深空探測用低溫推進劑貯箱熱力排氣系統研究

劉 展,楊云帆,陳 虹,厲彥忠,3

(1.中國礦業大學力學與土木工程學院,徐州 221116；2.航天低溫推進劑技術國家重點實驗室,北京 100028；3.西安交通大學能源與動力工程學院,西安 710049)

0 引 言

在未來載人小行星、載人登月和載人探火任務中,為增加有效載荷,有必要改進推進系統的整體性能。低溫推進劑[1-2],如液氫(LH2)、液態甲烷(LCH4)與液氧(LO2),憑借優異性能,已被大規模應用于航天領域。然而,由于低溫推進劑貯存溫度較低,受熱易蒸發,進而造成貯箱壓力升高,給低溫推進劑長期在軌安全貯存帶來極大隱患。因此,需采取合理有效的方式來減少推進劑的相變蒸發,實現推進劑貯箱壓力的有效控制[2-3]。

目前主要的低溫貯箱壓力控制方式[4]包括：直接排氣降壓、混合噴射降壓、熱力排氣系統(Thermodynamic vent system,TVS)控壓以及主動制冷控壓。對于直接排氣方式,在外部漏熱作用下,低溫貯箱壓力會持續升高,一旦升高到所設壓力上限,就通過排出部分氣相燃料來降低箱體壓力。待箱體壓力降到所設壓力下限時,排氣閥關閉。該方式雖然操作簡單,但所造成的排氣損失卻很大?；旌蠂娚浣祲悍绞绞窃谙潴w底部設置一噴射裝置,將箱體底部冷流體噴射到氣相區,通過冷卻氣相的方式達到降低箱體壓力的目的。由于沒有冷量輸入,實際漏入箱內的熱量并沒有排出,該方式僅是把氣相區積聚的熱量轉移到過冷液相中,并不能從根本上消除外部漏熱,因此只適用于低溫推進劑短期貯存。對于TVS控壓以及帶有制冷機的主動制冷控壓方式,兩者中前者通過節流小部分流體產生冷量,并將冷量帶入貯箱,用以冷卻氣液相流體；后者則通過低溫制冷機產生制冷量,通過冷卻循環流體來達到降低貯箱壓力的目的。兩控壓方式都能從根本上消除外部漏熱,實現貯箱壓力控制。然而,基于目前科技水平,用于大型低溫貯箱主動制冷的低溫制冷機仍有待開發,為獲得20.0 K的溫度,現有的逆布雷頓制冷機制冷量僅在幾十到幾百瓦,遠不能有效消除外部環境向低溫貯箱的漏熱；并且低溫制冷機體型、重量均較大,占地面積較多,這些都大大增加了發射成本,目前仍不適合低溫貯箱長期在軌壓力控制。然而,TVS通過節流小部分流體,利用該部分流體的汽化潛熱來冷卻箱內流體,僅以犧牲小部分流體為代價,就實現了貯箱壓力控制。只要初期設計中考慮到該部分排氣損失,在發射前,通過適當增加推進劑質量,就可以滿足低溫貯箱長期在軌運行需求?？偟膩碚f,采用TVS對低溫推進劑貯箱進行壓力控制具有較大的應用前景及開發潛力。

本文詳細對比了國內外不同機構所開展的有關TVS方面的研究進展,梳理了TVS運行關鍵技術與主要影響因素,指出了中國在低溫推進劑貯箱TVS壓力調控方面的發展規劃。

1 TVS工作原理

圖1(a)展示了貯箱TVS壓力控制示意圖[5]。可以看出,TVS主要包括循環泵、Joule-Thompson(J-T)節流裝置、同心套管式換熱器、噴射棒及附屬設施。循環泵是整個系統運行的動力裝置；節流裝置是TVS產生冷量的關鍵部件；而同心套管式換熱器是將排氣潛熱合理利用,實現兩相流與單相流體換熱的核心部件。

