超临界氦增压与排放过程的压力温度特性

张 亮 姚 娜 赵栋梁 张卫东 耑 锐

(1上海宇航系统工程研究所 上海 201109)

(2上海航天技术研究院 上海 201109)

1 引言

随着运载火箭和航天器的发展，对增压输送系统提出了更高的技术要求。超临界氦增压系统由于其结构质量轻、增压气体剩余质量小、安全性高等优点在火箭的增压输送系统、深空探测和大气层探测中都得到了广泛的应用［1-4］。美国宇航学会在总结液体火箭发展概况、发展前景时，将超临界氦增压作为一项未来进一步发展的方向。

俄罗斯，美国和欧洲在一系列太空探测项目中大力发展超临界氦增压技术，其中“阿波罗”登月舱下降级推进剂箱和“阿里安V”一级液氧箱采用近临界区域的超临界氦增压技术已经获得了成功。NASA进行的大气层气球飞行器［4］也使用了超临界氦进行补气、控制及低温制冷等。日本和韩国［5］也都在超临界氦增压方面做了大量工作，并取得了一定的成果。

中国国内针对高压低温超临界氦增压技术研究已经取得成果，并应用于长三甲火箭三子级。目前，对于近临界区域氦增压技术的应用研究还较少，文献仅检索到超临界氦存贮和排放的理论分析及贮罐实验［3，6-8］。

氦的临界温度为5.195 3 K，临界压力为0.227 MPa。当系统压力大于氦的临界压力时，此时系统为超临界系统。在超临界态，即使温度升高，氦也不会穿越饱和温度线而呈现出两相状态［9］。因此，超临界状态氦气增压可以保证输运稳定性。

目前主要采用两类超临界状态的氦增压方式。一种方式采用高压低温氦增压，即利用高压低温下超临界区域氦密度大的特点，例如俄罗斯天顶号和中国的长三甲火箭，是将氦气瓶放在液氧或液氢中以保证氦的低温状态，工程中通常称为冷氦增压;另一种采用近临界区域氦增压，则是利用近临界温度(5.195 3 K)下超临界氦高密度的特点，例如阿里安Ⅴ火箭，将氦气存贮在低温杜瓦中以维持近临界低温状态，工程中通常称为超临界氦增压。其目的都是为了节省气瓶贮存容积，提高增压稳定可靠性。对于冷氦增压方式，超临界氦状态已经远离临界点(P/Pr＞1.5)跳变区，因而此时可以用理想气体状态方程描述氦气特性。第二种方式是针对近临界区域的超临界氦增压，该区域超临界氦热物性以及输运特性发生很大变化，因而近临界区域氦增压过程的流动换热较为复杂。

在临界点附近，流体的热物性变化的程度相当大，这样就导致了常用的一些流动和传热的关系不再适用。比如，流体压缩率在临界点附近非常大，即使压力有微小变化，也会导致密度大幅度变化。临界点上，比热容为无穷大，这样就导致热平衡时间非常长。传热设备中，一般其压力均保持在远离临界压力，某种程度上避免了比热剧烈变化带来的问题。当系统压力与温度高于临界点较大时，氦呈现气体特性，可以用气体状态方程描述。

本文通过实验，探讨超临界氦增压排放过程氦气的压力与温度变化特性，为超临界氦增压的工艺设计提供技术参考。

2 超临界氦增压实验

超临界氦增压实验系统如图1所示。本实验采用常温氦气挤压低温度瓦内的超临界氦，使其排出并进入贮箱增压。实验过程中，用水来模拟贮箱内推进剂。用高压氦气将超临界氦杜瓦内的超临界氦挤压出，超临界氦经过换热器加热后进入贮箱增压，将贮箱内的水排出。通过实验分析增压系统氦气的流动与换热特性，为后续研究提供有效实验数据。

2.1 超临界氦增压实验系统

整个实验系统包括超低温液氦杜瓦、模拟贮箱、管路及阀门附件、换热器、配气台、传感器、数据采集设备、加注及排放设备等。增压实验的主要设计参数如下:增压氦气平均流量1.8¯2.2 g/s，液体平均流量2 L/s。

模拟贮箱容积400 L，工作压力0.4 MPa。在贮箱下端面增开与输液管(Φ40)连接接口，贮箱上端面增加安全阀、配气台预增压管、氦气增压管等接口，加注液体总容积为320 L。换热器采用盘管水浴式换热器，换热盘管采用Φ12 mm紫铜管，按直径200 mm盘绕置于换热槽中。

