控制策略對貯箱熱力排氣系統(tǒng)性能的影響

黃永華，陳忠燦，汪彬，李鵬，孫培杰

（1上海交通大學制冷與低溫工程研究所，上海 200240；2上海宇航系統(tǒng)工程研究所，上海 201108）

控制策略對貯箱熱力排氣系統(tǒng)性能的影響

黃永華1，陳忠燦1，汪彬1，李鵬2，孫培杰2

（1上海交通大學制冷與低溫工程研究所，上海 200240；2上海宇航系統(tǒng)工程研究所，上海 201108）

熱力排氣系統(tǒng)（TVS）是通過流體混合與節(jié)流換熱排氣雙重作用實現(xiàn)低溫推進劑在軌長期貯存的一種有效的壓力控制技術。針對TVS的混合模式和排氣模式提出了3種運行控制策略。在以R141b為氣液相變貯存介質的室溫溫區(qū)TVS模擬裝置上，研究了這3種控制策略對TVS作用下的貯箱內液體溫度、熱分層以及排氣損失的影響。結果表明，當采用基于氣枕壓力運行混合模式，并且同時基于液體溫度對應的飽和壓力和氣枕壓力運行排氣模式這一控制策略時，TVS不僅可以實現(xiàn)最小的排氣損失，也可實現(xiàn)較低的液體貯存溫度和較小的熱分層。為今后低溫TVS系統(tǒng)的控制設計和實際運行提供了指導。

推進劑貯存；相變；熱力排氣；控制策略；壓力控制

引 言

低溫推進劑自身沸點低、汽化潛熱小，其在貯箱內的貯存能力受到外層空間強烈的熱輻射、宇宙背景冷輻射、微重力條件、宇宙塵埃撞擊、儲存容器自身絕熱結構材料等眾多因素的影響[1]。就熱力學考慮而言，容器背陽面的冷輻射將使得貯箱內該側流體過冷；而太陽輻照面的熱輻射將引起該側低溫液體的蒸發(fā)與過熱。處于微重力環(huán)境下的貯箱內流體無法形成自然對流，而由表面張力和濃度梯度引起的 Marangoni對流成為主要的傳熱手段[2]，但其較弱的傳熱效果必然使得貯箱內建立起較大的溫度梯度，形成非均勻分布的氣液兩相流體。另一方面，受照側液體的汽化（蒸發(fā)）占主導地位，它將導致貯箱內部壓力的快速增高，當達到貯箱設計許用值時必須給予排放。然而，在空間微重力條件下，液體和氣體并不像地面重力環(huán)境那樣出現(xiàn)氣體在上、液體在下的氣液自然分離，而是液團中有氣泡，氣泡中懸浮液團的混合狀態(tài)。常規(guī)的排氣方法不再適用，因為排氣必然夾帶液體，從而造成嚴重的質量損失。尋求一種既可以有效控制貯箱壓力又可以在相同條件下將低溫推進劑損失最小化的新技術手段，對于低溫推進劑的在軌貯存實為重要。除了基于空間低溫制冷機的零蒸發(fā)（ZBO）技術（遠不成熟），熱力排氣系統(tǒng)（thermodynamic vent system，TVS）是一項能夠實現(xiàn)微重力環(huán)境貯箱內低溫推進劑蒸發(fā)損失達到最小這一目標的有效解決方案[3]。它通過噴射攪動與混合排氣雙重作用有效地控制貯箱壓力。

公開文獻調研表明，國外僅有NASA的馬歇爾飛行中心（MSFC）[4-11]、格林研究中心（GRC）[12-13]和法國LEGI實驗室[14-15]進行了以空間相變液體貯存為目標的TVS實驗研究。主要集中在充注率、壓力控制帶及熱負荷對TVS性能的影響方面，而如壓力控制策略、非均勻受熱等影響因素的作用規(guī)律尚未明確，無公開報道。

我國對 TVS的研究，目前大多停留在文獻搜集和調研層面[16-20]，也有初步方案的討論和論證工作[21-23]，相關實驗研究近年來剛起步[24-25]。為了盡快掌握有關低溫推進劑管理的核心技術，亟需開展熱力學排氣相關技術的實驗研究工作。然而，一方面一步到位搭建一套直接針對液氫、液氧等低溫推進劑的熱力學排氣測試系統(tǒng)技術難度大、安全要求高、造價昂貴。另一方面，開展相關的熱力學排氣系統(tǒng)理論仿真需要豐富的實驗數(shù)據(jù)作為對比和檢驗參照?；谏鲜霈F(xiàn)實和需求，黃永華等[24-25]以制冷劑R141b（正常沸點32.05℃）為推進劑的模擬貯存介質，研制了一套工作于室溫溫區(qū)的熱力學排氣測試系統(tǒng)，用于在安全可靠和低成本的先決條件下，摸索和揭示用于氣液相變流體的熱力學排氣技術的基本共性規(guī)律。

