蒸氣冷卻屏內仲-正氫轉化釋冷效應分析

孟垂舉，張 亮，黃永華

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

0 引言

液氫作為推進劑具有能量高、比沖大、清潔及無污染等優點，是一種在航天領域具有巨大應用價值的低溫推進劑[1]，但低至22 K的沸點溫度使液氫存在非常嚴重的蒸發損耗。目前的解決方案主要包括被動絕熱技術、主動制冷技術和熱力排氣系統（TVS）。其中被動絕熱技術和主動制冷技術分別是通過減少外界環境漏熱量和主動熱轉移的途徑來減少液氫蒸發。熱力排氣系統則是在允許排氣減壓的情況下，讓所排氣體節流回收冷量并對剩余液氫降溫。除了節流手段外，利用排氣的仲-正氫轉化釋冷效應也是一種極具潛力的冷量回收方案。

自然界中氫單質是兩種自旋異構體的混合物。其中，原子核自轉方向一致的氫分子是正氫（O-H2），原子核自轉方向反平行的氫分子為仲氫（P-H2），如圖1所示。兩種氫分子之間時刻進行著相互轉化，達到平衡濃度后保持穩定，稱為平衡氫。常溫條件下平衡氫又稱正常氫，其中正氫占比75%，仲氫占比25%。仲-正氫之間存在的能級差使得正氫和仲氫之間的轉化會伴隨能量吸收和釋放，正-仲氫轉化（O-P）釋放熱量，仲-正氫轉化（P-O）吸收熱量。合理利用仲-正氫轉化獲得額外冷量是空間液氫貯存技術的重要途徑。

圖1 正氫分子和仲氫分子示意圖Fig.1 Schematic of orthohydrogen and parahydrogen molecules

在仲-正氫轉化釋冷效應利用方面，國內外學者進行了研究。洛克希德公司與NASA首先通過實驗分析了氫蒸氣的仲-正氫轉化釋冷效應，研究了利用液氫貯箱蒸氣冷卻電子元器件的可行性[2]；美國通用動力公司在研究液氫儲罐外真空多層絕熱（MLI）、蒸氣冷卻屏（VCS）性能時，分析了VCS管道內仲-正氫轉化釋冷效應，發現其對液氫貯箱的保溫性能有一定促進作用[3]；華盛頓州立大學的Bliesner等[4]和Pedrow等[5]提出利用液氫蒸汽的仲-正氫轉化釋冷效應輔助液氧貯箱冷卻的設計方案，并進行了驗證實驗。國內楊德政等[6]和劉慧芳等[7]較早地對仲氫的制備和儲存開展了研究，分析了激光輻射對仲-正氫轉化的影響；安剛等[8-10]結合航天任務中液氫的貯存條件，研究了氫絕熱轉化和連續轉化兩種轉化釋冷過程，給出了仲-正氫轉化釋冷量和降溫幅度，探討了利用貯箱內仲-正氫轉化釋冷實現液氫無損貯存的可行性；王磊等[11]對四種轉化釋冷利用方案進行了分析，結果表明，在VCS管道內發生連續仲-正氫轉化時，可獲得約491 kJ/kg的轉化冷能。

本文基于空間液氫貯箱泡沫復合真空多層（SOFI/MLI）技術的氣冷屏絕熱結構，將仲-正氫轉化模型與蒸氣冷卻屏內對流換熱模型耦合，同時考慮催化作用下的仲-正氫組分轉化和熱力學性能參數變化，分析低溫氫氣流經VCS管道過程中的仲-正氫轉化吸熱和顯熱升溫吸熱對氣冷屏結構絕熱性能的影響，研究不同工況條件下轉化釋冷效果對整體結構絕熱性能的貢獻率，討論氣冷屏絕熱結構安裝仲-正氫轉化器的可行性和必要性。

1 計算模型及方法

1.1 多層絕熱結構傳熱計算

將貯箱外保溫結構的傳熱過程假設為由外向內的一維傳熱過程，貯箱外絕熱結構及熱量傳遞過程如圖2所示。圖中，Q1為自外界傳至氣冷屏的總漏熱量；Q2+Q3為VCS管道內氫氣帶走的漏熱量，其中Q2為氫氣顯熱升溫帶走的熱量，Q3為仲-正氫轉化吸收的熱量；Q4為自VCS至貯箱壁面的凈漏熱量。此外，Q4凈漏熱量全部用于液氫蒸發，不考慮寄生漏熱等。