测量系统由温度、压力、流量等系统组成。根据实验要求在各关键点处安装测点，测点位置见图1，各测点量程及精度均满足实验要求。

2.2 超临界氦增压实验主要步骤

实验前需要用液氮进行系统调试，实验设备及测量系统能够正常运行后，再进行正式的超临界氦增压实验，实验主要步骤如下:

(1)实验前准备，系统连接、气密检查等;

(2)液氦加注，包括液氮预冷、置换、气体回收等过程;

图1 超临界氦增压实验装置系统图Fig.1 Test system of super critical helium helium pressurization

(3)贮箱预增压，由配气台给贮箱预增压到0.3 MPa，超临界氦杜瓦预增压，由配气台给超液氦杜瓦加压到1.6 MPa，由配气台常供1.6 MPa压力的氦气;

(4)打开电磁阀7，开始正式实验;

(5)贮箱内液体排空后，关闭截止阀1、低温阀5，实验结束;

超临界氦杜瓦加注前需要进行液氮预冷，减少液氦耗量。超临界氦增压实验共进行了两次，每次实验液氦用量约为0.5 kg。

3 超临界氦增压实验结果及分析

杜瓦内充注液氦后，在停放阶段，因为漏热导致内部温度和压力上升，液氦则转变为超临界状态。增压排液前，杜瓦经过预增压到1.6 MPa，杜瓦内超临界氦在此时已经呈现气相特性。

3.1 超临界氦杜瓦的压力与温度变化

超临界氦杜瓦增压的效果与选用的增压方式有关，此次实验采用了常温氦气增压。图2显示，超临界氦杜瓦内的气枕压力及输出的增压气体压力稳定。但由于超临界氦杜瓦采用了常温氦气瓶增压，随着常温氦气瓶压力下降增压管路压力有下降趋势。

增压排放过程，由于常温氦气挤入杜瓦，因此杜瓦内的温度测点T1、T2的温度都略有上升，见图3、图4。

图2 低温杜瓦气枕压力P1Fig.2 Gas Pressure of P1 in Dewar ullage

图3 低温杜瓦中部温度T1Fig.3 Temperature of T1 at centre region of Dewar

图4 低温杜瓦底部温度T2Fig.4 Temperature of T2 at bottom of Dewar

图3、4显示了两次增压排放实验过程杜瓦中部和底部温度的变化，温度出现明显波动。近临界区域内超临界氦的热物性与输运特性会发生很大变化，该区域氦的流动换热很复杂。本实验中，杜瓦内超临界氦状态已经远离物性跳变区域，所以超临界氦物性变化曲线平滑，已经接近气体特性。分析认为，温度波动的主要原因是温度计引线两端大温差导致热声振荡，又称塔科尼斯振荡，并因此产生较大漏热，文献［8］在实验中也观察到了热声振荡现象。实验中应尽可能的减少该类热声振荡，一方面尽可能远离振荡区，另一方面可加装阻尼减振器。

液氦杜瓦排气口真空软管处的温度见图5，测点(T3)在20 s左右温度开始呈下降趋势，实验结束后最低达到73 K左右。增压初始阶段超杜瓦排放口流出的临界氦气吸收管壁热量，因而氦气温度升高。随着管壁冷却温度下降，超临界氦与管壁换热量减小，氦气温升减小。因而可以看到，随时间增大，软管出口处氦气温度呈下降趋势。

图5 低温杜瓦真空软管出口处温度T3Fig.5 Temperature of T3 at the outlet of flexible vacuum tube of Dewar

低温杜瓦内液氦增压排放过程的热力状态变化如图6所示。状态1为杜瓦加注后的液氦初始状态点，处于两相饱和态。经过加温增压后，饱和两相区氦的温度和压力高于临界压力和温度，转变为超临界态。杜瓦内出现温度分层，点2为底部超临界氦状态。排放过程，超临界氦在杜瓦出口吸收管壁热量温度升高，达到状态点3。

图6 增压排放过程杜瓦内氦热力状态变化Fig.6 Thermodynamic varies of helium in Dewar during pressurization and discharge

3.2 超临界氦气的排放和换热情况分析

超临界氦杜瓦内的液氦达到超临界氦状态后从杜瓦内被常温氦气挤压排出，经过加热器加热，减压器减压后进入贮箱增压。第1次实验超临界氦杜瓦压力与增压管路压力对比曲线见图7，两次实验的压力数据对比见表1。换热器出口压力比超临界氦杜瓦气枕压力要高1%¯2%左右。这是由于超临界氦在加热器内加热后受热膨胀，导致压力上升。但换热器出口压力和杜瓦内压力均低于增压氦气瓶压力。

