低温贮箱回流消能器结构设计及优化

张晓颖，魏英魁，武湛君，吴会强，王晓博

（1. 北京宇航系统工程研究所，北京，100076；2. 北京强度环境研究所，北京，100076；3. 大连理工大学，大连，116024）

低温贮箱回流消能器结构设计及优化

张晓颖1，魏英魁2，武湛君3，吴会强1，王晓博1

（1. 北京宇航系统工程研究所，北京，100076；2. 北京强度环境研究所，北京，100076；3. 大连理工大学，大连，116024）

为有效耗散低温贮箱回流推进剂的动能，根据预冷回流的工作环境，设计出了莲蓬状回流消能器。对氧箱和氢箱回流消能器内、外流体的流动特性进行模拟计算，给出在不同工况条件下的迹线、压力场和速度场的分布，得出了回流消能器的局部流体阻力系数，并对氧箱回流消能器的结构参数进行了优化。研究结果证明，莲蓬状回流消能器特殊的结构形式能够提高预冷回流液体能量分布的均匀性，有效降低回流造成的扰动。

回流消能器；低温贮箱；结构设计；优化；流体阻力系数

0 引 言

液体推进剂火箭贮箱内推进剂体的平衡稳定是火箭动力系统设计需要考虑的重要内容，尤其是在大直径运载火箭中，由于火箭贮箱结构和推进剂体积巨大，推进剂的管理系统常常遇到许多问题，如：推进剂液面出现塌陷、漩涡和推进剂发生晃动等，这些问题将影响发动机正常工作。对于低温火箭，在火箭点火前需要对低温推进剂的输运管道和发动机进行充分预冷，以达到允许温度，保证发动机的可靠启动和工作。目前较好的方案是系统采用循环预冷方法来达到发动机启动前的预冷要求温度。然而，在预冷回流管末端，回流推进剂受重力影响容易导致升力不足，但若直接通过高速惰性气体将预冷后的回流推进剂引回贮箱，则会对贮箱内的推进剂造成较大扰动，不利于保持推进剂体的平衡稳定。因此，必须安装回流消能器装置，以提高预冷回流液体能量分布的均匀性，降低其流速及扰动。由于安装空间的局限性，回流消能器流通截面形状变化较大且出口形状复杂，使流线产生了较大弯曲，对回流推进剂的流通造成障碍，导致流场局部流线分布紊乱，从而造成上游动力系统不必要的能量损失，因而亟需一种能同时达到功能要求和满足流体阻力条件的回流消能器结构。目前，国内外对低温液体环境中贮箱回流消能器设计的研究较少，大部分是针对消能器中高压、高速气体流动的动力学行为的理论研究与实验工作，比如低温贮箱的增压消能器，其介质是高温、高压气体。中国现役型号火箭采用的多层筛筒增压消能器形式为回流消能器的结构设计提供了借鉴。目前较成熟的工程管路设计的原理和方法，对回流消能器局部流阻系数的研究也提供了参考。

本文根据预冷回流系统的工作环境，经过多轮理论计算与数值仿真试验，设计出了莲蓬状回流消能器，其特殊的结构形式，能够提高预冷回流液体能量分布的均匀性，有效降低回流造成的扰动。

1 回流消能器结构设计

回流消能器安装在低温推进剂贮箱（以液氢贮箱为例，其结构见图1）内循环预冷回流管的末端，其功能是在有限距离内，有效降低引射流体进入贮箱后对推进剂产生的扰动，同时要求出口流体方向平行箱体轴线向上，且局部流体阻力系数不大于1.0。

图1 液氢贮箱系统

1.1 设计原理

流动系统须满足如下2条基本定律：

a）质量守恒定律（连续性方程）：

式中 ρ 为流体密度；t为时间；u为流体在t时刻的速度。

b）动量守恒定律（Navier-Stokes方程）[1]：

式中 δF为外力矢量和；qm为为质量流量。

将Navier-Stokes方程（简称N-S方程）与连续性方程联立再结合适当的边界条件就可以解出回流消能器的速度和压力。消能器本身流体路径的复杂性使N-S方程的求解非常困难。针对此问题，从Reynolds时均方程出发对方程中的高阶项时均处理，使其封闭[2,3]。

根据N-S方程简化的伯努利方程为

式中 P1和P2分别为入口和出口静压；ρ1和ρ2分别为入口和出口流体密度；v1和v2分别为入口和出口截面上的平均速度；g为重力加速度；h1和h2分别为入口和出口高度头；HL为整个压头损失。

为了使流体控制方程封闭，工程模拟一般引入黏性涡流模型。鉴于大直径贮箱内部预冷回流管的长度较其口径大得多，边界层长度较长，液体介质黏性相对较大，因此模拟时应考虑边界层效应。预冷回流管内口径迅速增大，会造成流动分离，在回流管弯管部分沿边界层速度较低的流层会因管路弯曲而产生明显偏转，形成与主流不同的从属流动，即二次流。回流消能器管路的流场特点与可实现的k-ε （k为湍动能，ε 是湍流耗散项）双方程黏性涡流模型的特点相符[4]，故模拟采用该模型[5]。