控制策略對TVS性能有著重要影響。本文針對TVS工作的兩個基本模式即混合模式和排氣模式提出了3種運行控制策略。在搭建的熱力排氣系統(tǒng)模擬裝置上，考察了3種控制策略對熱力排氣系統(tǒng)作用下的貯箱內液體溫度、熱分層以及排氣損失的影響。

1 實驗裝置

1.1 系統(tǒng)介紹

實驗系統(tǒng)主要由貯箱、循環(huán)泵、換熱噴射裝置、節(jié)流閥、補氣增壓管路、各類傳感器、數(shù)據(jù)采集與自動控制單元、電加熱等組成，系統(tǒng)流程圖及三維示意圖如圖1所示，詳見文獻[24-25]。

其中貯箱為直徑450 mm，高790 mm，壁厚3 mm的圓筒體，兩端分別為上封頭與下封頭，上封頭通過連接法蘭與貯箱主體相連，實現(xiàn)貯箱的敞開和密閉。在貯箱內設置一垂桿，在垂桿上等間距布置有溫度傳感器，用于測量貯箱內部流體沿貯箱軸向溫度梯度，貯箱充注率關系及溫度傳感器安裝位置如圖2所示。換熱噴射裝置如圖3所示，采取套管式結構，將兩股流體換熱與其中一股返回貯箱的流體噴射雙重功能耦合為一體。傳感器主要包括分別用于測量溫度、壓力、氣體流量、液體流量、液位的Pt100鉑電阻、壓力傳感器、氣體流量計、液體流量計和差壓液位計。數(shù)據(jù)采集與自動控制單元主要由上位機的LabVIEW程序、下位機的Agilent多路數(shù)據(jù)采集儀34970a、PLC以及作為執(zhí)行機構的電磁閥和循環(huán)泵組成。電加熱由緊貼貯箱外壁面的4片功率可調的半開式加熱瓦組成（安裝位置如圖2所示），既可以模擬貯箱均勻漏熱，也可以模擬貯箱非均勻漏熱。為了保證電加熱的熱量盡可能多地進入貯箱而不是耗散到環(huán)境大氣中，本實驗系統(tǒng)用橡塑保溫棉對整個貯箱（包括圓筒段和上下封頭）進行了全面的保溫處理。

1.2 系統(tǒng)測量誤差分析

本實驗系統(tǒng)需要測量的物理量有壓力、溫度、氣體流量、液體流量、液位，各物理量誤差分析如下。

壓力傳感器的測量精度為0.2% FS。此處0.2%FS為引用誤差，等于測量的絕對誤差與儀表的滿量程值之比。壓力傳感器量程為0～0.4 MPa，實驗測量過程中最大氣枕壓力為0.09 MPa，故測量誤差為0.4×0.2%/0.09=0.89%。

鉑電阻的測量精度為0.1 K，而實驗工況范圍內最小溫度為 32.05℃，因此溫度的測量誤差為0.1/305.2=0.31%。

圖1 熱力排氣實驗系統(tǒng)流程圖及三維圖Fig.1 Schematic diagram of TVS experiment setup

圖2 貯箱充注率及溫度傳感器安裝示意圖Fig.2 Schematic of fill level and location of temperature sensors

氣體流量計的測量精度為±0.2% FS，量程為0～20 L·min-1，實驗過程中氣體流量最大為 6.24 L·min-1，因此氣體流量的測量誤差為 20 × 0.2% /6.24=0.64%，本文工質損失是由氣體流量計測得，故工質損失測量誤差為 0.64%。液體流量計的精度為讀數(shù)的±0.1% FS，量程為0～20 L·min-1，實驗過程中液體流量最大為4.8 L·min-1，因此液體流量的測量誤差為20×0.1%/4.8=0.41%。

圖3 換熱噴射裝置三維示意圖Fig.3 Three dimensional drawing of heat exchanger

液位計的測量精度為±0.075% FS，量程為0～1000 mm，實驗過程中最大液位為500 mm，因此液位的測量誤差為1000×0.075%/500=0.15%。

