深空探测用低温推进剂贮箱热力排气系统研究

刘 展,杨云帆,陈 虹,厉彦忠,3

(1.中国矿业大学力学与土木工程学院,徐州 221116；2.航天低温推进剂技术国家重点实验室,北京 100028；3.西安交通大学能源与动力工程学院,西安 710049)

0 引 言

在未来载人小行星、载人登月和载人探火任务中,为增加有效载荷,有必要改进推进系统的整体性能。低温推进剂[1-2],如液氢(LH2)、液态甲烷(LCH4)与液氧(LO2),凭借优异性能,已被大规模应用于航天领域。然而,由于低温推进剂贮存温度较低,受热易蒸发,进而造成贮箱压力升高,给低温推进剂长期在轨安全贮存带来极大隐患。因此,需采取合理有效的方式来减少推进剂的相变蒸发,实现推进剂贮箱压力的有效控制[2-3]。

目前主要的低温贮箱压力控制方式[4]包括：直接排气降压、混合喷射降压、热力排气系统(Thermodynamic vent system,TVS)控压以及主动制冷控压。对于直接排气方式,在外部漏热作用下,低温贮箱压力会持续升高,一旦升高到所设压力上限,就通过排出部分气相燃料来降低箱体压力。待箱体压力降到所设压力下限时,排气阀关闭。该方式虽然操作简单,但所造成的排气损失却很大。混合喷射降压方式是在箱体底部设置一喷射装置,将箱体底部冷流体喷射到气相区,通过冷却气相的方式达到降低箱体压力的目的。由于没有冷量输入,实际漏入箱内的热量并没有排出,该方式仅是把气相区积聚的热量转移到过冷液相中,并不能从根本上消除外部漏热,因此只适用于低温推进剂短期贮存。对于TVS控压以及带有制冷机的主动制冷控压方式,两者中前者通过节流小部分流体产生冷量,并将冷量带入贮箱,用以冷却气液相流体；后者则通过低温制冷机产生制冷量,通过冷却循环流体来达到降低贮箱压力的目的。两控压方式都能从根本上消除外部漏热,实现贮箱压力控制。然而,基于目前科技水平,用于大型低温贮箱主动制冷的低温制冷机仍有待开发,为获得20.0 K的温度,现有的逆布雷顿制冷机制冷量仅在几十到几百瓦,远不能有效消除外部环境向低温贮箱的漏热；并且低温制冷机体型、重量均较大,占地面积较多,这些都大大增加了发射成本,目前仍不适合低温贮箱长期在轨压力控制。然而,TVS通过节流小部分流体,利用该部分流体的汽化潜热来冷却箱内流体,仅以牺牲小部分流体为代价,就实现了贮箱压力控制。只要初期设计中考虑到该部分排气损失,在发射前,通过适当增加推进剂质量,就可以满足低温贮箱长期在轨运行需求。总的来说,采用TVS对低温推进剂贮箱进行压力控制具有较大的应用前景及开发潜力。

本文详细对比了国内外不同机构所开展的有关TVS方面的研究进展,梳理了TVS运行关键技术与主要影响因素,指出了中国在低温推进剂贮箱TVS压力调控方面的发展规划。

1 TVS工作原理

图1(a)展示了贮箱TVS压力控制示意图[5]。可以看出,TVS主要包括循环泵、Joule-Thompson(J-T)节流装置、同心套管式换热器、喷射棒及附属设施。循环泵是整个系统运行的动力装置；节流装置是TVS产生冷量的关键部件；而同心套管式换热器是将排气潜热合理利用,实现两相流与单相流体换热的核心部件。

