馬 原，孫培杰，李 鵬，厲彥忠，王 磊

（1.西安交通大學能源與動力工程學院，西安 710049；2.上海宇航系統(tǒng)工程研究所，上海 201108）

0 引言

以液氫、液氧為代表的低溫推進劑以其高比沖、無毒無污染的性能優(yōu)勢成為未來空間任務的首選推進劑，然而低溫流體具有沸點低、極易蒸發(fā)、難以貯存等特點，在軌期間空間外熱流會造成箱內(nèi)流體的升溫氣化并伴有貯箱壓力的持續(xù)升高[1-2]。為了確保低溫推進劑較長時間在軌貯存，需采用各種被動、主動措施降低推進劑蒸發(fā)量與壓增速率，主動管理方案受到了研究人員的廣泛關(guān)注，包括流體混合攪拌破壞熱分層、空間制冷機引入、在軌排氣等[3]。

NASA于上世紀90年代開展了噴射混合攪拌控壓的地面實驗[8]與航天飛機搭載實驗[4-6]。其中，地面實驗采用液氫作為工作流體，搭載實驗采用R113為工作流體。實驗表明，通過噴射器的混合攪拌作用，貯箱壓力均有所降低。此外，熱力學排氣系統(tǒng)（TVS）集在軌排氣、冷量回收、流體混合技術(shù)于一體，從而可實現(xiàn)貯箱壓力的高效可控，被認為是效率最高的一種方案。為了驗證TVS在控壓領(lǐng)域的工作特性，NASA利用不同的實驗平臺開展了較充分的實驗研究，基本掌握了TVS的運行規(guī)律與工作性能[7-9]。法國學者Mer等[10]、上海交通大學陳忠燦等[11]、西安交通大學劉展等[12]也采用制冷劑替代低溫工質(zhì)，分別搭建了TVS性能實驗平臺并開展了實驗研究。同時，研究人員也試圖通過數(shù)值計算方法預示噴射攪拌與TVS的工作特性。Breisacher等[13]和Kartuzova等[14]分別采用CFD計算平臺Flow-3D、Fluent開展了微重力條件下常溫貯箱頂部噴射過程中氣液分布變化的數(shù)值仿真。Hastings等[7]針對TVS的工作特性構(gòu)建了一維理論計算模型來開展仿真預示，模型中著重考慮了TVS噴射來流與箱內(nèi)氣枕、壁面的熱質(zhì)傳遞作用。Kartuzova等[15-16]構(gòu)建了三維CFD模型，采用Euler-Lagrange方法將射流作為離散液滴處理，計算預示了常重力TVS工作過程。

目前有關(guān)噴射降壓技術(shù)的絕大部分實驗研究及相關(guān)計算分析均是基于地面常重力開展的，研究人員并未對微重力下低溫貯箱內(nèi)的特殊場分布及熱質(zhì)擴散規(guī)律開展系統(tǒng)性研究。因此，基于TVS噴射降壓技術(shù)，對在軌液氫貯箱內(nèi)過冷噴射降壓過程展開CFD仿真計算。對比分析了氣相區(qū)、液相區(qū)、氣-液區(qū)噴射對貯箱內(nèi)物理場分布的影響規(guī)律，并分析了噴射流量、流速、噴射區(qū)域等因素對貯箱壓力變化的影響，從微重力流動與換熱機理層面獲得了低溫貯箱在軌控壓的優(yōu)化思路。

1 研究對象及建模

1.1 計算對象

目標貯箱結(jié)構(gòu)中軸線放置直徑20 mm的圓柱形噴射棒。參考文獻[13-14]進行初步計算發(fā)現(xiàn)，零重力條件下，氣枕在多種弱力作用下將以球形狀態(tài)平衡于貯箱中心位置。因此將噴射裝置中間段設(shè)置為氣相噴射區(qū)，長500 mm，共10個噴射口。液相區(qū)噴射裝置分設(shè)于氣相噴射裝置兩側(cè)，每段長275 mm并開設(shè)6孔，兩段共開設(shè)12孔，保證氣、液相噴射口總面積基本相同，具體尺寸如圖1所示。為了平衡噴射流量，在貯箱底部設(shè)有液體排出口。

