肖田田 刘辉明 周振君 黄荣进 李来风 周 远
(1 中国科学院低温工程学重点实验室(理化技术研究所)北京 100190)
(2 中国科学院大学 北京 100049)
(3 中国运载火箭技术研究院 北京 100076)
真空多层绝热(Multilayer Insulation,MLI) 于1951 年由瑞典的Peterson 首次研制成功[1]。传统的真空多层绝热材料(MLI)由低发射率的反射屏和低热导率的间隔物交替组合而成。MLI 是目前世界上公认的在高真空下具有最低热导率的高真空绝热材料,被称之为“超级绝热”。应用于大型运载火箭贮箱绝热的喷涂隔热泡沫工艺已经很成熟。许多学者从理论和实验两方面对隔热泡沫在不同温度范围的有效热导率进行研究,都强调了泡沫中残余气体的重要性[2-3]。美国NASA 的Hedayat A 等人首次提出变密度多层绝热材料(VDMLI)的概念[4],B.Wang 等人[5]对不同结构的变密度多层绝热材料的热性能进行了理论和实验研究,利用层与层模型对VDMLI 进行优化,设计一套蒸发量热系统测试VDMLI 在77—353 K 温度范围内的温度分布和表观热导率,结果表明,优化后的VDMLI 比传统的均匀MLI 的绝热性能提高45.5%。
聚氨酯泡沫和多层绝热材料相结合的复合绝热结构有效解决了飞行器地面停放、发射上升、在轨运行阶段低温推进剂贮箱绝热问题,具有绝热效果好、质量轻等特点,是未来地面及空间低温推进剂贮箱绝热形式主要发展趋势。美国马歇尔航天飞行中心的Hastings 等搭建了容积为18 m3的多功能液氢测试平台(Multipurpose hydrogen test bed,MHTB)[6],测试了3.53 cm 厚的聚氨酯泡沫和45 层变密度多层绝热材料组合结构的热性能,在轨保持模拟结果表明,当热边界温度在164—305 K 范围内变化时,复合结构的热流密度在0.085—0.31 W/m2范围变化。Y.H.Huang 等人[7]采用传统的层与层模型预测聚氨酯泡沫和变密度多层绝热材料复合结构(FMLI)的热性能,并设计搭建了一套蒸发量热系统对FMLI 进行实验测试,实验验证了模型的准确性,并得到结论:在真空度为10-3Pa,冷边界温度为77 K,热边界温度为293 K 时,通过FMLI 的热流密度为0.23 W/m2。
针对绝热系统热性能测试的实验装置主要分为两类:低温液体蒸发量热测试装置和基于制冷机的干式量热计装置。低温液体蒸发量热测试装置是在固定的环境条件(边界温度(低温液体饱和温度)、冷真空压力等)下测试试样的热性能的一套装置,虽然它的冷边界温度固定不可调节,但它仍是目前绝热系统热性能测试最常用的装置之一。典型的圆筒形蒸发量热器是美国NASA 制造的Cryostat-100[8],Cryostat-100 的测试腔体内充满液氮,上下各有一个保护容器,加热系统控制热边界温度,以实现78—293 K(350 K)温区的材料性能测试。基于制冷机的干式量热计装置是利用制冷机控制冷边界温度,量热杆连接制冷机和测试腔体,对量热杆进行标定得到待测试样的漏热量。D.Celik 等设计搭建的同心圆筒形量热器利用两个单级G-M 制冷机控制边界温度,实验验证了该装置的可靠性[9]。
为了对不同的隔热结构进行热性能实验测试,本研究设计搭建一套基于制冷机的同心圆筒形干式量热计装置,利用一台两级的G-M 制冷机控制不同的边界温度,通过量热杆上的温差和标定数据得到隔热结构在固定环境下的热流密度。实验测试了隔热泡沫/气凝胶与MLI 的复合隔热结构以及VDMLI 等3组不同隔热结构的热性能,并研究了变边界温度对隔热结构热性能的影响。
2.1 实验装置介绍
本研究设计搭建一套基于制冷机的同心圆筒形干式量热计装置,其测试原理是通过对一根连接制冷机和测试腔体的量热杆进行标定,在量热杆上下两端布置两个温度计,通过测量两个温度计温差,以及量热杆的传热参数,利用傅里叶导热定律,即可求得通过测试腔体隔热结构的传热量Q。装置包含干式量热计单元,真空泵单元,温度控制与监测单元,数据采集单元[9],图1 为装置具体示意图。
图1 同心圆筒形干式量热器装置示意图1.二级冷头;2.量热杆;3.冷屏支撑板;4.冷屏;5.待测隔热结构;6.上保护铜板;7.下保护铜板;8.导热棒;9.热屏;10.真空腔;11.温度计。Fig.1 Schematic of concentric cylindrical dry calorimeter
