过冷液氧增压排液过程数值模拟研究_陈虹.pdf

2023 年第 1 期总第 251 期低温工程CRYOGENICSNo.1 2023SumNo.251过冷液氧增压排液过程数值模拟研究陈虹1高旭1王向南2张中恩2夏明波3谢军龙3陈建业3(1航天低温推进剂技术国家重点实验室北京 100028)(2西昌卫星发射中心西昌 615606)(3华中科技大学能源与动力工程学院武汉 430074)摘要:为探究大容积贮箱中过冷液氧增压排液过程的热力学特性,基于流体体积法(VOF)和蒸发冷凝模型,构建了过冷液氧排出过程的数值模型。采用文献的实验数据验证了数值模型的准确性,并开展了变流量进气增压排液过程的罐内流场特性分析。研究结果表明,过冷液氧排出过程蒸发冷凝对气枕压降影响显著,采用变流量进气增压的方案能够较好地保持气枕压力稳定,使得气枕压力在 3%以内波动。排液过程中,过冷液氧先升温明显,增压随着排液进行,贮箱气枕区域会出现涡状流,气体温度在水平方向有一定波动。关键词:低温液体火箭液氧增压排出数值模拟稳压特性中图分类号:V433,TB66文献标识码:A文章编号:1000-6516(2023)01-0020-06收稿日期:2022-10-26;修订日期:2023-02-09基金项目:低温推进剂国家重点实验室基础研究课题(SKLTSCP1507)。作者简介:陈虹,女,57 岁,硕士,研究员。Numerical investigation on pressurization dischargeof subcooled liquid oxygenChen Hong1Gao Xu1Wang Xiangnan2Zhang Zhongen2Xia Mingbo3Xie Junlong3Chen Jianye3(1State Key Laboratory of Technologies in Space Cryogenic Propellants,Beijing 100028,China)(2Xichang Satellite Launch Center,Xichang 615606,China)(3School of Energy and Power Engineering,Huazhong University of Science and Technology,Wuhan 430074,China)Abstract:A numerical model based on the Volume of Fluids and evaporation-condensationalgorithm was built to investigate the thermodynamic behavior of pressurization discharge with sub-cooled liquid oxygen in a large horizontal tank.The numerical model was verified by the experi-mental data from the literature.Accordingly,the effects of varying inlet gas mass flow rate on theperformance of pressurization discharge were studied.The numerical results shows that evapora-tion and condensation significantly affect the pressure drop of the ullage.Varying inlet gas massflow rate could help weaken the fluctuation of the ullage pressure by 3%.Besides,it reveals thatthe subcooled liquid oxygen experiences an obvious temperature rise.Vortex occurs in the ullageregion,leading to the temperature variation in the horizontal direction.The numerical resultscould provide a reference for the design of the charging system of the subcooled liquid oxygen.Key words:cryogenic liquid rockets;liquid oxygen;pressurization discharge;numericalsimulation;pressure stability第 1 期过冷液氧增压排液过程数值模拟研究1引言以液氧为氧化剂的液体燃料发动机比冲高于固体燃料火箭发动机,比冲越高说明相同质量的燃料产生的动量越大,现航天任务中多采用液氧作为氧化剂1。向火箭燃料箱加注液氧时,液氧从地面的贮罐中被排出,气枕体积会变大,罐内压力会显著下降,为了维持贮罐压力,防止泵入口出现空化,需要向罐内通入增压气体2。增压排液过程是一个复杂的热力学过程,包含着传热、传质和相变的发生,并伴随热分层现象,研究液氧增压排液过程对增压排出系统设计具有重要的意义。过冷液氧技术是提高液氧携带量,减少蒸发损耗的有效途径3。如采用预冷技术将液氧冷却至 70 K时,密 度 比 常 压 下 饱 和 液 氧(90 K)密 度 增 加 了3.9%,意味着在火箭贮箱容积不变的情况下,采用过技术可增加 3.9%的液氧携带量。此外,采用过冷液氧还可大幅减小液氧贮箱的峰值压力,减少贮箱的设计壁厚4,并可有效避免加注过程中的两相流紊流现象,提高发动机抗汽蚀能力和预冷适应性5。实验和数值模拟是常见的研究增压排液的方法。