蒸气冷却屏内仲-正氢转化释冷效应分析

孟垂举，张 亮，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

液氢作为推进剂具有能量高、比冲大、清洁及无污染等优点，是一种在航天领域具有巨大应用价值的低温推进剂[1]，但低至22 K的沸点温度使液氢存在非常严重的蒸发损耗。目前的解决方案主要包括被动绝热技术、主动制冷技术和热力排气系统（TVS）。其中被动绝热技术和主动制冷技术分别是通过减少外界环境漏热量和主动热转移的途径来减少液氢蒸发。热力排气系统则是在允许排气减压的情况下，让所排气体节流回收冷量并对剩余液氢降温。除了节流手段外，利用排气的仲-正氢转化释冷效应也是一种极具潜力的冷量回收方案。

自然界中氢单质是两种自旋异构体的混合物。其中，原子核自转方向一致的氢分子是正氢（O-H2），原子核自转方向反平行的氢分子为仲氢（P-H2），如图1所示。两种氢分子之间时刻进行着相互转化，达到平衡浓度后保持稳定，称为平衡氢。常温条件下平衡氢又称正常氢，其中正氢占比75%，仲氢占比25%。仲-正氢之间存在的能级差使得正氢和仲氢之间的转化会伴随能量吸收和释放，正-仲氢转化（O-P）释放热量，仲-正氢转化（P-O）吸收热量。合理利用仲-正氢转化获得额外冷量是空间液氢贮存技术的重要途径。

图1 正氢分子和仲氢分子示意图Fig.1 Schematic of orthohydrogen and parahydrogen molecules

在仲-正氢转化释冷效应利用方面，国内外学者进行了研究。洛克希德公司与NASA首先通过实验分析了氢蒸气的仲-正氢转化释冷效应，研究了利用液氢贮箱蒸气冷却电子元器件的可行性[2]；美国通用动力公司在研究液氢储罐外真空多层绝热（MLI）、蒸气冷却屏（VCS）性能时，分析了VCS管道内仲-正氢转化释冷效应，发现其对液氢贮箱的保温性能有一定促进作用[3]；华盛顿州立大学的Bliesner等[4]和Pedrow等[5]提出利用液氢蒸汽的仲-正氢转化释冷效应辅助液氧贮箱冷却的设计方案，并进行了验证实验。国内杨德政等[6]和刘慧芳等[7]较早地对仲氢的制备和储存开展了研究，分析了激光辐射对仲-正氢转化的影响；安刚等[8-10]结合航天任务中液氢的贮存条件，研究了氢绝热转化和连续转化两种转化释冷过程，给出了仲-正氢转化释冷量和降温幅度，探讨了利用贮箱内仲-正氢转化释冷实现液氢无损贮存的可行性；王磊等[11]对四种转化释冷利用方案进行了分析，结果表明，在VCS管道内发生连续仲-正氢转化时，可获得约491 kJ/kg的转化冷能。

本文基于空间液氢贮箱泡沫复合真空多层（SOFI/MLI）技术的气冷屏绝热结构，将仲-正氢转化模型与蒸气冷却屏内对流换热模型耦合，同时考虑催化作用下的仲-正氢组分转化和热力学性能参数变化，分析低温氢气流经VCS管道过程中的仲-正氢转化吸热和显热升温吸热对气冷屏结构绝热性能的影响，研究不同工况条件下转化释冷效果对整体结构绝热性能的贡献率，讨论气冷屏绝热结构安装仲-正氢转化器的可行性和必要性。

1 计算模型及方法

1.1 多层绝热结构传热计算

将贮箱外保温结构的传热过程假设为由外向内的一维传热过程，贮箱外绝热结构及热量传递过程如图2所示。图中，Q1为自外界传至气冷屏的总漏热量；Q2+Q3为VCS管道内氢气带走的漏热量，其中Q2为氢气显热升温带走的热量，Q3为仲-正氢转化吸收的热量；Q4为自VCS至贮箱壁面的净漏热量。此外，Q4净漏热量全部用于液氢蒸发，不考虑寄生漏热等。

