒng)模型及求解計算模型參見此前已發(fā)表的文獻[24]。

圖2 貯箱熱力模型圖

2 熱力學排氣實驗系統(tǒng)

液氮貯箱TVS實驗系統(tǒng)主要由低溫貯箱、低溫離心泵、J-T節(jié)流閥、低溫截止閥、換熱器、冷屏、變密度多層絕熱、外部真空腔、分子泵機組、溫度傳感器、壓力傳感器、流量計、安全閥、數(shù)據(jù)采集儀和液氮增壓杜瓦等組成，如圖3所示。

圖3 TVS實驗系統(tǒng)示意圖

為了研究自增壓過程中液氮的溫度分布，在低溫貯箱內(nèi)部布置了28支鉑電阻PT1000溫度計，布置方式為豎直方向上16支，3個不同高度的水平方向上各4支，所有的溫度傳感器都安裝在一個支撐桿上以測量液體的溫度。該貯箱為圓柱形，底部為橢圓封頭，頂部為平面封頭，其直徑和內(nèi)部凈高分別為1 m和2 m，體積和表面積分別為1.36 m3和6.23 m2。貯箱外表面包覆變密度多層絕熱材料，用于隔絕輻射漏熱。通過對穩(wěn)定狀態(tài)下貯箱內(nèi)液氮蒸發(fā)量的測量，換算得到在真空度為10-3Pa量級時該液氮貯箱的漏熱量為58 W，即9.2 W/m2。貯箱底部為潛液式低溫離心泵，通過一部SIEMENS?S7-400 PLC控制一臺功率為20 W的電機來實現(xiàn)其運行或停止，在該功率下，泵的額定流量為2 m3/h。貯箱中部安裝有兩個節(jié)流閥，分別用于氣相節(jié)流、液相節(jié)流或者氣液兩相節(jié)流(模擬空間微重力狀態(tài))。貯箱頂部安裝有一支壓力傳感器用于測量氣枕壓力。由于液體自然蒸發(fā)階段的氣體流量與熱力排氣階段的氣體流量相差較大，在貯箱排氣管路上并聯(lián)安裝有兩支不同量程的氣體流量計，型號分別為Burkert?8006和8719。所有上述溫度、壓力、流量等數(shù)據(jù)的采集和存儲都是由一臺型號為Agilent?34980A的數(shù)據(jù)采集儀來完成的。為了使該實驗系統(tǒng)的漏熱降到最低，低溫貯箱、相關(guān)閥門、管路都放置于一個大的真空腔內(nèi)。與真空腔相連的是一臺分子泵機組，腔內(nèi)真空度的測量則是由一支型號為ReBorn?ZJ-27的真空規(guī)管來完成的。為了使真空腔內(nèi)的真空度盡可能地長時間保持，在低溫貯箱底部放置了若干吸附劑。實驗系統(tǒng)詳細參數(shù)見文獻[25]。

3 結(jié)果與討論

3.1 仿真模型驗證

為了驗證熱力排氣系統(tǒng)仿真模型在貯箱壓力控制方面的準確性，將其按實驗工況(充注率50%、壓力控制范圍220～240 kPa)的參數(shù)進行計算，得到結(jié)果與實驗數(shù)據(jù)進行比較。圖4給出了貯存時間22 h內(nèi)的TVS運行階段仿真計算結(jié)果和實驗測得氣枕壓力的對比。由于模型對貯箱自增壓過程的預測速率略快于其實際增壓速率，故仿真計算的TVS首次運行時間比實驗數(shù)據(jù)提前24 min。相比于整個自增壓過程的時間(9.5 h)，其誤差僅為4.2%。在相同時間內(nèi)，模型預測和實驗測量的TVS運行次數(shù)分別為33次和31次；模型預測和實驗測量的系統(tǒng)總運行時間分別為34.6 min和32.8 min?？梢娫摲抡婺Ｐ蛯τ谙到y(tǒng)的啟停頻率的預測同樣達到了較高的精度，可以將其用于低溫貯箱排氣特性的預測和指導相關(guān)系統(tǒng)的優(yōu)化設(shè)計。

