氫仲-正轉(zhuǎn)化釋冷方案及冷量空間利用潛能分析

王 磊，葉世軒，厲彥忠，嚴(yán) 天，薛良江

(1. 航天低溫推進劑技術(shù)國家重點實驗室，北京 100028；2. 西安交通大學(xué)制冷與低溫工程研究所，西安 710049)

0 引 言

隨著美國Space-X公司獵鷹重型火箭的成功發(fā)射，我國在航天領(lǐng)域追趕超越的需求更加迫切?！?016中國的航天》提到[1]，中國未來將進行月球探測、火星探測等深空探測工程，其中深空探測對低溫推進劑在軌儲存時間有嚴(yán)格要求。為減小低溫推進劑蒸發(fā)損失，延長空間儲存時間，研究人員提出采用主動壓力控制與被動熱防護技術(shù)相結(jié)合的方案[2]，包括低溫推進劑混合、排氣，外部機械制冷等主動控壓方式及熱遮擋屏、蒸氣冷屏、低導(dǎo)熱連接(PODS)、多層絕熱材料MLI等被動熱防護技術(shù)。在液氫推進劑中，氫的特殊性決定采用氫仲-正轉(zhuǎn)化冷量來提供額外熱保護是一種具有潛能的方案。

在氫仲-正轉(zhuǎn)化釋冷過程及冷能利用領(lǐng)域，國內(nèi)外學(xué)者開展了一定研究。國內(nèi)研究包括：中國科學(xué)院大連化學(xué)物理研究所[3-4]研究了仲氫的制備方法，確定了仲氫儲存的最佳條件；航天低溫推進劑技術(shù)國家重點實驗室張亮亮[5]針對氫建立了統(tǒng)計熱力學(xué)模型，推導(dǎo)了氫在不同溫度下的仲正態(tài)平衡組成及仲-正轉(zhuǎn)化冷量；北京航天試驗技術(shù)研究所安剛[6-9]研究了氫絕熱轉(zhuǎn)化與連續(xù)轉(zhuǎn)化釋冷量及工作特征，確定了最大釋冷量及最佳轉(zhuǎn)化溫度。從國外研究來看：美國洛克希德公司[10-11]研究了儲氫系統(tǒng)排氣管道中加入快速反應(yīng)催化劑的可行性，研究表明采用仲-正轉(zhuǎn)化冷量后，可將系統(tǒng)蒸發(fā)率降低13%；加拿大Ubaid[12-13]在液氫貯箱填充金屬有機框架(MOF)，用以安置催化劑，研究了貯箱溫度降低與轉(zhuǎn)化冷量相結(jié)合的方法，結(jié)果表明，仲-正轉(zhuǎn)化冷量不僅增強了系統(tǒng)的熱去除效果，還提高了貯箱熱容；美國國家實驗室[14-15]研究了超臨界氫仲-正轉(zhuǎn)化冷量用于汽車的技術(shù)，結(jié)果表明，吸熱的仲-正轉(zhuǎn)換冷量可以將無損耗貯存時間延長85%。

本文對氫仲-正轉(zhuǎn)化技術(shù)的熱力學(xué)特性及其在航天領(lǐng)域的應(yīng)用開展研究分析。下文結(jié)構(gòu)如下：首先，介紹氫仲-正轉(zhuǎn)化原理，明確絕熱轉(zhuǎn)化、等溫轉(zhuǎn)化、連續(xù)轉(zhuǎn)化三種轉(zhuǎn)化方式特征，對比其轉(zhuǎn)化釋冷潛能。其次，以液氫貯箱在軌貯存為對象，提出四種冷量利用方案，并對這四種方案開展熱力學(xué)計算，分析轉(zhuǎn)化釋冷過程及潛能。最后，明確轉(zhuǎn)化冷量價值，為其航天應(yīng)用提供參考。

