航天器熱控單相流體回路水擊效應(yīng)仿真研究

黃磊 王福軍 于新剛 范宇峰

(1 北京空間飛行器總體設(shè)計部，北京 100094)(2 中國農(nóng)業(yè)大學(xué)，北京 100083)

隨著航天器平臺和應(yīng)用載荷的功耗日趨增大，采用流體回路技術(shù)進行航天器熱管理和控制的趨勢日益明顯。航天器熱控單相流體回路已經(jīng)成功應(yīng)用于我國神舟系列飛船和天宮目標飛行器，并且在后續(xù)空間站、探月工程及高熱流密度飛行器等重大任務(wù)中也將被應(yīng)用，其主要作用是實現(xiàn)熱量的收集、運輸、分配以及排散，最終實現(xiàn)航天器的熱量管理。

閥門是流體回路必不可少的組成部件。單相流體回路閥門在關(guān)閉過程中，可能會產(chǎn)生水擊效應(yīng)。水擊是流體與導(dǎo)管結(jié)構(gòu)的一種瞬態(tài)交互作用[1]，嚴重的情況下，水擊產(chǎn)生的最大壓力可能數(shù)倍于工作壓力，會對流體回路設(shè)備和管路密封接頭等造成損傷甚至破壞[2]，嚴重時會導(dǎo)致流體回路泄漏，從而引起災(zāi)難性事故。僅通過加厚管壁避免水擊風險，會帶來不可接受的質(zhì)量代價。同時，水擊的低壓還會導(dǎo)致氣蝕、液柱分離，也會對泵閥帶來危害[3]。

國內(nèi)外航天器關(guān)于流體水擊效應(yīng)的研究主要集中在推進開式系統(tǒng)領(lǐng)域[4-5]。文獻[4]介紹了一種通過對推進管路加熱恢復(fù)管內(nèi)壓力，從而抑制自鎖閥動作導(dǎo)致的水擊壓力的方法，并用工程試驗和數(shù)值模擬對其可行性進行了驗證。文獻[5]以姿態(tài)軌道控制液體火箭發(fā)動機為研究對象，利用AMESim軟件，仿真計算了發(fā)動機系統(tǒng)管路中的水擊壓力。文獻[6]針對飛行器推進系統(tǒng)填充和關(guān)機過程的水擊問題進行了仿真研究，分析了節(jié)流孔、彎管對水擊的抑制作用。但目前，針對航天器熱控單相流體回路閉式系統(tǒng)的水擊研究還未見相關(guān)文獻報道。

本文以一種典型的航天器單相流體回路作為研究對象，進行了自鎖閥關(guān)閉時回路水擊效應(yīng)的瞬態(tài)分析。通過仿真，得出水擊效應(yīng)在單相流體回路中發(fā)生的規(guī)律及影響，從而指導(dǎo)單相流體回路進行規(guī)避水擊效應(yīng)的設(shè)計，以提高航天器流體回路設(shè)計的可靠性。

1 仿真對象和典型水擊工況

航天器熱控單相流體回路一般由泵、溫控閥、自鎖閥、補償器等設(shè)備以及流體導(dǎo)管組成，泵提供驅(qū)動流體循環(huán)的動力，溫控閥是一種三通閥設(shè)備，通過調(diào)節(jié)分配冷熱流體的流量實現(xiàn)目標溫度的控制，自鎖閥是自動化控制的截止閥門。長壽命飛行器如空間站在軌運行時間要達15年以上，長期在近地軌道飛行，使得飛行器暴露在艙外的導(dǎo)管例如輻射器管路，被微流星體和空間碎片撞擊的概率大大增加。

