航空機載液氫儲罐絕熱性能及輕量化研究

陳紅，楊鑫磊，王曉月

北京航天動力研究所，北京 100076

隨著經濟的快速發展，航空產業占我國碳排放總量的比重越來越高，發展新能源航空是響應國家雙碳戰略要求、實現航空產業高效可持續發展的必然選擇[1]。傳統的化石燃料熱值較低，若想為飛機提供足夠動力，需要攜帶大量燃料，導致燃料儲罐容積及重量較大。而新一代高空長航時飛機的發展需要以高效清潔新能源動力的研究為依托[2]。電池總體的能量密度、電池重量和功率載荷對飛機的續航時間與航程有直接影響[3]，在保障動力充足的基礎上，減輕燃料存儲及供應系統重量，可有效延長續航里程。由于氫燃料具有高于傳統航空煤油三倍的能量密度，且可以通過電解等技術從可再生能源中制取[4]，因此氫燃料成為航空領域下一代最具吸引力的高效燃料。

然而，氫燃料在飛機上大量且安全的儲存具有諸多技術難點。目前，適于機載氫燃料儲存的方式主要有高壓氣態儲氫和液態儲氫兩種，而液氫相比于氫氣具有較低的壓力和較高的密度，可以大大提高其有效容積效率[5]，成為機載氫燃料儲存技術的研究重點之一。但與此同時，液氫極低的沸點導致其儲存相對困難。在低溫液氫的儲存技術研究方面，不僅需要克服超低溫到高溫溫區之間的保溫難題，使之具有較好的絕熱效果，還需要在保障儲罐承壓強度的基礎上，盡可能降低其重量，從而增加其燃料攜帶量，減小飛機的燃料消耗率，以此來提高飛機的續航能力?；诖?，需對航空機載液氫儲罐的絕熱結構進行絕熱及輕量化綜合研究，以保障液氫的高效長時間存儲。

從19 世紀后期到20 世紀30 年代，低溫領域普遍應用真空粉末絕熱方式，直到1951 年，P.Peterson[6]首次研制出高真空絕熱結構。至此，世界各國開始致力于對絕熱性能更好且質量更輕的絕熱結構進行探索，絕熱結構也進一步向高真空多層絕熱（MLI）方向發展。但該絕熱結構多應用于航天領域，因為在高真空環境下，金屬的高反射率能夠有效減弱熱輻射作用，進而收到良好的絕熱效果，所以在非真空環境中，該絕熱結構一般與真空夾套復合使用。而泡沫和氣凝膠等多孔絕熱材料一般在非真空環境中較為常用。

從1969 年開始，G.Cunnington[7]、G.E.Mc Intosh[8]和C.W.Keller[9]分別利用多層絕熱結構原理建立計算模型并對其進行簡化，最終得到簡化的傳熱熱流密度計算公式及總傳熱系數計算模型，為高性能絕熱結構的發展奠定了夯實的理論基礎。隨著對絕熱結構研究的深入，新型的變密度多層絕熱結構（VD-MLI）以及該結構與氣冷屏（VD-MLI/VCS）和泡沫（VD-MLI/SOFI）等其他絕熱形式的復合絕熱結構開始被挖掘，并針對VD-MLI 結構建立出逐層構造[10-11]和Lockheed[12]理論分析模型。2002 年，馬歇爾空間飛行中心（MSFC）采用變密度多層絕熱和泡沫塑料復合的絕熱結構[13]，研究了飛行器儲箱45天的在軌存儲期內的蒸發量，發現其蒸發量相比傳統堆積絕熱降低了58%。R.M.Sullivan等[14]對日蒸發率為7%的大型無人機用低溫液氫儲箱進行結構研究時，對噴涂泡沫絕熱結構、真空夾套絕熱結構、MLI+真空夾套絕熱結構、夾套氣凝膠絕熱結構以及真空夾套氣凝膠絕熱結構進行了輕量化分析，在上述絕熱結構中，真空夾套絕熱結構及MLI+真空夾套絕熱結構重量最輕。

國內對低溫儲箱新型絕熱結構的研究起步相對較晚，一些研究機構對SOFI/VD-MLI 開展了傳熱過程相關研究。目前，國內對VD-MLI 傳熱分析模型的研究與國外基本相同，在理論研究進行的同時也開展了關于絕熱結構性能驗證的試驗。其中，蘭州空間技術物理研究所的張安等[15]和李永春等[16]基于Lockheed模型對VD-MLI絕熱結構進行了理論分析，并通過試驗測試該絕熱結構的溫度分布。Zheng Jianpeng 等[17]將氣冷屏（VCS）分別引入MLI 和VDMLI 中，建立了熱力學模型，并進行試驗驗證，在VD-MLI和VCS 耦合優化后，熱通量比MLI 降低了83.10%，比VDMLI 降低了66.32%。研究表明，VCS 的引入，可以有效提高絕熱結構的絕熱性能。

