泄壓條件下絕熱多孔材料的水蒸發(fā)速率研究

王黎靜，黃晨旭，傅 嵐，邰全親

0 引言

載人航天器氣閘艙是航天員進(jìn)行出艙活動的門戶［1－5］，泄壓是平衡氣閘艙內(nèi)外的壓力，保證航天員及艙內(nèi)設(shè)備的安全的重要手段之一［6］。在載人航天器氣閘艙中，由于艙內(nèi)絕熱多孔材料吸濕的原因，泄壓時多孔材料內(nèi)水分蒸發(fā)對艙內(nèi)壓力的影響在低于2 kPa的低壓階段不可忽略［7］，會導(dǎo)致泄壓時間這一出艙程序中的重要參數(shù)延長。而水蒸發(fā)率數(shù)值的大小將決定其對氣閘艙泄壓時間的影響程度，水蒸發(fā)率越大，對氣閘艙泄壓時間影響越大。

以“蒸發(fā)、多孔材料、泄壓、低壓”為關(guān)鍵詞進(jìn)行檢索，以相關(guān)性排序的前50篇文獻(xiàn)中，多孔材料蒸發(fā)研究16篇(32%)，低壓下水蒸發(fā)研究9篇(18%)，多孔材料物理性質(zhì)14篇(28%)，多孔材料應(yīng)用及相關(guān)研究11篇(22%)。經(jīng)過檢索，未發(fā)現(xiàn)針對多孔材料泄壓條件下水蒸發(fā)率的研究。目前針對多孔材料水蒸發(fā)的研究多見于建筑領(lǐng)域中多孔飾磚的蒸發(fā)以及土壤在氣候條件下的蒸發(fā)規(guī)律［8－12］。張玉和孟慶林(2007)在針對多孔材料氣候蒸發(fā)實驗?zāi)Ｐ偷难芯恐袑⑽蟮亩嗫撞牧现糜诳梢阅M空氣溫度、太陽輻射、相對濕度和風(fēng)速等室外因素的風(fēng)洞中，使用風(fēng)洞模擬室外一天內(nèi)各參數(shù)的變化并通過測量多孔材料的質(zhì)量變化來確定多孔材料氣候條件下的蒸發(fā)規(guī)律［10］。從實驗結(jié)果中可以看出，輻射照度對多孔飾磚的蒸發(fā)量影響較大，在無輻射的時間段，當(dāng)相對濕度、溫度和風(fēng)速分別在20%，8℃和0．5 m/s的范圍內(nèi)變化時，對多孔飾磚的每小時蒸發(fā)量影響不大，多孔飾磚的每小時蒸發(fā)量維持在1 g左右。

在低壓蒸發(fā)相關(guān)研究中，Kazemi(2017)針對低壓下(1 kPa下)的水蒸發(fā)速率進(jìn)行了研究，研究得出不同材料作為器皿時水的蒸發(fā)率隨著壓力變化的蒸發(fā)曲線［13］。實驗結(jié)果表明在低壓下(1 kPa下)水的蒸發(fā)率會隨著壓力的降低而升高，熱導(dǎo)率低的蒸發(fā)器皿的水蒸發(fā)曲線相比熱導(dǎo)率高的水蒸發(fā)曲線更加平緩。Kazemi(2017)指出這是由于蒸發(fā)器皿低熱導(dǎo)率的蒸發(fā)器皿無法跟上水蒸發(fā)所需的能源需求，會限制蒸發(fā)率，從而減弱壓力降低對水蒸發(fā)率的影響［13］。