图7 低温杜瓦与管路增压气体压力对比Fig.7 Comparison of gas pressure between Dewar and pipeline

表1 杜瓦气枕压力与管路增压气体压力对比Table 1 Comparison of super critical helium pressure between Dewar and pipelines

图8、9显示初始阶段，超临界氦排放过程换热器盘管出口壁温小于进口壁温，说明氦气流经换热器盘管后出口温度小于进口温度。随着增压时间的增长，换热器盘管进出口的压力升幅减小，换热器进出口温降也随之减小，在120 s后，换热器出口温度大于进口温度。

图8 第1次实验换热器外壁温度Fig.8 Temperature outside heat exchanger wall of the first experiment

图9 第2次实验换热器外壁温度Fig.9 Temperature outside the heat exchanger wall of the second experiment

由于氦的最大转回温度较低，因而系统内氦气温度变化区域可能跨越热效应和冷效应区。随着J-T系数的正负变化，增压过程中系统压力即使有很小变化，氦的温度变化会呈现不同趋势，导致氦气的流动换热会呈现复杂特性。

低温氦气从超临界氦杜瓦进入换热器后，氦气温度已经高于其最大转回温度，此时，由于节流微分效应μJ＜0，氦气处于热效应区。也就是说，换热器出口压力升高，节流微分效应反而导致换热器进出口温度降低。所以，在增压初始阶段，当换热器出口氦气压力增大时，换热器出口温度T6没有因为管外水的加热而升高，反而下降，这是由于节流微分效应占主导地位。由于换热器盘管的纵向导热能力很强，换热器管壁的进出口温度差随着时间增大而减小，直到进出口温度趋于相等。增压120 s之后，换热器进出口压力升幅已经很小，节流微分效应弱化，而换热器管外水的加热量作用显著，此时换热器出口氦气温度升高并大于进口温度。

3.3 超临界氦增压结果分析

采用超临界氦增压后增压流量曲线、贮箱的气枕压力分布曲线、贮箱排液流量曲线、贮箱气枕温度如图10¯13所示。此次实验贮箱采用定压力增压，增压气体经过减压器减压和节流圈节流后进入贮箱增压，增压的液氦用量见表2。计算值是按照排出320L液体所用气量计算，未考虑管路及气枕空间的损耗，因此理论值比实验实测用量略小。

图10 增压气体流量曲线Q1Fig.10 Mass flow rates of pressurization gas

图11 贮箱气枕压力曲线P5Fig.11 Gas pressure in tank ullage

图12 贮箱气枕温度T8Fig.12 Temperature of T8 in ullage

图13 贮箱排液流量曲线Q2Fig.13 Mass flow rates of Q2 about liquid outflow in tank

表2 增压用液氦流量Table 2 Consumption of liquid helium pressurization

两次实验的增压气体流量、气枕压力、排液流量以及贮箱温度数据稳定、一致性较好。从数据曲线可以看出，超临界氦经过换热器加热和减压器减压后，进入贮箱的增压气体流量较为稳定，贮箱气枕压力平稳，排液液体流量变化不大。实验曲线末端的跳动是由于贮箱内部液体排完后引起的波动，在进行有效数据分析时，可不予以考虑。

通过对超临界氦实验中超临界氦杜瓦增压、液氦输送和换热器换热、贮箱增压数据曲线的分析可以看出超临界氦可以用于贮箱增压。超临界氦增压过程平稳，容易控制，换热器换热效果、增压压力、排液流量等满足任务书提出的要求。但由于未研制液氦转注系统，在使用过程中对超临界氦的密度无法控制。

4 结论

通过加温增压实验，分析低温杜瓦内液氦转变为超临界氦过程，并进行了超临界氦排放实验，得出如下结论:

(1)采用常温氦加温增压，低温杜瓦内的超临界氦出现明显温度分层。温度计引线管两端大温差引起热声振荡，并产生漏热。后续工作中应采取阻尼振荡方法消除此现象。

(2)超临界氦增压过程中增压压力平稳、可靠，压力容易控制。但杜瓦以及支撑结构的漏热较大，需要改进绝热方案。

(3)换热器超临界氦温度大于转回区，由于节流微分效应，换热器出口温度在排放初始阶段出现明显温降。由于管壁轴向导热以及外部热流加入，换热器出口温度在排放后期回升。在后续实验改进中，应避免微分节流导致的超临界氦温度的大幅波动。

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