綜上，目前國內外對低溫液氫儲罐絕熱結構的研究更多的是針對其絕熱性能方面，而針對特定的高空大氣環境，同時考慮絕熱性能和輕量化的研究相對較少。絕熱結構作為液氫儲罐的重要組成部分，其占重比高達40%左右，因此需進一步結合其重量進行綜合優化。在機載液氫儲罐的絕熱結構形式中，常用高真空雙膽儲罐結構，其中的新型變密度多層絕熱結構（VD-MLI）在厚度很薄時便具有良好的絕熱效果，但外膽的加入導致儲罐整體重量顯著增加。若是單壁儲罐結構，一般采用基于VCS 的SOFI/VCS 復合絕熱結構，此時可去掉外膽重量。其中，硬質聚氨酯泡沫（SOFI）在低溫大氣環境中具有較好的絕熱性能，VCS結構可對液氫冷量進行回收利用，進一步減小儲罐的漏熱，但所需泡沫層厚度相對變密度多層材料較厚，在兩者的輕量化方面有待進一步研究。因此，本文針對機載液氫儲罐的不同結構形式，對以上兩種絕熱結構展開絕熱及輕量化研究，探究兩種絕熱結構絕熱性能與重量的對應變化規律，為航空機載液氫儲罐絕熱結構及輕量化的方案設計提供理論依據，同時為液氫的高效長時間存儲技術發展奠定一定的基礎。

1 絕熱結構形式及計算模型

1.1 SOFI/VCS復合絕熱結構形式

相比于真空環境，在大氣環境中氣體導熱是主要傳熱方式。多孔絕熱材料由于具有微小的孔結構，空氣幾乎無法通過孔流動，從而極大地限制了大氣的對流換熱。與此同時，大量的微孔結構形成大量反射面和折射面，無限地增加了熱輻射傳輸路徑，可以有效減小熱輻射作用[18]。而具有較低密度的絕熱材料不僅可以有效減輕結構重量，還可以在一定程度上降低其自身的導熱損失。在低溫儲罐常用的多孔絕熱材料中，硬質聚氨酯泡沫的密度相對較低，且導熱系數較小，其結構如圖1所示。

圖1 硬質聚氨酯泡沫結構Fig.1 Structure of spray-on foam insulation

VCS 結構作為低溫儲罐中常用的冷量回收裝置，可同時適用于深空及大氣環境，通過吸收冷蒸汽的冷量來冷卻冷屏，從而達到減小儲罐總漏熱量的目的，且液氫蒸發量越大，其冷量回收效果越明顯。氣冷屏結構一般由薄鋁箔冷屏及通氣管道組成[19]，其中，冷屏結構采用盤管結構，管道為SUS304 不銹鋼，管道外包裹高導熱系數的薄鋁箔。SOFI/VCS復合絕熱結構如圖2所示。

圖2 儲罐SOFI/VCS復合絕熱結構Fig.2 SOFI/VCS composite adiabatic structure of storage tank

硬質聚氨酯泡沫絕熱材料和冷屏材料特性見表1[20]。其中，SOFI的密度及導熱系數的選取為目前國內工程制造中性能較好的。

表1 硬質聚氨酯泡沫及冷屏材料低溫特性Table 1 Low temperature characteristics of spray-on foam insulation

1.2 SOFI/VCS復合絕熱結構計算模型

在SOFI絕熱結構中，大量的微孔結構可以忽略其中的氣體與SOFI 中的對流傳熱與輻射換熱，因此通過SOFI 絕熱層的傳熱模式主要為SOFI 自身的固體導熱以及大氣導熱；通過SOFI 絕熱層的傳熱模式主要為SOFI 自身的固體導熱以及大氣導熱。

SOFI結構導熱熱流密度為[21]

式中，qSOFI,c為泡沫層導熱熱流密度；λSOFI為泡沫層導熱系數；bSOFI為泡沫層厚度；r1為不同泡沫層厚度處對應半徑。TH為環境溫度，TC為液氫溫度。

對于包裹在圓柱形低溫儲罐外的泡沫層來說，若其厚度較厚，則需采用傳熱學中通過圓筒壁的漏熱公式計算，此時，通過一定厚度SOFI的熱流密度在泡沫層中各個位置是變化的，但總熱通量恒定，通過儲罐直筒段的漏熱量為

