泄压条件下绝热多孔材料的水蒸发速率研究

王黎静，黄晨旭，傅 岚，邰全亲

0 引言

载人航天器气闸舱是航天员进行出舱活动的门户［1－5］，泄压是平衡气闸舱内外的压力，保证航天员及舱内设备的安全的重要手段之一［6］。在载人航天器气闸舱中，由于舱内绝热多孔材料吸湿的原因，泄压时多孔材料内水分蒸发对舱内压力的影响在低于2 kPa的低压阶段不可忽略［7］，会导致泄压时间这一出舱程序中的重要参数延长。而水蒸发率数值的大小将决定其对气闸舱泄压时间的影响程度，水蒸发率越大，对气闸舱泄压时间影响越大。

以“蒸发、多孔材料、泄压、低压”为关键词进行检索，以相关性排序的前50篇文献中，多孔材料蒸发研究16篇(32%)，低压下水蒸发研究9篇(18%)，多孔材料物理性质14篇(28%)，多孔材料应用及相关研究11篇(22%)。经过检索，未发现针对多孔材料泄压条件下水蒸发率的研究。目前针对多孔材料水蒸发的研究多见于建筑领域中多孔饰砖的蒸发以及土壤在气候条件下的蒸发规律［8－12］。张玉和孟庆林(2007)在针对多孔材料气候蒸发实验模型的研究中将吸水后的多孔材料置于可以模拟空气温度、太阳辐射、相对湿度和风速等室外因素的风洞中，使用风洞模拟室外一天内各参数的变化并通过测量多孔材料的质量变化来确定多孔材料气候条件下的蒸发规律［10］。从实验结果中可以看出，辐射照度对多孔饰砖的蒸发量影响较大，在无辐射的时间段，当相对湿度、温度和风速分别在20%，8℃和0．5 m/s的范围内变化时，对多孔饰砖的每小时蒸发量影响不大，多孔饰砖的每小时蒸发量维持在1 g左右。

在低压蒸发相关研究中，Kazemi(2017)针对低压下(1 kPa下)的水蒸发速率进行了研究，研究得出不同材料作为器皿时水的蒸发率随着压力变化的蒸发曲线［13］。实验结果表明在低压下(1 kPa下)水的蒸发率会随着压力的降低而升高，热导率低的蒸发器皿的水蒸发曲线相比热导率高的水蒸发曲线更加平缓。Kazemi(2017)指出这是由于蒸发器皿低热导率的蒸发器皿无法跟上水蒸发所需的能源需求，会限制蒸发率，从而减弱压力降低对水蒸发率的影响［13］。

在泄压条件下，气闸舱处于一个超临界泄压状态，舱内压力按照指数型规律进行变化［14］。泄压孔径相对于整个气闸舱极小，因此舱内风速可以视为0．泄压过程中温度和相对湿度变化不大［15］。根据张玉和孟庆林(2007)在无辐射阶段对湿度、温度和风速的小幅变化对多孔饰砖的每小时蒸发量影响不大的研究结果，气闸舱泄压过程中多孔材料水的蒸发速率受到湿度、温度和风速的影响很小［10］。鉴于气闸舱内铺设的多孔材料为绝热多孔材料，根据Kazemi(2017)低热导率的蒸发器皿限制蒸发速率的研究结果，绝热多孔材料将极大的限制水的蒸发速率，因此在低压阶段绝热多孔材料水的蒸发速率受到压力变化的影响很小。可以推出在泄压条件下，绝热多孔材料在低压下的水蒸发率应为一个定值。

文中设计实验研究了泄压条件和定压条件下的绝热多孔材料的水蒸发速率。实验参考目前气闸舱的地面试验方法搭建泄压环境［16－21］，将试验舱分为主副舱，通过将主舱抽真空，副舱向主舱泄压来模拟超临界泄压状态。同时，为了与泄压工况进行对比，实验还进行了不同定压下的绝热多孔材料的蒸发实验。定压工况各压力间隔设置为10 kPa，低压状态设置为2 kPa到0 kPa的中点1 kPa．通过测量放置于舱内的吸水多孔材料的质量，实验获得了不同工况下多孔材料的蒸发规律，得到了泄压条件下绝热多孔材料的水蒸发速率值。

1 多孔材料蒸发试验

1.1 试验装置

实验采用目前泄压地面试验常用的试验方法进行实验，试验舱由主舱和副舱组成，主舱内压力可在101～0．667 kPa范围内调节，增减压速率均可调，极限压力为0．067 kPa，压力控制精度为0.34 kPa，压力测量精度为 0．01 kPa．