圖1 TVS結構示意圖與工作p-h圖Fig.1 Diagram of TVS and operation p-h diagram

為實現箱體壓力控制,TVS主要有兩種工作模式。第一為混合降壓模式,此時箱內流體需具有一定過冷度。其工作原理為：當液相溫度未達到設定溫度而氣枕壓力達到TVS開啟壓力時,循環泵將低溫流體從貯箱底部抽出,穿過套管式換熱器(此時套管換熱器不工作),再經噴射棒噴口呈放射狀噴入貯箱內部,通過抑制流體熱分層來降低貯箱壓力。該工作模式僅是實現箱內熱量從高溫氣相向低溫液相的轉移,并沒有從根本上消除外部環境漏熱。因此,隨著時間的持續,箱內液體溫度將逐漸升高,當液體溫度升高到所設箱體壓力下限對應的飽和溫度時,再通過循環噴射將會造成液相的大量蒸發,噴射近飽和液體已不能起到有效控制箱體壓力的目的。為此需開啟J-T節流制冷環路,進入TVS第二種工作模式,即節流制冷模式。該模式下,經循環泵的流體分為兩部分,其中大股流體進入套管換熱器內管,小股流體通過J-T閥等焓膨脹,變成低溫低壓的氣液兩相流后進入套管換熱器環管,與大股流體進行換熱。在套管換熱器中,小股氣液兩相流在換熱器中相變蒸發,自身被加熱成飽和或過熱氣體后排出箱體。而大股流體則被小股流體相變產生的冷量所冷卻,被冷卻的大股流體,在循環泵驅動下通過噴射棒送入箱體對箱內流體進行冷卻降溫。TVS通過小部分流體的汽化潛熱來消除漏熱,達到降低箱體壓力的目的。

圖1(b)展示了TVS工作過程所對應p-h圖。這里僅對TVS第二種工作模式進行分析,認為箱內液相溫度已達到箱體壓力下限pmin對應飽和溫度時的狀態點1(p1),此時TVS節流制冷模式開啟。在外部漏熱下,箱體壓力從p1增加到壓力上限pmax(p2),循環泵與J-T閥同時打開。在泵的提升作用下,箱體壓力從p2增加到p3。之后,從箱體底部抽吸的流體被分為兩股,其中大股流體進入內管,小股流體通過節流閥,壓力從p3減小為p4,然后進入環管。兩股流體在換熱器中進行熱量交換。在內管中,大股流體從T3被冷卻到T5,然后經噴射棒噴射到箱體,通過冷卻氣液相溫度來降低箱體壓力；而在環管中,小股流體從氣液兩相流變為飽和氣體或過熱氣體而排出箱體。至此TVS一個節流制冷工作周期結束。TVS持續工作,箱體壓力一直降低,當其降低到所設置的壓力下限時,TVS停止工作。在外部漏熱下,貯箱壓力將再次升高,當箱體壓力升高到箱體所設定壓力上限時,TVS再次啟動,并進入周期性啟停工作模式。有關TVS工作過程的熱力分析詳見文獻[6],此處不再贅述。

2 TVS國內外研究現狀

TVS概念是以航天為背景,最早由美國國家航空航天局NASA于20世紀90年代初提出,旨在為滿足低溫推進劑長期貯存而設計。

DiStefano等[7]介紹了微重力條件下,采用節流換熱裝置冷凝貯箱氣枕以實現液體獲取的目的,此即為TVS的雛形,亦可稱為傳統型TVS。由于傳統型TVS自身結構的限制,其控壓性能與消除流體熱分層的能力均具有局限性。Flachbart等[5]對傳統型TVS進行了改進,逐步形成了噴射棒TVS(圖1a所示)。與傳統型TVS相比,噴射棒TVS采用低溫循環泵取代混合器、采用套管式換熱器替代了緊湊式換熱器。由于循環泵、J-T閥均布置在貯箱外部,噴射棒TVS不僅維修方便,而且設備產熱也未帶入箱內。再者,節流后的低溫流體通過貫穿于氣枕與液相之間的噴射棒徑向噴射,所以無論氣液相界面位置如何,噴射棒TVS均能有效地消除貯箱內部流體熱分層,實現箱體壓力控制。

鑒于噴射棒TVS具有良好的控壓性能,本節將對國內外所開展有關噴射棒TVS的研究工作進行詳細梳理,以掌握相關技術的研究進展與現狀。

2.1 國外研究現狀

為實現低溫推進劑長期在軌壓力控制,目前國際上主要有美國、法國、日本以及韓國的科研機構開展了TVS的實驗及模擬研究。

2.1.1美國

以美國NASA為主的研究人員,在TVS實驗研究以及數值計算方面開展了大量研究。1994年,Nguyen[8]開發了一種能夠描述低溫貯箱TVS運行性能的集總參數模型。結果表明,在低溫貯箱自增壓階段,計算模型預測值偏高；而在TVS控壓階段,模型預測值與試驗結果吻合較好。

20世紀90年代初,美國NASA搭建了TVS性能測試的多目標氫試驗平臺(Multipurpose hydrogen test bed,MHTB)[9](如圖2所示),并開展了不同工況的實驗研究。為模擬在軌工況,MHTB測試罐外表面采用發泡+多層隔熱材料處理,整個試驗罐放置于真空腔內。試驗過程中,真空腔內最低真空度達1.33×10-6Pa,真空腔溫度控制在80～300 K。

