推进剂管路接头内腔残液在轨吹除过程研究

王伟臣，石 泳，张 健，杨 胜

(载人航天总体部，北京100094)

0 引言

为提高航天器(载人空间站、卫星)的使用效益，国内外多采用推进剂在轨加注的方式延长其使用寿命［1］.推进剂直接传输式［2］的加注方式已在俄罗斯和平号空间站以及国际空间站上成功应用，技术成熟度相对较高，中国载人空间站推进剂在轨加注技术亦采用此种加注形式.

推进剂直接传输式加注方案中，需使用管路接头将主、被动航天器的加注管路系统连接在一起，为推进剂传输创造条件.加注完成后，需使用压缩气体将加注管路内的残留推进剂向空间内吹除干净［3］，然后再将管路接头断开，以避免管路接头断开后残留推进剂从管路接头处泄漏，进而污染或腐蚀主、被动航天器的对接面和附近设备，影响对接面及附近设备的工作性能.因此，为减少管路吹除过程中推进剂在管路接头处的残留，需对管路接头的内腔残液吹除过程进行研究.

加注管路吹除前，管路内充满液体推进剂.在压缩气体的吹除作用下，液体推进剂向宇宙空间排出，因此吹除过程中管路接头内腔是气液两相流场.在航空领域使用压缩空气对航空发动机燃油喷嘴［4］或喷油杆［5］处的积炭进行吹除，但是该吹除方案在工作环境(大气)和吹除对象(固态积炭)方面与液体推进剂在轨吹除不同，可直接借鉴的工程经验有限.杨晟等［6-7］对潜艇压载水舱应急燃气吹除过程进行了理论和试验研究，得到了吹除过程中压载水舱内气、液体积分数的变化情况.马海涛等［8］提出了一种在轨加注用的管路接头(浮动断接器)结构形式，管路接头分为主动端和被动端，主动端插入管具备浮动和密封能力，通过试验证明了该管路接头的设计方案原理可行.李其修等［9］使用流体体积(VOF，volume of fluid)模型计算了高压气体吹除压载水舱过程中气、液两相相互作用的过程，结果表明使用增压气体吹除管路系统内液体的工作原理是可行的，为推进剂在轨加注管路残液吹除过程研究提供了参考.

本文使用有限体积法求解N-S方程，使用VOF气液两相非稳态模型计算了加注管路吹除过程中管路接头内腔的气液两相流场的变化情况，分析了残液吹除机理，得到了内腔中推进剂的残留情况，为推进剂在轨加注管路接头内腔设计提供了参考.

1 物理模型和计算方法

1.1 物理模型

图1所示为加注管路接头内腔吹除过程示意图.加注管路接头分为主动端插入管和被动端套筒两部分，推进剂在轨加注前，主动端插入管在驱动力作用下完成与被动端套筒的插合，将两个航天器的加注管路连通.推进剂完成在轨输送后，加注管路接头内腔充满推进剂，通过在主动端插入管入口处施加一定压力的压缩气体，将管路接头内腔中的推进剂从被动端管路出口处吹除到宇宙空间.

图1 加注管路接头内腔吹除过程示意图Fig.1 Sketch of blowing-off process in the intra-cavity of pipeline connector

1.2 控制方程

本文采用VOF气液两相流模型对推进剂在轨加注管路接头内腔残液吹除过程中的气、液界面分布情况进行了计算.该模型通过求解流程控制方程和跟踪计算单元格内的每种流体的体积分数来模拟不同相之间的相互作用.流场质量守恒方程如下:

式中，ρq为第q相的密度，aq为第q相的体积分数，vq为第q相的速度，为从q相到p相的质量传输，为从p相到q相的质量传输.主相体积分数的计算基于如下的约束:

而对于含有多相的流体系统，基于体积分数平均的流场密度ρ可表示如下:

对于单个流体单元，求得速度场适用于每一相流体，流场动量方程如下所示:

式中，v为当地流体速度，μ为混和物的粘性系数，g为重力加速度，p为流体单元的压力.

不同相的流体共用一个能量方程进行求解，如下所示:

式中，keff为有效热传导率，E和T分别代表流体单元内的能量和温度.

在VOF模型中，把能量E和温度T作为质量平均的变量来模拟:

式中每一相的Eq通过该相的比热和流场温度计算得到.

1.3 计算方法

进行流场计算时，采用有限体积法对流场控制方程进行求解.该方法将计算域划分成一系列控制体积，每个控制体积内的流场参数使用一个节点来代表，通过对控制体积作积分来导出离散方程.采用一阶迎风格式对流场控制方程进行离散，流场计算的主要过程见图2.使用基于压力算法的隐式求解器进行求解，湍流模型选用RNGk-ε(renormaliza-tion groupk- ε)模型［10］，壁面附近采用标准壁面函数.

