控制策略对贮箱热力排气系统性能的影响

黄永华，陈忠灿，汪彬，李鹏，孙培杰

（1上海交通大学制冷与低温工程研究所，上海 200240；2上海宇航系统工程研究所，上海 201108）

控制策略对贮箱热力排气系统性能的影响

黄永华1，陈忠灿1，汪彬1，李鹏2，孙培杰2

（1上海交通大学制冷与低温工程研究所，上海 200240；2上海宇航系统工程研究所，上海 201108）

热力排气系统（TVS）是通过流体混合与节流换热排气双重作用实现低温推进剂在轨长期贮存的一种有效的压力控制技术。针对TVS的混合模式和排气模式提出了3种运行控制策略。在以R141b为气液相变贮存介质的室温温区TVS模拟装置上，研究了这3种控制策略对TVS作用下的贮箱内液体温度、热分层以及排气损失的影响。结果表明，当采用基于气枕压力运行混合模式，并且同时基于液体温度对应的饱和压力和气枕压力运行排气模式这一控制策略时，TVS不仅可以实现最小的排气损失，也可实现较低的液体贮存温度和较小的热分层。为今后低温TVS系统的控制设计和实际运行提供了指导。

推进剂贮存；相变；热力排气；控制策略；压力控制

引 言

低温推进剂自身沸点低、汽化潜热小，其在贮箱内的贮存能力受到外层空间强烈的热辐射、宇宙背景冷辐射、微重力条件、宇宙尘埃撞击、储存容器自身绝热结构材料等众多因素的影响[1]。就热力学考虑而言，容器背阳面的冷辐射将使得贮箱内该侧流体过冷；而太阳辐照面的热辐射将引起该侧低温液体的蒸发与过热。处于微重力环境下的贮箱内流体无法形成自然对流，而由表面张力和浓度梯度引起的 Marangoni对流成为主要的传热手段[2]，但其较弱的传热效果必然使得贮箱内建立起较大的温度梯度，形成非均匀分布的气液两相流体。另一方面，受照侧液体的汽化（蒸发）占主导地位，它将导致贮箱内部压力的快速增高，当达到贮箱设计许用值时必须给予排放。然而，在空间微重力条件下，液体和气体并不像地面重力环境那样出现气体在上、液体在下的气液自然分离，而是液团中有气泡，气泡中悬浮液团的混合状态。常规的排气方法不再适用，因为排气必然夹带液体，从而造成严重的质量损失。寻求一种既可以有效控制贮箱压力又可以在相同条件下将低温推进剂损失最小化的新技术手段，对于低温推进剂的在轨贮存实为重要。除了基于空间低温制冷机的零蒸发（ZBO）技术（远不成熟），热力排气系统（thermodynamic vent system，TVS）是一项能够实现微重力环境贮箱内低温推进剂蒸发损失达到最小这一目标的有效解决方案[3]。它通过喷射搅动与混合排气双重作用有效地控制贮箱压力。

公开文献调研表明，国外仅有NASA的马歇尔飞行中心（MSFC）[4-11]、格林研究中心（GRC）[12-13]和法国LEGI实验室[14-15]进行了以空间相变液体贮存为目标的TVS实验研究。主要集中在充注率、压力控制带及热负荷对TVS性能的影响方面，而如压力控制策略、非均匀受热等影响因素的作用规律尚未明确，无公开报道。

我国对 TVS的研究，目前大多停留在文献搜集和调研层面[16-20]，也有初步方案的讨论和论证工作[21-23]，相关实验研究近年来刚起步[24-25]。为了尽快掌握有关低温推进剂管理的核心技术，亟需开展热力学排气相关技术的实验研究工作。然而，一方面一步到位搭建一套直接针对液氢、液氧等低温推进剂的热力学排气测试系统技术难度大、安全要求高、造价昂贵。另一方面，开展相关的热力学排气系统理论仿真需要丰富的实验数据作为对比和检验参照。基于上述现实和需求，黄永华等[24-25]以制冷剂R141b（正常沸点32.05℃）为推进剂的模拟贮存介质，研制了一套工作于室温温区的热力学排气测试系统，用于在安全可靠和低成本的先决条件下，摸索和揭示用于气液相变流体的热力学排气技术的基本共性规律。

