網幕通道式液體獲取裝置水平出流性能研究

摘要：為研究網幕通道式液體獲取裝置水平出流性能，以矩形多孔網幕通道為對象，構建基于體積流量邊界的水平出流模型，并搭建實驗平臺，對網幕阻力系數與出流過程網幕兩側壓差分布進行測試。研究了水平出流過程網幕穿透壓損與局部流量等參數的沿程變化規律，對比分析了網幕選型與通道尺寸對裝置出流性能的影響。結果表明：模型預測結果與文中實驗數據吻合良好，平均相對誤差為3.5%；網幕穿透壓損與局部取液量均沿流動方向逐漸增大，且不均勻性隨流量增大而加劇，通道出口處網幕穿透壓損取得最大值，具有最大的泡破風險；相同流量下，細孔網幕通道出流均勻性更高，針對低流量與高流量工況，分別采用粗孔和細孔網幕時泡破風險更低；通道質量一定時，減小長寬比，有利于穿透壓損和流量均勻分布，同等質量增量下增加通道寬度更有利于降低穿透壓損。

關鍵詞：阻力系數；液體獲取裝置；多孔網幕；出流性能

中圖分類號：V19 文獻標志碼：A

DOI：10.7652/xjtuxb202411019 文章編號：0253-987X（2024）11-0196-10

Research on Horizontal Outflow Performance of Screen Channel Liquid Acquisition Devices

ZHANG Yue，MA Yuan，WANG Yunlong，LI Yanzhong，WANG Lei，XIE Fushou

（Department of Refrigeration and Cryogenics，Xi’an Jiaotong University，Xi’an 710049，China）

Abstract：To investigate the horizontal outflow performance of the screen channel liquid acquisition device （LAD），a horizontal outflow model based on volumetric flow rate boundary conditions is developed using a rectangular LAD. An experimental platform is set up to measure the screen resistance coefficient and the pressure difference distribution on both sides of the screen during the outflow process. The variation patterns along the flow path of parameters such as the flow-through-screen （FTS） pressure drop and local flow rate during the horizontal outflow process of the screen are explored. Furthermore，the influence of screen selection and channel dimensions on the outflow performance of the device is compared and analyzed. The findings indicate that the model’s predictions align well with the experimental data presented in this paper，with an average relative error of 3.5%. The FTS pressure drop and local flow rate increase gradually along the flow direction，with the non-uniformity intensifying with increasing flow rate. The FTS pressure drop peaks at the outlet of the channel，posing the highest risk of bubble rupture. When the flow rates are the same，the fine screen channel demonstrates higher flow uniformity. Under low and high flow rate conditions，using coarse and fine screen respectively can mitigate the risk of bubble rupture. When the channel mass is constant，reducing the aspect ratio is conducive to reducing FTS pressure drop and achieving a more uniform flow distribution. Increasing the channel width under the same mass increment proves more effective in reducing the FTS pressure drop.

Keywords：risistance coefficient；liquid acquisition devices；porous screen；outflow performance

液氫、液氧等低溫推進劑具有比沖高、推力大、無毒性等優勢，在載人航天、深空探測等領域應用前景廣闊^［1］。但是，低溫推進劑低沸點、低表面張力系數的特性為其在軌管理帶來巨大挑戰^［2］。推進劑在軌傳輸加注和發動機二次點火等過程均需要穩定獲取單相液體推進劑，亟需解決微重力下氣液分離的難題^［3］。網幕通道式液體獲取裝置（LAD）能夠充分利用表面張力與毛細作用，成為最有望大規模應用于低溫推進劑的在軌取液^［4］。

圖1是一種典型的網幕通道式LAD結構，核心部件是通道一面覆蓋的多孔金屬編織網幕，能夠依靠毛細作用引流液體、阻隔氣體。當在軌任務需要獲取單相推進劑時，通過貯箱增壓或使用液體泵在貯箱與通道間建立壓差，驅使液體沿網幕內毛細孔隙進入通道流向出口，而氣體則在網幕內液膜表面張力的作用下被隔絕在外，實現純液相的獲取。