干式量热计单元包含G-M 制冷机,一根连接制冷机冷头和冷屏的量热杆,冷屏和热屏。G-M 制冷机用来实现低温环境,采用控温仪可实现不同的冷边界温度;冷屏由铝制作而成,外径204 mm,高500 mm,厚度为2 mm,冷屏中部有一支撑板;量热杆连接制冷机二级冷头和冷屏中部支撑板,起到连接与量热作用,量热杆是隔热结构热性能测试的关键部件,需要对其进行标定,量热杆的材质及尺寸由预估漏热量决定;热屏由铜制作而成,外径384 mm,高700 mm,厚度为2 mm,通过控温仪调节不同的热边界温度。待测隔热结构包覆在冷屏侧面上,冷屏上下端安装热保护铜板并包裹多层材料减少轴向漏热影响,即热流全部从冷屏侧面传导至量热杆。
真空泵单元由机械泵和分子泵组成,维持装置真空腔内的压力低于10-3Pa;温度控制与监测单元包括温度计和控温仪,PT100 铂电阻温度计用来监测冷屏、热屏以及隔热结构内部的温度情况,并由Keithley 2000 数字万用表和Lakeshore 218 温度监视仪进行温度信号采集,不同的冷热边界温度由Lakeshore 332控温仪和实验室自制NX 控温仪调节控制;仪器采集的所有温度和功率数据由LabVIEW 程序读取并储存。
2.2 实验装置误差分析
本研究搭建的基于制冷机的同心圆筒形干式量热计装置的不确定度来源于尺寸几何测量、加热功率测量、温度测量、热量损失影响等几个方面,装置的不确定度总结于表1 中。
表1 装置不确定度Table 1 Uncertainties of device
由表1 可知,本装置的合成不确定度为1.097 3%,略小于Y.H.Huang 等人[7]设计的低温液体蒸发量热系统的1.2%。不确定度主要来源于温度测量和热量损失影响,为了降低装置的不确定度,应该做好热防护措施减少热量损失,以及应在系统达到热稳定状态后采集实验数据。
本研究一共测试了3 组隔热结构的热性能,1#结构为20 mm 厚隔热泡沫与30 层MLI 的复合结构,隔热泡沫在室温下的热导率为0.02 W/(m·K),面密度低于800 g/m2,MLI 的反射层为6 μm 厚的双面镀铝薄膜,间隔层为涤纶网。2#结构为3 单元气凝胶组与65 层MLI 的复合结构,3 单元气凝胶组各自包括3 mm厚气凝胶,聚酰亚胺以及0.025 mm 厚铝箔,MLI 的反射层为铝箔,间隔层为玻纤布。3#结构为变密度多层绝热材料,反射层为铝箔,间隔层为玻纤纸,低密度区反射层与间隔层的比例为1:3,10 层反射层;中密度区反射层与间隔层的比例为1:2,10 层反射层;高密度区反射层与间隔层的比例为1:1,54 层反射层。图2 为3 组结构的示意图。
图2 3 组隔热结构示意图Fig.2 Schematic of three groups of thermal insulation structure
4.1 不同量热杆的标定测试
量热杆标定原理如图3 所示[9],量热杆一端连接制冷机二级冷头,另一端粘贴加热器,并在量热杆上3 个不同的位置分别粘贴温度计,对量热杆施加不同的加热功率,得到温度计温差以及量热杆的传热参数,安装绝热辐射屏减少热量损失。
图3 量热杆标定示意图1.量热杆;2.温度计;3.加热器;4.绝热辐射屏;5.二级冷头。Fig.3 Schematic of calorimeter rod calibration
本研究分别对铜制量热杆(直径15 mm,长210 mm)和铝制量热杆(直径30 mm,长210 mm)进行在20 K,40 K,60 K,77 K 和100 K 温度下的标定,得到不同温区下量热杆加热功率Q和量热杆上温差ΔT的关系式,以及量热杆在不同温度下的热导率,如图4 所示。
图4 量热杆标定结果Fig.4 Results of calorimeter rod calibration
图4a 为铜制量热杆加热功率Q与温差ΔT的拟合曲线,图4b 为铜制量热杆实验测试的热导率与NIST标准数据库中RRR=100 的铜的热导率的对比图。从图4b 中可以看出,铜制量热杆实验测试的热导率与NIST 标准数据库中的热导率吻合较好,在20—100 K 温区内,铜的热导率随温度升高而减小,根据傅里叶导热定律在相同的加热功率Q下,热导率λ减小,则量热杆温差ΔT增大,图4a 很好地反映这一点,理论分析与实验结果吻合。