图2 气冷屏及仲-正氢转化器的绝热结构Fig.2 Insulation structure with an vapor-cooled shield

绝热结构的传热过程能量守恒：

式中各项分别由以下公式计算得到：

根据能量守恒定律，漏入液氢贮箱内的热量都用于液氢蒸发，氢气进入VCS管道完成升温吸热和仲-正氢转化降温过程：

1.2 仲-正氢转化及释冷量

VCS管道内氢气发生升温吸热和仲-正氢转化的流程如图3所示，贮箱蒸发出的低温仲氢气体在完成升温吸热过程中发生仲-正转化并降温，转化生成的平衡氢继续进行升温吸热，由于缺少催化剂，此过程中组分不再发生变化，直至最后排出VCS管道。但根据实际需要，VCS管道内可添加一个或多个仲-正氢转化器。为表征催化转化器的相对位置，定义无量纲数β表示转化器在VCS管道内的相对位置：

图3 VCS内仲-正氢转化释冷流程图Fig.3 Flow chart of para-ortho hydrogen conversion in VCS pipe

式中：ΔX为转化器距离VCS入口的距离；X为VCS管道的总长度。

平衡氢中正氢和仲氢组分占比仅与温度相关， 且符合Boltzmann分布律：

式中：T为当前温度；Np和No分别为平衡态下仲氢和正氢的分子数；θr=84.837 K，为氢的旋转温度；xo,eq为平衡态下正氢的组分占比，则正氢浓度：

单位质量仲-正氢转化所释放的冷量为等温条件下正氢与仲氢之间的比焓差：

式中：qC为单位质量氢发生仲-正转化的转化热；ho和hp分别为正氢和仲氢的比焓，kJ/kg。仲-正混合氢发生转化，由仲-正氢转化所释放的冷量为：

贮箱的几何模型参数来自于NASA的MHTB实验系统[13]，贮箱体积为18.09 m3，表面积为35.74 m2。如式（6）所示，模型假设贮箱净漏热量用于液氢蒸发，且贮箱内气枕区维持恒定压力0.27 MPa，因此不考虑贮箱充贮率这一变量。此外，热边界条件的选取参考MHTB的在轨模拟工况，分别为164 K、235 K和305 K。特别需要指出的是，仲氢转化为正氢释放冷量的同时，自身的热物性发生变化，正仲氢组分、比热容、比焓和转化热与温度的关系如图4～6所示，物性参数来自REFPROP 9.1及相关文献[14-16]，REFPROP是由美国国家标准与技术研究所建立的目前最具权威的一款物性数据库。本文计算考虑了物性变化，而不是考虑恒定值。

图4 不同温度下正氢、仲氢组分占比曲线Fig.4 Ortho and para hydrogen fraction at different temperature

图5 不同温度下正氢、仲氢比热容曲线Fig.5 Specific heat of ortho and para hydrogen at different temperature

仲-正氢转化过程分为自发转化和催化转化两种，自发转化速度慢，完全转化至少需要几周时间，而催化剂可以将转化时间缩短至几秒。计算过程中假定：（1）转化率100%，即排出转化器的混合气体达到自身温度的组分平衡浓度；（2）转化过程中的流动阻力及摩擦生热引起的热交换忽略不计。

图6 不同温度下正氢、仲氢比焓及转化热Fig.6 Ortho and para hydrogen’s specific enthalpy and conversion heat at different temperature

2 结果与分析

2.1 仲-正氢转化的影响

图7和图8分别为VCS管道内有无仲-正氢转化的温度变化图和漏热对比图，对比工况的热边界温度均为164 K。由图7可见，仲-正氢转化能够对VCS管内氢气产生显著的降温效果。首先，在转化器所在位置出现明显的温度下降，降温幅度在7 K左右；其次，在仲-正氢转化器内同时完成组分转换和降温后，低温平衡氢继续对后面的VCS管道降温。另外，由于VCS管道的高导热性，无论是后续达到的平衡温度还是转化器前的氢气温度都低于无仲-正氢转化的情况，完成仲-正氢转化并降温的氢气对VCS管道进行了更好的冷却，管壁导热也降低了转化器入口温度。