控制策略对TVS性能有着重要影响。本文针对TVS工作的两个基本模式即混合模式和排气模式提出了3种运行控制策略。在搭建的热力排气系统模拟装置上，考察了3种控制策略对热力排气系统作用下的贮箱内液体温度、热分层以及排气损失的影响。

1 实验装置

1.1 系统介绍

实验系统主要由贮箱、循环泵、换热喷射装置、节流阀、补气增压管路、各类传感器、数据采集与自动控制单元、电加热等组成，系统流程图及三维示意图如图1所示，详见文献[24-25]。

其中贮箱为直径450 mm，高790 mm，壁厚3 mm的圆筒体，两端分别为上封头与下封头，上封头通过连接法兰与贮箱主体相连，实现贮箱的敞开和密闭。在贮箱内设置一垂杆，在垂杆上等间距布置有温度传感器，用于测量贮箱内部流体沿贮箱轴向温度梯度，贮箱充注率关系及温度传感器安装位置如图2所示。换热喷射装置如图3所示，采取套管式结构，将两股流体换热与其中一股返回贮箱的流体喷射双重功能耦合为一体。传感器主要包括分别用于测量温度、压力、气体流量、液体流量、液位的Pt100铂电阻、压力传感器、气体流量计、液体流量计和差压液位计。数据采集与自动控制单元主要由上位机的LabVIEW程序、下位机的Agilent多路数据采集仪34970a、PLC以及作为执行机构的电磁阀和循环泵组成。电加热由紧贴贮箱外壁面的4片功率可调的半开式加热瓦组成（安装位置如图2所示），既可以模拟贮箱均匀漏热，也可以模拟贮箱非均匀漏热。为了保证电加热的热量尽可能多地进入贮箱而不是耗散到环境大气中，本实验系统用橡塑保温棉对整个贮箱（包括圆筒段和上下封头）进行了全面的保温处理。

1.2 系统测量误差分析

本实验系统需要测量的物理量有压力、温度、气体流量、液体流量、液位，各物理量误差分析如下。

压力传感器的测量精度为0.2% FS。此处0.2%FS为引用误差，等于测量的绝对误差与仪表的满量程值之比。压力传感器量程为0～0.4 MPa，实验测量过程中最大气枕压力为0.09 MPa，故测量误差为0.4×0.2%/0.09=0.89%。

铂电阻的测量精度为0.1 K，而实验工况范围内最小温度为 32.05℃，因此温度的测量误差为0.1/305.2=0.31%。

图1 热力排气实验系统流程图及三维图Fig.1 Schematic diagram of TVS experiment setup

图2 贮箱充注率及温度传感器安装示意图Fig.2 Schematic of fill level and location of temperature sensors

气体流量计的测量精度为±0.2% FS，量程为0～20 L·min-1，实验过程中气体流量最大为 6.24 L·min-1，因此气体流量的测量误差为 20 × 0.2% /6.24=0.64%，本文工质损失是由气体流量计测得，故工质损失测量误差为 0.64%。液体流量计的精度为读数的±0.1% FS，量程为0～20 L·min-1，实验过程中液体流量最大为4.8 L·min-1，因此液体流量的测量误差为20×0.1%/4.8=0.41%。

图3 换热喷射装置三维示意图Fig.3 Three dimensional drawing of heat exchanger

液位计的测量精度为±0.075% FS，量程为0～1000 mm，实验过程中最大液位为500 mm，因此液位的测量误差为1000×0.075%/500=0.15%。

1.3 控制策略

TVS工作过程包含混合模式和排气模式。

混合模式：循环泵抽取贮箱中的液体或气液两相流，将它直接压入喷射器，再经过喷射器外壁开设的小孔喷出返回贮箱，以此搅动贮箱内的液体，消除热分层，产生一定的压力控制效果。

排气模式：循环泵送出的部分液体通过节流阀降温，得到过冷低压流体，进入套管式换热器冷端与换热器热端流动的液体进行热交换，吸收热量后自身温度升高并完全汽化，排出贮箱（即实现了只排气不排液，适用空间环境）；而换热器热端的流体则被冷却后回到贮箱内与其余储液混合，实现了对箱内流体的降温降压。