圖 1 貯箱結(jié)構(gòu)與噴射裝置示意圖Fig.1 Schematic diagram of tank structure and injection device

1.2 CFD模型

考慮結(jié)構(gòu)的對稱性，采用Gambit軟件以中軸線為基準建立二維軸對稱模型，全場采用結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，經(jīng)過無關(guān)性驗證計算，最終選取網(wǎng)格數(shù)26 722、網(wǎng)格質(zhì)量0.75的網(wǎng)格展開計算。采用雙精度Fluent求解器進行數(shù)值模擬，模型基本設(shè)置如表1所列，該模型已經(jīng)在文獻[14]中得到了常溫流體微重力實驗數(shù)據(jù)的驗證。

表1 CFD模型基本設(shè)置Table1 Settings of CFD model

初始時刻氣枕位于貯箱中心位置，預設(shè)初始充灌率為94%計算球形氣枕半徑約為373 mm。微重力環(huán)境下貯箱內(nèi)熱分層是由壁面向貯箱中心逐步發(fā)展，氣枕區(qū)周圍液體與氣枕處于相平衡狀態(tài)，而壁面附近液體可能因漏熱影響過熱并發(fā)生相變[17，21]。為了獲得噴射條件對貯箱流場與壓力場的直接影響，本次計算不激活相變模型以排除相變過程可能引起的變化，貯箱壓力僅由不同噴射過程引起的氣液相間對流換熱過程決定。初始時刻氣液相處于相平衡狀態(tài)，溫度均為初始壓力對應的飽和溫度26.56 K。

2 微重力噴射降壓過程數(shù)值計算分析

2.1 氣相區(qū)噴射過程模擬結(jié)果

低溫流體通過氣枕區(qū)噴口全部噴射進入氣相區(qū)域?qū)A箱壓力進行調(diào)節(jié)，分別計算40%開孔率（10噴射口工作）和20%開孔率（5噴射口工作）下，噴射總流量分別為0.05 kg/s、0.1 kg/s和0.2 kg/s（總流量平均分配至各噴射口）的6組工況。圖2給出了3組典型工況下，貯箱內(nèi)相分布和溫度場分布的變化情況。

圖2 氣相區(qū)噴射下貯箱內(nèi)相分布（左半側(cè)）和溫度場分布（右半側(cè)）云圖Fig.2 Graphic contours of phase distribution（left half of the tank）and temperature field（right half of the tank）during gas region injection process

40%開孔率-0.05 kg/s工況下，最高速度約為0.06 m/s，出現(xiàn)在噴射口處。由于入射流體速度較小不足以在氣枕區(qū)形成射流，且冷流體無法同地面工況一樣在重力作用下脫離噴口，因而在噴射口附近聚集成液團并在表面張力作用下呈球形增長。初始時刻的球形氣枕逐漸被擠壓成空心球殼狀，環(huán)繞在噴射液團外。從溫度場來看，噴射液團對整場的溫度影響不大，中心液團處于20 K左右低溫狀態(tài)，外圍液體區(qū)域仍處于26 K高溫區(qū)，環(huán)球形氣枕在對流換熱的作用下形成了較為均勻的溫度梯度。40%開孔率-0.1 kg/s和20%開孔率-0.05 kg/s工況下，最高速度約為0.11 m/s，射流速度仍不足以引起強烈擾動，發(fā)展規(guī)律相似。

