一种姿控动力系统氧化剂管路的热控仿真分析

杨志松 张 鹏 王 浩 令狐荣波 龙丽娟

（贵州航天朝阳科技有限责任公司，贵州 遵义 563000）

运载火箭及上面级飞行器中的推进剂输送管路主要用于将贮箱中的推进剂输送到发动机，供发动机燃烧工作，为飞行器飞行提供动力。因此，需要保证输送管路中的推进剂温度范围满足要求，对于确保发动机正常工作以及飞行器正常运行具有重要的意义。运载火箭上面级属于一种新型空间飞行器，其是在基础级火箭上面增加相对独立的一级，推进剂输送管路会遇到完全不同于火箭的热环境，控温要求高。

1 氧化剂管路的特点

运载火箭及上面级在冬季执行发射任务的过程中，上面级液体姿控动力系统受外界极端低温环境影响。上面级液体姿控动力系统处于运载火箭整流罩内，发射前约3h打开运载火箭发射车的保温仓（保温仓为含有液体姿控动力系统的整流罩提供保温工作），运载火箭整流罩直接暴露在冬季极端低温环境中，其中，液体姿控动力系统的氧化剂为绿色四氧化二氮（MON-3）。由于其冰点温度相对较高（冰点温度为-13.6℃），在执行冬季发射任务的过程中，氧化剂供应管路内推进剂可能存在结冰风险。因此，须重点关注氧化剂管路内氧化剂温度情况。

氧化剂供应管路外表面实施被动热控，包覆一定单元数量的多层隔热组件，达到推进剂温控要求。上面级液体姿控动力系统在执行发射任务前120s通电打开电爆阀，使氧化剂填充至发动机电磁阀前，在这期间防止管路结冰是保证系统稳定运行的关键。该文针对上面级液体推进姿控动力系统冬季发射任务环境条件，利用有限元软件ANSYS Workbench中的Transient Thermal模块对推进剂供应管路内氧化剂温度变化进行瞬态传热仿真分析，求解推进剂供应管路内氧化剂温度变化过程，了解不同管径、不同热控包覆层厚度对氧化剂温度的影响，并判断在该上面级液体姿控动力系统执行冬季发射任务的过程中是否存在结冰风险。

2 管路传热仿真建模

2.1 模型概述

以氧化剂管路所处温度场环境为对象进行建模，对于控温算法的稳定性进行定量对比，并进行控温算法仿真。对基本情况进行如下假设：管路中的液体氧化剂为绿色四氧化二氮，管路外包多层隔热组件，多层隔热组件由多层芯和外包覆层组成，n单元多层芯由n+1层反射层与n层间隔层相间组合而成。以一根长度为500mm，外径为6mm，管路壁厚为1mm的钛合金管路为对象进行研究。

2.2 传热学计算方法

通过热传导、对流换热原理分析，将管路传热问题归结为求解圆柱体导热微分方程组[1]、对流换热微分方程组，其对流换热微分方程组为传热学中的连续性微分方程、动量微分和能量微分方程[2]。圆柱体导热微分方程如公式（1）所示。

连续性微分方程如公式（2）所示。

动量微分方程如公式（3）所示。

能量微分方程如公式（4）所示。

2.3 建立仿真模型

根据发射任务需要，仿真初始条件设定如下：外界环境温度-20℃，管路初始温度-20℃，氧化剂初始温度15℃。在仿真初始条件中氧化剂管路初始温度-20℃，不考虑整流罩及太阳辐射环境情况下，是氧化剂管路（不考虑推进剂工质）最恶劣的工况温度。采用5单元多层隔热组件时，隔热组件厚度为0.5mm；当采用15单元多层隔热组件时，隔热组件厚度为2mm。产品材料及相关物性参数见表1。在对氧化剂管路温度仿真过程中建立简化模型，如图1所示，调出ANSYS软件材料属性界面，并对3种材料的主要参数进行设置，产品材料及相关物性参数见表1。管路内部填充氧化剂流体，外部绘制一个实体模型代替多层隔热组件。施加边界条件是有限元分析过程中很重要的环节，边界条件是根据物理模型的实际工况在模型边界节点上施加的必要约束，考虑空气自然对流，对多层隔热组件模型外壁面设置表面对流换热系数10W/m2•K，环境温度-20℃；使用APDL命令，对氧化剂赋予初始温度15℃，管路及多层隔热组件赋予初始温度-20℃。

图1 简化模型

表1 产品材料及相关物性参数

2.4 网格划分情况

利用ANSYS Workbench自带的Mesh对推进剂供应管路内氧化剂模型进行网格划分，在数值模拟仿真计算中，一般来说，网格划分得越多，分析得就越精确，因为这里只对推进剂供应管路内氧化剂模型进行温度分析，所以为了计算速度快，将推进剂供应管路内氧化剂模型的各部分划分网格疏松一些，将推进剂供应管路内氧化剂模型的网格划分得紧密一些。但是，网格尺寸参数直接影响计算的精度与计算速度，为保证仿真结果的精确度，同时缩短计算时间，分别对模型不同区域设置网格单元尺寸控制，不断加密网格模型，进行网格无关性验证，并设置4组不同单元尺寸的网格：1）第一组。多层单元网格尺寸1.0mm，管路单元网格尺寸0.6mm，氧化剂单元网格尺寸0.4mm，网格总数量4.1万。2）第二组。多层单元网格尺寸0.6mm，管路单元网格尺寸0.4mm，氧化剂单元网格尺寸0.3mm，网格总数量11.6万。3）第三组。多层单元网格尺寸0.6mm，管路单元网格尺寸0.5mm，氧化剂单元网格尺寸0.2mm，网格总数量21.8万。4）第四组。多层单元网格尺寸0.6mm，管路单元网格尺寸0.4mm，氧化剂单元网格尺寸0.15mm，网格总数量41.4万。4组网格结果表明，当网格数达到21.8万后，网格尺寸的加密对模型计算结果影响较小。因此，选择第三组作为仿真计算的网格单元尺寸设置依据。