圖2 NASA多目標氫測試平臺[9]Fig.2 Multipurpose hydrogen test bed built by NASA[9]

1996～1998年,Hedayat等[10-11]在MHTB上開展了液氫LH2貯箱TVS控壓性能試驗。研究人員常采用充注液體體積與罐體總體積之比,即充注率來表示充注流體的質量。表1羅列了研究人員所開展的不同測試工況設置。結果表明：在18.7～54.1 W的模擬漏熱下,對不同流體充注率工況,噴射棒TVS(如圖3a所示)均可有效破壞箱內流體熱分層。當采用全GH2增壓時,TVS將貯箱壓力控制在131～138 kPa內。而當采用GHe增壓時,TVS可將貯箱壓力控制在207～214 kPa內。由于氦氣會阻礙LH2的蒸發和GH2的冷凝,從而抑制箱內降溫降壓過程,因此當采用GHe增壓時,J-T裝置要比全GH2增壓模式運行更長的時間才能將外部漏熱帶走。

表1 LH2貯箱TVS不同運行機制[10-11]Table 1 Different operation codes of TVS in LH2 tank[10-11]

為研究微重力下增壓GHe對LH2貯箱TVS控壓性能的影響,美國馬歇爾空間飛行中心[12]于2005年在MHTB上開展了為期兩周的試驗研究,所開展測試工況見表2。研究人員對比了單獨混合噴射以及泵+J-T節流制冷兩運行模式的控壓性能。結果表明：當漏熱為70 W時,在不同GHe增壓工況,TVS均能將箱體壓力波動控制在±3.45 kPa內。與僅依靠GH2增壓相比,采用GHe增壓,TVS控壓周期將延長37～68%,這與1998年所開展GHe增壓LH2貯箱實驗結果一致[11]。實驗結果還表明,對于低充注率工況,在氣枕熱分層明顯的情況下,僅通過開啟J-T閥就可實現對LH2貯箱的壓力控制。

表2 GHe增壓LH2儲罐TVS測試工況[12]Table 2 TVS Test case in LH2 tank pressurized with GHe[12]

2004年,Flachbart等[13]通過更換大流量循環泵以及節流裝置,在MHTB上開展了液氮LN2貯箱TVS控壓性能測試。試驗裝置平行安裝了一大一小兩個J-T閥用于節流制冷,具體如圖3b所示。所開展的測試工況見表3。通過對四種充注率工況進行試驗測試,結果表明：改進的TVS可有效控制箱體壓力,將箱內流體溫度變化由開始的1.7～7.5 K降低至0.6～0.8 K。當節流制冷模式開啟時,氣枕壓力線性下降,直到氣液溫度大致相等為止。另外,試驗還發現：當流體充注率降低時,TVS控壓周期也降低。通過對兩J-T閥流量對比得出,小流量J-T閥使控壓周期減短,但泵的運行時間將變長,輸入功率增加；而大流量J-T閥則恰好相反。

表3 LN2貯箱TVS測試工況[13]Table 3 Test conditions of TVS in LN2 tank[13]

圖3 兩種噴射棒型TVS示意圖Fig.3 Schematic of two kinds of spray bar TVS

當采用GHe增壓LN2貯箱時,研究人員[13]對液體充注率為50%與25%兩工況進行了TVS控壓性能測試。試驗中貯箱漏熱量為450 W,TVS控壓范圍為158.8～165.3 kPa。測試結果表明：無論GHe是否存在于貯箱氣枕區,TVS均能有效的將貯箱壓力控制在設定范圍內。另外,Hedayat等[14]還采用一維模型對GHe增壓LN2貯箱TVS控壓過程進行了數值預測。對比發現,采用一維模型預測的大部分流體飽和壓力與試驗結果存在較大偏差。

2006年11月,Flachbart等[15]對裝有液態甲烷LCH4的低溫貯箱進行了13天TVS控壓實驗研究。試驗用TVS示意圖如圖3b所示。測試結果表明,在充注率為37%、貯箱總漏熱為715 W時,開啟TVS可使液相飽和壓力降低至44.2 kPa。向LCH4貯箱注入GHe可使箱體壓力升高至165.5 kPa,達到TVS控壓上限。由于試驗用TVS是針對LH2貯箱設計,其最大漏熱消除能力為55 W,而LCH4貯箱最大熱負荷高達715 W。因此對于LCH4箱體,TVS能夠有效控制氣枕壓力在設定范圍內變化,但不能有效抑制液相溫度的升高。