1 氫仲-正轉(zhuǎn)化原理

1.1 仲氫與正氫

氫分子為雙原子結(jié)構(gòu)，當(dāng)原子核自旋方向相同時，為正氫(Ortho-H2)，自旋方向相反時，為仲氫(Para-H2)。仲氫能量基態(tài)低，正氫能量基態(tài)高。隨著溫度降低，氫中仲氫比例增加。氫仲-正轉(zhuǎn)化為吸熱反應(yīng)，氫正-仲轉(zhuǎn)化為放熱反應(yīng)。

以液氫自然停放實驗為例，一個10 L低溫容器儲存液氫，液氫的正仲氫比例為3:1。由于正氫向仲氫自發(fā)轉(zhuǎn)化為放熱反應(yīng)，儲存一晝夜后即可蒸發(fā)18%，四晝夜后蒸發(fā)40%以上，當(dāng)仲氫含量為92%時，經(jīng)過四晝夜后，液氫僅蒸發(fā)不到2%[25]。由此可見，氫仲-正轉(zhuǎn)化冷量的潛能巨大。

1.2 轉(zhuǎn)化原理

仲氫與正氫之間的相互轉(zhuǎn)化，本質(zhì)是兩個原子核自旋方向重組。目前，使仲氫與正氫相互轉(zhuǎn)化的方法包括：中子撞擊法[26]、激光照射法[3]、注氣法[4]、催化劑法[27]等。催化劑轉(zhuǎn)化法主要基于仲氫與正氫間相互轉(zhuǎn)化的磁性機理[19,28]。假設(shè)一個強度分布極不均勻磁場中，氫的兩個原子核分布在不同磁場強度環(huán)境中，在磁場作用下，兩個原子核自旋方向改變，實現(xiàn)仲、正氫的相互轉(zhuǎn)換。

1.3 催化劑

在氣態(tài)時，正-仲轉(zhuǎn)化只能在有催化劑的情況下發(fā)生[26]，液態(tài)氫則在沒有催化劑的情況也會自發(fā)轉(zhuǎn)化，但轉(zhuǎn)化速率慢。氫仲-正轉(zhuǎn)化反應(yīng)也需在催化劑作用下加速反應(yīng)。常見的固態(tài)催化劑有活性炭、金屬氧化物、氫氧化鐵、鎳、鉻或錳等[29]。仲氫與正氫濃度僅是溫度的函數(shù)，圖1表示平衡狀態(tài)仲氫濃度隨溫度變化曲線。從圖1可以看出，20 K時仲氫含量高達99.8%，20 K到200 K之間迅速下降，之后趨于平穩(wěn)，仲氫含量接近25%。

圖1 仲氫濃度隨溫度變化關(guān)系Fig.1 Concentration of para-hydrogen in equilibrium state

2 氫仲-正轉(zhuǎn)化方式

正、仲氫之間的轉(zhuǎn)化方式按照等焓、等溫、理想可逆過程可分為三類：絕熱轉(zhuǎn)化、等溫轉(zhuǎn)化與連續(xù)轉(zhuǎn)化[29]。絕熱轉(zhuǎn)化是指在轉(zhuǎn)化過程中氫與外部無熱量交換，該過程簡單，轉(zhuǎn)化釋冷量主要取決于轉(zhuǎn)化器入口溫度，并全部用于降低氫自身溫度。等溫轉(zhuǎn)化是指外側(cè)恒溫工質(zhì)進行熱量交換，轉(zhuǎn)化過程中，氫溫度恒定。連續(xù)轉(zhuǎn)化是理論上最接近可逆轉(zhuǎn)化的一種過程，是指原料氫與外部氣流進行熱交換，轉(zhuǎn)化器內(nèi)的氫仲-正轉(zhuǎn)化持續(xù)進行，轉(zhuǎn)化過程始終接近平衡態(tài)濃度。

對比三種轉(zhuǎn)化過程，如圖2所示。其中，虛、實線分別表示仲氫與平衡氫焓值，實線上標(biāo)注有不同溫度對應(yīng)平衡態(tài)仲氫濃度。假設(shè)絕熱轉(zhuǎn)化、等溫轉(zhuǎn)化、連續(xù)轉(zhuǎn)化起始點均為a，則三種轉(zhuǎn)化方式在圖中的描述分別如下：