在早期的研究中,NASA 通过实验得到了直径为 3.96m6球形罐排出液氢所需要的氦气。并通过实验研究了流出速率、加压气体质量流量、初始缺量条件、加压气体温度等参数对增压排出过程的影响7。实验可以得到增压排液的真实过程,但低温推进剂排液过程传热问题较为复杂,很难获得正在排液或滑行时贮箱内部实验数据,且低温条件下测量技术的限制让实验数据难以得到,因此数值计算被普遍用来研究增压排液过程。零维模型常用来计算整个过程中的排液特性8。零维模型假设气体是均匀分布的,物性随时间改变而改变。然而由于分层效应,气体温度在垂直方向上呈梯度变化,零维模型无法展现气体分布的不均匀性。Roundebush9提出了增压排液的一维模型,该模型将气体空间划分为一系列垂直节点,对动态和传热方程进行有限差分近似,计算气枕区域气体和罐壁的轴向温度分布。计算流体力学(CFD)方法近年来被广泛应用于低温贮罐热力学特性预测。王磊等10采用 CFD 研究低温贮箱在排液过程中的瞬态热性能和增压性能,得出 CFD 模型在预测增压特性方面具有更好的准确性的结论。罗天培等11基于VOF 模型并使用包含控制相变的 UFD 对卧式液氧贮罐的增压排液过程进行数值模拟。高婉丽等12对过冷氧温度掺混特性进行了数值仿真,并采用实测数据进行了验证,证明了过冷氧与常规氧掺混的方法可以实现不同的过冷氧加注温度,系统方案正确。Wang等13同样采用二维网格展开增压排液计算,证明了二维模型的可靠性。Liu 等14同样认为二维模型在计算罐内气液两相传热与传质过程具有较好地准确性。文献调研表明,现有研究对过冷液氧的增压排液过程中的数值研究较少,该过程的热力学特性仍有待进一步阐明。本研究采用数值计算方法,建立了卧式液氧贮罐的 CFD 模型,用来预测过冷液氧在排液过程中罐内气液的热力学特性。在考虑了罐内气液相变的基础上,研究了过冷度对排液过程中温度、压力变化的影响。2罐内增压排液过程建模2.1物理模型与网格划分图 1 为某实际液氧贮罐的几何结构示意图。液氧罐为卧式结构,由一个直径为 3.9 m,长度 27.8 m的圆筒和高为 1.018 m 的蝶形封头组成。液氧贮罐内顶部内置一条增压气体通道,通道上布置多个小孔来使得气体较为均匀地扩散进入罐内,增压气体成分为氧气。为简化计算,采用 7 个方形进气孔(边长100 mm)代替增压气体扩散器。液体出口管直径为100 mm。对此建立了二维数值计算模型,图 2 为出了计算所用的网格示意图,最小网格尺寸为 25 mm,整个计算域内,y+值均保持在 3 以下。罐壁的存在影响储罐内垂直方向上温度分布,前期试算模拟结果图 1卧式液氧贮罐示意图Fig.1Sketch of horizontal liquid oxygen tank12低温工程2023 年图 2液氧罐网格局部图Fig.2Detailed grid of liquid oxygen tank表明有无壁面的计算温度偏差在 6.7%以内,且忽略金属壁面不改变整体的热力学特性,因此忽略贮罐壁厚以及罐壁漏热对罐内流体的影响,将壁面设为绝热边界条件。2.2数值模型计算采用 ANSYS Fluent 商业软件进行求解,模拟贮罐内气液流动与传热。采用 VOF 模型来计算罐内流动与相变过程,其 N-S 方程为:t+(u)=0(1)t(u)+(uu)=-P+eff(u+uT)+g(2)t(E)+u(E+P)=(effT)+Sh(3)式中:为流体密度,kg/m3;u 为速度矢量,m/s;eff为有效粘度,Pas;P 为压力,Pa;g 为重力加速度,m/s2;E 为单位质量的能量,J/kg;eff为有效导热系数,W/mK;Sh为能流率,W/m3。对于罐内气液两相过程,对于相 q,满足以下方程:1qt(qq)+qqu=mpq-mqp(4)蒸发过程:mlv=llTl-TsatTsat(Tl Tsat)(5)冷凝过程:mvl=vvTsat-TvTsat(Tv 1.01 MPa(min=0 kg/s)P 0.99 MPa(min=3 kg/s)(7)为保证液体以恒定体积流量流出,将出口设置为速度流量边界条件。在排液开始之前,贮罐经历地面停放与增压等一系列操作,所以排液开始时气枕温度由顶部到气液交界面呈线性分布。顶部温度设置为入口温度 160 K,气液交界面温度设置为饱和温度120 K。其它初始条件与边界条件如表 1 所示。采用PISO 算法计算,动量和能量方程均选择二阶迎风格式离散,体积分数方程选择几何重构方式离散。瞬态计算时间步长设置为 0.05 s,能量方程的收敛残差设为 10-6,其它方程收敛残差设为 10-3,在每一个时间步长内都能达到收敛要求。表 1初始及边界条件Table 1Initial and boundary conditions参数变量值贮罐压力/MPa1液氧温度/K80气枕温度/K120160入口温度/K160气枕高度/m0.4出口体积流量/(m3/s)0.001 2增压时间/s8 0003模型验证3.1网格无关性验证在进行数值模拟之前需找到合适的网格,为此进行了网格无关性验证,以温度随时间变化为观测对象。用网格数分别为 34 942、44 688、54 639 和656 61来模拟液氧温度为 80 K 条件下的增压排液过程。图3 给出了 4 种网格条件下,初始气液交界面所在位置温度随时间变化的点线图。从图中当网格数增加至54 639 时,其 计 算 结 果 已 趋 于 稳 定,与 网 格 数 为22第 1 期过冷液氧增压排液过程数值模拟研究65 661的温度最大偏差小于 0.8%。综合考虑计算精度与计算效率,模拟采用网格数为 54 639。图 3不同网格下增压过程气液相界面所在位置温度分布Fig.3Temperature distribution at gas-liquid phaseinterface during pressurization under different grids3.2数值模型验证采用 NAS