式中，?SOFI,c為泡沫層直筒段導熱熱流量；l為儲罐直筒段長度。

大氣環境下通過SOFI的氣體導熱計算式為

式中，qgas為氣體通過SOFI的導熱熱流密度；λgas為氣體導熱系數。

此時通過低溫儲罐的總漏熱量為

式中，?SOFI為通過泡沫層總熱通量；A1為儲罐直筒段SOFI表面積；ASOFI為儲罐包裹一定厚度的SOFI表面積。

在以上計算基礎上，初步計算SOFI層厚度，對SOFI層厚度進行優化后，加入VCS結構，進一步優化SOFI層厚度，同時確定最優屏位及屏溫。為簡化計算，對氣冷屏結構作出如下簡化及假設[22]：（1）假設薄鋁箔翅板與不銹鋼管壁溫度一致，各部分之間無溫差，忽略該部分的接觸熱阻；（2）液氫蒸發后的蒸汽冷量與氣冷屏進行完全熱交換，即蒸汽冷量全部用于氣冷屏的冷卻；（3）氣冷屏材料的導熱系數恒定，液氫蒸發后物性參數及其與管道內壁之間的換熱系數不隨溫度和壓力改變，為常數。

此時，通過氣冷屏的傳熱方式主要包括熱傳導和熱對流兩種形式。其中，固體導熱包括不銹鋼管壁導熱以及其與徑管之間的導熱；熱對流主要考慮液氫蒸發后的氣體與不銹鋼管道內壁和徑管之間的對流換熱。冷屏結構傳熱過程及冷屏布置位置示意圖如圖3所示。

圖3 SOFI/VCS復合絕熱結構及冷屏位置示意圖Fig.3 SOFI/VCS composite adiabatic structure and the cold screen position diagram

外界的熱量Q1進入絕熱層后，經過氣冷屏后會被氣冷屏吸收一部分熱量Q2，最終剩下熱量Q3再經過SOFI 漏入儲罐內，三者關系如下[21]

其中，外界漏入氣冷屏的熱量為

式中，TVCS為氣冷屏溫度；ΔVCS為氣冷屏距內層SOFI外表面距離，即屏位；AˉO為氣冷屏以外絕熱層平均表面積；Alo為氣冷屏以外直筒段絕熱層表面積；λ1為頸管導熱系數；f1為頸管橫截面積；L1為頸管長度。

經過氣冷屏吸收的熱量為

式中，m為儲罐內單位時間低溫液氫蒸發量；cp為低溫氫氣定壓比熱容。

最終漏到儲罐內部的熱量為

式中，Ai為氣冷屏以內絕熱層平均表面積；Ali為氣冷屏以內直筒段絕熱層表面積。

綜上，建立SOFI/VCS 復合絕熱結構迭代計算優化模型，如圖4所示。

圖4 SOFI/VCS復合絕熱結構迭代計算模型Fig.4 Iterative calculation model of SOFI/VCS composite adiabatic structure

1.3 VD-MLI真空多層絕熱結構形式

高真空多層絕熱結構[23]主要由多個輻射屏和屏與屏之間的間隔物交替夾層組成。內膽和外膽之間為真空夾層，根據絕熱結構兩端溫度的不同，其對應的層密度和層數均不相同，將內外膽壁之間的溫區進行劃分，在不同溫區內分別得到最優層密度和層數。此時，該結構即為變密度（VDMLI）真空多層絕熱結構，其結構如圖5所示。本文中變密度多層絕熱材料低溫特性見表2[24]。

表2 VD-MLI多層絕熱結構材料物性參數Table 2 Physical property parameters of VD-MLI multilayer adiabatic structure materials

1.4 VD-MLI真空夾套絕熱結構計算模型

VD-MLI 真空多層絕熱結構中，由于高真空的環境狀態，氣體的導熱和對流換熱均可忽略不計。因此，在該絕熱結構中，傳熱方式主要為固體導熱和輻射換熱。其中，雙面鍍鋁聚酯薄膜相對于純鋁箔具有更小的導熱系數，因此輻射屏之間的導熱不可忽略，其導熱系數等效為聚酯薄膜的導熱系數。此時，固體導熱主要包括通過輻射屏的固體導熱和通過間隔物的固體導熱。而輻射換熱主要存在于間隔材料與其兩側輻射屏之間，也是不可忽略的傳熱。