排气模式和喷射混合模式何时开启对贮箱中流体温度、排气损失有着重要影响，本文将如何控制这两种模式称为TVS系统的控制策略，结合实验装置功能提出如下3种控制策略。

控制策略Ⅰ：在每一个TVS工作周期内，当贮箱气枕压力上升到压力带上限pmax时同时开启阀门V1、V2、V3、V4以及循环泵，当贮箱压力降低至压力带下限pmin时同时关闭V1、V2、V3、V4以及循环泵。即在TVS工作过程中，排气模式启动时总是伴随喷射混合模式。该控制策略及流程如图4所示。

控制策略Ⅱ：在TVS工作的初期，当贮箱气枕压力上升到压力带上限pmax时，开启阀门V1、V2以及循环泵，当贮箱气枕压力下降到压力带下限pmin时，关闭阀门 V1、V2以及循环泵，即仅靠喷射混合模式控制贮箱压力。当仅靠该模式不能控制贮箱压力时（喷射模式运行过程中贮箱压力升高虽得以抑制，但仍持续缓慢升高），同时开启阀门V3、V4，即同时运行排气模式。该控制策略及流程如图5所示。

控制策略Ⅲ：当贮箱气枕压力上升到压力带上限pmax且液体温度对应的饱和压力小于压力带下限pmin时，开启阀门 V1、V2以及循环泵，仅靠喷射混合模式使得贮箱气枕压力降低至压力带下限。当贮箱气枕压力上升到压力带上限且液体温度对应的饱和压力大于压力带下限时，开启阀门 V1、V2、V3、V4以及循环泵，在喷射混合模式和排气模式共同作用下控制贮箱压力。该控制策略及流程如图6所示。

图4 控制策略ⅠFig.4 Control strategy Ⅰ

图5 控制策略ⅡFig.5 Control strategy Ⅱ

图6 控制策略ⅢFig.6 Control strategy Ⅲ

2 实验方案及方法

为了保证可对比性，在研究每一个参数的影响时，其他参数均选取代表性值且保持相同。在加热瓦1～4全开，总热负荷为160 W，充注率50%，压力控制带上限为表压90 kPa，压力控制带下限为表压80 kPa工况下对图4～图6三种控制策略分别进行了实验研究。

每组实验按照敞口蒸发阶段、自增压阶段和TVS作用阶段依次进行操作即可获得该工况下贮箱增压特性及排气损失情况。

敞口蒸发阶段的主要目的是校核实际进入贮箱中的热量。电加热开启后，热量进入贮箱，工质蒸发，当达到稳态时，实际进入贮箱中的热量Qreal可由式(1)计算

敞口蒸发阶段结束后，关闭贮箱所有阀门进行自增压，直至贮箱压力达到设定的压力带上限后进入TVS作用阶段。针对每个策略的实验都遵循以上相同的步骤和操作方式。

3 实验结果与分析

在敞口蒸发阶段，经过对蒸发气体流量的测量，标定得到电加热功率160 W时，实际进入贮箱的热量为108.8 W。3种控制策略均是在相同的漏热量、泵送流量和节流流量等参数下运行的。

图4～图6对应的3种控制策略下实测的工质损失对比如图7所示。工质平均损失速率由式(2)算出

式中，t为将贮箱压力保持在压力带内的总时间；mloss为t时间内总的工质损失量。

图7 3种控制策略工质损失对比Fig.7 Comparison of mass loss under three control strategies

可见控制策略Ⅲ产生的工质损失最小，这是由于采取控制策略Ⅲ时，当液体温度对应的饱和压力达到压力带下限时才运行排气模式，液体的过冷量被充分利用。尽管控制策略Ⅱ也充分利用了液体的过冷量，但是由于当仅仅依靠喷射不能控制贮箱压力时才开启排气模式，泵的运行时间增加，泵产生的热量更多地通过流体带入贮箱。采用控制策略Ⅲ相比策略Ⅰ减少工质损失0.096 kg。系统的排放损失同样受节流流量的影响，系统排气量随节流流量的增大而增大。对于3种控制策略而言，节流流量的变化只会引起该参数绝对值的改变，并不影响其变化规律，质量损失的大小关系不变。

火箭发动机除了对贮箱压力有一定要求以外，还要求发动机泵入口推进剂的温度不超过允许值，否则泵产生气蚀，严重时导致飞行失败。图8给出了3种控制策略下贮箱内部液体平均温度随时间的变化，其中液体平均温度是由液体中 5支温度计T4～T8的平均值计算得到。