试验中，构建如图1所示小型测量系统(以将电子秤置于副舱为例)。

图1 试验装置Fig．1 Experimental installation

图1 中，在主舱和副舱连接的管道处放置一个挡板，挡板上有2个直径6．5 mm的孔，可通过控制管道中阀门的开闭来控制挡板是否联通主副舱;主舱和副舱的压力通过MKS压力传感器测量，测量精度为0．01 kPa，副舱的压力传感器安装在舱顶，主舱的压力传感器安装在舱后侧;电子天平型号为梅特勒托利多公司的PL－2002，置于舱内，用于测量绝热材料重量;绝热材料面积为1 940．81 cm2(46．1 cm ×42．1 cm)，绝热材料通过胶粘置于塑料板上，试验时使绝热材料自然吸水，将绝热材料及附着的塑料板置于电子天平上;同时舱内布置Pt100铂电阻，测量精度为1℃，用于测量舱内温度;电子天平通过RS232C接口与计算机端连接，计算机端运行的数据通讯处理程序读取、处理、记录、存储天平重量数据;铂电阻测量的温度值通过昆仑海岸公司开发的调理电路和数据采集测试软件进行记录存储，对采集的数据处理后每分钟记录一次。所有测量信号通过穿舱法兰于舱外记录。

为了消除干扰，提高测量准确性，数据通讯处理程序每分钟读取60个数据，对读取的数据进行去极值、平均处理，提取1个数据作为记录，可消除干扰对实验数据准确性的影响。

1.2 试验工况

试验按照以下2个工况进行

工况Ⅰ:绝热材料稳态条件下干燥速率测定。将吸水绝热材料放置在主舱，分别在常压90，80，70，60，50，40，30，20，10 和 1．0 kPa 这几个压力点维持舱压10 min．记录主舱压力、温度、湿度和吸水绝热材料重量，降压速率不高于3 kPa/min．

工况Ⅱ:绝热材料泄压条件下的干燥速率测定。将吸水绝热材料放置在副舱，将主舱舱压由常压抽至真空(1 kPa以下)，然后使主副舱通过挡板联通，以模拟副舱通过2个6．5 mm的孔向主舱泄压过程，在泄压过程中保证主舱和副舱的压力比小于0．528，即保证泄压为超临界流动。泄压过程中记录副舱压力、副舱温度和吸水绝热材料重量。

为了保证实验结果可信、准确，每种工况试验重复3次。

2 试验数据

2.1 定压工况

定压工况下实验数据如图所示，其中图2为定压工况压力曲线，图3为定压工况蒸发曲线，图4为定压工况温度曲线，图5为定压工况湿度曲线。

图2 定压工况压力曲线Fig．2 Pressure curve under constant pressure condition

从图2可以看出，第三次实验在低压时泄压速率超过了3 kPa，不符合实验工况设计，因此在后续分析中只分析前两次实验。

在压力较高时，多孔材料重量与时间具备较高的线性相关关系，在10 kPa之前，利用线性回归模型W=mWτ+b对每次试验中的时间与吸水绝热材料质量进行线性回归。

在模型中，W为吸水绝热材料质量，g;mW为线性回归得到的系数，在此即为水蒸发率，g/(min·m2);τ为时间，min;b为线性回归得到的系数。

经过线性回归，得到2次试验高压区段的水蒸发率为0．863 和0．873 g/(min·m2)，平均数值为0．870 g/(min·m2)，判定系数 R2分别为 0．995 6和0．988 4，2次判定系数均大于0．95，说明在定压工况下，高压区段水蒸发率可视为定值。

图3 定压工况蒸发曲线Fig．3 Evaporation curve under constant pressure condition

图4 定压工况温度曲线Fig．4 Temperature curve under constant pressure condition

图5 定压工况湿度曲线Fig．5 Humidity curve under constant pressure condition

在压力从10 kPa降至1 kPa的过程中，2次试验的蒸发曲线均出现了拐点。对2次试验1 kPa压力下时间与吸水绝热材料质量进行线性回归，得到2次试验1 kPa时水蒸发率分别为2．110和2．172 g/(min·m2)，平均数值为 2．141 g/(min·m2)，判定系数 R2分别为0．996 0 和0．997 3，2 次判定系数均大于0．95，说明在定压工况下，低压(1 kPa)区段水蒸发率可视为定值。