图1 TVS结构示意图与工作p-h图Fig.1 Diagram of TVS and operation p-h diagram

为实现箱体压力控制,TVS主要有两种工作模式。第一为混合降压模式,此时箱内流体需具有一定过冷度。其工作原理为：当液相温度未达到设定温度而气枕压力达到TVS开启压力时,循环泵将低温流体从贮箱底部抽出,穿过套管式换热器(此时套管换热器不工作),再经喷射棒喷口呈放射状喷入贮箱内部,通过抑制流体热分层来降低贮箱压力。该工作模式仅是实现箱内热量从高温气相向低温液相的转移,并没有从根本上消除外部环境漏热。因此,随着时间的持续,箱内液体温度将逐渐升高,当液体温度升高到所设箱体压力下限对应的饱和温度时,再通过循环喷射将会造成液相的大量蒸发,喷射近饱和液体已不能起到有效控制箱体压力的目的。为此需开启J-T节流制冷环路,进入TVS第二种工作模式,即节流制冷模式。该模式下,经循环泵的流体分为两部分,其中大股流体进入套管换热器内管,小股流体通过J-T阀等焓膨胀,变成低温低压的气液两相流后进入套管换热器环管,与大股流体进行换热。在套管换热器中,小股气液两相流在换热器中相变蒸发,自身被加热成饱和或过热气体后排出箱体。而大股流体则被小股流体相变产生的冷量所冷却,被冷却的大股流体,在循环泵驱动下通过喷射棒送入箱体对箱内流体进行冷却降温。TVS通过小部分流体的汽化潜热来消除漏热,达到降低箱体压力的目的。

图1(b)展示了TVS工作过程所对应p-h图。这里仅对TVS第二种工作模式进行分析,认为箱内液相温度已达到箱体压力下限pmin对应饱和温度时的状态点1(p1),此时TVS节流制冷模式开启。在外部漏热下,箱体压力从p1增加到压力上限pmax(p2),循环泵与J-T阀同时打开。在泵的提升作用下,箱体压力从p2增加到p3。之后,从箱体底部抽吸的流体被分为两股,其中大股流体进入内管,小股流体通过节流阀,压力从p3减小为p4,然后进入环管。两股流体在换热器中进行热量交换。在内管中,大股流体从T3被冷却到T5,然后经喷射棒喷射到箱体,通过冷却气液相温度来降低箱体压力；而在环管中,小股流体从气液两相流变为饱和气体或过热气体而排出箱体。至此TVS一个节流制冷工作周期结束。TVS持续工作,箱体压力一直降低,当其降低到所设置的压力下限时,TVS停止工作。在外部漏热下,贮箱压力将再次升高,当箱体压力升高到箱体所设定压力上限时,TVS再次启动,并进入周期性启停工作模式。有关TVS工作过程的热力分析详见文献[6],此处不再赘述。

2 TVS国内外研究现状

TVS概念是以航天为背景,最早由美国国家航空航天局NASA于20世纪90年代初提出,旨在为满足低温推进剂长期贮存而设计。

DiStefano等[7]介绍了微重力条件下,采用节流换热装置冷凝贮箱气枕以实现液体获取的目的,此即为TVS的雏形,亦可称为传统型TVS。由于传统型TVS自身结构的限制,其控压性能与消除流体热分层的能力均具有局限性。Flachbart等[5]对传统型TVS进行了改进,逐步形成了喷射棒TVS(图1a所示)。与传统型TVS相比,喷射棒TVS采用低温循环泵取代混合器、采用套管式换热器替代了紧凑式换热器。由于循环泵、J-T阀均布置在贮箱外部,喷射棒TVS不仅维修方便,而且设备产热也未带入箱内。再者,节流后的低温流体通过贯穿于气枕与液相之间的喷射棒径向喷射,所以无论气液相界面位置如何,喷射棒TVS均能有效地消除贮箱内部流体热分层,实现箱体压力控制。

鉴于喷射棒TVS具有良好的控压性能,本节将对国内外所开展有关喷射棒TVS的研究工作进行详细梳理,以掌握相关技术的研究进展与现状。

2.1 国外研究现状

为实现低温推进剂长期在轨压力控制,目前国际上主要有美国、法国、日本以及韩国的科研机构开展了TVS的实验及模拟研究。

2.1.1美国

以美国NASA为主的研究人员,在TVS实验研究以及数值计算方面开展了大量研究。1994年,Nguyen[8]开发了一种能够描述低温贮箱TVS运行性能的集总参数模型。结果表明,在低温贮箱自增压阶段,计算模型预测值偏高；而在TVS控压阶段,模型预测值与试验结果吻合较好。

20世纪90年代初,美国NASA搭建了TVS性能测试的多目标氢试验平台(Multipurpose hydrogen test bed,MHTB)[9](如图2所示),并开展了不同工况的实验研究。为模拟在轨工况,MHTB测试罐外表面采用发泡+多层隔热材料处理,整个试验罐放置于真空腔内。试验过程中,真空腔内最低真空度达1.33×10-6Pa,真空腔温度控制在80～300 K。