在泄壓條件下，氣閘艙處于一個超臨界泄壓狀態(tài)，艙內(nèi)壓力按照指數(shù)型規(guī)律進(jìn)行變化［14］。泄壓孔徑相對于整個氣閘艙極小，因此艙內(nèi)風(fēng)速可以視為0．泄壓過程中溫度和相對濕度變化不大［15］。根據(jù)張玉和孟慶林(2007)在無輻射階段對濕度、溫度和風(fēng)速的小幅變化對多孔飾磚的每小時蒸發(fā)量影響不大的研究結(jié)果，氣閘艙泄壓過程中多孔材料水的蒸發(fā)速率受到濕度、溫度和風(fēng)速的影響很?。?0］。鑒于氣閘艙內(nèi)鋪設(shè)的多孔材料為絕熱多孔材料，根據(jù)Kazemi(2017)低熱導(dǎo)率的蒸發(fā)器皿限制蒸發(fā)速率的研究結(jié)果，絕熱多孔材料將極大的限制水的蒸發(fā)速率，因此在低壓階段絕熱多孔材料水的蒸發(fā)速率受到壓力變化的影響很小?？梢酝瞥鲈谛箟簵l件下，絕熱多孔材料在低壓下的水蒸發(fā)率應(yīng)為一個定值。

文中設(shè)計實驗研究了泄壓條件和定壓條件下的絕熱多孔材料的水蒸發(fā)速率。實驗參考目前氣閘艙的地面試驗方法搭建泄壓環(huán)境［16－21］，將試驗艙分為主副艙，通過將主艙抽真空，副艙向主艙泄壓來模擬超臨界泄壓狀態(tài)。同時，為了與泄壓工況進(jìn)行對比，實驗還進(jìn)行了不同定壓下的絕熱多孔材料的蒸發(fā)實驗。定壓工況各壓力間隔設(shè)置為10 kPa，低壓狀態(tài)設(shè)置為2 kPa到0 kPa的中點1 kPa．通過測量放置于艙內(nèi)的吸水多孔材料的質(zhì)量，實驗獲得了不同工況下多孔材料的蒸發(fā)規(guī)律，得到了泄壓條件下絕熱多孔材料的水蒸發(fā)速率值。

1 多孔材料蒸發(fā)試驗

1.1 試驗裝置

實驗采用目前泄壓地面試驗常用的試驗方法進(jìn)行實驗，試驗艙由主艙和副艙組成，主艙內(nèi)壓力可在101～0．667 kPa范圍內(nèi)調(diào)節(jié)，增減壓速率均可調(diào)，極限壓力為0．067 kPa，壓力控制精度為0.34 kPa，壓力測量精度為 0．01 kPa．

試驗中，構(gòu)建如圖1所示小型測量系統(tǒng)(以將電子秤置于副艙為例)。

圖1 試驗裝置Fig．1 Experimental installation

圖1 中，在主艙和副艙連接的管道處放置一個擋板，擋板上有2個直徑6．5 mm的孔，可通過控制管道中閥門的開閉來控制擋板是否聯(lián)通主副艙;主艙和副艙的壓力通過MKS壓力傳感器測量，測量精度為0．01 kPa，副艙的壓力傳感器安裝在艙頂，主艙的壓力傳感器安裝在艙后側(cè);電子天平型號為梅特勒托利多公司的PL－2002，置于艙內(nèi)，用于測量絕熱材料重量;絕熱材料面積為1 940．81 cm2(46．1 cm ×42．1 cm)，絕熱材料通過膠粘置于塑料板上，試驗時使絕熱材料自然吸水，將絕熱材料及附著的塑料板置于電子天平上;同時艙內(nèi)布置Pt100鉑電阻，測量精度為1℃，用于測量艙內(nèi)溫度;電子天平通過RS232C接口與計算機(jī)端連接，計算機(jī)端運行的數(shù)據(jù)通訊處理程序讀取、處理、記錄、存儲天平重量數(shù)據(jù);鉑電阻測量的溫度值通過昆侖海岸公司開發(fā)的調(diào)理電路和數(shù)據(jù)采集測試軟件進(jìn)行記錄存儲，對采集的數(shù)據(jù)處理后每分鐘記錄一次。所有測量信號通過穿艙法蘭于艙外記錄。

為了消除干擾，提高測量準(zhǔn)確性，數(shù)據(jù)通訊處理程序每分鐘讀取60個數(shù)據(jù)，對讀取的數(shù)據(jù)進(jìn)行去極值、平均處理，提取1個數(shù)據(jù)作為記錄，可消除干擾對實驗數(shù)據(jù)準(zhǔn)確性的影響。