1.3 控制策略

TVS工作過程包含混合模式和排氣模式。

混合模式：循環(huán)泵抽取貯箱中的液體或氣液兩相流，將它直接壓入噴射器，再經過噴射器外壁開設的小孔噴出返回貯箱，以此攪動貯箱內的液體，消除熱分層，產生一定的壓力控制效果。

排氣模式：循環(huán)泵送出的部分液體通過節(jié)流閥降溫，得到過冷低壓流體，進入套管式換熱器冷端與換熱器熱端流動的液體進行熱交換，吸收熱量后自身溫度升高并完全汽化，排出貯箱（即實現(xiàn)了只排氣不排液，適用空間環(huán)境）；而換熱器熱端的流體則被冷卻后回到貯箱內與其余儲液混合，實現(xiàn)了對箱內流體的降溫降壓。

排氣模式和噴射混合模式何時開啟對貯箱中流體溫度、排氣損失有著重要影響，本文將如何控制這兩種模式稱為TVS系統(tǒng)的控制策略，結合實驗裝置功能提出如下3種控制策略。

控制策略Ⅰ：在每一個TVS工作周期內，當貯箱氣枕壓力上升到壓力帶上限pmax時同時開啟閥門V1、V2、V3、V4以及循環(huán)泵，當貯箱壓力降低至壓力帶下限pmin時同時關閉V1、V2、V3、V4以及循環(huán)泵。即在TVS工作過程中，排氣模式啟動時總是伴隨噴射混合模式。該控制策略及流程如圖4所示。

控制策略Ⅱ：在TVS工作的初期，當貯箱氣枕壓力上升到壓力帶上限pmax時，開啟閥門V1、V2以及循環(huán)泵，當貯箱氣枕壓力下降到壓力帶下限pmin時，關閉閥門 V1、V2以及循環(huán)泵，即僅靠噴射混合模式控制貯箱壓力。當僅靠該模式不能控制貯箱壓力時（噴射模式運行過程中貯箱壓力升高雖得以抑制，但仍持續(xù)緩慢升高），同時開啟閥門V3、V4，即同時運行排氣模式。該控制策略及流程如圖5所示。

控制策略Ⅲ：當貯箱氣枕壓力上升到壓力帶上限pmax且液體溫度對應的飽和壓力小于壓力帶下限pmin時，開啟閥門 V1、V2以及循環(huán)泵，僅靠噴射混合模式使得貯箱氣枕壓力降低至壓力帶下限。當貯箱氣枕壓力上升到壓力帶上限且液體溫度對應的飽和壓力大于壓力帶下限時，開啟閥門 V1、V2、V3、V4以及循環(huán)泵，在噴射混合模式和排氣模式共同作用下控制貯箱壓力。該控制策略及流程如圖6所示。

圖4 控制策略ⅠFig.4 Control strategy Ⅰ

圖5 控制策略ⅡFig.5 Control strategy Ⅱ

圖6 控制策略ⅢFig.6 Control strategy Ⅲ

2 實驗方案及方法

為了保證可對比性，在研究每一個參數(shù)的影響時，其他參數(shù)均選取代表性值且保持相同。在加熱瓦1～4全開，總熱負荷為160 W，充注率50%，壓力控制帶上限為表壓90 kPa，壓力控制帶下限為表壓80 kPa工況下對圖4～圖6三種控制策略分別進行了實驗研究。

每組實驗按照敞口蒸發(fā)階段、自增壓階段和TVS作用階段依次進行操作即可獲得該工況下貯箱增壓特性及排氣損失情況。

敞口蒸發(fā)階段的主要目的是校核實際進入貯箱中的熱量。電加熱開啟后，熱量進入貯箱，工質蒸發(fā)，當達到穩(wěn)態(tài)時，實際進入貯箱中的熱量Qreal可由式(1)計算

敞口蒸發(fā)階段結束后，關閉貯箱所有閥門進行自增壓，直至貯箱壓力達到設定的壓力帶上限后進入TVS作用階段。針對每個策略的實驗都遵循以上相同的步驟和操作方式。

3 實驗結果與分析

在敞口蒸發(fā)階段，經過對蒸發(fā)氣體流量的測量，標定得到電加熱功率160 W時，實際進入貯箱的熱量為108.8 W。3種控制策略均是在相同的漏熱量、泵送流量和節(jié)流流量等參數(shù)下運行的。