絕熱轉(zhuǎn)化，反應(yīng)為等焓過程，如圖中線ab1所示，點b1為絕熱轉(zhuǎn)化器出口點。點a，b1橫坐標(biāo)差值即絕熱轉(zhuǎn)化溫降，自b1點起沿仲氫等濃度線復(fù)溫至入口溫度，與等溫線相較于c1點，則點a，c1縱坐標(biāo)差值表示絕熱轉(zhuǎn)化冷量。

等溫轉(zhuǎn)化，反應(yīng)為等溫過程，在圖2中表示為垂直于橫坐標(biāo)過程線ab2，點b2為等溫轉(zhuǎn)化器出口，兩點縱坐標(biāo)差值表示等溫轉(zhuǎn)化冷量。

連續(xù)轉(zhuǎn)化，因轉(zhuǎn)化過程中氫升溫，轉(zhuǎn)化器出口溫度升高，且反應(yīng)過程始終接近平衡氫濃度，所以點b3為連續(xù)轉(zhuǎn)化器出口狀態(tài)，線ab3表示連續(xù)轉(zhuǎn)化過程，點a,b3縱坐標(biāo)差值為連續(xù)轉(zhuǎn)化冷量。

圖2 氫仲-正轉(zhuǎn)化焓-溫關(guān)系圖Fig.2 Relations of enthalpy-temperature in three para-ortho hydrogen conversions

對比三種轉(zhuǎn)化方式的轉(zhuǎn)化熱，如圖3所示。對絕熱、等溫轉(zhuǎn)化來說，橫坐標(biāo)表示轉(zhuǎn)化器入口溫度，對連續(xù)轉(zhuǎn)化來說，橫坐標(biāo)表示20 K氫進入轉(zhuǎn)化器后的終了溫度。絕熱轉(zhuǎn)化中，入口溫度150 K時釋冷量最大，為391 kJ/kg。等溫轉(zhuǎn)化中，當(dāng)入口溫度110 K時釋冷量最大，為394 kJ/kg。連續(xù)轉(zhuǎn)化中，當(dāng)出口溫度低于25 K時，轉(zhuǎn)化冷量幾乎不變，當(dāng)出口溫度高于25 K時，釋冷量迅速增長，當(dāng)出口溫度大于200 K時，釋冷量逐步穩(wěn)定為491 kJ/kg。此外，當(dāng)轉(zhuǎn)化器入口溫度低于130 K時，等溫轉(zhuǎn)化冷量大于絕熱轉(zhuǎn)化冷量，當(dāng)入口溫度高于130 K時，則絕熱轉(zhuǎn)化冷量大于等溫轉(zhuǎn)化冷量。

連續(xù)轉(zhuǎn)化中，氫有升溫過程，因而可以分析釋冷量與顯熱關(guān)系，如圖4所示。從圖4可以看出，連續(xù)轉(zhuǎn)化冷量占顯熱比例隨溫度的增加先上升后降低，在60 K有最大占比，約為52%。

圖3 氫仲-正轉(zhuǎn)化熱對比Fig.3 Comparison of cooling capacities among three para-ortho hydrogen conversions

圖4 連續(xù)轉(zhuǎn)化制冷量占顯熱比例Fig.4 Proportion of conversion cooling capacity to sensible heat in continuous conversion

3 氫仲-正轉(zhuǎn)化冷量利用方案及分析

為驗證氫仲-正轉(zhuǎn)化冷量在氫空間貯存領(lǐng)域的應(yīng)用潛力，本文提出了四種冷量利用方案：氣枕內(nèi)絕熱轉(zhuǎn)化、排氣絕熱轉(zhuǎn)化后進蒸氣冷卻盤管、蒸氣冷卻盤管內(nèi)連續(xù)轉(zhuǎn)化、雙層蒸氣冷卻盤管間絕熱轉(zhuǎn)化。各方案及對應(yīng)絕熱結(jié)構(gòu)分別如圖5、圖6所示。