圖2 氣冷屏及仲-正氫轉化器的絕熱結構Fig.2 Insulation structure with an vapor-cooled shield

絕熱結構的傳熱過程能量守恒：

式中各項分別由以下公式計算得到：

根據能量守恒定律，漏入液氫貯箱內的熱量都用于液氫蒸發，氫氣進入VCS管道完成升溫吸熱和仲-正氫轉化降溫過程：

1.2 仲-正氫轉化及釋冷量

VCS管道內氫氣發生升溫吸熱和仲-正氫轉化的流程如圖3所示，貯箱蒸發出的低溫仲氫氣體在完成升溫吸熱過程中發生仲-正轉化并降溫，轉化生成的平衡氫繼續進行升溫吸熱，由于缺少催化劑，此過程中組分不再發生變化，直至最后排出VCS管道。但根據實際需要，VCS管道內可添加一個或多個仲-正氫轉化器。為表征催化轉化器的相對位置，定義無量綱數β表示轉化器在VCS管道內的相對位置：

圖3 VCS內仲-正氫轉化釋冷流程圖Fig.3 Flow chart of para-ortho hydrogen conversion in VCS pipe

式中：ΔX為轉化器距離VCS入口的距離；X為VCS管道的總長度。

平衡氫中正氫和仲氫組分占比僅與溫度相關， 且符合Boltzmann分布律：

式中：T為當前溫度；Np和No分別為平衡態下仲氫和正氫的分子數；θr=84.837 K，為氫的旋轉溫度；xo,eq為平衡態下正氫的組分占比，則正氫濃度：

單位質量仲-正氫轉化所釋放的冷量為等溫條件下正氫與仲氫之間的比焓差：

式中：qC為單位質量氫發生仲-正轉化的轉化熱；ho和hp分別為正氫和仲氫的比焓，kJ/kg。仲-正混合氫發生轉化，由仲-正氫轉化所釋放的冷量為：

貯箱的幾何模型參數來自于NASA的MHTB實驗系統[13]，貯箱體積為18.09 m3，表面積為35.74 m2。如式（6）所示，模型假設貯箱凈漏熱量用于液氫蒸發，且貯箱內氣枕區維持恒定壓力0.27 MPa，因此不考慮貯箱充貯率這一變量。此外，熱邊界條件的選取參考MHTB的在軌模擬工況，分別為164 K、235 K和305 K。特別需要指出的是，仲氫轉化為正氫釋放冷量的同時，自身的熱物性發生變化，正仲氫組分、比熱容、比焓和轉化熱與溫度的關系如圖4～6所示，物性參數來自REFPROP 9.1及相關文獻[14-16]，REFPROP是由美國國家標準與技術研究所建立的目前最具權威的一款物性數據庫。本文計算考慮了物性變化，而不是考慮恒定值。

圖4 不同溫度下正氫、仲氫組分占比曲線Fig.4 Ortho and para hydrogen fraction at different temperature

圖5 不同溫度下正氫、仲氫比熱容曲線Fig.5 Specific heat of ortho and para hydrogen at different temperature

仲-正氫轉化過程分為自發轉化和催化轉化兩種，自發轉化速度慢，完全轉化至少需要幾周時間，而催化劑可以將轉化時間縮短至幾秒。計算過程中假定：（1）轉化率100%，即排出轉化器的混合氣體達到自身溫度的組分平衡濃度；（2）轉化過程中的流動阻力及摩擦生熱引起的熱交換忽略不計。

圖6 不同溫度下正氫、仲氫比焓及轉化熱Fig.6 Ortho and para hydrogen’s specific enthalpy and conversion heat at different temperature

2 結果與分析

2.1 仲-正氫轉化的影響

圖7和圖8分別為VCS管道內有無仲-正氫轉化的溫度變化圖和漏熱對比圖，對比工況的熱邊界溫度均為164 K。由圖7可見，仲-正氫轉化能夠對VCS管內氫氣產生顯著的降溫效果。首先，在轉化器所在位置出現明顯的溫度下降，降溫幅度在7 K左右；其次，在仲-正氫轉化器內同時完成組分轉換和降溫后，低溫平衡氫繼續對后面的VCS管道降溫。另外，由于VCS管道的高導熱性，無論是后續達到的平衡溫度還是轉化器前的氫氣溫度都低于無仲-正氫轉化的情況，完成仲-正氫轉化并降溫的氫氣對VCS管道進行了更好的冷卻，管壁導熱也降低了轉化器入口溫度。