本文采用Layer-by-Layer 模型[25]，即針對相鄰的兩層反射層建立的熱分析模型進行優化計算與分析。由于每層反射層的厚度很薄，可以將相鄰反射層之間的換熱近似為大型平板之間的換熱。該模型如圖6所示。

圖6 VD-MLI真空多層絕熱結構Layer-by-Layer模型Fig.6 Layer-by-Layer model of VD-MLI vacuum multilayer adiabatic structure

在真空狀態下，氣體傳熱均可忽略不計，此時每層總熱流計算如下

式中，qtot,i為通過相鄰絕熱層的總熱流密度；qrad,i為相鄰輻射層之間的輻射換熱熱流密度；qscond,i為間隔物之間的導熱熱流密度和雙面鍍鋁聚酯薄膜導熱熱流密度之和。其中，輻射換熱熱流密度為

式中，Ti+1和Ti為相鄰輻射層的溫度。

固體之間的導熱熱流密度為

式中，Kscond,i和KAlscond,i分別為間隔材料導熱系數和雙面鍍鋁聚酯薄膜導熱系數。

對于常用的滌綸間隔物，其熱導率通過以下經驗公式計算[26]

式中，ks1,i為滌綸的經驗導熱系數；C2為滌綸的經驗常數，一般取值0.016；f為滌綸的稀松程度，這里取值0.03；bsx為滌綸間隔物的厚度。

應用上述模型對其漏熱量計算優化后，對其重量進行計算，其整體密度計算公式[23]為

式中，Nrs為多層絕熱結構層數，這里一層是指一個輻射屏和一個間隔物的組合體；ρbulk為多層絕熱結構為Nrs層時的整體密度；ρs和ρr分別為間隔物材料的密度和輻射屏材料的密度；bs和br分別為間隔物的厚度和輻射屏的厚度；Δxrs為多層絕熱結構的厚度；WMLI為變密度多層絕熱結構的重量；Vbulk為多層絕熱結構所占的體積。

對VD-MLI 真空多層絕熱結構的絕熱性能進行優化，計算不同的層密度和層數時對應絕熱結構漏熱量。計算模型如圖7所示。

圖7 VD-MLI真空多層絕熱結構優化計算模型Fig.7 Optimization calculation model of VD-MLI vacuum multilayer adiabatic structure

對于創造真空夾層的儲罐外膽，由于外膽內部為真空狀態，需要承受外部環境壓力，此時圓筒外膽壁厚計算公式[27]為

式中，δout為外膽厚度；D1為外膽內直徑；?為穩定系數，此處?=3；Pout為外膽承受外壓，此處取高空階段環境壓力，為0.005MPa；L為儲罐外膽計算長度；E為外膽材料的彈性模型，其中鋁合金彈性模量為8×104MPa，不銹鋼彈性模量為1.58×105MPa。

計算得到的外膽厚度，需要驗證該厚度下承受的環境外壓是否小于等于外許用壓力，外許用壓力計算式為

式中，P為外許用壓力；B為計算數。

2 計算過程及結果分析

2.1 計算參數

應用于大氣環境高空機載低溫液氫儲罐的主要技術指標見表3，圓柱形液氫儲罐內膽采用長徑比為2 的橢圓形封頭。

表3 復合材料儲罐內膽結構尺寸Table 3 Structure size of composite tank liner

以液氫的日蒸發率為研究標準，由式（20）計算得到不同日蒸發率需求時，通過液氫儲罐的最大漏熱量標準見表4。其中通過儲罐的允許最大漏熱量主要包括通過儲罐徑管、支撐桿及絕熱結構三個方面

表4 不同日蒸發率對應的儲罐漏熱量Table 4 Corresponding to the daily evaporation rate of storage tank leakage heat

式中，Qmax為通過儲罐的最大漏熱量。

2.2 計算結果分析

2.2.1 SOFI/VCS復合絕熱結構

對于圓柱形低溫液氫儲罐，只有SOFI 絕熱層時，隨著SOFI 層厚度的增加，通過儲罐的熱流密度越小，但當SOFI厚度無限制地增大到一定程度時，會使儲罐的漏熱表面積無限增加，此時通過儲罐的總熱通量呈先減小后增大的趨勢。從計算結果圖8和圖9可知，僅采用SOFI層，通過絕熱結構能夠達到的最小漏熱量為453.5W，且厚度達2327mm。反觀SOFI 厚度與重量的變化關系，當SOFI 厚度超過500mm，重量已高達約800kg。因此，僅采用SOFI絕熱層無論是在絕熱效果還是在輕量化方面都不具優勢。