图7 氢气沿VCS管道的温度变化Fig.7 Temperature variation of hydrogen along the VCS pipe

由图8可见，增加仲-正氢转化后，总的漏热量有所增加，这是由于VCS降温导致其与热边界之间的温差增加的结果，该结论与式（2）一致。除了仲-正氢转化额外吸收的一部分热量，氢气升温也产生吸热量，但吸热量较小，原因在于：（1）温升减小，VCS管道内最终形成的氢气平衡温度低于对比工况；（2）正氢比热容低于仲氢，相应的升温吸热能力也低于仲氢。总的来看，仲-正氢转化吸热量与升温吸热量之和高于对比工况中单一的升温吸热量，净漏热量降幅约为14.5%。

图8 有无仲-正氢转换条件下热量及构成对比Fig.8 Heat transfer and fraction comparison between with or without para-ortho hydrogen conversion

2.2 转化器位置及数量的影响

图9为在不同转化器位置，同一工况下的VCS内氢气温度变化曲线。由图可见，在位置参数β分别为0、0.33、0.56和0.78四个位置时，仲-正氢转化都引起了明显降温。不同β的区别在于，β=0时，尚未转化的低温仲氢在VCS管道入口处直接完成转化，没有进行充分升温吸热；而β=0.78时，充分转化后生成的低温平衡氢在流出VCS管道时，尚未达到平衡温度。结合图10来看，当转化器位置靠VCS管道两端时，氢气的平均温度更高，相应的净漏热量也会上升，这一现象可由式（3）解释。

图9 位置参数β对VCS内氢气温度分布的影响Fig.9 Influence of position parameter β on VCS temperature profile

图10 VCS内平均温度、漏热量与转化器位置的关系Fig.10 Relationship between averaged gas temperature in VCS，heat leakage and converter position

图11为β分别是0.33、0.56和0.78的三个相对位置都安装转化器的温度变化曲线。由图可见，由于转化热随温度上升而减小，转化器降温幅度在三个相对位置上逐渐递减；另外，第一个转化器形成的平衡氢再次升温幅度小，可用于转化释冷的仲氢组分也相应较少。因此，转化器数量增加可以产生更多的冷效应收益，但其收益率会下降。

图11 设置不同数量转化器后的降温收益Fig.11 Cooling effect for the cases using number of converters

2.3 热边界条件的影响

图12对比研究了不同热边界温度的影响，β均为0.56，实线为相应热边界温度下无仲-正氢转化的温度变化曲线，虚线为有仲-正氢转化的温度变化曲线。由图可见，热边界温度上升导致仲-正氢转化引起的降温幅度增大，降温幅度分别为6 K、9 K和11 K。另外，三组对比工况最终形成的平衡态温差值随热边界温度上升而增大。图13为三组不同工况下的漏热流向及其构成对比图。可见随着热边界温度上升，由仲-正氢转化所吸收的热量和比例都增大；氢气的升温吸热量具有一致的变化趋势；从所占比例来看，升温吸热量大约是转化吸热量的两倍。

图12 热边界条件对降温幅度的影响Fig.12 Influence of thermal boundary condition on cooling effect

图13 热边界条件对漏热流向的影响Fig.13 Influence of thermal boundary condition on the heat transfer and fraction

3 结论

本文建立了耦合仲-正氢转化模型和VCS气冷屏对流换热模型的液氢贮箱系统级模型，计算了发生在VCS管道内的仲-正氢转化释冷效应，考察了多种影响因素，分析了仲-正氢转化释冷效应对VCS气冷绝热结构总体吸热性能的贡献率，得到结论：（1）VCS管内的仲-正氢转化效应能够有效地提高蒸气冷却屏的绝热性能，仲-正氢转化吸热量约为氢气升温吸热量的1/2，但仲-正氢转化器会小幅削弱氢气的升温吸热能力。（2）VCS管内的仲-正氢转化器位置应尽量远离VCS管道两端，以免对转化前低温仲氢和转化后低温平衡氢的升温吸热效应产生严重负面影响，优先保证蒸气冷却屏的整体绝热能力。（3）热边界温度的上升能够提高仲-正氢转化释冷效应的贡献率，有限增加转化器数量可以提升蒸气冷却屏绝热能力，但收益率随数量增加而逐渐下降。