為了避免空間碎片或者微流星擊穿流體回路導(dǎo)管導(dǎo)致熱控失效，一般將輻射器的管路并聯(lián)設(shè)計，如圖1的M4和M5管段。當流體回路計算機管理程序發(fā)現(xiàn)流體回路發(fā)生了泄漏，則首先關(guān)閉所有并聯(lián)支路進出口的自鎖閥，經(jīng)過診斷后，再開啟未泄漏支路的自鎖閥，保持泄漏支路自鎖閥為關(guān)閉狀態(tài)，以實現(xiàn)泄漏支路的隔離。在流體支路進出口自鎖閥關(guān)閉、開啟的過程中發(fā)生的水擊效應(yīng)規(guī)律及如何進行規(guī)避水擊效應(yīng)，是本文仿真研究的對象。

自鎖閥開關(guān)的瞬態(tài)分析主要考核流體回路正常運行過程中，由于某種緊急需求需要隔離(或隔離后需要啟用)某條支路時，支路進出口自鎖閥開關(guān)動作。本文選取圖1中自鎖閥g、h所在的支路為研究對象，重點研究自鎖閥g、h關(guān)閉的先后順序以及動作間隔對水擊效應(yīng)的影響，通過仿真得到流體回路各處由于水擊效應(yīng)產(chǎn)生的瞬態(tài)壓力情況。

仿真時，泵以額定轉(zhuǎn)速運行，自鎖閥i、j、a均處于打開狀態(tài)，自鎖閥g、h組合關(guān)閉時，自鎖閥由開到關(guān)動作用時0.8 ms。根據(jù)航天器在軌飛行的一般條件約束，選取了自鎖閥g、h組合關(guān)閉的動作時間間隔進行研究。

2 基于特征線法的水擊數(shù)學(xué)模型

本節(jié)介紹基于特征線法的單相流體回路水擊計算基本數(shù)學(xué)模型和計算方法，建立水擊計算的相關(guān)邊界條件和數(shù)值計算方程[7-10]。

2.1 封閉管道非定常流基本方程

在單相流體回路系統(tǒng)中，管道為封閉管道，其一維非定常流基本方程由運動方程和連續(xù)方程兩部分組成，兩個方程式表達如下。

運動方程式為

(1)

連續(xù)方程式為

(2)

2.2 特征線方程

(3)

式中：λ是一個待求的線性因子。式(3)即為封閉管道瞬變流的基本偏微分方程，要使式(3)變成全微分方程的條件是

(4)

因而有

λ=±g/a

(5)

λ=±g/a代入式(3)，同時考慮對于微重力下，g的值較小可以忽略所在項，便得到分別沿特征線兩個方向上成立的兩對常微分方程：

C+微分方程為

(6)

C-微分方程為

(7)

進行水擊計算時，假設(shè)時間步長為Δt，把管長為L的管道分成每段長Δx的若干段，每段時間步長為Δt=Δx/a，就得到x～t平面上的矩形計算網(wǎng)格，如圖2所示，矩形網(wǎng)格的對角線正好是特征線。

從時間為零時的定常流狀態(tài)開始求解，管道每一個計算截面上的P和Q的初始值是已知的。首先沿著t=Δt求解每個網(wǎng)絡(luò)點的P及Q，然后在t=2Δt

上計算，依此類推，一直計算到所要的時間為止。

3 水擊仿真分析

3.1 自鎖閥g、h同時關(guān)閉

從圖3仿真結(jié)果中可以看出，M5段出現(xiàn)負壓現(xiàn)象，最小壓力為-0.084 MPa，發(fā)生在2.370 m處，其中沿程距離指某位置沿流動方向與起點之間的距離。-0.084 MPa為工質(zhì)的氣化壓力，但低壓持續(xù)時間極短，之后又迅速恢復(fù)正壓，氣化現(xiàn)象不明顯。系統(tǒng)最大壓力為0.943 MPa，發(fā)生在M5段0.270 m處，M5段是包含自鎖閥g、h的管段，壓力極值波動較大，這是因為自鎖閥g、h關(guān)閉過程中，壓力波被阻斷在自鎖閥g、h之間傳播，從而導(dǎo)致自鎖閥g和h的進出口壓力發(fā)生了劇烈的振蕩，并且M5管段的最大壓力極值明顯高于其它管段。