图4c 为铝制量热杆加热功率Q与温差ΔT的拟合曲线,图4d 为铝制量热杆实验测试的热导率与文献[10]中Al3003-F 的热导率的对比图。实验用铝制量热杆的热导率与Al3003-F 的热导率吻合较好。从图4c 中可以看出,TC=60 K,TC=77 K,TC=100 K 3 条曲线基本重合。分析原因,在20—100 K温区内,铝的热导率随温度升高而增大,但量热杆温度从60 K升高到100 K 时,量热杆的热导率仅增大10 W/(m·K),增幅很小,同样根据傅里叶导热定律,量热杆温差ΔT变化幅度也很小,反应在图4c中则3 条曲线基本重合。
对比铜制量热杆和铝制量热杆,因为相同温度下铝比铜的热导率要小,所以,在相同的边界温度和加热功率下,铝制量热杆的温差比铜制量热杆的温差大。铜制量热杆上的最小温差只有0.27 K,而铝制量热杆上的最小温差为1.13 K,考虑到实验使用的PT100 铂电阻温度计的标准不确定度为0.1 K,为了减小测温误差,实验选用铝制量热杆进行隔热结构热性能测试。
4.2 3 组隔热结构热性能测试
图5 为相同实验及边界温度条件下,实验所测的3 组隔热结构的热流密度对比结果。实验环境条件为:系统真空度优于10-3Pa,冷边界温度TC=20 K,热边界温度TH=300 K。测试分析得3 组结构的热流密度分别为:1#结构3.123 W/m2,2#结构2.194 W/m2,3#结构2.266 W/m2。
图5 3 组隔热结构热流密度对比图Fig.5 Comparison of heat flux of three groups of thermal insulation structure
分析实验结果可得,2#结构和3#结构的热流密度相差不大,绝热效果相当,而1#材料的绝热效果较差。表明在高真空环境下,气凝胶或隔热泡沫对复合结构的绝热性能影响不大,MLI 或者VDMLI 起主要绝热作用,1#结构绝热效果较差的原因可能是多层材料较少。
4.3 变边界温度对结构热性能影响
系统真空度优于10-3Pa,首先在热边界温度TH=300 K 一定时,改变冷边界温度TC分别为20 K,40 K,60 K,77 K,100 K,分析冷边界温度改变时对1#结构热性能的影响。然后在冷边界温度TC=20 K 一定时,改变热边界温度TH分别为300 K 和350 K,分析热边界温度改变时对1#结构热性能的影响。用铝制量热杆实验测得1#结构的热流密度如表2 所示。
表2 1#结构变边界温度测试热流密度结果Table 2 Heat flux results of variable boundary temperature test of 1# structure
分析实验结果可得,热边界温度一定,冷边界温度由20 K 增大到100 K 时,通过隔热结构的热流密度略有减小;冷边界温度一定,热边界温度由300 K增大到350 K 时,通过隔热结构的热流密度急剧增大。也就是说,热边界温度变化引起的热流密度的变化幅度比冷边界温度变化引起的热流密度的变化幅度大。分析原因,在高真空环境下,气体导热可以忽略不计,固体导热和辐射传热起主要作用。在冷边界区域固体导热起主导作用,测试的复合隔热结构在冷边界区域隔热泡沫起主要隔热作用,冷边界温度增大导致泡沫热导率增大,泡沫两侧温差减小,但热流密度变化不大,而在热边界区域辐射传热起主导作用,根据辐射传热4 次方定律,热边界随温度升高呈4 次方规律增大,热流密度急剧增大。
隔热泡沫与MLI/VDMLI 的复合隔热结构是低温推进剂长期在轨贮存的有效被动热防护手段之一。本研究设计搭建一套同心圆筒形干式量热器对3 组不同的隔热结构的热性能进行实验测试。得出以下结论:
(1)基于制冷机的同心圆筒形干式量热器避免了使用低温制冷剂实验的危险性和测量误差,边界温度可调,量热杆是进行实验测试的关键部件,需对其进行标定分析,本研究选择直径为30 mm,长度为210 mm 的铝制量热杆进行隔热结构热性能测试。
(2)实验测试的3 组隔热结构的热性能对比表明,在高真空环境下,气凝胶或隔热泡沫对复合结构的绝热性能影响不大,MLI 或者VDMLI 起主要绝热作用。
(3)对1#结构变边界温度测试结果表明,热边界温度一定,冷边界温度由20 K 增大到100 K 时,通过隔热结构的热流密度略有减小;冷边界温度一定,热边界温度由300 K 增大到350 K 时,通过隔热结构的热流密度急剧增大。
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