1.2 試驗工況

試驗按照以下2個工況進(jìn)行

工況Ⅰ:絕熱材料穩(wěn)態(tài)條件下干燥速率測定。將吸水絕熱材料放置在主艙，分別在常壓90，80，70，60，50，40，30，20，10 和 1．0 kPa 這幾個壓力點維持艙壓10 min．記錄主艙壓力、溫度、濕度和吸水絕熱材料重量，降壓速率不高于3 kPa/min．

工況Ⅱ:絕熱材料泄壓條件下的干燥速率測定。將吸水絕熱材料放置在副艙，將主艙艙壓由常壓抽至真空(1 kPa以下)，然后使主副艙通過擋板聯(lián)通，以模擬副艙通過2個6．5 mm的孔向主艙泄壓過程，在泄壓過程中保證主艙和副艙的壓力比小于0．528，即保證泄壓為超臨界流動。泄壓過程中記錄副艙壓力、副艙溫度和吸水絕熱材料重量。

為了保證實驗結(jié)果可信、準(zhǔn)確，每種工況試驗重復(fù)3次。

2 試驗數(shù)據(jù)

2.1 定壓工況

定壓工況下實驗數(shù)據(jù)如圖所示，其中圖2為定壓工況壓力曲線，圖3為定壓工況蒸發(fā)曲線，圖4為定壓工況溫度曲線，圖5為定壓工況濕度曲線。

圖2 定壓工況壓力曲線Fig．2 Pressure curve under constant pressure condition

從圖2可以看出，第三次實驗在低壓時泄壓速率超過了3 kPa，不符合實驗工況設(shè)計，因此在后續(xù)分析中只分析前兩次實驗。

在壓力較高時，多孔材料重量與時間具備較高的線性相關(guān)關(guān)系，在10 kPa之前，利用線性回歸模型W=mWτ+b對每次試驗中的時間與吸水絕熱材料質(zhì)量進(jìn)行線性回歸。

在模型中，W為吸水絕熱材料質(zhì)量，g;mW為線性回歸得到的系數(shù)，在此即為水蒸發(fā)率，g/(min·m2);τ為時間，min;b為線性回歸得到的系數(shù)。

經(jīng)過線性回歸，得到2次試驗高壓區(qū)段的水蒸發(fā)率為0．863 和0．873 g/(min·m2)，平均數(shù)值為0．870 g/(min·m2)，判定系數(shù) R2分別為 0．995 6和0．988 4，2次判定系數(shù)均大于0．95，說明在定壓工況下，高壓區(qū)段水蒸發(fā)率可視為定值。

圖3 定壓工況蒸發(fā)曲線Fig．3 Evaporation curve under constant pressure condition

圖4 定壓工況溫度曲線Fig．4 Temperature curve under constant pressure condition

圖5 定壓工況濕度曲線Fig．5 Humidity curve under constant pressure condition

在壓力從10 kPa降至1 kPa的過程中，2次試驗的蒸發(fā)曲線均出現(xiàn)了拐點。對2次試驗1 kPa壓力下時間與吸水絕熱材料質(zhì)量進(jìn)行線性回歸，得到2次試驗1 kPa時水蒸發(fā)率分別為2．110和2．172 g/(min·m2)，平均數(shù)值為 2．141 g/(min·m2)，判定系數(shù) R2分別為0．996 0 和0．997 3，2 次判定系數(shù)均大于0．95，說明在定壓工況下，低壓(1 kPa)區(qū)段水蒸發(fā)率可視為定值。

2.2 泄壓工況

泄壓工況下實驗數(shù)據(jù)如圖所示，其中圖6為泄壓工況壓力曲線，圖7為泄壓工況蒸發(fā)曲線，圖8為泄壓工況溫度曲線。

圖6 泄壓工況壓力曲線Fig．6 Pressure curve under pressure relief condition

圖7 泄壓工況蒸發(fā)曲線Fig．7 Evaporation curve under pressure relief condition

圖8 泄壓工況溫度曲線Fig．8 Temperature curve under constant pressure condition

從圖7可以看出，在泄壓工況下時，多孔材料重量與時間具備較高的線性相關(guān)關(guān)系，對每次試驗中的時間與吸水絕熱材料質(zhì)量進(jìn)行線性回歸，3次實驗的水蒸發(fā)率分別為 2．184，2．215，2．115 g/(min·m2)，平均數(shù)值為 2．171 g/(min·m2)，判定系數(shù) R2分別為 0．996 5，0．995 5，0．998 5．3 次判定系數(shù)大于0.95，說明在泄壓工況下，水蒸發(fā)率可視為定值。