2014年,VanDresar[16]針對GHe增壓液氧LO2貯箱,實驗研究了TVS的控壓性能。實驗工況見表4,主要對比了軸向噴射、頂部噴射以及軸向+頂部噴射相結合等三種模式對箱體壓力控制的效果。結果表明：組合模式可以將箱內氣液相溫度維持在合理的溫度波動范圍；而軸向噴射模式僅能夠將液體溫度保持相對穩定,不能抑制氣相溫度的升高。頂部噴射模式在一定程度上能夠控制液體溫度變化。當不考慮GHe增壓LO2貯箱時,TVS可將箱體壓力維持在所設控壓帶范圍內。而當考慮GHe增壓LO2貯箱,TVS將箱體壓力控制在合理范圍內時,液相溫度將逐漸升高；如果TVS將流體溫度控制在合理波動范圍,箱體壓力將逐漸降低。

表4 LO2貯箱TVS測試工況[16]Table 4 Test conditions of TVS in LO2 tank[16]

截止2014年,美國NASA在MHTB上已對LH2、LN2、LCH4以及LO2進行了不同控壓范圍、不同漏熱水平、不同充注率、不同控壓模式以及不同增壓氣體等方面的試驗研究,積累了大量的控壓試驗實測數據與操作經驗。

2014～2016年間,美國NASA開展了部分TVS控壓方面的數值模擬研究[17-18]?；贛HTB上不同TVS控壓試驗,NASA構建了用于預測箱體自增壓過程以及TVS噴射降壓過程的歐拉—拉格朗日數值模型,著重考慮了氣液相間熱質交換、噴射流體粒子運動及換熱模型、流體流動湍流因子等因素對TVS控壓過程的影響。

2016年,Majumdar等[19]基于通用流體系統模擬程序對MHTB上TVS工作過程建立了數值模型,模型中考慮了噴射棒與套管換熱器模型、不同換熱方式、箱內氣液相間以及與壁面間的換熱,預測了低溫推進劑貯箱TVS壓力控制過程。

2.1.2法國

2014年,法國國家空間研究中心(Centre national d’etudes spatiales,CNRS)以及格勒諾布爾阿爾卑斯大學的Thibault等[20]搭建了圖4所示的地面TVS實驗平臺。與噴射棒TVS不同的是,該實驗裝置中大股流體在被節流流體冷卻后,通過設置在氣相區的噴頭將冷卻流體噴射到箱體內部。實驗以氟化酮(NOVEC1230)為模擬工質,外部模擬漏熱為0～360 W,箱內氣液相溫度均為60 ℃。實驗結果表明,開啟TVS可有效降低箱體壓力,較好地實現外部漏熱的移除與箱體壓力的控制。

圖4 法國TVS示意圖[20-23]Fig.4 Diagram of TVS in France [20-23]

2016年,Mer等[21]提出了均相熱力模型,對帶有噴射回路的TVS控壓系統進行了優化設計。在模擬漏熱為26.0 W、充注率為66%的設置下,采用NOVEC1230為工質,預測了TVS的控壓性能。結果表明：計算模型較好地反映了罐體冷卻降壓過程。

同年,Mer等[22]提出采用主動絕熱技術控制箱體壁面漏熱,仍以NOVEC1230為測試工質,研究了箱體自增壓以及TVS主動制冷過程。實驗結果表明,對于給定的噴射流體溫度,箱體最終所達到的平衡狀態依賴于外部漏熱大小以及噴射流體質量流量；而對于冷卻降壓動態過程,TVS性能主要由罐體充注率以及噴射流體質量流量決定。

2018年,Mer等[23]實驗研究了不凝性GN2對NOVEC1230罐體TVS控壓性能的影響。他們發現,GN2的存在使得自增壓過程出現流體逆熱分層現象。而在TVS工作階段,噴射流體使得部分GN2溶入NOVEC1230,造成了罐體內部強烈的熱力不平衡現象。隨著噴射過程的持續,罐內逐步趨于平衡狀態。

不同于美國NASA所以開展的實驗,法國研究人員只研究了TVS單次節流制冷后箱體的降壓過程,并且在TVS工作一個周期后,氣相溫度出現近似指數變化的降溫曲線。這與美國NASA在MHTB上測試出的溫度周期性波動變化曲線是不同的。因此,法國所開展的試驗研究,并不能充分體現TVS對低溫推進劑長期在軌儲存具有良好的控壓效果。

