低溫推進劑重定位過程流動特性研究

劉 輝，黃 兵，王亞軍，朱平平，羅 盟

(1.北京宇航系統(tǒng)工程研究所，北京 100076；2.航天動力技術研究院，西安 710025)

1 引言

隨著航天技術的不斷發(fā)展，地球同步軌道(Geostationary Earth Orbit，GEO)入軌、載人登月及深空探測對低溫末級提出了多次起動及長時間滑行需求。低溫末級長時間滑行過程受到空間微重力環(huán)境的影響，導致推進劑在表面張力作用下沿貯箱壁面爬升，氣液摻混，漂浮不定，造成蒸氣排放及發(fā)動機再起動困難。因此，必須采取有效的推進劑管理措施實現(xiàn)氣液分離。

國外先進氫氧末級如半人馬座、H-IIA的第2級等均采用間歇沉底方案以減少推進劑消耗量，可將滑行時間延長至6 h以上；國內采用的三段連續(xù)式沉底方案極大地限制了滑行時間，亟需開展間歇沉底方案研究，提升運載火箭任務適應性。

間歇沉底方案的難點在于重定位過程研究，方法包括經(jīng)驗公式估算法、試驗研究以及數(shù)值仿真研究。經(jīng)驗公式的形式因工況條件的不同而多種多樣，存在嚴格的適用條件；微重力試驗的失重時間短且模型尺寸受限，限制了對重定位過程推進劑流動特性的研究。隨著計算機技術及計算流體力學的發(fā)展，數(shù)值仿真成為研究重定位過程流體行為特性的重要方法。

國內外通過數(shù)值仿真研究了微重力氣液界面生成、推進劑重定位過程及推力時序優(yōu)化設計。為研究土星五號上面級S-IVB關機時液氫的運動特性，F(xiàn)isher等利用Flow-3D開展了S-IVB縮比模型落塔試驗的仿真驗證，仿真結果與落塔試驗結果具有良好的一致性；鄧新宇等基于Flow-3D開展了二維重定位仿真，提出了重定位結束標準并研究了初始液面形態(tài)等因素對重定位過程的影響；劉禎等開展了重定位推力時序優(yōu)化設計，結果表明通過時序優(yōu)化可以加速重定位并減少推進劑消耗量。

傳統(tǒng)的仿真方法不能合理地預示氣泡逸出過程，重定位過程的推進劑流動特性有待進一步研究。本文以GEO入軌及載人登月為應用背景，基于Flow 3D提出一種以卷氣率預示氣泡逸出過程的三維CFD(Computational Fluid Dynamics)仿真方法，針對低溫末級開展重定位過程仿真研究，辨識初始液面形態(tài)、填充率及防晃擋板對重定位過程推進劑流動特性的作用規(guī)律。

2 計算模型

推進劑在微重力下的重定位過程是一個自由界面流動問題，可采用VOF(Volume of Fluid)方法進行界面追蹤與重構，采用連續(xù)表面張力CSF(Continue Surface Force)模型考慮微重力下表面張力的影響。

2.1 控制方程

對于不可壓流動，流體運動的連續(xù)方程、動量方程及容積比率方程分別為式(1)～式(3):

式中，為流體的運動速度，、、分別為流體壓強、密度、動力黏性系數(shù)，為重力加速度，為氣液界面表面張力，α為第相流體體積率，S為質量源項；ρ為第相流體密度。

在每個網(wǎng)格內，各相的體積率之和為1，如式(4)所示。

VOF模型的流體物性由每個控制體中各相組分決定，對于一個相系統(tǒng)，每個網(wǎng)格的平均密度與黏性系數(shù)為式(5):

對于氣液兩相系統(tǒng)，以L、V分別表示液相、氣相，由于＞10，可以僅考慮液相，即＝0，＝0。

2.2 連續(xù)表面張力CSF模型

CSF模型中，界面的法向量由界面處第相容積率α的梯度決定，相界面的曲率為界面單位法向量的散度，如式(6)所示。

對于兩相系統(tǒng)，利用體積力表示作用在相界面上的力在動量方程中增加的源項為式(7)。

式中，σ為表面張力系數(shù)。

3 仿真模型驗證

針對半人馬座液氫貯箱縮比模型落塔試驗開展重定位仿真，通過與試驗結果的對比分析驗證模型正確性。仿真工況的貯箱半徑為5.5 cm，工質為FC-78液體，加速度為0.5 m/s，填充率為70%。

重定位過程特征時間的仿真值與試驗測量值符合很好，誤差均在10%以內，如表1所示。

表1 仿真結果與試驗結果對比Table 1 Comparison of simulation and test results

仿真捕捉到了重定位過程所有特征流型，且與試驗結果具有一致性，證明了基于Flow 3D研究重定位過程仿真模型的正確性，如圖1所示。

圖1 試驗與仿真重定位過程對比Fig.1 Comparison of reorientation process between simulation and test