3 討論

通過模擬超臨界泄壓過程和設(shè)定不同艙壓對多孔材料在泄壓條件和定壓條件下的水蒸發(fā)進(jìn)行了研究。經(jīng)過分析，多孔材料水的蒸發(fā)速率在定壓條件下高壓區(qū)段(≥10 kPa)、1 kPa以及整個泄壓條件下均為定值，其蒸發(fā)速率分別為0．870，2.141 和2．171 g/(min·m2)。

從圖2和圖3可以看出，定壓工況下蒸發(fā)曲線出現(xiàn)拐點時均為10 kPa向1 kPa變化的過程中，拐點位置處于3 kPa左右。拐點兩邊蒸發(fā)速率分別為0．870 和 2．141 g/(min·m2)。在拐點前后艙內(nèi)溫度變化范圍為25．5～27℃，濕度變化為6%～2%．根據(jù)張玉和孟慶林(2007)［10］的實驗結(jié)果以及張以忱，黃英(2005)和Al-Shammiri M(2002)中關(guān)于蒸發(fā)速率的描述，本實驗中的溫度變化和濕度變化范圍對蒸發(fā)速率影響不大。因此造成蒸發(fā)速率變化的原因是壓力的變化。根據(jù)飽和水的熱物理性質(zhì)，在26℃左右的溫度下，水的飽和蒸氣壓為3 kPa．因此，造成拐點的原因可能是由于壓力過低，水向類似沸騰的狀態(tài)轉(zhuǎn)變。同時，Kazemi(2017)有關(guān)水在低壓下蒸發(fā)的研究中指出，蒸發(fā)速率受到一種控制機(jī)制的影響，這種控制機(jī)制可能是界面的傳熱。當(dāng)壓力降低到一定程度時，壓力造成控制機(jī)制的變化，使得界面能量傳輸加快，從而使蒸發(fā)速率加快［13］。

從實驗結(jié)果來看，整個泄壓過程中，無論是高壓區(qū)段(10 kPa以上)還是低壓區(qū)段(10 kPa以下)，蒸發(fā)速率均保持定值，整體蒸發(fā)速率平均值為2．171 g/(min·m2)，實驗結(jié)果與 Kazemi(2017)的研究結(jié)果相吻合。泄壓工況下的蒸發(fā)速率與定壓工況1 kPa下的蒸發(fā)速率相差僅為1．4%，考慮到實驗中的測量誤差，可以認(rèn)為泄壓工況下的蒸發(fā)速率與定壓工況1 kPa下的蒸發(fā)速率相同。根據(jù)前文對1 kPa壓力下蒸發(fā)速率的分析以及泄壓工況與1 kPa壓力下蒸發(fā)速率相同這一現(xiàn)象，泄壓工況與1 kPa壓力下的定壓工況應(yīng)當(dāng)處于一個相同的蒸發(fā)機(jī)制，即超臨界泄壓狀態(tài)對水蒸發(fā)的影響應(yīng)該和低壓對水蒸發(fā)的影響相同。而由于多孔材料熱導(dǎo)率極低，限制了水蒸發(fā)所需的能量傳遞，因此在蒸發(fā)速率上保持一個定值。

文中得出了氣閘艙泄壓條件下氣閘艙內(nèi)絕熱多孔材料的水蒸發(fā)速率為2．171 g/(min·m2)，聯(lián)系氣閘艙內(nèi)多孔材料的鋪設(shè)面積，可以得出整個氣閘艙內(nèi)單位時間水的蒸發(fā)量。通過克拉伯龍方程可以得到水的蒸發(fā)對氣閘艙內(nèi)壓力的影響。由于蒸發(fā)速率為一個定值，因此只需簡單積分即可將蒸發(fā)速率考慮到泄壓時間的計算公式中，即可計算出水蒸發(fā)對泄壓時間的影響。