图2 NASA多目标氢测试平台[9]Fig.2 Multipurpose hydrogen test bed built by NASA[9]

1996～1998年,Hedayat等[10-11]在MHTB上开展了液氢LH2贮箱TVS控压性能试验。研究人员常采用充注液体体积与罐体总体积之比,即充注率来表示充注流体的质量。表1罗列了研究人员所开展的不同测试工况设置。结果表明：在18.7～54.1 W的模拟漏热下,对不同流体充注率工况,喷射棒TVS(如图3a所示)均可有效破坏箱内流体热分层。当采用全GH2增压时,TVS将贮箱压力控制在131～138 kPa内。而当采用GHe增压时,TVS可将贮箱压力控制在207～214 kPa内。由于氦气会阻碍LH2的蒸发和GH2的冷凝,从而抑制箱内降温降压过程,因此当采用GHe增压时,J-T装置要比全GH2增压模式运行更长的时间才能将外部漏热带走。

表1 LH2贮箱TVS不同运行机制[10-11]Table 1 Different operation codes of TVS in LH2 tank[10-11]

为研究微重力下增压GHe对LH2贮箱TVS控压性能的影响,美国马歇尔空间飞行中心[12]于2005年在MHTB上开展了为期两周的试验研究,所开展测试工况见表2。研究人员对比了单独混合喷射以及泵+J-T节流制冷两运行模式的控压性能。结果表明：当漏热为70 W时,在不同GHe增压工况,TVS均能将箱体压力波动控制在±3.45 kPa内。与仅依靠GH2增压相比,采用GHe增压,TVS控压周期将延长37～68%,这与1998年所开展GHe增压LH2贮箱实验结果一致[11]。实验结果还表明,对于低充注率工况,在气枕热分层明显的情况下,仅通过开启J-T阀就可实现对LH2贮箱的压力控制。

表2 GHe增压LH2储罐TVS测试工况[12]Table 2 TVS Test case in LH2 tank pressurized with GHe[12]

2004年,Flachbart等[13]通过更换大流量循环泵以及节流装置,在MHTB上开展了液氮LN2贮箱TVS控压性能测试。试验装置平行安装了一大一小两个J-T阀用于节流制冷,具体如图3b所示。所开展的测试工况见表3。通过对四种充注率工况进行试验测试,结果表明：改进的TVS可有效控制箱体压力,将箱内流体温度变化由开始的1.7～7.5 K降低至0.6～0.8 K。当节流制冷模式开启时,气枕压力线性下降,直到气液温度大致相等为止。另外,试验还发现：当流体充注率降低时,TVS控压周期也降低。通过对两J-T阀流量对比得出,小流量J-T阀使控压周期减短,但泵的运行时间将变长,输入功率增加；而大流量J-T阀则恰好相反。

表3 LN2贮箱TVS测试工况[13]Table 3 Test conditions of TVS in LN2 tank[13]

图3 两种喷射棒型TVS示意图Fig.3 Schematic of two kinds of spray bar TVS

当采用GHe增压LN2贮箱时,研究人员[13]对液体充注率为50%与25%两工况进行了TVS控压性能测试。试验中贮箱漏热量为450 W,TVS控压范围为158.8～165.3 kPa。测试结果表明：无论GHe是否存在于贮箱气枕区,TVS均能有效的将贮箱压力控制在设定范围内。另外,Hedayat等[14]还采用一维模型对GHe增压LN2贮箱TVS控压过程进行了数值预测。对比发现,采用一维模型预测的大部分流体饱和压力与试验结果存在较大偏差。

2006年11月,Flachbart等[15]对装有液态甲烷LCH4的低温贮箱进行了13天TVS控压实验研究。试验用TVS示意图如图3b所示。测试结果表明,在充注率为37%、贮箱总漏热为715 W时,开启TVS可使液相饱和压力降低至44.2 kPa。向LCH4贮箱注入GHe可使箱体压力升高至165.5 kPa,达到TVS控压上限。由于试验用TVS是针对LH2贮箱设计,其最大漏热消除能力为55 W,而LCH4贮箱最大热负荷高达715 W。因此对于LCH4箱体,TVS能够有效控制气枕压力在设定范围内变化,但不能有效抑制液相温度的升高。