4 推進劑重定位過程流動特性研究

4.1 重定位結束標準

針對低溫末級開展液氫重定位仿真，貯箱直徑為3.35 m，滑行段初始填充率為50%，加速度為0.004 m/s；液氫的密度為69.743 kg/m，黏性系數(shù)為12.47μPa˙s，表面張力系數(shù)為1.171 mN/m，接觸角為0°。

本文提出的重定位結束標準為:以液體平均動能穩(wěn)定小于0.0002 J/kg為貯箱排氣重定位結束標準，此時推進劑在貯箱底部小幅晃動，避免液體推進劑排出貯箱；以距離貯箱后緣1.2 m高的監(jiān)測點卷氣率穩(wěn)定小于0.0002為發(fā)動機再起動重定位結束標準，此時貯箱底部不夾氣的推進劑能夠維持主發(fā)動機工作30 s以上，保證推進劑中的氣泡逸出。

4.2 初始液面形態(tài)對重定位過程的影響

實際飛行中重定位初始液面形態(tài)多種多樣，而落塔試驗通常僅能研究凹液面的重定位過程。因此，開展不同初始液面形態(tài)對重定位過程影響的仿真分析，促進間歇沉底方案研究。

仿真結果如表2所示，其中為貯箱排氣重定位時間，為發(fā)動機再起動重定位時間。由于零重力液面重定位開始時，大部分推進劑仍位于貯箱后底，其重定位時間小于其他3種推進劑全部位于貯箱頭部的工況。

表2 不同初始液面形態(tài)重定位仿真結果Table 2 Simulation results of different initial liquid-vapor configurations

凹液面重定位過程如圖2所示，重定位開始后，液體全部沿壁面流動形成液膜，并在橢球底頂部碰撞形成涌泉；涌泉追趕上氣液界面并到達箱頂，沿著箱壁進行再循環(huán)流動；涌泉變形將氣枕分上下兩部分，隨著液體回落，下部氣枕逐漸被完全包裹在液體中，破碎成小氣泡并逸出；涌泉回落導致液體晃動，此后液體晃動幅值不斷衰減并達到，但此時液體含有大量氣泡，不能進行發(fā)動機再起動；之后晃動幅值逐漸衰減，氣泡逐漸逸出并達到。

圖2 凹液面重定位過程Fig.2 Reorientation process of meniscus configuration

中心凸液面重定位過程如圖3所示，重定位過程中一部分流體沿箱壁流動形成液膜，另一部分流體沿中心線流動形成釘狀流，抑制了涌泉的產生及發(fā)展，重定位時間小于凹液面工況。

圖3 中心凸液面重定位過程Fig.3 Reorientation process of central convex meniscus configuration

斜液面重定位過程如圖4所示，重定位開始后液體沿著一側箱壁下落，之后越過箱底沿著另一側箱壁爬升并到達箱頂，由于液體沿著箱壁回落加劇了液體晃動，重定位時間大于中心凸液面工況。

圖4 斜液面重定位過程Fig.4 Reorientation process of inclined configuration

零重力液面重定位過程如圖5所示，由于重定位初始時刻大部分推進劑位于貯箱后底，重定位過程流體質心位移及動能小，涌泉無法到達箱頂，重定位時間小于初始時刻推進劑全部位于貯箱頂部的工況。

圖5 零重力液面重定位過程Fig.5 Reorientation process of zero-gravity configuration

不同初始液面形態(tài)的流體質心高度和平均動能如圖6和圖7所示。零重力液面由于重定位初始時刻大部分推進劑位于貯箱后底，重定位過程質心位移小，質心高度達到穩(wěn)定所需時間以及平均動能幅值明顯小于其他工況，達到的時間短。中心凸液面工況由于重定位過程中心釘狀流與涌泉運動方向相反，抑制了涌泉的產生和發(fā)展，沒有出現(xiàn)質心高度與平均動能回彈現(xiàn)象，且能量耗散大，平均動能幅值要遠小于凹液面與斜液面工況，達到的時間較短。凹液面和斜液面工況重定位過程流動基本不受其他流體阻礙，平均動能幅值大且變化趨勢基本一致，達到的時間相近；但由于凹液面工況存在大氣泡的破碎逸出過程，流動更加復雜，達到的時間更長。

圖6 不同初始液面形態(tài)重定位流體質心高度Fig.6 The height of center of mass in fluid reorientation with different initial liquid-vapor configurations

圖7 不同初始液面形態(tài)重定位平均動能Fig.7 The average kinetic energy of reorientation with different initial liquid-vapor configurations