圖4 TVS運行階段實驗和模擬氣枕壓力對比

為了更清楚地展示熱力排氣系統(tǒng)運行后仿真計算的貯箱壓力變化與實驗測量數(shù)據(jù)的區(qū)別，圖5給出了系統(tǒng)單次運行周期內(nèi)的實驗和模擬氣枕壓力變化對比?？梢钥吹?，仿真模型精確地反映出了熱力排氣系統(tǒng)運行后貯箱內(nèi)的壓力變化過程，包括系統(tǒng)停止運行后貯箱增壓的不同階段。另一方面，除了之前已經(jīng)討論過的模型預測的氣枕增壓速率略快于實驗測量結(jié)果之外，模擬的貯箱降壓速率也略快于實驗測量數(shù)據(jù)，這是由于該模型并未考慮氣枕的溫度分層情況，得到的氣枕溫度稍高于實際溫度，造成氣枕與主流液體的溫差稍大于實際貯箱內(nèi)的溫差，使得低溫液體噴射混合的降溫效果更好。

圖5 單次運行周期的實驗和模擬氣枕壓力對比

3.2 飽和狀態(tài)下貯箱溫度壓力變化

目前工程應用中，航天器加注的液氫液氧推進劑均為飽和狀態(tài)，利用上述仿真模型，針對長期在軌低溫推進飛行器貯箱，進行貯箱氣枕壓力和溫度變化的仿真預測。氫箱氧箱的初始壓力為0.2 MPa，氫箱漏熱為1.6 W/m2，氧箱漏熱量為1.4 W/m2，氫箱氧箱充注率均為95%。當貯箱壓力控制范圍設(shè)定為150～250 kPa時，液氫貯箱的熱力學排氣系統(tǒng)運行了18次，液氧貯箱熱力學排氣系統(tǒng)運行了21次，如圖6所示。由于混合運行模式的原理是通過噴射液體冷卻氣枕，使氣體冷凝，從而降低貯箱壓力，而當液體為飽和狀態(tài)時，液體吸收氣枕熱量后會汽化，從而使氣枕中的含氣量增大，氣枕壓力反而上升，此時氣液混合并不能降低氣枕壓力，故熱力學排氣系統(tǒng)的混合模式失效，系統(tǒng)從一開始便處于排氣模式運行狀態(tài)。在排氣模式運行下，氫箱氧箱的壓力都得到有效控制，且都呈現(xiàn)出初始時間段內(nèi)運行頻率快，一段時間后運行頻率減慢且逐漸穩(wěn)定下來的趨勢。這是由于排氣模式下，部分流體被節(jié)流成為低溫低壓氣液兩相流體，該流體與主流流體換熱將自身汽化潛熱帶來的冷量輸送到貯箱內(nèi)部，致使貯箱內(nèi)氣枕壓力上升速率得以減緩。

圖6 液氫液氧貯箱氣枕壓力變化曲線(飽和狀態(tài))

氫箱氧箱氣枕溫度變化情況如圖7和圖8所示。可以看到，在120 h的時間內(nèi)，氫箱氧箱的氣枕溫度都得到有效控制，區(qū)別在于，氧箱氣枕溫度從98 K逐漸上升至150 K，氫箱氣枕溫度則穩(wěn)定在22.8～24.1 K之間。其主要原因在于氫氣的熱容大于氧氣的熱容，0.2 MPa時氫氣定容比熱容為6.6 kJ/(kg·K)，而氧氣的定容比熱容僅為0.67 kJ/(kg·K)。此外，對于相同的節(jié)流壓力，由于液氫的汽化潛熱大于液氧，故液氫節(jié)流產(chǎn)生的冷量大于液氧，對于0.25 MPa的節(jié)流前壓力，液氫的節(jié)流冷量約為16 kJ/kg，液氧的則僅為7 kJ/kg。故對于相同量級的漏熱熱流，氧箱氣枕的溫度上升更快更高。另一方面，氣枕的初始溫度對于低溫推進劑的最終貯存狀態(tài)有較大的影響，初始溫度越高，氣枕壓力上升到壓力帶上限所用的時間越短，TVS啟動運行的頻率也隨之加快，造成低溫推進劑的損失也隨之增多，從而不利于低溫推進劑的長期貯存。

圖7 液氧貯箱氣枕溫度變化曲線(飽和狀態(tài))

圖8 液氫貯箱氣枕溫度變化曲線(飽和狀態(tài))