2.2 泄压工况

泄压工况下实验数据如图所示，其中图6为泄压工况压力曲线，图7为泄压工况蒸发曲线，图8为泄压工况温度曲线。

图6 泄压工况压力曲线Fig．6 Pressure curve under pressure relief condition

图7 泄压工况蒸发曲线Fig．7 Evaporation curve under pressure relief condition

图8 泄压工况温度曲线Fig．8 Temperature curve under constant pressure condition

从图7可以看出，在泄压工况下时，多孔材料重量与时间具备较高的线性相关关系，对每次试验中的时间与吸水绝热材料质量进行线性回归，3次实验的水蒸发率分别为 2．184，2．215，2．115 g/(min·m2)，平均数值为 2．171 g/(min·m2)，判定系数 R2分别为 0．996 5，0．995 5，0．998 5．3 次判定系数大于0.95，说明在泄压工况下，水蒸发率可视为定值。

3 讨论

通过模拟超临界泄压过程和设定不同舱压对多孔材料在泄压条件和定压条件下的水蒸发进行了研究。经过分析，多孔材料水的蒸发速率在定压条件下高压区段(≥10 kPa)、1 kPa以及整个泄压条件下均为定值，其蒸发速率分别为0．870，2.141 和2．171 g/(min·m2)。

从图2和图3可以看出，定压工况下蒸发曲线出现拐点时均为10 kPa向1 kPa变化的过程中，拐点位置处于3 kPa左右。拐点两边蒸发速率分别为0．870 和 2．141 g/(min·m2)。在拐点前后舱内温度变化范围为25．5～27℃，湿度变化为6%～2%．根据张玉和孟庆林(2007)［10］的实验结果以及张以忱，黄英(2005)和Al-Shammiri M(2002)中关于蒸发速率的描述，本实验中的温度变化和湿度变化范围对蒸发速率影响不大。因此造成蒸发速率变化的原因是压力的变化。根据饱和水的热物理性质，在26℃左右的温度下，水的饱和蒸气压为3 kPa．因此，造成拐点的原因可能是由于压力过低，水向类似沸腾的状态转变。同时，Kazemi(2017)有关水在低压下蒸发的研究中指出，蒸发速率受到一种控制机制的影响，这种控制机制可能是界面的传热。当压力降低到一定程度时，压力造成控制机制的变化，使得界面能量传输加快，从而使蒸发速率加快［13］。

从实验结果来看，整个泄压过程中，无论是高压区段(10 kPa以上)还是低压区段(10 kPa以下)，蒸发速率均保持定值，整体蒸发速率平均值为2．171 g/(min·m2)，实验结果与 Kazemi(2017)的研究结果相吻合。泄压工况下的蒸发速率与定压工况1 kPa下的蒸发速率相差仅为1．4%，考虑到实验中的测量误差，可以认为泄压工况下的蒸发速率与定压工况1 kPa下的蒸发速率相同。根据前文对1 kPa压力下蒸发速率的分析以及泄压工况与1 kPa压力下蒸发速率相同这一现象，泄压工况与1 kPa压力下的定压工况应当处于一个相同的蒸发机制，即超临界泄压状态对水蒸发的影响应该和低压对水蒸发的影响相同。而由于多孔材料热导率极低，限制了水蒸发所需的能量传递，因此在蒸发速率上保持一个定值。

文中得出了气闸舱泄压条件下气闸舱内绝热多孔材料的水蒸发速率为2．171 g/(min·m2)，联系气闸舱内多孔材料的铺设面积，可以得出整个气闸舱内单位时间水的蒸发量。通过克拉伯龙方程可以得到水的蒸发对气闸舱内压力的影响。由于蒸发速率为一个定值，因此只需简单积分即可将蒸发速率考虑到泄压时间的计算公式中，即可计算出水蒸发对泄压时间的影响。

由于实验条件的限制，文中仅对目前气闸舱内铺设的绝热多孔材料在泄压工况下的一种压力变化进行了实验，并没有进行多种绝热多孔材料多种压力变化下的水蒸发率实验。但是根据之前的讨论，泄压条件下绝热多孔材料的水蒸发速率为定值，后续研究只需得出不同绝热材料不同压力变化规律下的水蒸发速率，即可获得基于一系列绝热材料和压力变化规律的水蒸发速率。

4 结论

文中研究了2种不同工况下吸水绝热材料水蒸发的速率。结果表明，在泄压工况下，泄压全过程中水的蒸发速率均为定值，为2．171 g/(min·m2)，与压力值等因素无关。在定压工况下，在10 kPa向1 kPa转变时会出现拐点，拐点两边的蒸发速率均为定值，分别为0．870和2．141 g/(min·m2)．实验结果可为研究水蒸发对气闸舱泄压时间的影响提供支持。后续实验研究应当针对不同材料，不同压力变化规律下水的蒸发速率值进行研究，得到基于一系列绝热材料和压力变化规律的水蒸发速率。

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