液氫貯箱外壁包裹有發(fā)泡絕熱材料和多層絕熱材料。分析時采用如下假設(shè)：

1)多層絕熱材料外壁溫度為300 K，發(fā)泡層內(nèi)壁溫度為20 K，忽略貯箱金屬壁熱阻。

2)貯箱內(nèi)氫蒸氣在0.5 MPa下排氣，排氣溫度為壓力對應(yīng)飽和狀態(tài)，以全氣相排出。

3)忽略多層絕熱材料層間傳熱，僅考慮多層絕熱材料內(nèi)、外壁及輻射屏間的輻射換熱。

圖5 轉(zhuǎn)化冷能利用方案Fig.5 Utilization schemes of hydrogen conversion cooling in hydrogen storage

圖6 復(fù)合絕熱結(jié)構(gòu)Fig.6 Schematic diagram of composite insulation structures

3.1 氣枕內(nèi)絕熱轉(zhuǎn)化

方案一中，氫蒸氣進入絕熱轉(zhuǎn)化器，氫仲-正轉(zhuǎn)化冷量通過換熱器內(nèi)傳遞進氣枕區(qū)，最后經(jīng)排氣閥排放，如圖5(a)所示。圖6(a)表示無冷卻盤管時，絕熱材料內(nèi)部熱量關(guān)系圖。q1為多層絕熱材料外壁向輻射屏漏熱，q2為輻射屏向發(fā)泡層漏熱，q3為最終漏入貯箱熱量。該方案以氣枕區(qū)為研究對象，熱力學(xué)關(guān)系如下：

m1=(P1V)/(RgT1)

(1)

m2=(P2V)/(RgT2)

(2)

m3=(P3V)/(RgT3)

(3)

P=f(T)

(4)

Δm=m2-m1

(5)

Δmqp+m3cp(T2-T3)=h(m2-m3)

(6)

式中:m,P,T分別表示氣質(zhì)區(qū)質(zhì)量(kg)、壓力(Pa)及溫度(K)，其中，角標(biāo)1,2,3分別表示排氣前、無轉(zhuǎn)化排氣后及有轉(zhuǎn)化排氣后工況；Rg為氣體常數(shù)(J/kg·K)；V表示氣枕區(qū)體積(m3)；Δm表示排氣量(kg)；qp表示絕熱轉(zhuǎn)化冷量(kJ/kg)；cp表示氫氣定壓比熱(kJ/kg·K)；h表示相變潛熱(kJ/kg)；式(4)表示壓力與飽和溫度關(guān)系式。

微重力下，絕熱轉(zhuǎn)化器進口溫度為0.5 MPa壓力對應(yīng)飽和溫度27.1 K，假設(shè)轉(zhuǎn)化器內(nèi)轉(zhuǎn)化率為100%。此時氫仲-正轉(zhuǎn)化冷量17.3 kJ/kg，如圖3所示。圖7表示氣枕區(qū)壓力隨排氣質(zhì)量變化曲線。當(dāng)排出10 kg氣體時，貯箱壓力從0.5 MPa下降至0.3 MPa。加入氫仲-正轉(zhuǎn)化冷量之后，氣枕壓力下降更快，且隨排氣質(zhì)量的增加，轉(zhuǎn)化冷量作用有所增大。

圖7 方案一貯箱壓力隨排氣量變化規(guī)律Fig.7 Pressure variation with quality of exhausting gas in the first scheme

3.2 排氣絕熱轉(zhuǎn)化后進蒸氣冷卻盤管

該方案中，氫蒸氣排出后進入絕熱轉(zhuǎn)化器，降溫后氫進入蒸氣冷卻盤管提供熱防護。同理，轉(zhuǎn)化冷量為17.3 kJ/kg，氫氣經(jīng)轉(zhuǎn)化器的溫降為0.9 K，之后排入蒸氣冷卻盤管，如圖5(b)示。圖6(b)表示有盤管時，絕熱材料熱量關(guān)系。該方案以壁面漏熱為研究對象，熱力學(xué)關(guān)系式如下：