圖7 氫氣沿VCS管道的溫度變化Fig.7 Temperature variation of hydrogen along the VCS pipe

由圖8可見，增加仲-正氫轉化后，總的漏熱量有所增加，這是由于VCS降溫導致其與熱邊界之間的溫差增加的結果，該結論與式（2）一致。除了仲-正氫轉化額外吸收的一部分熱量，氫氣升溫也產生吸熱量，但吸熱量較小，原因在于：（1）溫升減小，VCS管道內最終形成的氫氣平衡溫度低于對比工況；（2）正氫比熱容低于仲氫，相應的升溫吸熱能力也低于仲氫。總的來看，仲-正氫轉化吸熱量與升溫吸熱量之和高于對比工況中單一的升溫吸熱量，凈漏熱量降幅約為14.5%。

圖8 有無仲-正氫轉換條件下熱量及構成對比Fig.8 Heat transfer and fraction comparison between with or without para-ortho hydrogen conversion

2.2 轉化器位置及數量的影響

圖9為在不同轉化器位置，同一工況下的VCS內氫氣溫度變化曲線。由圖可見，在位置參數β分別為0、0.33、0.56和0.78四個位置時，仲-正氫轉化都引起了明顯降溫。不同β的區別在于，β=0時，尚未轉化的低溫仲氫在VCS管道入口處直接完成轉化，沒有進行充分升溫吸熱；而β=0.78時，充分轉化后生成的低溫平衡氫在流出VCS管道時，尚未達到平衡溫度。結合圖10來看，當轉化器位置靠VCS管道兩端時，氫氣的平均溫度更高，相應的凈漏熱量也會上升，這一現象可由式（3）解釋。

圖9 位置參數β對VCS內氫氣溫度分布的影響Fig.9 Influence of position parameter β on VCS temperature profile

圖10 VCS內平均溫度、漏熱量與轉化器位置的關系Fig.10 Relationship between averaged gas temperature in VCS，heat leakage and converter position

圖11為β分別是0.33、0.56和0.78的三個相對位置都安裝轉化器的溫度變化曲線。由圖可見，由于轉化熱隨溫度上升而減小，轉化器降溫幅度在三個相對位置上逐漸遞減；另外，第一個轉化器形成的平衡氫再次升溫幅度小，可用于轉化釋冷的仲氫組分也相應較少。因此，轉化器數量增加可以產生更多的冷效應收益，但其收益率會下降。

圖11 設置不同數量轉化器后的降溫收益Fig.11 Cooling effect for the cases using number of converters

2.3 熱邊界條件的影響

圖12對比研究了不同熱邊界溫度的影響，β均為0.56，實線為相應熱邊界溫度下無仲-正氫轉化的溫度變化曲線，虛線為有仲-正氫轉化的溫度變化曲線。由圖可見，熱邊界溫度上升導致仲-正氫轉化引起的降溫幅度增大，降溫幅度分別為6 K、9 K和11 K。另外，三組對比工況最終形成的平衡態溫差值隨熱邊界溫度上升而增大。圖13為三組不同工況下的漏熱流向及其構成對比圖。可見隨著熱邊界溫度上升，由仲-正氫轉化所吸收的熱量和比例都增大；氫氣的升溫吸熱量具有一致的變化趨勢；從所占比例來看，升溫吸熱量大約是轉化吸熱量的兩倍。

圖12 熱邊界條件對降溫幅度的影響Fig.12 Influence of thermal boundary condition on cooling effect

圖13 熱邊界條件對漏熱流向的影響Fig.13 Influence of thermal boundary condition on the heat transfer and fraction

3 結論

本文建立了耦合仲-正氫轉化模型和VCS氣冷屏對流換熱模型的液氫貯箱系統級模型，計算了發生在VCS管道內的仲-正氫轉化釋冷效應，考察了多種影響因素，分析了仲-正氫轉化釋冷效應對VCS氣冷絕熱結構總體吸熱性能的貢獻率，得到結論：（1）VCS管內的仲-正氫轉化效應能夠有效地提高蒸氣冷卻屏的絕熱性能，仲-正氫轉化吸熱量約為氫氣升溫吸熱量的1/2，但仲-正氫轉化器會小幅削弱氫氣的升溫吸熱能力。（2）VCS管內的仲-正氫轉化器位置應盡量遠離VCS管道兩端，以免對轉化前低溫仲氫和轉化后低溫平衡氫的升溫吸熱效應產生嚴重負面影響，優先保證蒸氣冷卻屏的整體絕熱能力。（3）熱邊界溫度的上升能夠提高仲-正氫轉化釋冷效應的貢獻率，有限增加轉化器數量可以提升蒸氣冷卻屏絕熱能力，但收益率隨數量增加而逐漸下降。