充注率及压力控制带对热力排气系统性能的影响

2018-09-04陈忠灿秦旭进李鹏孙培杰汪彬黄永华

制冷技术 2018年3期

陈忠灿，秦旭进，李鹏，孙培杰，汪彬，黄永华*

（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）

0 引言

低温推进剂自身沸点低、汽化潜热小，它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]。从热力学角度而言，容器背阳面的冷辐射会使得贮箱内该侧流体过冷；而阳面的热辐射会引起该侧低温液体的蒸发与过热。由于处在微重力环境下，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[3-4]。另一方面，受照侧液体的汽化占主导地位，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的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。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[5]。它通过喷射搅动混合与节流排气双重作用有效地控制贮箱压力。

根据当前的公开文献，国外仅有NASA的马歇尔飞行中心[6-13]、格林研究中心[14-15]和法国LEGI实验室[16-17]进行了TVS实验研究。我国对TVS的研究大多停留在文献搜集和调研层面[18-22]，也有初步方案的讨论和论证工作[23-25]，未见相关实验研究报道。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，以制冷剂R141b（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，摸索和揭示气液相变流体的热力排气技术的基本共性规律[26]。

热负荷、充注率、压力控制带是影响热力排气工作的重要因素。热负荷对TVS性能的影响已在前期研究[27]中进行了分析，本文利用上述热力排气系统模拟装置，研究充注率（35%、50%、65%）和压力控制带（80 kPa～85 kPa、80 kPa～90 kPa、80 kPa～95 kPa）对热力排气系统作用下贮箱自增压特性及排气损失的影响。

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、电加热器等组成，系统流程图及三维示意图如图1所示。

图1中贮箱为直径450 mm、高790 mm、壁厚3 mm的圆筒体。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。贮箱充注率及温度传感器安装示意图如图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。采用LabView程序读取和记录Agilent采集的温度、压力、流量和液位等数据后进行逻辑判断，通过向PLC发送命令控制电磁阀及循环泵的开启与关闭。为了模拟贮箱空间漏热，在贮箱外壁面安装4片功率可调的半开式加热瓦（安装位置见图2），可以模拟贮箱均匀漏热和非均匀漏热。

图2 贮箱充注率及温度传感器安装示意图

图3 换热喷射装置三维示意图

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，它是一种特殊的相对误差，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℃，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%。

气体流量计的测量精度为±0.2% FS，量程为0～20 L/min，实验过程中气体流量最大为6.24 L/min，因此气体流量的测量误差为20×0.2%/6.24=0.64%。液体流量计的精度为读数的±0.1% FS，量程为0～20 L/min，实验过程中液体流量最大为4.8 L/min，因此液体流量的测量误差为20×0.1%/4.8=0.41%。

液位计的测量精度为±0.075% FS，量程为0～1,000 mm，实验过程中最大液位为500 mm，因此液位的测量误差为1,000×0.075%/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，再经过喷射器外壁密布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，再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；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。

如何运行上述两种工作模式称为控制策略，本文采用如下控制策略：在TVS工作的初期，当贮箱气枕压力上升到压力带上限时，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时，关闭阀门V1、V2以及循环泵，即仅靠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（混合模式运行过程中贮箱压力升高），同时开启阀门V3和V4，即同时运行排气模式。

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，其他参数保持相同。具体实验方案如表1所示。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：

敞口蒸发阶段的主要目的是测量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：

式中：

Qreal——贮箱漏热量，W；

Δh——汽化潜热，J/kg。

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。

表1 实验方案

3 实验结果与分析

3.1 充注率的影响

表2为35%、50%和65%充注率下实验测得实际进入贮箱中的热量；3种充注率工况下，加热瓦功率均为160 W。尽管贮箱及管路外部包覆有厚约10 mm的保温棉，加热瓦提供的热量仍有部分散失到环境中，且由于液体的热容大于气体热容，故实际进入贮箱中的热量随着充注率增加而略有增加。

表2 3种充注率下实验测得实际进入贮箱的热量

自增压阶段3种充注率工况下贮箱气枕压力变化曲线如图4所示。充注率越小，气相区比例越大，由于气体热容远小于液体，故增压速率越大。除35%充注率工况初始阶段外，3种充注率下贮箱压力均近似成线性增加。

图4 3种控制逻辑工质损失对比

图5(a)～图5(c)为3种充注率工况时TVS作用下贮箱气枕压力变化曲线，同时为了更直观、清晰地比较不同充注率时TVS的作用规律，图5(d)给出了一个周期压力变化对比图。观察图5(d)，6组曲线具有相同的变化趋势：TVS作用过程中贮箱压力迅速降低（a-b段），与此同时贮箱中液体温度变化很小，故TVS作用后，液体过热出现闪蒸，导致贮箱压力出现短时间急剧增加（b-c段），而后液体过热度减小，贮箱压力开始缓慢上升（c-d段）。在35%、50%和65%充注率时，TVS作用后，贮箱气枕压力由压力带下限重新增加至压力带上限速率分别为103.39 kPa/h、113.19 kPa/h和117.62 kPa/h，分别为自增压阶段的5.2倍、7.5倍和9.25倍。与自增压阶段规律相反，TVS作用后，充注率越大，贮箱气枕压力升高速率越大。这可能是由于在自增压阶段，气体侧受热膨胀导致贮箱压力升高占主导地位，而TVS作用后，液体具有较大过热度，此时液体汽化导致贮箱压力升高占主导地位。进一步对比可以发现，由于换热排气作用，贮箱部分热量被带出，使得各充注率工况的换热排气阶段（混合+排气阶段对应的b-c-d段）升压速率低于单纯依靠喷射器作用阶段（混合阶段对应的b-c-d段）的升压速率。

表3为不同充注率时喷射棒单独作用时间和节流阀开启频率数据。充注率越大，喷射棒单独作用时间越短，节流开启频率越大，这也意味着相同时间内，会产生更多的排气损失。因此，从工质损失角度考虑而言，贮箱充注率不应过大。