從圖4對比自鎖閥g和h 進出口壓力變化可知，同時關(guān)閉g、h時，進出口壓力變化趨于相同，其值相差為g、h間的沿程損失；補償器處的壓力略有波動，但維持在穩(wěn)態(tài)工況壓力；泵進出口壓力在自鎖閥關(guān)閉動作時開始波動，0.90 s后泵進口壓力趨于穩(wěn)定0.158 MPa，泵出口壓力趨于穩(wěn)定0.355 MPa。

3.2 自鎖閥g、h間隔關(guān)閉

對自鎖閥g、h關(guān)閉不同時間間隔的工況仿真結(jié)果進行了匯總，歸納于表1，可以看出，當進出口自鎖閥關(guān)閉時間有一定間隔時，進出口自鎖閥之間的壓力極值要小于進出口自鎖閥同時關(guān)閉的極值。另外，入口自鎖閥先于出口自鎖閥關(guān)閉時，其壓力極值要小于先關(guān)閉出口自鎖閥。當自鎖閥g、h關(guān)閉有一定時間間隔時，各個管段的壓力極值是一樣的，這是由于自鎖閥的自身關(guān)閉時間只有0.8 ms，遠小于自鎖閥g、h關(guān)閉的間隔時間，即說明當自鎖閥g、h關(guān)閉時間間隔遠大于自鎖閥自身動作時間時，關(guān)閥產(chǎn)生的壓力極值都是一樣的。另外，由于流體回路的基礎(chǔ)壓力較低，因此水擊發(fā)生時壓力極小值約等于工質(zhì)的氣壓壓力。由于極小值持續(xù)時間短，加之泵入口補償器能夠維持壓力，因此泵不會氣蝕。

表1 自鎖閥g、h間隔關(guān)閉情況下各管段壓力極值Table 1 Pressure peak of pipes when valve g/h closing at different intervals

續(xù) 表

3.3 措施

航天器熱控單相流體回路某支路的兩個閥門同時動作時，會引起劇烈的水擊效應(yīng)。對某典型航天器流體回路仿真分析表明，水擊效應(yīng)可在回路局部產(chǎn)生接近10個大氣壓的瞬態(tài)壓力，可能對設(shè)備或管路密封結(jié)構(gòu)造成損害。同時，管路內(nèi)其它部分低壓會造成工質(zhì)汽化，從而可能造成泵氣蝕。因此，提出避免水擊的閥門動作優(yōu)化策略如下：

(1)自鎖閥動作尤其是自鎖閥組合關(guān)閉時，應(yīng)避免同時關(guān)閉，且動作間隔時間要遠大于自鎖閥閥芯自身動作的時間，以降低回路水擊引起的壓力脈動極值。這是由于如果進出口自鎖閥同一時刻關(guān)閉，閥門動作引起的流體壓力脈動不能向外傳遞而在閥門之間疊加振蕩，產(chǎn)生較大的壓力極值。

(2)當兩個自鎖閥需要組合關(guān)閉時，還因注意先關(guān)閉工質(zhì)上游的閥門，然后再關(guān)閉下游出口的閥門，這樣可以避免流體正常流速下撞擊閥門產(chǎn)生的壓力波在兩個閥門之間振蕩，從而產(chǎn)生較大的壓力極值。同樣道理，自鎖閥開啟時，可先開啟下游的閥，以降低兩個自鎖閥之間的管道所產(chǎn)生的水擊壓力值。

4 結(jié)束語

抑制水擊現(xiàn)象引起的壓力極值是航天器熱控單相流體回路需要關(guān)注的。本文通過對某典型單相流體回路仿真，獲得了不同工況下流體回路壓力包絡(luò)線和回路壓力極值，從而提出一種基于自鎖閥關(guān)閉順序和時間差的優(yōu)化策略，仿真結(jié)果表明：該策略可有效抑制水擊壓力脈動。本文僅對某一回路進行了研究，后續(xù)需通過試驗臺系統(tǒng)開展研究的方式，修正水擊仿真模型，為不同航天器流體回路的水擊研究提供參考。