2014年,VanDresar[16]针对GHe增压液氧LO2贮箱,实验研究了TVS的控压性能。实验工况见表4,主要对比了轴向喷射、顶部喷射以及轴向+顶部喷射相结合等三种模式对箱体压力控制的效果。结果表明：组合模式可以将箱内气液相温度维持在合理的温度波动范围；而轴向喷射模式仅能够将液体温度保持相对稳定,不能抑制气相温度的升高。顶部喷射模式在一定程度上能够控制液体温度变化。当不考虑GHe增压LO2贮箱时,TVS可将箱体压力维持在所设控压带范围内。而当考虑GHe增压LO2贮箱,TVS将箱体压力控制在合理范围内时,液相温度将逐渐升高；如果TVS将流体温度控制在合理波动范围,箱体压力将逐渐降低。

表4 LO2贮箱TVS测试工况[16]Table 4 Test conditions of TVS in LO2 tank[16]

截止2014年,美国NASA在MHTB上已对LH2、LN2、LCH4以及LO2进行了不同控压范围、不同漏热水平、不同充注率、不同控压模式以及不同增压气体等方面的试验研究,积累了大量的控压试验实测数据与操作经验。

2014～2016年间,美国NASA开展了部分TVS控压方面的数值模拟研究[17-18]。基于MHTB上不同TVS控压试验,NASA构建了用于预测箱体自增压过程以及TVS喷射降压过程的欧拉—拉格朗日数值模型,着重考虑了气液相间热质交换、喷射流体粒子运动及换热模型、流体流动湍流因子等因素对TVS控压过程的影响。

2016年,Majumdar等[19]基于通用流体系统模拟程序对MHTB上TVS工作过程建立了数值模型,模型中考虑了喷射棒与套管换热器模型、不同换热方式、箱内气液相间以及与壁面间的换热,预测了低温推进剂贮箱TVS压力控制过程。

2.1.2法国

2014年,法国国家空间研究中心(Centre national d’etudes spatiales,CNRS)以及格勒诺布尔阿尔卑斯大学的Thibault等[20]搭建了图4所示的地面TVS实验平台。与喷射棒TVS不同的是,该实验装置中大股流体在被节流流体冷却后,通过设置在气相区的喷头将冷却流体喷射到箱体内部。实验以氟化酮(NOVEC1230)为模拟工质,外部模拟漏热为0～360 W,箱内气液相温度均为60 ℃。实验结果表明,开启TVS可有效降低箱体压力,较好地实现外部漏热的移除与箱体压力的控制。

图4 法国TVS示意图[20-23]Fig.4 Diagram of TVS in France [20-23]

2016年,Mer等[21]提出了均相热力模型,对带有喷射回路的TVS控压系统进行了优化设计。在模拟漏热为26.0 W、充注率为66%的设置下,采用NOVEC1230为工质,预测了TVS的控压性能。结果表明：计算模型较好地反映了罐体冷却降压过程。

同年,Mer等[22]提出采用主动绝热技术控制箱体壁面漏热,仍以NOVEC1230为测试工质,研究了箱体自增压以及TVS主动制冷过程。实验结果表明,对于给定的喷射流体温度,箱体最终所达到的平衡状态依赖于外部漏热大小以及喷射流体质量流量；而对于冷却降压动态过程,TVS性能主要由罐体充注率以及喷射流体质量流量决定。

2018年,Mer等[23]实验研究了不凝性GN2对NOVEC1230罐体TVS控压性能的影响。他们发现,GN2的存在使得自增压过程出现流体逆热分层现象。而在TVS工作阶段,喷射流体使得部分GN2溶入NOVEC1230,造成了罐体内部强烈的热力不平衡现象。随着喷射过程的持续,罐内逐步趋于平衡状态。

不同于美国NASA所以开展的实验,法国研究人员只研究了TVS单次节流制冷后箱体的降压过程,并且在TVS工作一个周期后,气相温度出现近似指数变化的降温曲线。这与美国NASA在MHTB上测试出的温度周期性波动变化曲线是不同的。因此,法国所开展的试验研究,并不能充分体现TVS对低温推进剂长期在轨储存具有良好的控压效果。