不同初始液面形態(tài)液體卷氣率和平均氣泡直徑如圖8和圖9所示，監(jiān)測點卷氣分數(shù)如圖10所示。由于零重力液面重定位過程動能小，最大卷氣率遠小于其他工況，且氣泡開始逸出的時刻早，氣泡逸出過程平均氣泡直徑大，逸出速度快，達到的時間短。斜液面、凹液面及中心凸液面的卷氣率幅值隨著平均動能幅值的減小而減小，氣泡開始逸出時刻，由于質心高度穩(wěn)定時刻接近而相差不大；中心凸液面和斜液面工況氣泡逸出過程平均氣泡直徑與逸出速度相近，但中心凸液面工況卷氣率更小，達到的時間比斜液面工況短；而凹液面工況由于氣泡逸出過程平均氣泡直徑小，氣泡逸出速度慢，達到的時間長。

圖8 不同初始液面形態(tài)重定位液體卷氣率Fig.8 The entrained gas ratio in liquid reorientation with different initial liquid-vapor configurations

圖9 不同初始液面形態(tài)重定位平均氣泡直徑Fig.9 The average bubble diameter in liquid reorientation with different initial liquidvapor configurations

圖10 監(jiān)測點卷氣體積分數(shù)Fig.10 The entrained gas volume fraction at detection points

4.3 填充率對重定位過程的影響

落塔試驗表明不同填充率對重定位特征流型及重定位時間具有重要影響，因此開展不同填充率重定位仿真分析，促進間歇沉底方案研究。

不同填充率仿真結果如表3所示，填充率越大，重定位初始時刻流體質心距離箱底越近，液膜到達箱底的時間、形成涌泉的時間、涌泉追趕上氣液界面的時間也相應越短。對于涌泉到達箱頂?shù)臅r間，由于20%填充率流體質心距離箱底遠，70%填充率涌泉穿透氣液界面后流動受阻的距離長，涌泉到達箱頂?shù)臅r間長于50%填充率的工況。對于貯箱排氣時間及發(fā)動機再起動時間，需要根據(jù)重定位過程的流動特性、卷氣率以及氣泡逸出速率綜合確定。

表3 不同填充率仿真結果Table 3 The simulation results of different liquid fill levels

20%填充率重定位過程如圖11所示，與50%填充率(圖2)相比，由于液膜到達箱底之前，貯箱頂部就已經(jīng)清空了液體，沒有出現(xiàn)涌泉追趕上氣液界面的特征流型；由于涌泉回落過程中沒有將氣枕分為上下2個部分，也沒有大氣泡上升、變形、破碎和析出的過程；同時由于涌泉回落的流體與沿箱壁再循環(huán)的流體運動相互抵消，重定位末期液體晃動幅值小，動能衰減快，達到的時間短。

圖11 20%填充率重定位過程Fig.11 Reorientation process with 20%liquid fill level

70%填充率重定位過程如圖12所示，重定位過程與50%填充率相似，但由于填充率更大，因涌泉變形而產生的下部氣枕被完全包裹在液體中，并經(jīng)歷上升、變形、破碎以及逸出過程，流動更加復雜，動能衰減慢，達到的時間長。

圖12 70%填充率重定位過程Fig.12 Reorientation process with 70%liquid fill level

不同填充率下的流體質心高度和平均動能如圖13和圖14所示。填充率越小，重定位過程質心高度變化幅值與平均動能變化幅值越大，且由于涌泉體積占比越大，造成質心高度與平均動能的回彈幅值也越大。此外，填充率越小，重定位末期流動相對簡單，動能衰減快，更快地達到了；且平衡液面距離排氣口遠，允許更大的晃動幅值，更容易滿足貯箱排氣條件。

圖13 不同填充率重定位流體質心高度Fig.13 The height of center of mass in fluid reorientation with different fill levels

圖14 不同填充率重定位流體平均動能Fig.14 The average kinetic energy in fluid reorientation with different fill levels

不同填充率重定位過程液體卷氣率和平均氣泡直徑變化如圖15和圖16所示，監(jiān)測點卷氣分數(shù)如圖17所示。填充率越小，液膜撞擊箱底的速度越大，卷入的氣泡越多，卷氣率的上升速率及幅值也越大。與50%填充率相比，盡管20%填充率重定位過程液體卷氣率高，但平均氣泡直徑大，氣泡逸出速度快，達到的時間短；70%填充率重定位過程卷氣率小，平均氣泡直徑較大，氣泡逸出速度較快，達到的時間也較短。

圖15 不同填充率重定位液體卷氣率Fig.15 The entrained gas ratio of liquid of reorientation with different fill levels