40%開孔率-0.2 kg/s和20%開孔率-0.1 kg/s工況下，全場最大速度約為0.22 m/s，可以在氣枕區(qū)形成射流并引起較為明顯的擾動。然而，微重力下各作用力相對微弱，流體運動呈現(xiàn)出了較大的不確定性，噴射液體在氣枕區(qū)域內(nèi)又聚合形成不規(guī)則的多個液團，噴射口也可能被液相區(qū)部分覆蓋，形成較為不規(guī)則的分布狀態(tài)。

20%開孔率-0.2 kg/s的工況下，最大速度約為0.45 m/s，射流對于整場的擾動最劇烈，氣液界面在射流沖擊下已無法維持球形狀態(tài)。氣枕在射流擾動下可能發(fā)生撕裂、破碎和聚合等過程，最終氣枕主體區(qū)在射流裹挾作用下脫離噴射口，并在噴射口附近區(qū)域形成多個撕裂的小氣團。

從溫度場分布來看，低溫噴射流體的主要影響區(qū)域集中于貯箱中心部分。隨著流量的增大，流體射入冷量增加，相同時刻的低溫區(qū)擴散范圍更廣。相同流量下，開孔率越小，射流速度越大，射流與氣枕或熱流體的換熱強度越大，降溫作用更加明顯。

壓力變化曲線主要呈現(xiàn)兩種變化規(guī)律。當噴射速度較小時，如40%開孔率-0.05 kg/s、40%開孔率-0.1 kg/s和20%開孔率-0.05 kg/s三條曲線，由于入射流體無法形成射流，只能以液團形式與氣枕進行換熱，換熱強度較小，貯箱壓力均呈現(xiàn)出平滑下降的趨勢。同時，換熱強度會隨著液團的增大而減弱，導致壓降速度逐漸變小。此外，流量越大或開孔率越小時，噴射速度越大，換熱強度越大，貯箱壓力越低，如圖3所示。

其余三條曲線則呈現(xiàn)出了壓力先迅速下降，后有所回升后再緩慢下降的變化特點。當噴射速度達到0.2 m/s左右時，入射流體可以在氣枕區(qū)形成射流，不僅速度更大，而且換熱面積明顯增大，射流與氣枕間的對流換熱作用明顯加強，因而初期貯箱壓力出現(xiàn)了顯著下降。對比三條曲線發(fā)現(xiàn)，噴射速度的顯著增加并不會引起該階段壓力下降速度的明顯提升。也就是噴射速度增大至能夠形成射流后，再進一步增大噴射速度并不能持續(xù)顯著改善壓降特性。隨后，由于微重力下氣液運動的相對隨機，噴射口可能部分或全部被液相再次覆蓋，使得冷射流對氣枕的冷卻作用衰減，氣枕可能再次接觸到大量熱流體從而出現(xiàn)回溫升壓的現(xiàn)象。換熱基本平衡后由于冷量的持續(xù)攝入，壓力又開始緩慢下降。當噴射速度進一步增大，高速射流可能會撕裂氣枕，使噴射口迅速再次被液體包裹，壓力回升明顯，可能導致冷射流的降壓作用惡化。

圖3 不同條件下貯箱壓力變化情況（氣相區(qū)噴射）曲線Fig.3 Tank pressure responses under different conditions（gas region injection）

2.2 液相區(qū)噴射過程模擬結(jié)果

僅開啟液相區(qū)噴口，共計算了40%開孔率（12噴射口全部工作）和20%開孔率（6噴射口工作）下，噴射總流量分別為0.05 kg/s、0.1 kg/s和0.2 kg/s的6組工況，分別給出了3組典型工況下，貯箱內(nèi)相分布和溫度場分布的變化情況。發(fā)現(xiàn)液相區(qū)噴射與氣相區(qū)噴射得到的物理場分布差異顯著。低流量下，液相區(qū)的噴射并未對整場相分布產(chǎn)生明顯擾動，氣枕始終呈球狀位于貯箱中心，并在殘余重力的影響下緩慢地向上運動。隨著噴射流量和噴射速度的提高，噴射對流場的擾動作用逐漸明顯，上下兩側(cè)的擾動驅(qū)使氣枕變形為梭形。若噴射流量和流速進一步增加，氣枕變形加劇，梭形氣枕上下兩端將與液相區(qū)噴射口接觸，并在強射流中被撕裂成多個氣團，雜亂分布于貯箱中，如圖4所示。