2.1.3日本

为响应空间探测的需求,日本室兰工业大学(Muroran Institute of Technology,MIT)开展了低温贮箱TVS控压的实验研究。2018～2019年间,Imai等[24-26]搭建了如图5所示的低温TVS控压测试装置。不同于喷射棒TVS,Imai主要测试了低温流体节流后,采用喷嘴的轴向喷射降压以及采用喷射棒的径向喷射降压过程。实验测试罐内径为210.7 mm,高度为800 mm,测试工质为LN2,增压气体为GHe。通过开展多工况测试,结果表明：当循环流量为0.5～0.6 kg/min时,采用喷嘴轴向喷射可以消除流体热分层。在较高的质量流量和较低的入口温度下,TVS控压效果显著。另外,当进口温度较低时,热浮力较小,混合射流不易到达自由界面,TVS的降压功能变弱。

图5 TVS装置(a)与实验流程图(b)[24-26]Fig.5 Diagram of TVS device (a)and flow chart (b)[24-26]

不同于美国NASA以及法国CNRS所开展的TVS实验研究,Imai在实验过程中,节流过冷的流体从LN2罐供给,以至于测试罐内流体液位逐渐升高。由于液位高度以及混合射流条件的不同,轴向混合喷射的流体无法到达罐体内部自由界面附近,不能较好实现箱体压力控制。再者,实验研究中射流速度流速和温度不能独立设定,且所开展的实验工况较少,因此Imai所开展的实验仅仅验证了过冷流体喷射消除流体热分层的能力,并不能充分验证TVS的控压性能。

2.1.4韩国

2018年,以韩国高等科学技术学院(Korea advanced Iinstitute of Science and Technology,KAIST)为主的研究单位开展了低温贮箱TVS控压性能实验研究[27]。所搭建的测试装置如图6所示。整个装置由测试罐、盘管换热器、小型LN2罐以及真空泵组成。测试罐为置于真空腔中的铜制柱状罐体,其内径198 mm、高度216 mm；盘管换热器平均直径90 mm、长度3000 mm、换热管内径6.35 mm。实验中采用LN2为工质,控压范围为120～140 kPa,所开展的实验工况见表5。研究人员发现：不同实验工况均验证了TVS的控压效果。当TVS开启时,贮箱压力以及流体温度均呈现出明显的降低趋势。这是因为本实验中盘管换热器置于贮箱气枕区,节流孔口浸没在液体中。在TVS运行时,液体经节流孔口节流制冷,两相流进入盘管换热器对气枕进行充分冷却,以致于贮箱压力以及流体温度均出现明显降低。同时研究人员还构建了用于预测该过程的热力预测模型,预测了盘管换热器内压力、温度和流体出口温度等参数变化。通过与实验结果对比发现,热力模型预测结果与实验数据存在一定偏差。

表5 LN2贮箱被动TVS运行参数[27]Table 5 Operation parameters of passive TVS in LN2 tank[27]

图6 被动TVS装置[27]Fig.6 Passive TVS device[27]

通过与美国、法国以及日本等机构所开展的TVS实验研究对比可知,韩国KAIST所搭建的实验装置最为简单,仅通过液体节流冷却气枕来实现箱体压力控制,该装置仅能称为被动型TVS,并不属于喷射棒TVS。另外,纵观四国所开展的低温贮箱控压测试,仅有法国以及韩国所开展实验中出现了气相冷凝与气相温度的明显降低。分析论证发现,这主要与实验初始设置有关。两实验测试罐体内部初始气液相温度均设置在箱体压力对应的饱和温度附近,因此一旦有液体节流制冷量带入气枕,必然会引起气相冷凝以及罐体压力降低。而其他国家所开展的实验工况中,测试罐体气相区一般处于过热状态,因此在TVS运行期间,气相冷凝量较少,气相温度整体上呈相对稳定的波动变化。

2.2 国内研究现状

中国在低温推进剂长期在轨贮存与管理方面的研究基础相对薄弱,在载人登月以及深空探测相关背景的牵引下,低温推进剂长期在轨贮箱压力控制的工作才逐步开展。2016年之前,国内仅有兰州物理研究所[28]、中国运载火箭研究院[29]、西安交通大学[30]、上海交通大学[31]以及北京控制工程研究所[32]等单位开展了TVS文献调研与方案论证工作,有关TVS的实验研究在2016年以后才逐步展开,主要的研究机构包括西安交通大学、上海交通大学、航天低温推进剂国家重点实验室以及中国运载火箭技术研究院。