由于實驗條件的限制，文中僅對目前氣閘艙內(nèi)鋪設(shè)的絕熱多孔材料在泄壓工況下的一種壓力變化進(jìn)行了實驗，并沒有進(jìn)行多種絕熱多孔材料多種壓力變化下的水蒸發(fā)率實驗。但是根據(jù)之前的討論，泄壓條件下絕熱多孔材料的水蒸發(fā)速率為定值，后續(xù)研究只需得出不同絕熱材料不同壓力變化規(guī)律下的水蒸發(fā)速率，即可獲得基于一系列絕熱材料和壓力變化規(guī)律的水蒸發(fā)速率。

4 結(jié)論

文中研究了2種不同工況下吸水絕熱材料水蒸發(fā)的速率。結(jié)果表明，在泄壓工況下，泄壓全過程中水的蒸發(fā)速率均為定值，為2．171 g/(min·m2)，與壓力值等因素?zé)o關(guān)。在定壓工況下，在10 kPa向1 kPa轉(zhuǎn)變時會出現(xiàn)拐點，拐點兩邊的蒸發(fā)速率均為定值，分別為0．870和2．141 g/(min·m2)．實驗結(jié)果可為研究水蒸發(fā)對氣閘艙泄壓時間的影響提供支持。后續(xù)實驗研究應(yīng)當(dāng)針對不同材料，不同壓力變化規(guī)律下水的蒸發(fā)速率值進(jìn)行研究，得到基于一系列絕熱材料和壓力變化規(guī)律的水蒸發(fā)速率。

［1］ 吳國興．氣閘艙概述［J］．國際太空，2004(2):12－17．WU Guo-xing．A brief review of airlock［J］．Space International，2004(2):12 －17．

［2］ 龐之浩．當(dāng)代出艙活動技術(shù)發(fā)展［J］．科技導(dǎo)報，2008，26(20):21 －27．PANG Zhi-hao．Development of technologies of extravehicular activities［J］．Science and Technology Review，2008，26(20):21 －27．

［3］ 武 巖．美國航天飛機(jī)氣閘艙的設(shè)計與使用［J］．國際太空，2006(12):19－20．WU Yan．The design and use of the U．S．space shuttle airlock［J］．Space International，2006(12):19 － 20．

［4］ 郭 星．航天員出艙活動程序［J］．國際太空，2008(3):12－15．GUO Xing．The procedures of extravehicular activity(EVA)［J］．Space International，2008(3):12 －15．

［5］ 曹 軍，卜珺珺，楊曉林，等．載人航天器氣閘艙氣體復(fù)用技術(shù)現(xiàn)狀及展望［J］．真空科學(xué)與技術(shù)學(xué)報，2014，34(2):111 －118．CAO Jun，BU Jun-jun，YANG Xiao-lin，et al．Latest development of airlock gas recovery technology for manned spacecrafts［J］．Chinese Journal of Vacuum Science and Technology，2014，34(2):111 －118．

［6］ 張 昊，魏傳鋒，李英斌，等．載人航天器泄復(fù)壓地面模擬試驗方法［J］．航天器工程，2012，21(4):106－110．ZHANG Hao，WEI Chuan-feng，LI Ying-bin，et al．Simulation test method of manned spacecraft depressurization an repressurization［J］．Spacecraft Engineering，2012，21(4):106 －110．

［7］ 朱光辰，賈世錦．出艙活動的地面試驗驗證［J］．載人航天，2009，15(3):48 －53．ZHU Guang-chen，JIA Shi-jin．The ground verification of spacecraft EVA functions［J］．Manned Spaceflight，2009，15(3):48 －53．

［8］ 馮燕珊．建筑多孔飾面磚動態(tài)蒸發(fā)過程的風(fēng)洞實驗研究［D］．廣州:華南理工大學(xué)，2013．FENG Yan-shan．Wind tunnel experimental study on evaporative and Heat transfer process of porous decorative building material［D］．Guangzhou:South China U-niversity of Technology，2013．

