火箭燃料贮箱热力学排气系统控压性能仿真研究

2019-06-20

制冷学报 2019年3期

(1 西安交通大学能源与动力工程学院西安 710049；2 上海宇航系统工程研究所上海 201109)

低温推进剂如液氧、液氢等，因比冲高、推力大、无毒无污染等优点，已作为运载火箭推进剂得到应用，并将广泛应用于未来载人登月及远距离深空探测等大型空间任务，NASA将低温推进剂认为是未来深空探测的首选燃料[1]。但由于低温燃料沸点较低，受热易蒸发，在轨期间太阳辐射等空间热流会使其温度升高并气化，引起贮箱压力升高，当压力超过贮箱压力上限时，会使在轨运行产生危险。若不采取有效措施，贮箱内的低温推进剂会出现严重的热分层，使压力增长速率变大。因此，有必要对低温贮箱的压力控制进行深入研究。目前，NASA开发的热力学排气系统(thermodynamic venting system,TVS)技术对于实现低温推进剂的长期在轨储存具有明显优势及较好的应用前景[2]。

TVS最早出现于1967年[3]，在过去50年，TVS技术在模型构建、计算分析、数值模拟、实验等各方面均得到一定的发展。E.C.Cady[3-4]进行了低温推进剂在轨贮存及传输的理论分析与实验研究，并提出了贮箱设计概念。NASA搭建了用于进行热力学排气实验的多目标液氢实验平台，自1999年以来，在不同实验工况条件下对包括液氢[5-6]、液氧[7]、液氮[8]及液态甲烷[9]在内的实验工质进行研究。G.Grayson等[10]采用Flow-3D软件研究了低温贮箱的自增压过程及热力学排气降压过程。O.V.Kartuzova等[11]采用Euler-Lagrange方法对贮箱内部流体的喷射降压过程进行了预测。我国对控制贮箱压力的研究起步较晚，所做工作多为文献调研工作[12]、基于数值模拟的计算分析和优化[13]及少量的地面实验研究[14-15]，与国际先进水平仍有较大差距。因此，我国急需对TVS技术进行进一步的实验和理论创新拓展。

本文基于已有的喷雾棒型TVS地面实验，利用CFD数值仿真技术模拟TVS工作过程，得到TVS贮箱内的温度分布及压力变化，并对该模型在空间微重力下的可行性进行分析与验证。

1 TVS工作过程简介

图1所示为典型喷雾棒型TVS的结构[16-17]。喷雾棒型TVS一般包括循环泵、J-T节流阀、套管式换热器和喷雾棒4部分，具有重量轻、结构简单及效率高等优点。

图1 喷雾棒型TVS的结构Fig.1 The structure of spray bar TVS

图2所示为TVS工作过程的压焓图。TVS有两种主要工作模式：第一种为混合降压工作模式，第二种为混合降压与J-T节流阀同时作用的工作模式。贮箱在外部漏热等因素的影响下，流体温度和压力不断升高(1-1′)。取气枕压力pu为控制信号，并预设好压力上限pmax和压力下限pmin，将在这两个压力之间的压力范围称为控压带。通过判断pu、贮箱内液体对应饱和压力psat及控压带之间的关系来确定所采用的工作模式。当pu升至pmax，且psatpmin时，采用工作模式二，此时循环泵从贮箱底部抽取液体，部分液体通过J-T节流阀节流后成为低温低压的两相流体(3-4)，随后该两相流体与经循环泵后直接通到换热器中的主流流体进行热交换，主流流体的热量转移到两相流中(3-5)，两相流流体换热后由顶部的背压阀排出(4-6)。被降温的主流流体喷射到贮箱中使箱内气枕温度及压力降低。