1)西安交通大学

2016年,西安交通大学厉彦忠团队[6]对TVS工作过程进行了热力分析。同时,针对TVS同心套管换热器,详细考虑了内管单相流、环管两相流以及管外自然对流等不同传热方式的耦合,提出了一种准稳态换热模型来预测TVS换热器的传热性能。

之后,厉彦忠团队与中国运载火箭技术研究院联合采用R123开展了TVS地面原理实验研究[33-35]。实验流程图如图7所示。实验台主要由测试罐、喷射棒换热器、循环泵、节流阀、冷凝罐、缓冲罐等组成。测试罐体直径与柱段高度均为800 mm；上下封头高度为218 mm。罐体金属壁为4.0 mm厚的304不锈钢。套管换热器长度为1.2 m,换热器内管尺寸φ15.88×1.0 mm；外管尺寸φ22.2×1.2 mm；喷射棒尺寸φ9.52×1.0 mm。套管换热器共设置四根喷射棒,每根喷射棒开有直径为2.0 mm的12个单面喷口。基于该实验装置,两单位主要开展了6种不同实验工况(详见表6)研究。通过改变循环流量、控压带以及外部热负荷研究了TVS的运行性能,实验验证了TVS在实现箱体压力控制以及消除外部漏热的有效性和可行性。他们发现：流体过冷度对推进剂长期贮存具有重要意义；在混合喷射降压阶段,单独开启循环泵喷射过冷流体即可达到箱体降压的目的,并且在该阶段,增大循环流量对实现箱体压力控制以及气枕冷却具有积极意义；在TVS节流制冷阶段,循环流量与节流比需合理设计。节流比较小时,不能对液体进行较好冷却,以至于箱体升压过快,TVS频繁启停。节流比较大时,换热不充分使得排气带液,造成推进剂的浪费。与直接排气相比,在相同初始设置下,TVS可节省30%的排气损失。

表6 采用R123所开展的TVS测试工况[33-35]Table 6 TVS test conditions of TVS conducted with R123[33-35]

图7 实验流程图[33-35]Fig.7 Experimental flow chart[33-35]

2020年,厉彦忠团队[36]针对TVS节流过程建立了热力模型,深入揭示了焦汤节流制冷效应,分析了背压对节流过程的影响,优化了TVS运行参数。

2)上海交通大学

2016年,上海交通大学黄永华团队[37-40]采用R141b开展了地面小型TVS实验研究。测试罐直径为450 mm、高度为785 mm、总容积约113L。实验中采用缠绕紫铜丝的套管换热器,换热器直径φ14.0×0.5 mm、外管尺寸φ19.0×0.5 mm、喷射棒直径φ5.0×0.5 mm,每个喷射棒上布置了9个直径φ2.0 mm的喷口。贮箱外部包裹4个加热瓦,可用于模拟不同加热方式。基于图8所示实验装置,黄永华根据箱体压力以及液相温度设计了三种不同压力控制策略,所开展的实验工况见表7,对比研究了不同因素对TVS控压性能的影响。结果表明：TVS可实现对R141b储罐的压力控压。在TVS运行阶段,大部分漏热均可有效消除,并且J-T制冷阶段的箱体压增速率小于混合降压阶段的压增速率。对于高充注率工况,TVS作用后,气枕升压速率变快,同时TVS单次工作时间变短,启停切换更加频繁。随着贮箱控压带的增加,TVS排气损失先降低后增加。

表7 采用R141b开展的TVS工况设置[37-40]Table 7 Test condition of TVS with R141b[37-40]

图8 以R141b为工质的TVS测试流程[37-40]Fig.8 TVS Test flow chart with R141b[37-40]

除实验研究外,黄永华团队还详细考虑了气液相变以及相间换热,构建了TVS性能预测数学模型[41],并与美国NASA所开展的实验结果进行对比,一定程度上验证了TVS控压模型的有效性。