2.1.3日本

為響應空間探測的需求,日本室蘭工業大學(Muroran Institute of Technology,MIT)開展了低溫貯箱TVS控壓的實驗研究。2018～2019年間,Imai等[24-26]搭建了如圖5所示的低溫TVS控壓測試裝置。不同于噴射棒TVS,Imai主要測試了低溫流體節流后,采用噴嘴的軸向噴射降壓以及采用噴射棒的徑向噴射降壓過程。實驗測試罐內徑為210.7 mm,高度為800 mm,測試工質為LN2,增壓氣體為GHe。通過開展多工況測試,結果表明：當循環流量為0.5～0.6 kg/min時,采用噴嘴軸向噴射可以消除流體熱分層。在較高的質量流量和較低的入口溫度下,TVS控壓效果顯著。另外,當進口溫度較低時,熱浮力較小,混合射流不易到達自由界面,TVS的降壓功能變弱。

圖5 TVS裝置(a)與實驗流程圖(b)[24-26]Fig.5 Diagram of TVS device (a)and flow chart (b)[24-26]

不同于美國NASA以及法國CNRS所開展的TVS實驗研究,Imai在實驗過程中,節流過冷的流體從LN2罐供給,以至于測試罐內流體液位逐漸升高。由于液位高度以及混合射流條件的不同,軸向混合噴射的流體無法到達罐體內部自由界面附近,不能較好實現箱體壓力控制。再者,實驗研究中射流速度流速和溫度不能獨立設定,且所開展的實驗工況較少,因此Imai所開展的實驗僅僅驗證了過冷流體噴射消除流體熱分層的能力,并不能充分驗證TVS的控壓性能。

2.1.4韓國

2018年,以韓國高等科學技術學院(Korea advanced Iinstitute of Science and Technology,KAIST)為主的研究單位開展了低溫貯箱TVS控壓性能實驗研究[27]。所搭建的測試裝置如圖6所示。整個裝置由測試罐、盤管換熱器、小型LN2罐以及真空泵組成。測試罐為置于真空腔中的銅制柱狀罐體,其內徑198 mm、高度216 mm；盤管換熱器平均直徑90 mm、長度3000 mm、換熱管內徑6.35 mm。實驗中采用LN2為工質,控壓范圍為120～140 kPa,所開展的實驗工況見表5。研究人員發現：不同實驗工況均驗證了TVS的控壓效果。當TVS開啟時,貯箱壓力以及流體溫度均呈現出明顯的降低趨勢。這是因為本實驗中盤管換熱器置于貯箱氣枕區,節流孔口浸沒在液體中。在TVS運行時,液體經節流孔口節流制冷,兩相流進入盤管換熱器對氣枕進行充分冷卻,以致于貯箱壓力以及流體溫度均出現明顯降低。同時研究人員還構建了用于預測該過程的熱力預測模型,預測了盤管換熱器內壓力、溫度和流體出口溫度等參數變化。通過與實驗結果對比發現,熱力模型預測結果與實驗數據存在一定偏差。

表5 LN2貯箱被動TVS運行參數[27]Table 5 Operation parameters of passive TVS in LN2 tank[27]

圖6 被動TVS裝置[27]Fig.6 Passive TVS device[27]

通過與美國、法國以及日本等機構所開展的TVS實驗研究對比可知,韓國KAIST所搭建的實驗裝置最為簡單,僅通過液體節流冷卻氣枕來實現箱體壓力控制,該裝置僅能稱為被動型TVS,并不屬于噴射棒TVS。另外,縱觀四國所開展的低溫貯箱控壓測試,僅有法國以及韓國所開展實驗中出現了氣相冷凝與氣相溫度的明顯降低。分析論證發現,這主要與實驗初始設置有關。兩實驗測試罐體內部初始氣液相溫度均設置在箱體壓力對應的飽和溫度附近,因此一旦有液體節流制冷量帶入氣枕,必然會引起氣相冷凝以及罐體壓力降低。而其他國家所開展的實驗工況中,測試罐體氣相區一般處于過熱狀態,因此在TVS運行期間,氣相冷凝量較少,氣相溫度整體上呈相對穩定的波動變化。

2.2 國內研究現狀

中國在低溫推進劑長期在軌貯存與管理方面的研究基礎相對薄弱,在載人登月以及深空探測相關背景的牽引下,低溫推進劑長期在軌貯箱壓力控制的工作才逐步開展。2016年之前,國內僅有蘭州物理研究所[28]、中國運載火箭研究院[29]、西安交通大學[30]、上海交通大學[31]以及北京控制工程研究所[32]等單位開展了TVS文獻調研與方案論證工作,有關TVS的實驗研究在2016年以后才逐步展開,主要的研究機構包括西安交通大學、上海交通大學、航天低溫推進劑國家重點實驗室以及中國運載火箭技術研究院。