［9］ 許伊那．多孔材料飾面建筑構(gòu)件的被動蒸發(fā)冷卻研究［D］．廣州:華南理工大學(xué)，2012．XU Yi-na．Research on passive evaporation cooling of porous material veneered building construction［D］．Guangzhou:South China University of Technology，2012．

［10］ 張 玉，孟慶林．多孔材料氣候蒸發(fā)實驗?zāi)Ｐ脱芯浚跜］//2007全國建筑環(huán)境與建筑節(jié)能學(xué)術(shù)會議，2007:550－556．ZHANG Yu，MENG Qing-lin．Research on experimental evaporation model of porous materials in climatic conditions［C］//2007 National Conference on Building Environment and Building Energy Conservation，2007:550 －556．

［11］ 張 磊，齊瑞鵬，張應(yīng)龍，等．砒砂巖風(fēng)化物對土壤水分特征曲線及蒸發(fā)的影響［J］．土壤學(xué)報，2015，52(1):77－86．ZHANG Lei，QI Rui-peng，ZHANG Ying-long，et al．Effects of amendment of aeolian sandy soil and loess with soft sandstone on soil water retention curve and evaporation［J］．Acta Pedologica Sinica，2015，52(1):77－86．

［12］ 任利東，黃明斌．砂性層狀土柱蒸發(fā)過程實驗與數(shù)值模擬［J］．土壤學(xué)報，2014，51(6):1282 －1289．REN Li-dong，HUANG Ming-bin．Experiment and numerical simulation of soil evaporation from layered sandy soil columns［J］．Acta Pedologica Sinica，2014，51(6):1282－1289．

［13］ Kazemi M A，Nobes D S，Elliott J A W．Experimental and numerical study of the evaporation of water at low pressures［J］．Langmuir，2017，33(18):4578 －4591．

［14］ 黃志德，高 峰，李 健，等．出艙活動氣閘艙環(huán)境控制與出艙保障系統(tǒng)研制［J］．載人航天，2009(4):32－39．HUANG Zhi-de，GAO Feng，LI Jian，et al．Development of environment control and support system for airlock in extravehicular activity［J］．Manned Spaceflight，2009(4):32－39．

［15］ 范宇峰，劉炳清，黃家榮，等．氣閘艙泄復(fù)壓熱力過程研究［J］．宇航學(xué)報，2013，34(2):293 －298．FAN Yu-feng，LIU Bing-qing，HUANG Jia-rong，et al．The research of the air thermodynamic process with the pressure relief and recovery in airlock cabin［J］．Journal of Astronautics，2013，34(2):293 －298．

［16］ Fender D L．Manned testing in a simulated space environment［C］//Terrestrial Test for Space Success，1992:111－124．

［17］ Mclane Jr J C．Apollo experience report:Manned thermal-vacuum testing of spacecraft［R］．Washington:NASA，1974．

［18］ Pigg O E．Manned testing of extravehicular activity equipment in a simulated space environment［R］．Washington:NASA，1967．

［19］ Engineering B I OSE．The combined ground simulation test technology of thermal vacuum for man-extravehicular space suits-spacecraft［J］．Spacecraft Environment Engineering，2007，24(5):300 －303．

［20］ Ehlers H K F．Pressure measurements and gas-flow analysis in chambers A and B during thermal-vacuum tests of spacecraft 2TV －1 and LTA －8［J］．Journal of Spacecraft and Rockets，1969，7(4):480 －482．

［21］ 耿麗艷，李新明．載人飛船泄復(fù)壓過程中軌道艙的噪聲環(huán)境試驗研究［C］//全國振動與噪聲高技術(shù)及應(yīng)用學(xué)術(shù)會議，2008:523－528．GENGLi-yan，LIXin-ming．The research of the acoustic environment in the orbit cabin of a spacecraft during the depressurization and repressurization courses［C］//The Conference of High Technology and Application of Vibration and Noise，2008:523 －528．