3)航天低温推进剂国家重点实验室

2017年,上海交通大学黄永华教授在航天低温推进剂国家重点实验室所搭建的高效低温流体贮存测试平台(Efficient cryogenic fluid storage test platform,ECFSTP)上开展了LN2贮箱TVS控压实验研究[42]。实验台如图9所示,其主要包括测试罐、冷屏、真空腔、MLI绝热层、真空泵、换热器、J-T阀等装置。测试罐内径与高度为1.0 m与2.0 m；罐内容积为1.36 m3。真空腔体真空度约0.01 Pa。在充注率为50%,外部漏热为9.31 W/m2的设置下,对比了220～240 kPa、220～260 kPa、220～280 kPa、400～440 kPa与640～680 kPa五种不同控压带对LN2贮箱控压性能的影响。实验共设置了混合喷射、节流制冷两种运行模式及两种控压策略。结果表明,当开启TVS节流制冷模式时,过热气枕得到了充分冷却,箱体压力快速降低。相比于单纯混合喷射模式,TVS节流制冷控压效果更佳,TVS停止运行后箱体压增速率明显降低。对于不同控压带设置,TVS均表现出良好的控压性能。随着控压带范围的增大,TVS的综合性能得到改善。同时,黄永华等[43]还开展了控制策略对TVS性能的影响研究。他们发现：与单纯节流液相相比,TVS对气液相节流可获得更快的贮箱降低速率。TVS启停判据应综合考虑气枕压力以及液体饱和温度的影响,否则将造成较大的排气损失。与GN2增压相比,增压GHe增加了TVS的工作时间。然而,即使不凝性气体存在,TVS仍具有良好的控压效果。

图9 高效低温流体贮存测试平台[42-43]Fig.9 Efficient cryogenic fluid storage test platform[42-43]

4)中国运载火箭技术研究院

2018年,中国运载火箭技术研究院周振君[44]也在ECFSTP上开展了LN2贮箱增压以及TVS控压性能的研究。测试了直接排气、节流制冷及并行模式下的贮箱内部热力参数变化。实验发现：与直接排气对比,采用节流制冷的并行模式可获得更快的贮箱压降,并且可以节省97%的排气损失。

2019年,周振君等[45]建立了低温贮箱直接排气控压与TVS控压计算模型,以排气损失为研究目标,对比分析了在特定条件下LH2贮箱与LO2贮箱的最佳储存方式。结果表明：相比于低温LH2,LO2更容易长时间在轨贮存。对于LH2贮箱,可根据在轨贮存时间的长短,选择TVS无损贮存、TVS排气以及直接排气等不同控压模式。

不同于ECFSTP被动TVS装置,中国运载火箭技术研究院于2020年搭建了LN2喷射棒主动TVS控压装置[46],具体如图10所示。测试装置主要包括LN2贮箱、喷射棒TVS、数据采集系统、真空腔、LN2加注系统与真空系统。实验中真空度可达0.01 Pa,共设置了三个控压带,研究了喷射混合模式与节流制冷模式对低温贮箱控压性能的影响。不同工况运行设置见表8。实验结果表明：当采用单纯喷射降压模式时,贮箱升压与降压时间随着控压周期的增多而减小,并且液相温度随着时间的持续而波动升高。当采用TVS节流制冷模式时,贮箱压力得到良好控制；在背压不变时,制冷量随着节流前压力的增大而增大。另外,研究人员还发现：当贮箱压力降低到所设压力下限时,TVS停止工作,此时箱体压力仍继续降低。也就是说TVS控压周期的增压阶段具有一定的滞后。

表8 不同工况运行参数[46]Table 8 Operation parameter of different conditions[46]

图10 液氮TVS测试平台[46]Fig.10 Test device of TVS with

2020年,上海宇航系统工程研究所也曾联合上海交通大学开展地面液氮TVS控压性能的实验研究,但相关研究成果至今仍未报导。

综上可知,自2016年之后,国内有关TVS的实验研究与理论分析开始走上快车道。西安交通大学与上海交通大学通过开展常温流体喷射棒TVS性能实验,总结并掌握了TVS运行过程中的关键技术、主要影响因素与调控策略,积累了一定的实验操作经验。航天低温推进剂国家重点实验室搭建了ECFSTP平台,并采用LN2开展了贮箱控压测试,但因TVS换热器浸没在液体中,同时在气相以及液相区设置了节流装置,这与典型喷射棒TVS有所差别,因此仍属于被动TVS。近期,中国运载火箭研究院所开展的低温LN2贮箱压力控制实验才真正验证了喷射棒TVS的控压效果与消除外部漏热的能力。