1)西安交通大學

2016年,西安交通大學厲彥忠團隊[6]對TVS工作過程進行了熱力分析。同時,針對TVS同心套管換熱器,詳細考慮了內管單相流、環管兩相流以及管外自然對流等不同傳熱方式的耦合,提出了一種準穩態換熱模型來預測TVS換熱器的傳熱性能。

之后,厲彥忠團隊與中國運載火箭技術研究院聯合采用R123開展了TVS地面原理實驗研究[33-35]。實驗流程圖如圖7所示。實驗臺主要由測試罐、噴射棒換熱器、循環泵、節流閥、冷凝罐、緩沖罐等組成。測試罐體直徑與柱段高度均為800 mm；上下封頭高度為218 mm。罐體金屬壁為4.0 mm厚的304不銹鋼。套管換熱器長度為1.2 m,換熱器內管尺寸φ15.88×1.0 mm；外管尺寸φ22.2×1.2 mm；噴射棒尺寸φ9.52×1.0 mm。套管換熱器共設置四根噴射棒,每根噴射棒開有直徑為2.0 mm的12個單面噴口?；谠搶嶒炑b置,兩單位主要開展了6種不同實驗工況(詳見表6)研究。通過改變循環流量、控壓帶以及外部熱負荷研究了TVS的運行性能,實驗驗證了TVS在實現箱體壓力控制以及消除外部漏熱的有效性和可行性。他們發現：流體過冷度對推進劑長期貯存具有重要意義；在混合噴射降壓階段,單獨開啟循環泵噴射過冷流體即可達到箱體降壓的目的,并且在該階段,增大循環流量對實現箱體壓力控制以及氣枕冷卻具有積極意義；在TVS節流制冷階段,循環流量與節流比需合理設計。節流比較小時,不能對液體進行較好冷卻,以至于箱體升壓過快,TVS頻繁啟停。節流比較大時,換熱不充分使得排氣帶液,造成推進劑的浪費。與直接排氣相比,在相同初始設置下,TVS可節省30%的排氣損失。

表6 采用R123所開展的TVS測試工況[33-35]Table 6 TVS test conditions of TVS conducted with R123[33-35]

圖7 實驗流程圖[33-35]Fig.7 Experimental flow chart[33-35]

2020年,厲彥忠團隊[36]針對TVS節流過程建立了熱力模型,深入揭示了焦湯節流制冷效應,分析了背壓對節流過程的影響,優化了TVS運行參數。

2)上海交通大學

2016年,上海交通大學黃永華團隊[37-40]采用R141b開展了地面小型TVS實驗研究。測試罐直徑為450 mm、高度為785 mm、總容積約113L。實驗中采用纏繞紫銅絲的套管換熱器,換熱器直徑φ14.0×0.5 mm、外管尺寸φ19.0×0.5 mm、噴射棒直徑φ5.0×0.5 mm,每個噴射棒上布置了9個直徑φ2.0 mm的噴口。貯箱外部包裹4個加熱瓦,可用于模擬不同加熱方式?；趫D8所示實驗裝置,黃永華根據箱體壓力以及液相溫度設計了三種不同壓力控制策略,所開展的實驗工況見表7,對比研究了不同因素對TVS控壓性能的影響。結果表明：TVS可實現對R141b儲罐的壓力控壓。在TVS運行階段,大部分漏熱均可有效消除,并且J-T制冷階段的箱體壓增速率小于混合降壓階段的壓增速率。對于高充注率工況,TVS作用后,氣枕升壓速率變快,同時TVS單次工作時間變短,啟停切換更加頻繁。隨著貯箱控壓帶的增加,TVS排氣損失先降低后增加。

表7 采用R141b開展的TVS工況設置[37-40]Table 7 Test condition of TVS with R141b[37-40]

圖8 以R141b為工質的TVS測試流程[37-40]Fig.8 TVS Test flow chart with R141b[37-40]

除實驗研究外,黃永華團隊還詳細考慮了氣液相變以及相間換熱,構建了TVS性能預測數學模型[41],并與美國NASA所開展的實驗結果進行對比,一定程度上驗證了TVS控壓模型的有效性。