(7)

(8)

q3=(t2-t1)A/(n/λ)

(9)

q4=mcp(tc1-tp)

(10)

q1=q2+q4

(11)

q3=q2

(12)

式中:q1,q2,q3,q4分別表示貯箱外壁向輻射屏漏熱、輻射屏向發(fā)泡層漏熱、發(fā)泡層向貯箱漏熱及蒸氣吸熱帶走熱量(W)；C0表示黑體輻射系數(shù)(W/m2·K4)；A表示輻射屏面積(m2)；ε1,ε2分別表示輻射屏發(fā)射率和發(fā)泡層發(fā)射率；t1,t2,t3,t4分別表示貯箱內(nèi)壁、發(fā)泡層、輻射屏與貯箱外壁的溫度(K)；n表示發(fā)泡層厚度(m)；λ表示發(fā)泡層導(dǎo)熱系數(shù)(W/m·k)；cp表示氫氣定壓比熱(J/kg)；tc1表示蒸氣冷卻盤管氫氣出口溫度(K)；tp表示蒸氣冷卻盤管氫氣進口溫度(K)；m表示排氣質(zhì)量流量(kg/s)。

圖8表示貯箱漏熱與排氣質(zhì)量關(guān)系。隨著小質(zhì)量氫排放，貯箱漏熱迅速降至0.001 W/m2量級。圖9表示采用氫仲-正轉(zhuǎn)化冷量后貯箱漏熱相對于不采用冷量貯箱漏熱減小率。在本文所考慮的工況范圍內(nèi)，利用轉(zhuǎn)化冷量最高可實現(xiàn)漏熱降低14%。圖10表示轉(zhuǎn)化冷量占顯熱量比例。圖中比例近似線性增加，這是由于一方面絕熱轉(zhuǎn)化器入口溫度始終不變，單位釋冷量不變，另一方面開始排氣后，蒸氣排氣出口溫度迅速降低并穩(wěn)定，蒸氣顯熱量不變造成。

圖8 方案二貯箱漏熱隨排氣質(zhì)量關(guān)系Fig.8 Heat leakage variation with quality of exhausting gas in the second scheme

圖9 方案二采用氫仲-正轉(zhuǎn)化冷量后貯箱漏熱減小率Fig.9 Effect of utilization of para-ortho hydrogen conversion on tank heat leakage in the second scheme

圖10 方案二轉(zhuǎn)化冷量占顯熱比例Fig.10 Proportion of conversion cooling capacity to sensible heat in the second scheme

3.3 蒸氣冷卻盤管內(nèi)連續(xù)轉(zhuǎn)化

在該方案中，氫仲-正轉(zhuǎn)化可看作連續(xù)轉(zhuǎn)化，連續(xù)轉(zhuǎn)化進口溫度為0.5 MPa對應(yīng)飽和溫度27.1 K，轉(zhuǎn)化器出口為吸收熱量后的排氣溫度，布置方式如圖5(c)所示。復(fù)合絕熱結(jié)構(gòu)與方案二一致，如圖6(b)所示。由于該方案中計算思想與方案二基本一致，故不再展示熱力關(guān)系式。