圖16 不同填充率重定位液體平均氣泡直徑Fig.16 The average bubble diameter in fluid reorientation with different fill levels

圖17 監(jiān)測點卷氣體積分數(shù)Fig.17 The entrained gas volume fraction at detection points

4.4 防晃擋板對重定位過程的影響

實際飛行任務中，貯箱通常安裝防晃擋板以抑制晃動幅值。因此，在貯箱壁面固定兩擋板以研究防晃擋板對重定位過程的影響。2個環(huán)形擋板寬為0.15，厚為0.05，距離箱底分別為1.3和2.7，其中為貯箱半徑。防晃擋板影響的仿真結果如表4所示，有擋板工況重定位時間小于無擋板工況。

表4 防晃擋板影響的仿真結果Table 4 Simulation results of influence of baffles

有擋板工況重定位過程如圖18所示。重定位初始時刻，氣液界面邊緣距離下?lián)醢逵幸欢ň嚯x；重定位開始后，液膜邊緣沿貯箱壁面向下加速，與下?lián)醢迮鲎埠笙蛸A箱中心線流動，并在中心線碰撞形成液柱與涌泉，分別沿中心線的2個方向傳播；液柱與下底發(fā)生碰撞，繞過橢球底沿貯箱壁面向上流動，并與下?lián)醢灏l(fā)生碰撞，將氣枕包裹在液體中；涌泉向前底傳播并發(fā)生變形，涌泉前端越過上擋板但不能到達貯箱前底；之后涌泉回落，液體晃動并逐漸衰減至達到；最后氣泡逐漸逸出并達到。

圖18 有擋板重定位過程Fig.18 The reorientation process with baffles

有無擋板工況下的流體質心高度和平均動能如圖19和圖20所示。無擋板工況涌泉到達箱頂之前的質心高度變化以及質心達到基本穩(wěn)定的時間與有擋板工況相差不大；由于有擋板工況涌泉無法達到箱頂，質心高度回彈的幅值小于無擋板工況。此外，由于擋板的阻尼作用，有擋板工況平均動能幅值小，動能衰減快，達到的時間短。

圖19 有無擋板工況重定位流體質心高度Fig.19 The height of center of mass in fluid reorientation with or without baffles

圖20 有無擋板工況重定位流體平均動能Fig.20 The average kinetic energy in fluid reorientation with or without baffles

有無擋板工況液體卷氣率和平均氣泡直徑如圖21和圖22所示，最后達到再起動標準的監(jiān)測點卷氣分數(shù)如圖23所示。對于有擋板工況，重定位初期由于液膜撞擊擋板卷入了更多氣泡，卷氣率大且開始上升時刻早。但由于擋板的阻尼作用，液體平均動能幅值小，卷氣率幅值也小于無擋板工況；并且氣泡逸出過程平均氣泡直徑大，逸出速度快，達到的時間短。

圖21 有無擋板工況重定位液體卷氣率Fig.21 The entrained gas ratio in liquid reorientation with or without baffles

圖22 有無擋板工況重定位平均氣泡直徑Fig.22 The average bubble diameter in liquid reorientation with or without baffles

圖23 監(jiān)測點卷氣體積分數(shù)Fig.23 The entrained gas volume fraction at detection points

5 結論

1)初始液面為凹液面、斜液面或零重力液面時，重定位過程推進劑全部沿著貯箱壁面流動形成液膜；而中心凸液面重定位過程一部分推進劑沿著箱壁流動形成液膜，另一部分推進劑沿著中心線流動形成釘狀流。由于釘狀流抑制了涌泉的產生與發(fā)展，中心凸液面工況的重定位時間小于凹液面及斜液面工況。真實飛行狀態(tài)(零重力液面工況)由于大量推進劑仍位于貯箱后底，重定位時間小于推進劑全部位于貯箱前底的惡劣工況。

2)在20%、50%與70%的填充率工況中，隨著填充率的增大，流動過程更加復雜，達到貯箱排氣標準的重定位時間相應更長；50%填充率工況液體卷氣率較高，氣泡逸出速度較慢，達到發(fā)動機再起動標準的重定位時間長。

3)由于擋板的阻尼作用，有擋板貯箱比無擋板貯箱的重定位時間更短，在實際飛行的貯箱中應安裝防晃擋板。

4)基于Flow 3D平臺建立的仿真模型能夠較準確地反映重定位過程的流體行為特性，拓展了間歇沉底技術的研究途徑。

本文開展了低溫推進劑重定位過程流動特性研究，后續(xù)研究可以考慮推進劑換熱及相變特性，進一步研究重定位過程貯箱壓力變化、推進劑溫度變化以及相變等熱力學行為特性，促進間歇沉底方案的研究與應用。