參考文獻(References)

[1] Wiggert D C，Tijsseling A S．Fluid transients and fluid-structure interaction in flexible liquid—filled piping[J]．ASME Applied Mechanics Reviews，2001，54：455-481

治療前，對照組與治療組患者血清Ca、P及iPTH比較無明顯差異（P＞0.05）。治療后，對照組患者僅治療12周末血清Ca、P、iPTH分別與治療前比較，血清Ca顯著升高，血清P、iPTH均顯著降低，差異均有統(tǒng)計學(xué)意義（P＜0.05）；治療組患者治療4周末、8周末、12周末分別與治療前比較，血清Ca均顯著升高，血清P、iPTH均顯著降低，差異均有統(tǒng)計學(xué)意義（P＜0.05或P＜0.01，表4）。

[2] Mohamed S G，Zhao Ming，Duncan A M, et al．A review of water hammer theory and practice[J].Applied Mechanics Refiews，2005，58：49-76

[3] Tijsseling A S．Fluid structure interaction in liquid—filled pipe systems：a review[J]．J Fluids Struet，1996，10：109-46

[4] Yamamoto Mio, Nakai Shunichiro, Ishizaki Shunichiro, et al．Surge pressure management in HTV propulsion system[C]//43rd AIAA/ASME/SAE/ASEE Joint Propulsion Conference & Exhibit. Washington D.C.: AIAA, 2007

[5] 張崢岳,康乃全.軌姿控液體火箭發(fā)動機水擊仿真模擬[J].火箭推進,2012,38:12-16

Zhang Zhengyue, Kang Naiquan. Simulation of water hammer in liquid rocket engine of orbit and attitude control system[J]. Journal of Rocket Propulsion, 2012, 38:12-16 (in Chinese)

[6] 薛科,張黎輝，蘇龍斐,等.衛(wèi)星推進系統(tǒng)真空充填過程數(shù)值仿真[J].航空動力學(xué)報,2007,22:232-326

Xue Ke, Zhang Lihui, Su Longfei,et al. Numerical simulation of the priming process of satellite propulsion system[J]. Journal of Aerospace Power, 2007,22:232-326 (in Chinese)

[7] Arris S T，Martin F L，Angus R Simpson,et al．Skalak's extended theory of water hammer[J]．Journal of Sound and Vibration，2008，310：718-728

[8] 曾強,馬貴陽,江東方.液體管道水擊計算方法綜述[J].當代化工,2013(8):1189-1197

Zeng Qiang, Ma Guiyang, Jiang Dongfang.A review of calculation methods for pipeline water hammer[J]. Contemporary Chemical Industry, 2013(8):1189-1197 (in Chinese)

[9] 吳子牛.計算流體動力學(xué)基本原理[M].北京：科學(xué)出版社,2001,13-103

Wu Ziniu. Basic principles of computational fluid dynamics[M].Beijing：Science Press, 2001:13-103 (in Chinese)

[10] 王樹人.水擊理論與水擊計算[M].北京：清華大學(xué)出版社，1981:104-125

Wang Shuren. Theory and calculation of water hammer[M]. Beijing:Tsinghua University Press, 1981:104-125 (in Chinese)

[11] 王福軍，白綿綿，肖若富.Flowmaster在泵站過渡過程分析中的應(yīng)用[J]. 排灌機械工程學(xué)報, 2010,28(2): 144-148

Wang Fujun, Bai Mianmian, Xiao Ruofu.Analysis on hydraulic transients of pumping station with Flowmaster[J]. Journal of Drainage and Irrigation Machinery Engineering, 2010,28(2): 144-148 (in Chinese)

[12] 徐鵬,范灝. 基于FLOWMASTER的某型船艙底水系統(tǒng)管路仿真分析[J]. 船海工程,2016,45(2)：86-89

Xu Peng, Fan Hao.Simulation of bilge water system in a ship based on FLOWMASTER[J]. Ship & Ocean Engineering, 2016, 45(2):86-89 (in Chinese)