图8 3种控制策略液体平均温度对比Fig.8 Liquid average temperature of three control strategies

在3种控制策略中，控制策略Ⅰ的液体平均温度最小，这是由于该控制策略下当气枕压力第1次达到压力控制带上限时就开启了排气，相同的TVS运行时间内，排气模式运行时间更长，因而也有更多的热量被带出贮箱。正如前面所讲，控制策略Ⅱ中泵运行时间最长，泵产生更多的热量进入贮箱，所以1.5 h后该控制策略下液体平均温度最高。同样地，泵送流量也影响着系统的运行时间，系统运行时间随泵送流量的增大而减少。但泵送流量的变化只会改变其绝对值，并不影响3种控制策略下各自平均温度的大小关系规律。

方差是衡量一组数据离散程度的度量，本文利用温度的方差来定量衡量贮箱内部轴向热分层的程度。图9给出了3种控制策略下液体温度方差随时间变化，其中液体温度方差是由液体中5支温度计T4～T8测量值计算得到。在控制策略Ⅰ中，由于每个TVS控制循环周期内都有排气模式的参与，喷射混合模式工作时间降低，因而该控制策略中液体温度方差最大，即热分层最严重。控制策略Ⅱ中，喷射混合模式运行时间最长，液体混合更加充分，因而液体温度方差最小。

图9 3种控制策略液体温度方差对比Fig.9 Liquid temperature standard deviation of three control strategies

4 结 论

针对TVS的混合模式和排气模式提出了3种运行控制策略。在以R141b为气液相变贮存介质的工作于室温温区的TVS模拟装置上，研究了这3种控制策略对热力排气系统作用下的贮箱内液体温度、热分层以及排气损失的影响，得到如下结论：

（1）控制策略Ⅰ中排气模式运行时间长，使得液体平均温度小，这对于今后向航天器排放输液是有利的；但也造成了更多的工质损失；同时由于混合模式运行时间短，液体热分层也较为严重；

（2）控制策略Ⅱ中液体混合更充分，但由于循环泵开启时间过长，液体平均温度较高；

（3）控制策略Ⅲ充分利用了液体的过冷度，不仅可以实现最小的排气损失，也可实现较小的液体温度和热分层。

综合来看，控制策略Ⅲ是最优的，从今后实际应用考虑推荐采用该控制策略。

符 号 说 明

Δh——汽化潜热，J·kg-1

mloss——将贮箱压力保持在压力带内过程中总的工质损失，kg

Qreal——实际进入贮箱中的热量，W

t——将贮箱压力保持在压力控制带内的时间，h

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date:2017-05-25.

Prof.HUANG Yonghua,huangyh@sjtu.edu.cn

supported by the National Natural Science Foundation of China (51676118) and the Shanghai Cryogenic Technology Service Center (16DZ2291500).

Effect of pressure control strategy on performance of thermodynamic vent system for storage tank

HUANG Yonghua1,CHEN Zhongcan1,WANG Bin1,LI Peng2,SUN Peijie2
(1Institute of Refrigeration and Cryogenics,Shanghai Jiao Tong University,Shanghai200240,China;2Shanghai Aerospace System Engineering Institute,Shanghai201108,China)

Thermodynamic vent system (TVS) is deemed as an efficient pressure control technique for long-term on-orbit storage of cryogenic propellants through fluid mixing and a combination of throttling and heat exchanging before venting.Three control strategies have been proposed to automate the mixing mode and venting mode of the TVS.The effects of these control strategies on liquid temperature,stratification and mass loss are investigated on a TVS simulator,which works at room temperature with R141b as the working fluid.The results show that the TVS can not only achieve a significant vent loss but also lower liquid temperatures and weaker stratification when one of the strategies is applied whose mixing mode operates based on ullage pressure and the vent mode is controlled based on both the ullage pressure and the bulk liquid temperature.This investigation provides guidance for the design and operation of cryogenic TVS.

propellant storage; phase change; thermodynamic vent; control strategy; pressure control

V 511.6

A

0438—1157（2017）12—4702—07

10.11949/j.issn.0438-1157.20170679

2017-05-25收到初稿，2017-07-28收到修改稿。

联系人及第一作者：黄永华（1978—），男，博士，研究员。

国家自然科学基金项目（51676118）；上海市低温技术与测试应用平台项目（16DZ2291500）。