由于液体在高压作用下密度变化较小，模拟采用不可压缩模型；液体黏度随温度升高而降低，因此保守地采用最低温度环境下的黏度进行计算[6,7]；对于出口压强的设置，可根据贮箱内的气枕压力和推进剂高度来确定。对于不可压缩流动，忽略水头及沿程阻力对流线变化的影响，可得到局部能量损失：

式中 hξ为局部水头损失，指流体为克服这些局部阻力所损失的能量。

工程界通过实验验证得出单位质量的局部损失与流体的动能成正比，表示为

式中 ξ 为局部流体阻力系数。根据伯努利方程，忽略水头和沿程损失影响，对于不可压缩流动，定义流场局部流体阻力系数[8]为

基于以上理论对回流消能器模拟计算进行指导并对计算结果进行后处理分析。黏性涡流模型的引入将复杂流体运动的控制方程封闭，得到了处理复杂流体运动的解析方程。运用计算流体力学软件Fluent，以及流体力学方程进行离散，实现消能器流体力学行为的仿真模拟[9]。根据计算出的流场分布便可计算出回流消能器的ξ 值。

1.2 初步结构方案

根据以往设计经验和理论计算结果，初步设计了低温贮箱回流消能器的结构形式如图2所示，类似莲蓬状的出流口可以降低回流的速度，密集的开孔增大了有效流通面积，以此来提高液体能量分布的均匀性。

图2 低温贮箱回流消能器结构示意

对莲蓬状回流消能器进行了网格划分。为了节省计算空间，提升计算速度，用孔板单元代替消能器壳体，分别建立了内场和外场，以便于网格细化。具体步骤如下：a）在回流管壁面附着边界层网格，层数设置为6层，第1层高度为0.2 mm；b）采用四边形网格划分回流管及消能器壁面，回流管壁面网格尺寸为3 mm，消能器壁面局部网格加密到2 mm；c）采用六面体网格划分回流管体的网格尺寸为3 mm；d）采用四面体网格划分消能器内部体的网格尺寸为2 mm；e）采用四边形网格划分外场边界面尺寸为20 mm；f）采用四面体网格划分远场体网格，尺寸由其相邻的壁面网格按1.2倍的比例向30 mm渐变。

氧箱回流消能器流域最大高度尺寸为1873 mm，最大直径为385 mm，对其流场区域共划分702 351个网格单元，划分结果如图3所示。

图3 消能器剖面网格

2 流场模拟计算

根据Gambit前处理软件对莲蓬状回流消能器进行结构建模和网格划分，基于计算流体力学基本理论，将实际工况条件输入Fluent计算软件作为消能器流场计算条件，包括边界条件和初始条件、湍流模式、必要控制参数等，经迭代计算至收敛标准即可得到各流场参数的分布结果。边界条件如下：

a）氧箱温度80 K，出口压强398 400 Pa；氢箱温度20 K，出口压强402 250 Pa。

b）入口绝对压力为0.3 MPa；入口流量分0.5 kg/s，0.8 kg/s，1 kg/s，1.2 kg/s，1.5 kg/s，1.8 kg/s和2 kg/s共7种工况。

2.1 回流消能器流场迹线分布

对计算域入口的质点流动进行跟踪，以速度v的平方作为观察变量，便于更清晰地描述流体质点流动过程中能量的变化趋势，同时辅助判断对推进剂体造成的扰动情况。莲蓬状回流消能器流场的迹线分布如图4所示。

图4 贮箱回流消能器流场迹线分布

从图4可以看出，回流推进剂基本沿平行于贮箱轴线的方向流回，经过莲蓬状回流消能器后，回流推进剂的动能在较短距离内被耗散而且分布更加均匀。

2.2 回流消能器流场压力分布

根据压力场分布特性可以对莲蓬状回流消能器的工作机理进行如下分析：

a）氧箱回流消能器流场纵向剖面的静压、动压和总压力的等值线分布如图5所示。由图5的对比分析可知，流域内的实际总压力分布相对平直，消能器出口的压力波动较弱，说明推进剂体自身重力对回流推进剂的入射有较好的抵消作用，推进剂体内部引起的扰动较小。

b）氢箱回流消能器的流场分布与氧箱基本相似，只是在幅值上有所不同，其静压、动压和总压力的等值线分布如图6所示。由于氢箱回流的流动速度较氧箱内的流速要大几倍，而且液氢密度较液氧的要小得多，液氢重力水头对扰动的抵消作用也较差，因此对推进剂体造成的扰动也会较高。但分析图6可以看出，经过回流消能器后流场的压力梯度迅速平缓，总压力等值线也逐渐趋于平缓，即回流造成的扰动逐渐消散。