從溫度場來看，最低溫出現(xiàn)在噴射口附近的冷流體區(qū)，隨著時間的推移，低溫射流對液相區(qū)的溫度擾動逐漸擴大。低流量下，氣枕區(qū)未接觸冷射流，溫度始終與周圍熱流體保持在26.6 K的高溫。高流量下，當氣枕與液相噴口直接接觸后，低溫射流對氣枕區(qū)同樣產(chǎn)生了降溫的影響，如圖4（b）和（c）200 s云圖，氣枕區(qū)對應的溫度不再保持26.6 K的高溫，而是產(chǎn)生了明顯的溫降，且射流的低溫影 響已經(jīng)擴散至貯箱壁面處。

圖4 液相區(qū)噴射下貯箱內(nèi)相分布（左半側(cè)）和溫度場分布（右半側(cè)）云圖Fig.4 Graphic contours of phase distribution（left half of the tank）and temperature field（right half of the tank）during liquid region injection process

圖5 給出了6組工況下貯箱壓力的變化情況，主要呈現(xiàn)出三種變化趨勢。低流量流速時，貯箱壓力在很長時間內(nèi)維持不變，后期有微弱下降，如40%開孔率-0.05 kg/s、40%開孔率-0.1 kg/s和20%開孔率-0.05 kg/s三個工況。這主要是因為，噴射射流擾動很小，氣枕一直保持球狀并被熱流體所包裹，幾乎不發(fā)生換熱，溫度和壓力不變。后期，氣枕在殘余重力的作用下向上運動后與液相區(qū)噴口接觸時，受到少量低溫射流的冷卻，壓力開始出現(xiàn)下降。當噴射速度增大至0.2 m/s左右時，入射流體可以引起氣枕區(qū)的形變與位移，氣枕可以在較短時間內(nèi)與噴射口接觸并與冷射流進行對流換熱而被冷卻，引起貯箱壓力明顯下降，如20%開孔率-0.1 kg/s和40%開孔率-0.2 kg/s工況，相比之下流量更大的40%開孔率-0.2 kg/s工況的壓降更加明顯。

當流量流速繼續(xù)增大，貯箱壓力呈現(xiàn)出波動式下降的特點。氣枕在強射流擾動下發(fā)生明顯變形并很快接觸到噴射口冷射流，產(chǎn)生明顯的降溫降壓。隨后氣枕迅速被高速射流撕裂，分布具有不確定性，可能交替接觸高溫流體與低溫射流從而引起壓力波動。同時，由于冷量的持續(xù)攝入，氣枕整體呈現(xiàn)降溫降壓的趨勢，所以貯箱壓力呈現(xiàn)出波動式下降的特點。

圖5 不同條件下貯箱壓力變化情況（液相區(qū)噴射）曲線Fig.5 Tank pressure responses under different conditions（liquid region injection）

2.3 氣-液相區(qū)同時噴射過程模擬結(jié)果

計算了40%開孔率（10氣相噴口+12液相區(qū)噴射口全部工作）和20%開孔率下，噴射總流量分別為0.1 kg/s、0.2 kg/s和0.4 kg/s的6組工況，低溫射流平均射入氣相區(qū)和液相區(qū)。圖6分別給出了2組典型工況下，貯箱內(nèi)相分布和溫度場分布的變化情況。