圖11表示貯箱漏熱隨排氣質(zhì)量變化關(guān)系。由圖11可知，當(dāng)有氫仲-正轉(zhuǎn)化冷量加入時，隨排氣質(zhì)量增加，貯箱漏熱迅速降低，圖中曲線拐點的出現(xiàn)由排氣質(zhì)量、連續(xù)轉(zhuǎn)化出口溫度、以及對應(yīng)的單位釋冷能力共同決定。圖12表示采用氫仲-正轉(zhuǎn)化冷量后貯箱漏熱相對于不采用冷量下貯箱漏熱減小率。當(dāng)排氣質(zhì)量大于0.03 kg時，漏熱減小率穩(wěn)定在10%。圖13表示轉(zhuǎn)化冷量占顯熱比例關(guān)系?？梢?，占比隨排氣質(zhì)量增大先急速上升再緩慢下降，在排氣質(zhì)量為0.024 kg時有最大占比，為55%。分析可知，這是由于排氣開始時，轉(zhuǎn)化器出口溫度高，連續(xù)轉(zhuǎn)化有高冷量值，隨著排氣質(zhì)量增加，排氣出口溫度迅速下降，可以應(yīng)用的轉(zhuǎn)化冷量迅速減少造成。

圖11 方案三貯箱漏熱關(guān)系Fig.11 Heat leakage variation with quality of exhausting gas in the third scheme

圖12 方案三采用氫仲-正轉(zhuǎn)化冷量后貯箱漏熱減小率Fig.12 Decrease rate of heat leakage with utilizing para-ortho hydrogen conversion in the third scheme

圖13 方案三轉(zhuǎn)化冷量占顯熱比例Fig.13 Proportion of conversion cooling capacity to sensible heat in the third scheme

3.4 雙層蒸氣冷卻盤管間絕熱轉(zhuǎn)化

該方案中，多層絕熱材料內(nèi)布置雙層輻射屏，蒸氣冷卻盤管先后纏繞雙層輻射屏，氫蒸氣先經(jīng)過內(nèi)層冷卻盤管升溫，后進入絕熱轉(zhuǎn)化器轉(zhuǎn)化，再經(jīng)過外層冷卻盤管吸熱后排空，如圖5(d)所示。圖6(c)表示雙層蒸氣冷卻盤管的貯箱絕熱結(jié)構(gòu)傳熱關(guān)系，關(guān)系式為：

(13)

(14)

(15)

q4=(t2-t1)A/(n/λ)

(16)

q5=mcp(tc1-tp)

(17)

q6=mcp(tc2-tc1)

(18)

q1=q2+q6

(19)

q2=q3+q5

(20)

q3=q4

(21)

式中:q1,q2,q3,q4,q5表示貯箱外壁向外輻射屏漏熱、外輻射屏向內(nèi)輻射屏漏熱、內(nèi)輻射屏向發(fā)泡層漏熱、發(fā)泡層向貯箱漏熱及蒸氣吸熱帶走熱量(W)；C0表示黑體輻射系數(shù)(W/m2·K4)；A表示輻射屏面積(m2)；ε1,ε2分別表示輻射屏發(fā)射率和發(fā)泡層發(fā)射率；t1,t2,t3,t4,t5分別表示貯箱內(nèi)壁、發(fā)泡層、內(nèi)輻射屏、外輻射屏與貯箱外壁的溫度(K)；n表示發(fā)泡層厚度(m)；λ表示發(fā)泡層導(dǎo)熱系數(shù)(W/m·k)；cp表示氫氣定壓比熱(J/kg)；tc1,tc2表示內(nèi)蒸氣冷卻盤管與外蒸氣冷卻盤管氫氣出口溫度(K)；tp表示氫氣進入內(nèi)蒸氣冷卻盤管溫度(K)；m表示排氣質(zhì)量流量(kg/s)。

圖14表示貯箱漏熱與排氣質(zhì)量關(guān)系。該方案貯箱漏熱下降更為迅速，小質(zhì)量排氣后，貯箱漏熱降低至10-4W/m2量級。漏熱迅速減小主要是由蒸氣冷卻盤管造成。圖15表示采用氫仲-正轉(zhuǎn)化冷量后貯箱漏熱相對于不采用冷量貯箱漏熱減小率，隨排氣質(zhì)量的增大，貯箱漏熱減小率降低至0.01%量級。排氣質(zhì)量在下降階段，貯箱漏水減小率出現(xiàn)小幅波動，這是由于該方案采用絕熱轉(zhuǎn)化，開始排氣時絕熱轉(zhuǎn)化并未處在最佳轉(zhuǎn)化溫度，隨著排氣質(zhì)量的增加，轉(zhuǎn)化器溫度迅速降低，對應(yīng)單位轉(zhuǎn)化熱先增大后降低，隨排氣質(zhì)量增加，轉(zhuǎn)化器入口溫度已非常低，對應(yīng)轉(zhuǎn)化熱也非常低，導(dǎo)致漏熱減小率呈圖中所示。圖16表示釋冷量占顯熱比值。當(dāng)剛開始排氣時，占比存在一波峰，原因與漏熱減小率變化一致。隨排氣質(zhì)量增加，占比呈線性變化。