图5 氧箱回流消能器流场压力等值线分布

图6 氢箱回流消能器流场压力等值线分布

2.3 回流消能器流场速度分布

取流场纵向剖面对回流管和消能器内部流场速度的变化及分布进行观察，借此对其内部流动特性进行分析。莲蓬状回流消能器流场速度分布如图7所示。

图7 贮箱回流消能器流场纵向剖面速度比较

2.4 消能器局部流体阻力系数计算

图8为回流消能器局部端面流速分布形式。

图8 回流消能器局部端面流速分布形式

如图8所示，莲蓬状回流消能器局部管段上游流入端面为回流管直管段末端的圆形横截面，下游流出端面是一些离散的孔面，2个端面所夹空间即消能器的消能区域。从流速大小来看，消能器出口的流速分布更加均匀平缓。

计算局部流体阻力系数时以出、入端面的平均速度和各端面的平均压力作为计算参考量。为了方便提取数据，静压值是以贮箱内的气枕压力和计算域上方推进剂体的重力水头压力之和作为操作压力来度量的，计算中并不影响静压压降的大小。各工况条件下，氧箱回流消能器局部端面的流速和静压值见表1。

由表1可知，氧箱回流消能器可实现约46%～47%的减速，通过消耗动能进而降低预冷回流对推进剂体的扰动。将表1中数据代入式（6），可得到氧箱回流消能器ξ 随入口流量的变化关系曲线，如图9所示。

图9 氧箱回流消能器局部流体阻力系数变化曲线

由图9可以看出，ξ 随着入口流量的不同基本不发生变化，因此，可将7种工况下计算得到的ξ 取平均值作为氧箱回流消能器的局部流体阻力系数，以减小误差，其值为1.007 8。按同样方法可得到氢箱回流消能器局部端面的流速、静压值以及流体阻力系数。

表1 氧箱回流消能器出入口端面流速和静压值

3 优化设计

由2.4节可知，局部流体阻力系数仅由回流消能器的结构设计参数决定。鉴于此，对消能器结构的扩张角度、出口开孔面积做略微调整，以观察设计参数对消能器结构局部流体阻力系数的影响因子。初始模型的扩张角为33.4°，出口开孔面积为43.529 7 cm2。试验模型分别进行了以下单项调整，其余参数按原工况条件进行计算：a）增大扩张角至35°；b）减小扩张角至30°；c）增大出口开孔面积至48.261 cm2；d）减小出口开孔面积至39.746 85 cm2。模型计算结果见表2。

表2 回流消能器结构参数调整对局部流体阻力系数的影响

由表2可知，出口开孔面积的变化对流体阻力系数影响较大。减小出口开孔流通面积3.783 cm2，可将ξ 由1.007 8降至0.742 9。因而对于氧箱回流消能器，适当减小出口开孔面积即可满足ξ≤1.0的设计要求。

4 结 论

本文对低温贮箱回流消能器的结构设计及优化进行研究，通过多轮理论计算与数值仿真试验，得到以下结论：a）莲蓬状回流消能器能够提高预冷回流液体能量分布的均匀性，有效降低回流造成的扰动；b）莲蓬状回流消能器将管流分散成多束细流柱，可以在约2倍于消能器高度的距离内实现45%～47%的减速，且其减速效果不因尺寸比例和计算工况的变化而变化；c）贮箱回流消能器的局部流体阻力系数与回流推进剂的流量无关，相比扩张角度而言，出口开孔面积对流体阻力系数的影响因子更高，适当减小出口开孔面积可降低局部流体阻力系数。

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Structure Design and Optimization of Current-return Damper in Cryogenic Tank

Zhang Xiao-ying1, Wei Ying-kui2, Wu Zhan-jun3, Wu Hui-qiang1, Wang Xiao-bo1
(1. Beijing Institute of Astronautical Systems Engineering, Beijing, 100076; 2. Beijing Institute of Structure and Environment Engineering, Beijing, 100076; 3. Dalian University of Technology, Dalian, 116024)

To dissipate the kinetic energy of current-return in propellant tank, according to behavior of cryogenic flow in tank, a shower head damper is designed. The behavior of internal and external flow is simulated, and then the trace, as well as the pressure field and velocity field in LO2and LH2tank on different modes are achieved. Based on calculating results, the principle of damper working process is formulated, also with coefficient of flow resistance of current-return damper in LO2and LH2tank. Finally, structural parameters of current-return damper in LO2tank is optimized. Theoretical analysis and simulate results indicate that shower head damper can effectively reduce turbulence in current-return flow.

Current-return damper; Cryogenic tank; Structure design; Optimization; Coefficient of flow resistance

TH137.8

A

1004-7182(2016)04-0012-05

10.7654/j.issn.1004-7182.20160404

2015-07-28；

2016-05-10

张晓颖（1984-），女，工程师，主要研究方向为运载火箭推进剂贮箱结构设计