3)航天低溫推進劑國家重點實驗室

2017年,上海交通大學黃永華教授在航天低溫推進劑國家重點實驗室所搭建的高效低溫流體貯存測試平臺(Efficient cryogenic fluid storage test platform,ECFSTP)上開展了LN2貯箱TVS控壓實驗研究[42]。實驗臺如圖9所示,其主要包括測試罐、冷屏、真空腔、MLI絕熱層、真空泵、換熱器、J-T閥等裝置。測試罐內徑與高度為1.0 m與2.0 m；罐內容積為1.36 m3。真空腔體真空度約0.01 Pa。在充注率為50%,外部漏熱為9.31 W/m2的設置下,對比了220～240 kPa、220～260 kPa、220～280 kPa、400～440 kPa與640～680 kPa五種不同控壓帶對LN2貯箱控壓性能的影響。實驗共設置了混合噴射、節流制冷兩種運行模式及兩種控壓策略。結果表明,當開啟TVS節流制冷模式時,過熱氣枕得到了充分冷卻,箱體壓力快速降低。相比于單純混合噴射模式,TVS節流制冷控壓效果更佳,TVS停止運行后箱體壓增速率明顯降低。對于不同控壓帶設置,TVS均表現出良好的控壓性能。隨著控壓帶范圍的增大,TVS的綜合性能得到改善。同時,黃永華等[43]還開展了控制策略對TVS性能的影響研究。他們發現：與單純節流液相相比,TVS對氣液相節流可獲得更快的貯箱降低速率。TVS啟停判據應綜合考慮氣枕壓力以及液體飽和溫度的影響,否則將造成較大的排氣損失。與GN2增壓相比,增壓GHe增加了TVS的工作時間。然而,即使不凝性氣體存在,TVS仍具有良好的控壓效果。

圖9 高效低溫流體貯存測試平臺[42-43]Fig.9 Efficient cryogenic fluid storage test platform[42-43]

4)中國運載火箭技術研究院

2018年,中國運載火箭技術研究院周振君[44]也在ECFSTP上開展了LN2貯箱增壓以及TVS控壓性能的研究。測試了直接排氣、節流制冷及并行模式下的貯箱內部熱力參數變化。實驗發現：與直接排氣對比,采用節流制冷的并行模式可獲得更快的貯箱壓降,并且可以節省97%的排氣損失。

2019年,周振君等[45]建立了低溫貯箱直接排氣控壓與TVS控壓計算模型,以排氣損失為研究目標,對比分析了在特定條件下LH2貯箱與LO2貯箱的最佳儲存方式。結果表明：相比于低溫LH2,LO2更容易長時間在軌貯存。對于LH2貯箱,可根據在軌貯存時間的長短,選擇TVS無損貯存、TVS排氣以及直接排氣等不同控壓模式。

不同于ECFSTP被動TVS裝置,中國運載火箭技術研究院于2020年搭建了LN2噴射棒主動TVS控壓裝置[46],具體如圖10所示。測試裝置主要包括LN2貯箱、噴射棒TVS、數據采集系統、真空腔、LN2加注系統與真空系統。實驗中真空度可達0.01 Pa,共設置了三個控壓帶,研究了噴射混合模式與節流制冷模式對低溫貯箱控壓性能的影響。不同工況運行設置見表8。實驗結果表明：當采用單純噴射降壓模式時,貯箱升壓與降壓時間隨著控壓周期的增多而減小,并且液相溫度隨著時間的持續而波動升高。當采用TVS節流制冷模式時,貯箱壓力得到良好控制；在背壓不變時,制冷量隨著節流前壓力的增大而增大。另外,研究人員還發現：當貯箱壓力降低到所設壓力下限時,TVS停止工作,此時箱體壓力仍繼續降低。也就是說TVS控壓周期的增壓階段具有一定的滯后。

表8 不同工況運行參數[46]Table 8 Operation parameter of different conditions[46]

圖10 液氮TVS測試平臺[46]Fig.10 Test device of TVS with

2020年,上海宇航系統工程研究所也曾聯合上海交通大學開展地面液氮TVS控壓性能的實驗研究,但相關研究成果至今仍未報導。

綜上可知,自2016年之后,國內有關TVS的實驗研究與理論分析開始走上快車道。西安交通大學與上海交通大學通過開展常溫流體噴射棒TVS性能實驗,總結并掌握了TVS運行過程中的關鍵技術、主要影響因素與調控策略,積累了一定的實驗操作經驗。航天低溫推進劑國家重點實驗室搭建了ECFSTP平臺,并采用LN2開展了貯箱控壓測試,但因TVS換熱器浸沒在液體中,同時在氣相以及液相區設置了節流裝置,這與典型噴射棒TVS有所差別,因此仍屬于被動TVS。近期,中國運載火箭研究院所開展的低溫LN2貯箱壓力控制實驗才真正驗證了噴射棒TVS的控壓效果與消除外部漏熱的能力。