圖14 方案四貯箱漏熱關(guān)系Fig.14 Heat leakage variation with quality of exhausting gas in the fourth scheme

圖15 方案四采用氫仲-正轉(zhuǎn)化冷量后貯箱漏熱減小率Fig.15 Decrease rate of heat leakage with utilizing para-ortho hydrogen conversion in the fourth scheme

圖16 方案四轉(zhuǎn)化冷量占顯熱比例Fig.16 Proportion of conversion cooling capacity to sensible heat in the fourth scheme

3.5 氫仲-正轉(zhuǎn)化冷量空間利用潛能討論

對本文提出的四種空間冷量利用方案計算分析發(fā)現(xiàn)，氫仲-正轉(zhuǎn)化用于空間液氫貯箱的熱防護作用有限。將氫仲-正轉(zhuǎn)化與蒸氣冷卻盤管技術(shù)結(jié)合時，貯箱漏熱的降低主要由蒸氣冷卻盤管所貢獻。采用氫仲-正轉(zhuǎn)化冷量貯箱漏熱相比于不采用冷量貯箱漏熱有一定的改善效果。通過方案的合理選擇與優(yōu)化，采用氫仲-正轉(zhuǎn)化冷量可進一步降低貯箱漏熱約10%。

此外，相比于文獻[16]提出采用氫仲-正轉(zhuǎn)化冷量可減小液氫蒸發(fā)損失50%以上結(jié)論，本文所討論的方案轉(zhuǎn)化冷量利用潛能較弱，這主要是由于所研究的對象不同所致。文獻中提出的高效冷能利用方案處于地面停放階段，排氣進入轉(zhuǎn)化器的氫氣入口溫度高，所能釋放的能量較大所致。而本文所分析四種冷能利用方案均為在軌貯存工況，排氣溫度近似為貯箱壓力對應(yīng)飽和溫度，轉(zhuǎn)化器入口溫度降低，使得不能最大限度發(fā)揮氫仲-正轉(zhuǎn)化冷量效果。

4 結(jié) 論

本文主要對氫仲-正轉(zhuǎn)化原理、轉(zhuǎn)化方式及冷量利用方案等三個方面開展了分析與計算，針對液氫貯箱在軌貯存，提出了四種氫仲-正轉(zhuǎn)化冷量利用方案，研究發(fā)現(xiàn)：

1)三種轉(zhuǎn)化方式中，連續(xù)轉(zhuǎn)化最為理想，釋冷量最大。絕熱轉(zhuǎn)化在入口溫度150 K時釋冷量最大，為391 kJ/kg；等溫轉(zhuǎn)化在入口溫度110 K時最大，為394 kJ/kg；連續(xù)轉(zhuǎn)化冷量隨溫度升高而增大，最終穩(wěn)定在491 kJ/kg。

2)四種冷量利用方案中，由于空間液氫貯箱排氣溫度及轉(zhuǎn)化器反應(yīng)溫度偏低，限制氫仲-正轉(zhuǎn)化冷量充分釋放，對絕熱性能進一步提升作用有限。

3)相較于絕熱轉(zhuǎn)化，蒸氣冷卻盤管內(nèi)采用連續(xù)轉(zhuǎn)化可更大利用轉(zhuǎn)化冷能，在未來空間應(yīng)用中應(yīng)優(yōu)先考慮。