图2 TVS工作过程压焓图Fig.2 The p-h figure of working process of TVS

2 CFD模型构建

2.1 几何模型

TVS技术对于未来深空探测意义重大，作为一项新的流体空间管理技术，在实际应用前需要开展充分的理论与实验研究。通常，需要经过如下几个阶段的技术攻关：理论分析—基于常温流体的验证实验—基于低温流体的地面实验—飞行搭载实验—实际应用。服务于我国的航天任务，近年我国在TVS领域的研究正处于地面实验验证可行性与掌握其运行规律阶段。笔者所在团队前期主要采用常温液体R123替代工质进行相应的实验研究[15]。采用R123为实验工质主要考虑在TVS工作压力范围内，R123的沸点接近室温，可以在室温环境下真实反映TVS工作时箱内发生的热质传递规律，降低系统对环境温度的敏感性。实验中，贮箱材料采用304不锈钢，厚度为4 mm。设定贮箱为内径800 mm、高800 mm的柱状贮箱，包括高度为400 mm的中间柱状部分及两端分别高为200 mm的椭球形封头。设置喷雾棒高度为700 mm，均布7个喷口，喷口大小为2 mm。在箱体底部设置流体出口。

2.2 网格划分

本文采用Fluent对TVS工作特性进行仿真计算。采用Gambit进行网格划分，因贮箱的物理模型为轴对称模型，故采用二维轴对称模型并划分网格。中部柱状段采用结构化网格，两端封头段采用三角形非结构化网格。为更好地观察喷射口处的流场，在每个喷射口处对网格进行适当加密，并在贮箱的边界层处进行适当加密。

2.3 CFD模型设置

2.3.1 压力控制模型

决定TVS工作模式的控制信号为气枕压力pu。TVS通过判断气枕压力、饱和压力与压力控制带之间的关系来确定所采用的工作模式。压力控制功能由自编写的解释型UDF实现。

压力控制流程如图3所示。

图3 压力控制流程Fig.3 Pressure control process

2.3.2 气液相变模型

在界面处的蒸发和冷凝被建模为能量方程中的源项，相变模型的源项包括液相质量源项、气相质量源项和混合模型能量源项。

对于一个系统，当其中有n相流体存在时，第q相的体积分数可以由如下方程确定：

(1)

2.3.3 初始条件及边界条件

初始条件与边界条件设置如表1所示。

表1 初始条件与边界条件Tab.1 Initial conditions and boundary conditions

3 地面工况仿真结果与分析

3.1 仿真结果

图4所示为地面工况下气枕的压降特性。由图4可知，当被降温的主流流体经由喷雾棒射流到贮箱箱内后，贮箱的气枕压力逐渐降低。当气枕压力由控压带上限200 kPa降至控压带下限190 kPa时，节流阀和循环泵均关闭，贮箱此时的热量来源为壁面的外部漏热。在12.7 s处贮箱压力因外部漏热效应而开始缓慢回升。可知在压力降低过程中，压力先以较大的降压速率降低，到6 s左右时压力以较小的降压速率降低，直到降至压力下限。这是因为在6 s前，气枕温度较高，与喷射进来的低温流体温差较大，因而换热效果更好，气枕区的温度、压力以较大速率降低；6 s后，气枕区温度已较之前降低，与喷射进贮箱的低温流体温差相对更小，因此换热效果不如6 s前的阶段。

图5所示为CFD数值模拟气枕压力与文献[15]中实验气枕压力的对比。开始节流制冷时，两者压力均开始迅速下降，当压力降至设定压力下限时，J-T节流阀停止作用，贮箱内的压力在外部漏热作用下逐渐上升。由图5可知，数值仿真得到的压力变化规律与地面实验得到的压力变化规律基本符合，进一步证实了该CFD模型模拟TVS节流制冷的可行性。地面实验达到压力下限所需时间比数值模拟更长。预测值与实验结果定量上的差异由贮箱结构、工况条件的不同所致，实验工况具体参数详见文献[15]。