圖4～圖6對應的3種控制策略下實測的工質損失對比如圖7所示。工質平均損失速率由式(2)算出

式中，t為將貯箱壓力保持在壓力帶內的總時間；mloss為t時間內總的工質損失量。

圖7 3種控制策略工質損失對比Fig.7 Comparison of mass loss under three control strategies

可見控制策略Ⅲ產生的工質損失最小，這是由于采取控制策略Ⅲ時，當液體溫度對應的飽和壓力達到壓力帶下限時才運行排氣模式，液體的過冷量被充分利用。盡管控制策略Ⅱ也充分利用了液體的過冷量，但是由于當僅僅依靠噴射不能控制貯箱壓力時才開啟排氣模式，泵的運行時間增加，泵產生的熱量更多地通過流體帶入貯箱。采用控制策略Ⅲ相比策略Ⅰ減少工質損失0.096 kg。系統(tǒng)的排放損失同樣受節(jié)流流量的影響，系統(tǒng)排氣量隨節(jié)流流量的增大而增大。對于3種控制策略而言，節(jié)流流量的變化只會引起該參數(shù)絕對值的改變，并不影響其變化規(guī)律，質量損失的大小關系不變。

火箭發(fā)動機除了對貯箱壓力有一定要求以外，還要求發(fā)動機泵入口推進劑的溫度不超過允許值，否則泵產生氣蝕，嚴重時導致飛行失敗。圖8給出了3種控制策略下貯箱內部液體平均溫度隨時間的變化，其中液體平均溫度是由液體中 5支溫度計T4～T8的平均值計算得到。

圖8 3種控制策略液體平均溫度對比Fig.8 Liquid average temperature of three control strategies

在3種控制策略中，控制策略Ⅰ的液體平均溫度最小，這是由于該控制策略下當氣枕壓力第1次達到壓力控制帶上限時就開啟了排氣，相同的TVS運行時間內，排氣模式運行時間更長，因而也有更多的熱量被帶出貯箱。正如前面所講，控制策略Ⅱ中泵運行時間最長，泵產生更多的熱量進入貯箱，所以1.5 h后該控制策略下液體平均溫度最高。同樣地，泵送流量也影響著系統(tǒng)的運行時間，系統(tǒng)運行時間隨泵送流量的增大而減少。但泵送流量的變化只會改變其絕對值，并不影響3種控制策略下各自平均溫度的大小關系規(guī)律。

方差是衡量一組數(shù)據(jù)離散程度的度量，本文利用溫度的方差來定量衡量貯箱內部軸向熱分層的程度。圖9給出了3種控制策略下液體溫度方差隨時間變化，其中液體溫度方差是由液體中5支溫度計T4～T8測量值計算得到。在控制策略Ⅰ中，由于每個TVS控制循環(huán)周期內都有排氣模式的參與，噴射混合模式工作時間降低，因而該控制策略中液體溫度方差最大，即熱分層最嚴重?？刂撇呗寓蛑?，噴射混合模式運行時間最長，液體混合更加充分，因而液體溫度方差最小。

圖9 3種控制策略液體溫度方差對比Fig.9 Liquid temperature standard deviation of three control strategies

4 結 論

針對TVS的混合模式和排氣模式提出了3種運行控制策略。在以R141b為氣液相變貯存介質的工作于室溫溫區(qū)的TVS模擬裝置上，研究了這3種控制策略對熱力排氣系統(tǒng)作用下的貯箱內液體溫度、熱分層以及排氣損失的影響，得到如下結論：

（1）控制策略Ⅰ中排氣模式運行時間長，使得液體平均溫度小，這對于今后向航天器排放輸液是有利的；但也造成了更多的工質損失；同時由于混合模式運行時間短，液體熱分層也較為嚴重；

（2）控制策略Ⅱ中液體混合更充分，但由于循環(huán)泵開啟時間過長，液體平均溫度較高；

（3）控制策略Ⅲ充分利用了液體的過冷度，不僅可以實現(xiàn)最小的排氣損失，也可實現(xiàn)較小的液體溫度和熱分層。

綜合來看，控制策略Ⅲ是最優(yōu)的，從今后實際應用考慮推薦采用該控制策略。

符 號 說 明

Δh——汽化潛熱，J·kg-1

mloss——將貯箱壓力保持在壓力帶內過程中總的工質損失，kg

Qreal——實際進入貯箱中的熱量，W

t——將貯箱壓力保持在壓力控制帶內的時間，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。

聯(lián)系人及第一作者：黃永華（1978—），男，博士，研究員。

國家自然科學基金項目（51676118）；上海市低溫技術與測試應用平臺項目（16DZ2291500）。