圖8 SOFI厚度—漏熱量關系Fig.8 SOFI thickness-heat leakage relationship

圖9 SOFI厚度—重量關系Fig.9 SOFI thickness-weight relationship

加入氣冷屏，計算不同SOFI厚度下儲罐的最小漏熱量及對應最優屏位，結果如圖10 所示。SOFI 厚度為0～1000mm，通過儲罐的最小漏熱量隨SOFI 厚度的增加逐漸減小，且減小趨勢趨于平緩，即當SOFI 厚度增加到一定值時，其絕熱效果不再有顯著的提升。

圖10 不同SOFI層厚度下的儲罐漏熱量及最優屏位Fig.10 Heat leakage and optimal screen position of storage tank under different SOFI thickness

在上述基礎上，給定VCS直徑，優化計算不同日蒸發率情況下所需的冷屏纏繞長度及重量如圖11和圖12所示。

圖11 VCS吸收熱量及長度Fig.11 Heat absorption and length of VCS

圖12 VCS重量及SOFI/VCS重量Fig.12 VCS weight and SOFI/VCS weight

由于SOFI/VCS絕熱結構中，SOFI重量占比較大，因此從圖12 中可以看出，SOFI/VCS 總重量隨著儲罐日蒸發率的增大逐漸減小。

2.2.2 VD-MLI真空夾套絕熱結構

本文機載液氫系統所處溫區范圍為20～328K，將其分為三個區域，進行低密度區、中密度區和高密度區的最優層密度計算。其中，低密度區溫度范圍為20～130K、中密度區溫度范圍為130～230K、高密度區溫度范圍為230～328K，計算結果如圖13所示。

圖13 VD-MLI層密度與熱流密度對應關系Fig.13 Corresponding relationship between VD-MLI layer density and heat flux

當其熱流密度變化率非常小，趨近于0時，說明層密度再繼續增大，通過絕熱結構的漏熱減小量將趨于平緩，繼續增大層密度只會事倍功半。經計算，低、中、高三區域最優層密度分別為8層/cm、14層/cm、20層/cm。

當VD-MLI 真空夾套絕熱結構的絕熱性能與SOFI/VCS 復合絕熱結構的絕熱性能基本一致時，不同日蒸發率下其對應的低、中、高密度區層數見表5。

表5 不同日蒸發率下低、中、高密度區層數Table 5 Layers of low/medium/high density area under different daily evaporation rates

在上述結果基礎上，計算得到不同日蒸發率下VDMLI絕熱層的厚度及重量如圖14所示。由圖14可知，日蒸發率越高，VD-MLI 絕熱層重量越小。當儲罐日蒸發率達20%時，VD-MLI厚度為3mm時即可滿足漏熱需求。

圖14 儲罐不同日蒸發率下MLI絕熱層厚度及重量Fig.14 Thickness and weight of MLI insulation layer at different daily evaporation rates

外膽在提供真空夾層時，由于其內部為真空狀態，而外界環境具有0.05Atm 的氣壓，因此外膽需要一定的厚度承受此外壓。利用式（17）～式（19）分別計算鋁合金外膽和不銹鋼外膽的厚度和重量，計算結果如圖15和圖16所示。絕熱層厚度一定時，鋁合金外膽所需厚度相比不銹鋼外膽厚度較厚，其中鋁合金外膽厚度均為4.6mm左右，不銹鋼外膽厚度均為3.5mm左右。由于不銹鋼的材料密度比鋁合金要大3倍左右，且兩者外膽厚度僅差1mm左右，所以不銹鋼外膽重量較大，可達鋁合金外膽重量的兩倍以上。綜上，外膽材料選用密度較低的鋁合金材料時重量更輕，且隨儲罐日蒸發率的增大，外膽重量逐漸減小。

圖15 鋁合金及不銹鋼外膽壁厚Fig.15 Aluminum alloy and stainless steel outer bladder wall thickness

圖16 鋁合金及不銹鋼外膽重量Fig.16 Aluminum alloy and stainless steel outer bladder weight

2.2.3 兩種絕熱結構輕量化對比分析

結合上述優化計算結果，綜合對比VD-MLI 真空夾套絕熱結構與SOFI/VCS 復合絕熱結構性能，如圖17 所示。在不同日蒸發率下，VD-MLI 真空夾套絕熱結構由于受金屬外膽重量影響較大，結構整體重量變化趨勢較小，同一日蒸發率條件下，采用鋁合金外膽更輕。而由于SOFI/VCS重量主要由SOFI 層決定，不同日蒸發率對SOFI 厚度需求差異較大，因此整體結構重量變化趨勢較大。