3 对比分析

图11所示给出了不同国家在TVS控压研究方面的关键节点与研究内容综合对比。从中可以看出,从1990年提出TVS概念开始,美国已开展了长达30年TVS控压方面的研究,研究内容涉及理论建模、试验测试以及数值模拟。至今,美国NASA已开展了LH2、LN2、LCH4、LO2等不同流体TVS控压性能试验,同时研究了GHe对不同低温燃料贮箱TVS运行性能的影响。通过20多年的试验研究,美国已深入掌握了地面TVS运行的主要关键技术与影响规律,将TVS的技术成熟度指标(Technology readiness level,TRL)提高到5。

图11 国内外TVS控压研究综合对比Fig.11 Comprehensive comparison of TVS research at home and abroad

法国采用常温流体开展了TVS试验研究,并且仅研究了TVS工作一次后的降压效果,并没有完全证实其长期运行的有效性。日本虽然采用LN2开展了低温控压试验,但试验装置与常规喷射棒TVS不同,节流流体由LN2罐补给,造成测试罐体液位升高。虽然试验验证了喷射流体对热分层的削弱能力,但没有较好反映TVS的控压性能。韩国搭建了被动TVS装置,采用LN2测试了其控压性能。以上三国所开展的TVS研究均与典型喷射棒TVS有所不同,并不能从真正意义上验证TVS的控压效果,因此其TRL在2～3内。

中国在低温贮箱压力控制方面的研究起步较晚。在2016年以前,只有几家研究机构开展了TVS的方案论证。而在2016年之后,国内主要的四家研究机构开始投入大量的精力从事TVS的理论与试验研究。经过近5年的努力,中国已搭建了不同功能的TVS装置,测试工质也从常温R123、R141b推广到低温LN2。同时开展了部分GHe增压LN2贮箱的TVS控压试验,在一定程度上掌握了TVS装置的设计方法与试验关键技术,TRL值在3～4内。

4 总结与展望

4.1 主要结论

通过对国内外在低温贮箱用TVS所开展的30多年的研究成果整理分析,所获主要结论如下:

1)国内外不同试验结果均表明：喷射棒TVS可实现对低温贮箱压力的良好控制以及外部漏热的有效消除。被动型TVS在短时间内能够起到良好的控压效果,但不能抑制低温流体温度的波动升高,因此不适于低温推进剂长期贮存。

2)低温燃料初始过冷度对其长时间在轨贮存具有重要意义。在低温燃料处于过冷状态时,仅通过开启循环泵进行混合喷射就可以达到降低箱体压力的效果；而当箱体内部大部分流体已接近饱和状态时,此时需通过开启TVS节流制冷模式进行降温降压。

3)在TVS节流制冷模式中,当贮箱压力降低到所设置压力下限时,TVS停止工作,此时贮箱压力仍继续降低,贮箱升压存在一定的滞后。这主要是由于过冷喷射流体与过热气枕来不及充分换热所致。

4)由于He分子量比H2大,其阻碍了LH2的蒸发和GH2的冷凝。因此,与GH2增压LH2贮箱相比,采用GHe增压LH2时,TVS节流制冷模式需要运行更长的时间才能达到良好的降压效果。然而,在采用GHe增压其他低温流体时,对TVS工作效果影响不大。

4.2 展望

虽然中国在TVS研究方面取得了一定成绩,但仍存在很多不足之处。例如,目前中国已搭建的低温测试罐体积均较小,所测数据不能较好反映罐体内部热物理场分布；低温贮箱测量系统精度偏低,智能化程度不高；中国至今还没有开展LH2、LCH4、LO2等低温流体TVS控压性能试验。因此,为实现低温推进剂长期在轨安全贮存,中国在TVS方面的研究仍有很长的路要走。

尽管国内外针对TVS工作过程开展了深入的理论分析与实验研究,掌握了TVS实验的部分关键技术,但至今仍未开发出完善的TVS数值预测模型。另外,现有TVS实验均为地面实验,如何开展空间低重力工况TVS测试仍是国内外面临的棘手难题。为促进地月转移、载人小行星、深空探测等空间科学项目,实现低温推进剂长期在轨贮存,以上研究仍是中国亟需开展的工作重点与努力方向。