3.3 不同過冷度下貯箱溫度壓力變化

過冷狀態(tài)的推進劑比飽和態(tài)具有更高的密度，故在相同容積下具有更大的質(zhì)量，可以有效減少系統(tǒng)干重，從而提高飛行器性能。此外，過冷狀態(tài)的推進劑有利于延長其在軌貯存時間和貯箱壓力控制。為此，分別以液氫(0.2 MPa，20 K；0.2 MPa，16 K)和液氧(0.2 MPa，90 K；0.2 MPa，78 K)為例，進行過冷度對低溫推進劑貯箱熱力學排氣系統(tǒng)控壓特性的影響分析。氫箱氧箱不同過冷度下氣枕壓力變化如圖9和圖10所示?？梢钥吹剑簹?0 K和16 K時貯箱熱力學排氣系統(tǒng)都只運行了4次，相比于飽和態(tài)時的18次，運行次數(shù)減少了77.8%。液氧90 K和78 K時貯箱熱力學排氣系統(tǒng)分別運行了10次和9次，相比于飽和態(tài)時的21次，運行次數(shù)分別減少了52.3%和57.1%。可見，加注過冷態(tài)的推進劑可以大幅減少熱力學排氣系統(tǒng)的運行次數(shù)。需要說明的是，由于液體具有較大的過冷度，混合模式運行下氣枕可以充分吸收液體的冷量，達到氣枕降溫降壓的目的，此時的熱力學排氣系統(tǒng)一直處于混合模式運行，即在軌120 h內(nèi)氫箱氧箱實現(xiàn)了零排放。

圖9 液氫貯箱氣枕壓力變化曲線(過冷狀態(tài))

圖10 液氧貯箱氣枕壓力變化曲線(過冷狀態(tài))

不同過冷度時，熱力學排氣系統(tǒng)的總運行時間也有較大區(qū)別，16 K液氫時熱力學排氣系統(tǒng)的運行時間(546 s)相比于20 K液氫(663 s)減少了17.6%。78 K液氧時熱力學排氣系統(tǒng)的運行時間(2 760 s)相比于90 K液氧(16 469 s)減少了83.2%。氧箱熱力學排氣系統(tǒng)運行時間減少幅度更大的原因是液氧的過冷度在原來的基礎(chǔ)上提升了12 K，而氫箱中液氫的過冷度只提升了4 K?？梢?，提高液體過冷度可以有效減少系統(tǒng)運行時間，降低系統(tǒng)運行占空比，從而降低系統(tǒng)運行故障產(chǎn)生的概率(見表1)。

表1 推進劑不同過冷度下混合運行次數(shù)及時間對比

氫箱氧箱的氣枕溫度變化如圖11和圖12所示。不同的過冷度對于液氫箱氣枕溫度的影響較小，僅對系統(tǒng)運行停止后氣枕溫升速率有小幅影響。液氧箱氣枕溫度則受過冷度影響明顯，90 K時氣枕溫度在120 K左右，78 K時氣枕溫度則穩(wěn)定在100 K左右，其相比于飽和態(tài)時的氣枕溫度150 K都明顯降低。大過冷度下氣枕溫度的波動更小(95～100 K)、升溫速率更慢。故從工程應用角度而言，20 K液氫已經(jīng)可以滿足長期貯存零排放的要求，液氧則需過冷到78 K時才具有更好的長期貯存效果。

圖11 液氫貯箱氣枕溫度變化曲線(過冷狀態(tài))

圖12 液氧貯箱氣枕溫度變化曲線(過冷狀態(tài))

4 結(jié)論

針對低溫貯箱和熱力學排氣系統(tǒng)進行了數(shù)學建模，獲得了耦合低溫貯箱和熱力學排氣的系統(tǒng)集成仿真模型，并利用液氮工質(zhì)實驗平臺對模型進行了驗證。進行了不同液體過冷度下熱力學排氣系統(tǒng)對低溫貯箱溫度和壓力的控制特性研究。得到如下結(jié)論：

1)相比于飽和態(tài)推進劑，采用過冷態(tài)推進劑時，推進劑貯箱熱力學排氣系統(tǒng)始終處于混合模式運行，在貯箱壓力得到有效控制的同時實現(xiàn)了低溫貯箱在軌5天零排放。

2)采用過冷態(tài)推進劑時，推進劑貯箱熱力學排氣系統(tǒng)運行次數(shù)大幅減小。液氫20 K和16 K時貯箱熱力學排氣系統(tǒng)運行4次，相比于飽和態(tài)時的18次，運行次數(shù)減少了77.8%。液氧90 K和78 K時貯箱熱力學排氣系統(tǒng)分別運行了10次和9次，相比于飽和態(tài)時的21次，運行次數(shù)分別減少了52.3%和57.1%。

3)過冷度越大，貯箱的排氣次數(shù)越少，熱力學排氣系統(tǒng)運行總時間越短。16 K液氫時熱力學排氣系統(tǒng)的運行時間(546 s)相比于20 K液氫(663 s)減少了17.6%。78 K液氧時熱力學排氣系統(tǒng)的運行時間(2 760 s)相比于90 K液氧(16 469 s)減少了83.2%。