圖17 不同日蒸發率下MLI真空夾套與SOFI/VCS絕熱結構重量對比Fig.17 Weight comparison between MLI vacuum jacket and SOFI/VCS adiabatic structure at different daily evaporation rates

儲罐在不同日蒸發率條件下，當兩種絕熱結構的絕熱性能基本一致時，當儲罐日蒸發率≤6%時，VD-MLI真空夾套絕熱結構在輕量化方面更具優勢，此時適合采用雙膽儲罐結構；而當儲罐日蒸發率＞7%時，SOFI/VCS復合絕熱結構在輕量化方面更具優勢，此時儲罐采用單壁結構即可。

3 結論與展望

3.1 結論

針對機載液氫儲罐，對SOFI/VCS 及VD-MLI 真空夾套兩種絕熱結構展開絕熱及輕量化研究，探究兩種絕熱結構在不同日蒸發率情況下的重量變化規律，得到如下主要結論：

（1） 僅有SOFI 層時，隨SOFI 層厚度的增加，通過絕熱結構的總漏熱量呈先減小后增加的趨勢，而絕熱結構的重量逐漸增大，且增大趨勢接近線性。加入VCS 結構后，可顯著增強其絕熱效果，且儲罐日蒸發率越大，VCS吸收熱量越多，SOFI/VCS結構整體重量下降越顯著。

（2） 針對不同溫區，VD-MLI 多層絕熱結構具有不同的最優層密度，本文中VD-MLI 的低、中、高最優層密度分別為8層/cm、10層/cm和14層/cm。承受相同外壓時，鋁合金外膽厚度比不銹鋼外膽厚度厚，但由于厚度差距較小，鋁合金密度是不銹鋼密度的0.3倍左右，所以重量更輕。對于VD-MLI真空夾套絕熱結構，隨著儲罐日蒸發率的增大，絕熱結構整體重量在逐漸減小，但由于受外膽重量影響較大，減小趨勢并不明顯。

（3）當儲罐日蒸發率≤4%時，所需SOFI 層厚度高達650mm以上，重量高達1106.2kg以上，無論在輕量化還是空間占比方面均不具優勢，而此時的VD-MLI 真空夾套絕熱結構不僅厚度較薄，僅為35.8mm，重量也相對減輕50%，輕量化及空間占比更優；當儲罐日蒸發率增大到6%左右時，兩種絕熱結構的重量相差較小，SOFI/VCS復合絕熱結構僅比VD-MLI真空夾套絕熱結構重約50kg；而當儲罐的日蒸發率＞7%時，SOFI/VCS 復合絕熱結構在輕量化方面更具優勢，且不需要外膽，儲罐結構及制造工藝更簡單。

3.2 展望

為使液氫儲罐設計與飛機的總體設計相互聯系，在不同絕熱結構及日蒸發率條件下，液氫儲罐對應面密度如圖18所示。

圖18 不同絕熱結構的儲罐面密度與日蒸發率關系Fig.18 Relationship between surface density and daily evaporation rate of storage tanks with different insulation structures

目前，液化天然氣（LNG）儲罐的發展相對成熟，同時得到了廣泛應用。而新興的液氫儲罐設計技術以LNG 儲罐的設計技術為基礎，但由于液氫溫度相比LNG溫度低90℃以上，且氣化潛熱小50%，因此對液氫儲罐的保溫絕熱性能提出了更高的要求。與此同時，由于氫氣比甲烷更容易燃燒，且燃燒速度更快更劇烈，因此液氫儲罐的設計工藝安全性也與LNG 儲罐的設計有根本性的變化。而綜合儲罐輕量化設計原則，復合材料的耐低溫性需具有大幅提升。以上諸多區別都導致了液氫儲罐的加工制造成本較高，工藝成熟度相對較低。

綜上，為了提高液氫儲罐的安全及工藝成熟度，擴大液氫的應用領域，不僅需要對超低溫環境下儲罐內膽輕質材料的力學性能、材料介質兼容性、熱膨脹一致性等進行深入研究，以保障機載液氫儲罐的安全可靠性，同時對輕質低導熱系數的絕熱材料及儲罐絕熱結構形式的創新性研究也至關重要。