3 對比分析

圖11所示給出了不同國家在TVS控壓研究方面的關鍵節點與研究內容綜合對比。從中可以看出,從1990年提出TVS概念開始,美國已開展了長達30年TVS控壓方面的研究,研究內容涉及理論建模、試驗測試以及數值模擬。至今,美國NASA已開展了LH2、LN2、LCH4、LO2等不同流體TVS控壓性能試驗,同時研究了GHe對不同低溫燃料貯箱TVS運行性能的影響。通過20多年的試驗研究,美國已深入掌握了地面TVS運行的主要關鍵技術與影響規律,將TVS的技術成熟度指標(Technology readiness level,TRL)提高到5。

圖11 國內外TVS控壓研究綜合對比Fig.11 Comprehensive comparison of TVS research at home and abroad

法國采用常溫流體開展了TVS試驗研究,并且僅研究了TVS工作一次后的降壓效果,并沒有完全證實其長期運行的有效性。日本雖然采用LN2開展了低溫控壓試驗,但試驗裝置與常規噴射棒TVS不同,節流流體由LN2罐補給,造成測試罐體液位升高。雖然試驗驗證了噴射流體對熱分層的削弱能力,但沒有較好反映TVS的控壓性能。韓國搭建了被動TVS裝置,采用LN2測試了其控壓性能。以上三國所開展的TVS研究均與典型噴射棒TVS有所不同,并不能從真正意義上驗證TVS的控壓效果,因此其TRL在2～3內。

中國在低溫貯箱壓力控制方面的研究起步較晚。在2016年以前,只有幾家研究機構開展了TVS的方案論證。而在2016年之后,國內主要的四家研究機構開始投入大量的精力從事TVS的理論與試驗研究。經過近5年的努力,中國已搭建了不同功能的TVS裝置,測試工質也從常溫R123、R141b推廣到低溫LN2。同時開展了部分GHe增壓LN2貯箱的TVS控壓試驗,在一定程度上掌握了TVS裝置的設計方法與試驗關鍵技術,TRL值在3～4內。

4 總結與展望

4.1 主要結論

通過對國內外在低溫貯箱用TVS所開展的30多年的研究成果整理分析,所獲主要結論如下:

1)國內外不同試驗結果均表明：噴射棒TVS可實現對低溫貯箱壓力的良好控制以及外部漏熱的有效消除。被動型TVS在短時間內能夠起到良好的控壓效果,但不能抑制低溫流體溫度的波動升高,因此不適于低溫推進劑長期貯存。

2)低溫燃料初始過冷度對其長時間在軌貯存具有重要意義。在低溫燃料處于過冷狀態時,僅通過開啟循環泵進行混合噴射就可以達到降低箱體壓力的效果；而當箱體內部大部分流體已接近飽和狀態時,此時需通過開啟TVS節流制冷模式進行降溫降壓。

3)在TVS節流制冷模式中,當貯箱壓力降低到所設置壓力下限時,TVS停止工作,此時貯箱壓力仍繼續降低,貯箱升壓存在一定的滯后。這主要是由于過冷噴射流體與過熱氣枕來不及充分換熱所致。

4)由于He分子量比H2大,其阻礙了LH2的蒸發和GH2的冷凝。因此,與GH2增壓LH2貯箱相比,采用GHe增壓LH2時,TVS節流制冷模式需要運行更長的時間才能達到良好的降壓效果。然而,在采用GHe增壓其他低溫流體時,對TVS工作效果影響不大。

4.2 展望

雖然中國在TVS研究方面取得了一定成績,但仍存在很多不足之處。例如,目前中國已搭建的低溫測試罐體積均較小,所測數據不能較好反映罐體內部熱物理場分布；低溫貯箱測量系統精度偏低,智能化程度不高；中國至今還沒有開展LH2、LCH4、LO2等低溫流體TVS控壓性能試驗。因此,為實現低溫推進劑長期在軌安全貯存,中國在TVS方面的研究仍有很長的路要走。

盡管國內外針對TVS工作過程開展了深入的理論分析與實驗研究,掌握了TVS實驗的部分關鍵技術,但至今仍未開發出完善的TVS數值預測模型。另外,現有TVS實驗均為地面實驗,如何開展空間低重力工況TVS測試仍是國內外面臨的棘手難題。為促進地月轉移、載人小行星、深空探測等空間科學項目,實現低溫推進劑長期在軌貯存,以上研究仍是中國亟需開展的工作重點與努力方向。