低流量流速時，射流對氣相區(qū)與液相區(qū)的擾動相對獨立，相和溫度場分布幾乎與單獨氣、液相區(qū)噴射的疊加相同，40%開孔率-0.1 kg/s工況可以認為是圖2、圖4中40%開孔率-0.05 kg/s氣、液相區(qū)噴射云圖的疊加。同樣的，40%開孔率-0.1 kg/s、40%開孔率-0.2 kg/s和20%開孔率-0.1 kg/s氣-液相區(qū)噴射也具有這種疊加性。貯箱內(nèi)各物理場的分布規(guī)律也可以單獨分解，2.1和2.2節(jié)已給出氣相區(qū)和液相區(qū)噴射過程物理場分布規(guī)律的詳細闡述，在此不做贅述。

圖6 氣-液相區(qū)噴射下貯箱內(nèi)相分布（左半側(cè)）和溫度場分布（右半側(cè)）云圖Fig.6 Graphic contours of phase distribution（left half of the tank）and temperature field（right half of the tank）during gas-liquid region injection process

當流量流速進一步增加，如圖6中20%開孔率-0.4 kg/s的云圖分布，與圖2、圖4中20%開孔率-0.2 kg/s氣、液相區(qū)噴射云圖的疊加并不相同，氣-液區(qū)共同噴射將不再是單獨區(qū)域噴射過程的簡單疊加。這是由于較高的噴射速度下，氣、液相區(qū)的噴射不僅對噴射口附近區(qū)域的流體產(chǎn)生影響，還能夠?qū)A箱內(nèi)較大范圍產(chǎn)生綜合的擾動作用。氣相區(qū)噴射引起的氣枕區(qū)變化能夠間接影響液相區(qū)的物理場分布特性，同樣液相區(qū)的噴射也能夠同時影響氣枕的運動與換熱，這樣的相互作用將綜合決定貯箱內(nèi)部的物理場變化特性，從而與單相區(qū)噴射過程產(chǎn)生了差異。但同樣的，共同噴射也呈現(xiàn)出了高流量流速下，降溫影響范圍更大的規(guī)律。

當流量流速較小時，入射流體只能以液團形式與氣枕進行換熱，換熱強度相對較低，貯箱壓力均呈現(xiàn)平滑下降的趨勢。隨著流量流速增加，入射流體可以在氣枕區(qū)形成射流，與氣枕間的對流換熱作用明顯加強，隨后噴射口可能部分或全部再次被液體包裹，壓力呈現(xiàn)先迅速下降-回升-緩慢下降的變化過程。當噴射速度進一步增大，高速射流在迅速冷卻氣枕的同時可能將氣枕撕裂，使氣枕與初始熱流體或冷射流的接觸相對隨機，從而引起壓力呈現(xiàn)波動式下降的特點，如圖7所示。

圖7 不同條件下貯箱壓力變化情況（氣-液相區(qū)噴射）曲線Fig.7 Tank pressure responses under different conditions（gas-liquid region injection）

3 微重力不同區(qū)域噴射降壓性能對比分析

前面已經(jīng)針對每種區(qū)域噴射方法計算分析了不同開孔率、噴射流量和噴射流速下貯箱物理場分布和壓力變化規(guī)律?，F(xiàn)主要對比分析一定工況下不同區(qū)域噴射方法之間的壓力控制性能。

3.1 相同開孔率和噴射流速

在開孔率和流速相同的條件下，氣-液區(qū)噴射流量是氣、液相單獨噴射的總和。低流量時，對比圖8所示三種噴射方式的降壓特性發(fā)現(xiàn)，氣-液相區(qū)噴射的壓力曲線幾乎與單獨氣相區(qū)噴射的壓力變化相同。這主要是因為，貯箱壓力只有在氣枕區(qū)受到熱影響時才會發(fā)生變化，而在前面的分析中已經(jīng)指出，低流量下，液相區(qū)噴射射流幾乎無法對氣枕區(qū)產(chǎn)生熱擾動。因此，在氣相區(qū)噴射條件相同時，氣-液相混合噴射時的壓力變化與氣相區(qū)噴射時的壓力變化十分接近。后期，隨著液相噴射降壓作用逐漸顯現(xiàn)，氣-液共同噴射疊加了這種降壓作用，逐漸呈現(xiàn)出優(yōu)于單獨氣相區(qū)噴射的降壓效果。