3 管路传热仿真结果分析

3.1 ø6mm管路包覆多层隔热组件

0s～900sø6mm管路（外径6mm，内径4mm）氧化剂外壁面与中心温度随时间变化曲线如图2所示。其中，图2（a）为包覆5单元多层隔热组件仿真结果，图2（b）为包覆15单元多层隔热组件仿真结果。由仿真结果可知，最低温度分布在氧化剂与管道接触壁面，最高温度位于氧化剂中心；初始阶段氧化剂中心温度从15℃开始降低，靠近管路壁面温度从-20℃开始升高，二者温度平衡后开始同步均匀下降。

图2 ø6mm管路氧化剂温度变化曲线

根据液体姿控动力系统氧化剂管路温控要求，ø6mm管路实际包覆15单元多层隔热组件，其不同时刻氧化剂的外壁面温度与中心温度情况见表2。当500s时氧化剂中心温度由初始时刻的15℃降至-12.57℃，当500s时氧化剂中心温度降至-12.41℃，均未达到氧化剂冰点温度-13.6℃。

表2 ø6mm管路不同时刻氧化剂温度

3.2 ø14mm管路包覆多层隔热组件

0s～900s ø14mm管路（外径14mm，内径12mm）氧化剂外壁面与中心温度随时间变化曲线如图3所示。由仿真结果可知，在0s～900s，ø14mm管路氧化剂外壁面与中心温差较ø6mm管路更高，由于ø14mm管路内氧化剂热容更大，氧化剂导热系数相对较低，因此温度传导初期存在较大的温度梯度，氧化剂外壁面与中心温度较长时间后才处于相对稳定的温度下降阶段。

图3 ø14mm管路氧化剂温度变化曲线

液体姿控动力系统ø14mm管路实际包覆5单元多层隔热组件，其不同时刻氧化剂外壁面与中心温度变化情况见表3。当达到900s时氧化剂外壁面温度仅为-8.41℃，中心温度仅为-7.288℃，远高于氧化剂冰点温度。

表3 ø14mm管路不同时刻氧化剂温度

3.3 ø6mm与ø14mm管路包覆不同多层隔热组件

分析ø6mm与ø14mm管路包覆5单元、15单元多层隔热组件时氧化剂中心温度数据，ø6mm管路开始阶段氧化剂中心温度急剧降低，900s时ø6mm管路包覆5单元多层隔热组件氧化剂中心温度由初始时刻的15℃降至-17.87℃；ø6mm管路包覆15单元多层隔热组件氧化剂中心温度由初始时刻的15℃降至-15.59℃，与包覆5单元多层隔热组件温度相比高12.76%。

与ø6相比，ø14mm管路开始阶段氧化剂中心温度下降管路更平缓，其原因是ø14mm管路内径较大，氧化剂的热容较高，当900s时ø14mm管路包覆5单元多层隔热组件氧化剂中心温度由初始时刻的15℃降至-7.19℃；ø14mm管路包覆15单元多层隔热组件氧化剂中心温度由初始时刻的15℃降至-2.93℃，与包覆5单元多层隔热组件温度相比高59.25%。

综上所述，当ø6mm与ø14mm管路包覆同样厚度的多层隔热组件时，ø6mm管路温度下降更快，比ø14mm管路更易出现结冰风险，由于ø14mm管径较大，因此氧化剂热容较高。

氧化剂管路仿真设置的初始温度-20℃，为了不考虑整流罩及太阳辐射环境条件，是氧化剂管路（不考虑推进剂工质）最恶劣的工况温度，而实际工况考虑整流罩及太阳辐射环境，氧化剂管路初始温度明显高于-20℃，因此该液体姿控动力系统在执行发射任务期间氧化剂不存在结冰风险，同时具有一定的安全裕度。

4 结论

该文主要通过ANSYS Workbench中的Transient Thermal模块对某姿控动力系统氧化剂管路内温度变化进行瞬态传热仿真分析，得到以下4个结论：1）与包覆5单元多层隔热组件状态氧化剂中心温度相比，ø6mm管路包覆15单元多层隔热组件高12.76%。2）与包覆5单元多层隔热组件状态氧化剂中心温度相比，ø14mm管路包覆15单元多层隔热组件高59.25%。3）ø6mm与ø14mm管路在包覆同样厚度的隔热组件的过程中，ø6mm管路温度下降更快，比ø14管路更易发生结冰风险。4）ø6mm管路包覆15单元多层隔热组件状态下，当500s时，氧化剂中心温度为-12.41℃，外壁面温度为-12.57℃，均高于氧化剂冰点温度，证明在发射前120s内通电打开贮箱下游电爆阀期间氧化剂不存在结冰风险，且具有一定的安全裕度。该文分析结果对液体姿控动力系统后续热控包覆的层数优化设计具有一定的参考意义。