图4 地面工况下气枕压力随时间的变化Fig.4 Ullage pressure changes with time at normal gravity

图5 数值模拟气枕压力与实验气枕压力的对比Fig.5 Comparison of the ullage pressure change between simulation and experiment

图6 贮箱内部初始及5 s后温度场云图Fig.6 Temperature field contour inside the tank of initial condition and after 5 seconds

为观察TVS喷射降压时的流场特性，取第5 s时的温度分布进行分析。图6所示为计算5 s后贮箱内部温度场与初始温度场对比云图。与初始气相温度325 K及液相温度320 K相比，可以看出随着319 K的低温流体喷射进入，气枕温度整体被降低，温度降低是引起压力下降的关键因素。此时温度范围为319～329 K，与低温流体接触越近的区域，温度降低越快。在气相区，形成两个低温区，这是因为贮箱内的流体同时受到由低温流体带来的冷量和与流体接触壁面漏热的影响，在紧靠壁面的气枕处形成了自然对流。

3.2 影响因素分析

3.2.1 液体初始充灌率

图7所示为不同液体初始充灌率下TVS贮箱内气枕压力随时间的变化。由图7可知，10 s后，充灌率为30%工况的气枕压力降至196.5 kPa，充灌率为50%工况的气枕压力降至190.4 kPa。充灌率较高时，TVS贮箱内压力降低速率比充灌率低的工况快。这是因为当贮箱内充灌率较高时，气枕区域的容积较小，气枕总体具有的热量也较少，当低温流体被喷入气枕区后，气枕更易被冷却。因此，随着液体初始充灌率的升高，气枕压力的降低速率越快。

图7 不同初始充灌率下气枕压力随时间的变化Fig.7 The ullage pressure danges with time at different initial filling rates

3.2.2 节流比

图8所示为不同节流比下TVS贮箱内气枕压力随时间的变化。由图8可知，贮箱内的压力均随喷入的低温低压流体与箱内高温流体的换热而降低，且压降规律相似。10 s后，节流比为10%工况的气枕压力降至196.7 kPa，节流比为15%工况的气枕压力降至192.2 kPa，节流比为20%工况的气枕压力降至190.4 kPa。节流比较高时，贮箱内的压力降低速率比节流比较低的工况快。这是因为当节流比较高时，通过J-T节流阀的流体比例越大，在套管式换热器中换热更好，喷入贮箱的流体温度较低，与贮箱内高温流体的换热也越强烈，因此贮箱内的高温流体更易被冷却，气枕压力降低越快。

图8 不同节流比下气枕压力随时间的变化Fig.8 The ullage pressure changes with time at different throttling ratios

4 在轨工况仿真结果与分析

由于TVS系统最终将应用于深空探测中的低温推进剂长期储存，所以探讨其是否能在微重力下正常工作具有重要作用。

在轨工况的计算参数设置为：重力加速度为10-6g，g值取9.8 m/s2。充灌率为50%，节流比为20%，入口质量流量为0.8 kg/s。

图9 微重力及常重力工况下气枕压力随时间的变化Fig.9 The ullage pressure changes with time at microgravity and normal gravity conditions

图9所示为在轨工况下与常重力工况下贮箱内气枕气枕压力随时间的变化。由图9可知，贮箱的气枕压力在喷射入贮箱的低温低压流体的作用下逐渐降低。12 s后，微重力工况下的气枕压力降至195.4 kPa，常重力工况下的气枕压力降至190.2 kPa。因此，TVS在微重力工况下可起到压力控制的作用。在微重力工况下，气枕压力还未降至压力控制带的下限，所以还暂未出现节流阀停止工作的情况，压力仍在继续降低。此外，在相同时间内，在轨工况下的压降明显小于常重力工况，由此可得，TVS在微重力下的作用较常重力工况明显减弱。因此，在未来TVS的空间应用中，需要重新考虑其在微重力工况下的效果，并应进行进一步的模拟及实验以验证TVS在微重力下的降压特性。