热力学排气系统主要由节流阀、低温泵、耦合同轴套管式换热器的喷射系统组成,如图1所示。热力学排气系统中,节流阀和低温泵的启停及开闭以气枕压力p_u和液体温度对应的饱和压力p_sat为控制信号。在贮箱自增压过程中,当p_u上升到压力控制带上限p_max时,系统开启低温泵,流经低温泵的流体通过喷射系统的喷射搅动实现贮箱气枕空间的降温降压。当p_u上升到压力带上限p_max且p_sat上升到压力控制带下限p_min时,同时开启低温泵和节流阀,低温泵抽取的部分液体流经节流阀,节流降温后通过换热器与主流流体换热,促使主流流体的降温,降温后的过冷流体通过喷射器返回贮箱进行换热,实现贮箱内气枕与液体的降温降压。节流后的低温流体换热后以气体的形式排出箱外。热力学排气系统具有混合和排气两种运行模式,根据贮箱控温控压的实际要求,可以进行运行模式的切换。

图1 热力学排气原理
Fig.1 Schematic of TVS

热力学排气系统模型主要由三部分组成:低温贮箱两相模型、喷射换热模型和低温泵模型。贮箱模型主要分为主流液相区、气相区和贮箱壁面。采用集总参数法对低温贮箱进行分区建模,假设低温泵及节流阀内流体为等焓流动的理想过程,考虑外界漏热及气液相之间自然对流与相变等过程。贮箱热力模型如图2所示。耦合低温贮箱及热力学排气系统模型及求解计算模型参见此前已发表的文献[24]。

图2 贮箱热力模型图
Fig.2 Thermal model diagram of tank

为了验证热力排气系统仿真模型在贮箱压力控制方面的准确性,将其按实验工况(充注率50%、压力控制范围220～240 kPa)的参数进行计算,得到结果与实验数据进行比较。图4给出了贮存时间22 h内的TVS运行阶段仿真计算结果和实验测得气枕压力的对比。由于模型对贮箱自增压过程的预测速率略快于其实际增压速率,故仿真计算的TVS首次运行时间比实验数据提前24 min。相比于整个自增压过程的时间(9.5 h),其误差仅为4.2%。在相同时间内,模型预测和实验测量的TVS运行次数分别为33次和31次; 模型预测和实验测量的系统总运行时间分别为34.6 min和32.8 min。可见该仿真模型对于系统的启停频率的预测同样达到了较高的精度,可以将其用于低温贮箱排气特性的预测和指导相关系统的优化设计。

图4 TVS运行阶段实验和模拟气枕压力对比
Fig.4 Comparison between experimental and theoretical results

图5 单次运行周期的实验和模拟气枕压力对比
Fig.5 Comparison between experimental and theoretical results for one cycle

目前工程应用中,航天器加注的液氢液氧推进剂均为饱和状态,利用上述仿真模型,针对长期在轨低温推进飞行器贮箱,进行贮箱气枕压力和温度变化的仿真预测。氢箱氧箱的初始压力为0.2 MPa,氢箱漏热为1.6 W/m²,氧箱漏热量为1.4 W/m²,氢箱氧箱充注率均为95%。当贮箱压力控制范围设定为150～250 kPa时,液氢贮箱的热力学排气系统运行了18次,液氧贮箱热力学排气系统运行了21次,如图6所示。由于混合运行模式的原理是通过喷射液体冷却气枕,使气体冷凝,从而降低贮箱压力,而当液体为饱和状态时,液体吸收气枕热量后会汽化,从而使气枕中的含气量增大,气枕压力反而上升,此时气液混合并不能降低气枕压力,故热力学排气系统的混合模式失效,系统从一开始便处于排气模式运行状态。在排气模式运行下,氢箱氧箱的压力都得到有效控制,且都呈现出初始时间段内运行频率快,一段时间后运行频率减慢且逐渐稳定下来的趋势。这是由于排气模式下,部分流体被节流成为低温低压气液两相流体,该流体与主流流体换热将自身汽化潜热带来的冷量输送到贮箱内部,致使贮箱内气枕压力上升速率得以减缓。

图6 液氢液氧贮箱气枕压力变化曲线(饱和状态)
Fig.6 Ullage pressure curves of LH2 and LO2 tank(saturation state)

图7 液氧贮箱气枕温度变化曲线(饱和状态)
Fig.7 Ullage temperature curves of LO2 tank (saturation state)

图8 液氢贮箱气枕温度变化曲线(饱和状态)
Fig.8 Ullage temperature curves of LH2 tank(saturation state)

过冷状态的推进剂比饱和态具有更高的密度,故在相同容积下具有更大的质量,可以有效减少系统干重,从而提高飞行器性能。此外,过冷状态的推进剂有利于延长其在轨贮存时间和贮箱压力控制。为此,分别以液氢(0.2 MPa,20 K; 0.2 MPa,16 K)和液氧(0.2 MPa,90 K; 0.2 MPa,78 K)为例,进行过冷度对低温推进剂贮箱热力学排气系统控压特性的影响分析。氢箱氧箱不同过冷度下气枕压力变化如图9和图 10所示。可以看到,液氢20 K和16 K时贮箱热力学排气系统都只运行了4次,相比于饱和态时的18次,运行次数减少了77.8%。液氧90 K和78 K时贮箱热力学排气系统分别运行了10次和9次,相比于饱和态时的21次,运行次数分别减少了52.3%和57.1%。可见,加注过冷态的推进剂可以大幅减少热力学排气系统的运行次数。需要说明的是,由于液体具有较大的过冷度,混合模式运行下气枕可以充分吸收液体的冷量,达到气枕降温降压的目的,此时的热力学排气系统一直处于混合模式运行,即在轨120 h内氢箱氧箱实现了零排放。

图9 液氢贮箱气枕压力变化曲线(过冷状态)
Fig.9 Ullage pressure curves of LH2 tank(subcooled state)

图 10 液氧贮箱气枕压力变化曲线(过冷状态)
Fig.10 Ullage pressure curves of LO2 tank(subcooled state)

表1 推进剂不同过冷度下混合运行次数及时间对比
Tab.1 Comparison of mixing time and duration period with different liquid subcooled degrees

氢箱氧箱的气枕温度变化如图 11和图 12所示。不同的过冷度对于液氢箱气枕温度的影响较小,仅对系统运行停止后气枕温升速率有小幅影响。液氧箱气枕温度则受过冷度影响明显,90 K时气枕温度在120 K左右,78 K时气枕温度则稳定在100 K左右,其相比于饱和态时的气枕温度150 K都明显降低。大过冷度下气枕温度的波动更小(95～100 K)、升温速率更慢。故从工程应用角度而言,20 K液氢已经可以满足长期贮存零排放的要求,液氧则需过冷到78 K时才具有更好的长期贮存效果。

图 11 液氢贮箱气枕温度变化曲线(过冷状态)
Fig.11 Ullage temperature curves of LH2 tank (subcooled state)

图 12 液氧贮箱气枕温度变化曲线(过冷状态)
Fig.12 Ullage temperature curves of LO2 tank (subcooled state)