圖8 低流量時三種噴射方法下貯箱壓力變化情況曲線Fig.8 Tank pressure responses for three injection methods under low flux

大流量下，氣-液區(qū)噴射壓力曲線在前期與單獨氣相區(qū)噴射的壓力曲線基本重合，在此基礎(chǔ)上，繼承了單獨液相區(qū)噴射時的波動式下降特性，彌補了單獨氣相噴射時的壓力回升，總體呈現(xiàn)出明顯優(yōu)于單獨區(qū)域噴射的降壓效果，如圖9所示。

圖9 高噴射速度時三種噴射方法下貯箱壓力變化情況曲線Fig.9 Tank pressure responses for three injection methods under high flux

3.2 相同噴射流量與噴射速度

總開孔數(shù)相同時，噴射流量相同則噴射速度相同，此時單獨噴射的開孔率是氣-液噴射開孔率的兩倍。氣相區(qū)噴射和氣-液相區(qū)噴射的降壓特性明顯優(yōu)于液相區(qū)噴射，而氣-液相共同噴射的降壓特性進一步略勝于氣相區(qū)噴射方式的降壓特性。因此，在消耗噴射冷流體流量一定時，氣-液區(qū)共同噴射方式不僅能夠同時對氣相區(qū)和液相區(qū)進行擾動，形成更均勻的溫度場分布，也體現(xiàn)出了更佳的貯箱降壓特性，如圖10所示。

圖1 0 相同噴射流量與噴射速度時三種噴射方法下貯箱壓力變化情況曲線Fig.10 Tank pressure responses for three injection methods under same injection flux and velocity

4 結(jié)論

采用Fluent軟件在微重力條件下對液氫貯箱內(nèi)噴射降壓過程進行了二維數(shù)值模擬，分析并研究了噴射區(qū)域、噴射流量和噴射流速對貯箱內(nèi)溫度、壓力和相分布的影響情況。主要結(jié)論為：

（1）氣相區(qū)噴射入流液體在低流量流速下無法形成射流，在噴射口附近匯集成液團并不斷積累，降溫降壓作用較弱。當流速增大至可以形成射流后，會引起氣液相分布的明顯擾動，降溫降壓效果明顯增強。壓力控制性能整體隨開孔率減小和流量流速增大而提升，但流量流速過大會引起壓控性能惡化。

（2）液相區(qū)與氣相區(qū)噴射對物理場分布以及壓力變化的影響差異顯著。氣相區(qū)噴射始終能夠?qū)崿F(xiàn)貯箱降壓，而液相區(qū)小流量噴射時，冷射流無法接觸氣枕，從而無法產(chǎn)生壓降效果。相較而言，對氣枕直接噴射冷卻能夠獲得更有效的降壓效果。

（3）低流量流速時，噴射對于氣相區(qū)與液相區(qū)的擾動相對獨立，氣-液相噴射可以認為是氣相區(qū)噴射和液相區(qū)噴射的疊加，相與溫度場分布以及壓力變化均具有這種可疊加性。當流量流速足夠大時，噴射對于氣相區(qū)的擾動可能會影響液相運動與分布（反之液相噴射也對氣枕產(chǎn)生交互影響），氣-液相噴射不再具有簡單疊加性，但整體呈現(xiàn)出優(yōu)于單獨噴射的降壓降溫特性。

（4）不同噴射方式都會對氣枕的穩(wěn)定分布有所影響，當噴射無法直接對氣枕區(qū)進行冷卻時，貯箱的降壓效果會明顯衰弱。因此，實現(xiàn)微重力條件下的氣液分離與定位，從而保證噴射射流能夠始終對氣枕區(qū)進行準確降溫，是有效控制貯箱壓力的必要前提。