图2 流场计算主要过程示意图Fig.2 Sketch of computation process of flow field

为提高计算过程中结果的稳定性，计算的时间步长较小，设置为10 ms.

2 计算模型

由于推进剂管路和管路接头内腔均为轴对称结构，本文采用二维轴对称网格计算在轨吹除过程.整个计算域内网格总数为9 000，通过对多次计算结果进行对比，表明此网格划分策略具备较好的无关性.图3所示为流场计算域及网格示意图.管路右侧为压力入口，左侧为压力出口，管壁按壁面处理，管路轴线为对称轴.

管路总长度为10 m，压力入口总压为0.5 MPa，压力出口选在管路末端的内部，出口总压为0.1 MPa.推进剂残液吹除在轨进行，因此计算中重力加速度g为0 m/s2.本文计算中使用液态N2O4作为液体工质进行仿真，其主要物性参数见表1.使用的吹除气体为氮气(N2)，计算时作为理想气体.计算初始时刻管路接头内腔和直管路内均充满液态工质，该区域内液体的体积分数为1.

3 计算结果及分析

3.1 吹除过程流场分析

图 4 所示为吹除过程中时间t=0.05、0.1、0.2、1、2 s时刻管路轴线压力曲线.由图可知，0.05 s时刻在管道中间位置轴线压力出现了小幅震荡，这是因为此时管路接头内腔中的部分液体被吹到管路中，使得吹除初始时刻管路内的流场尚未稳定，1 s后直管路轴线压力基本不再变化，表明直管路内流场已经趋于稳定.

图3 流场计算域及管路接头内腔处网格示意图Fig.3 Sketch of computation region and mesh of the intra-cavity of pipeline connector

表1 液态N2O4主要物性参数Tab.1 Main parameters of liquid N2O4

图4 吹除过程典型时刻管路轴线压力曲线Fig.4 Axial pressure at typical time of the straight pipeline during the blowing-off process

图5所示为管路接头内腔处的流线图.由图可知，由于管路内气相流场速度较快，高速气体在经过管路接头内腔时，部分气体向上进入内腔中，气体遇到壁面阻挡，形成旋涡状流场，然后再从内腔流出进入直管路.受到此漩涡状气相流场的影响，管路接头内腔中残留的液体随气体漩涡一起流动，最终被卷入直管路中，然后被入口气流带出直管路外部.

图5 管路接头内腔处流线图Fig.5 Streamlines of flow field in the intra-cavity of pipeline connector

通过不同时刻速度矢量对比可知，管路接头内腔的漩涡流场在吹除初始时刻便形成，吹除中间时刻由于气液相互作用，漩涡形状会呈现一定的不规则性，吹除末期漩涡状流场呈稳定的形状.受到管路接头内腔壁面的限制，气体漩涡未能完全到达内腔前、后两个边缘角落处.

3.2 吹除过程剩余液体分析

图6所示为吹除过程中不同时刻内腔残留液体的体积分数云图.由图可知:

1)0～0.1 s，进入管路接头内腔的吹除气体量相对较少，气体与液体相互混合，在气液交界面形成较厚的气液混合层;

2)0.2 ～0.5 s，随着吹除气体不断进入管路接头内腔，将内腔中的液体卷吸入直管路，液体逐步沿着直管道排出，使得管路接头内腔中的液体显著减少;

3)1～5 s，由于内腔中残留液体量已经较少，残留液体减少的趋势逐渐变慢.吹除末期，在内腔前后两个角落区域内残留少量液体，与漩涡状流线分布情况吻合，表明内腔残液吹除效果良好.其中吹除前方的直角角落残留液体相对较少，这是由于此区域与气流接触面积相对较多.

图6 不同时刻内腔残留液体体积分数云图Fig.6 Contours of volume fractions of the residual liquid in the intra-cavity of pipeline connector at different time

表2所示为吹除过程中管路接头内腔中残留液体体积变化情况.由表可知，在前0.5 s内残留液体体积迅速减少，在1 s后残留液体减少的趋势变得缓慢.

表2 管路接头内腔中残留液体体积变化情况Tab.2 Changes of volume of the residual liquid in the intra-cavity of pipeline connector with respect to time

4 结论

本文使用VOF气液两相流模型对推进剂在轨加注管路接头内腔残液吹除过程进行了计算，基于本文研究对象得到主要结论如下:

1)吹除初始时刻直管路内流场压力出现小幅震荡现象，到1 s左右，直管路内流场区域稳定.

2)吹除气体进入管路接头内腔，形成漩涡状流场将残液卷吸入直管路中，是内腔中残液得以吹出的主要原因.

3)管路接头内腔中的绝大部分液体可以被吹除出去，仅在内腔中两个角落区域残留有少量液体，表明残液吹除效果良好.

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