國內外研究學者針對LAD的關鍵部件——多孔金屬網幕已經開展了較為充分的研究，基本掌握了網幕內液體芯吸^［5-6］、泡破壓差^［7-9］、網幕穿透壓損（ΔP_FTS）^［10-13］等方面的參數特性及影響因素。近年來，研究者們開始聚焦于網幕通道整體工作性能的系統級研究。文獻［14-15］采用計算流體動力學（CFD）技術，對單通道取液過程進行了仿真計算，得到了特定工況下網幕通道出流速度、壓力分布模式等數據，但由于工況參數范圍有限，并未作普適性的理論分析與解釋。文獻［16-17］先后建立了單通道出流過程的一維與二維數學模型，對比分析了液體穿透網幕的速度分布均勻性假設對通道出流性能的影響，并進行了以蒸餾水為工質的驗證實驗。NASA格林研究中心開展了LAD單通道液氫出流可視化測試，實現了液氫的單相傳輸，但并未獲得出流過程壓力分布等細節數據^［18］。

國內方面，上海交通大學通過粒子圖像測速技術，獲得了網幕通道垂直取液過程的流體速度分布特性，并開展了液氮溫區垂直取液過程的有效性驗證實驗，但并未關注出流過程取液通道內外的壓力分布規律^［19-20］。文獻［21-23］在網幕芯吸和泡破性能的理論與實驗研究基礎上，建立了壓差驅動邊界的網幕通道出流模型，重點研究了網幕浸液工況對LAD出流性能的影響，并提出了網幕通道結構的優化方案^［24-25］，但相關結論尚缺乏實驗數據的驗證支持。

綜上，鑒于現有研究并未充分掌握網幕通道出流過程的特性規律，本文針對LAD單通道結構，構建基于體積流量邊界的網幕通道水平出流模型，計算預測液體出流過程通道內速度與壓力沿程分布規律，并對網幕穿透壓損的沿程分布開展實驗測試驗證。在此基礎上，進一步對比分析了不同結構參數對取液性能的影響，為網幕通道式LAD的設計和優化提供理論支持。

1 網幕通道水平出流模型

1.1 物理模型

圖2（a）展示了網幕通道式LAD單通道結構及其水平出流過程的示意。通道主體由通道出口、盲端、金屬壁面和多孔網幕組成。以泵驅取液過程為例，貯箱內液體在泵的驅動下穿透網幕進入取液通道，在通道內壓力梯度的作用下流向出口，實現取液出流。

以圖2（a）所示的矩形截面直通道為對象建立直角坐標系，坐標原點位于通道盲端，x、y、z軸分別沿通道長度L、高度H和寬度W方向，網幕布置于y=H處。對集液通道出流過程的數學描述做以下簡化假設：

（1）流動是穩態的，流體的物性參數不變；

（2）寬度（即z軸）方向的流動可忽略不計，橫向速度、壓力等數據在每一個橫截面均勻分布；

（3）忽略重力作用；

（4）忽略通道壁面的摩擦阻力影響；

（5）網幕完全浸泡在液體中，與氣體無接觸。

1.2 控制方程

根據假設（2），將出流過程簡化，如圖2（b）所示。取長度為Δx、高度為H的微元體，根據質量守恒定理，流出液體量等于穿透網幕由通道外部進入的液體量和上游匯入液體量之和

ρu_xH=ρv_xΔx=ρu_x+ΔxH（1）

式中：ρ為流體密度；u_x、v_x分別代表x位置處沿x軸和-y軸方向速度。Δt時間內進入微元的液體，其x方向的動量增量應等于微元左右兩側壓力的沖量之和，滿足動量守恒

ρv_xΔxu_x+ΔxΔt+ρu_xH（u_x+Δx-u_x）Δt=（P_x-P_x+Δx）HΔt（2）

式中：P_x、P_x+Δx分別為微元體左右側的壓力，x處壓力P_x主要取決于貯箱壓力P_u和網幕當地穿透壓損ΔP_FTS，x

P_x=P_u-ΔP_FTS，x（3）

根據Armour和Cannon模型^［10］，穿透壓損可表示為

ΔP_FTS，x=C_lμv_x+C_tρv²_x（4）

式中：C_l和C_t分別為黏性、慣性阻力系數，由網幕結構決定；μ為流體黏度。

聯立式（1）～式（4），對u_x、v_x做泰勒展開并略去高階項，可得二階非線性常微分方程

在通道的盲端（即x=0處），由于液體無法橫向穿透金屬壁面，故在該處的橫向速度為0，即

u₀=0（6）

在給定取液率Q時，通道盲端與出口側分別滿足取液率邊界條件如下

將式（7）代入式（5），采用打靶法、四階-五階變步長龍格庫塔法和弦截法，可求解得到穿透壓損沿網幕平面的分布規律以及壓力、流量沿通道出流方向的分布規律。

2 實驗測試系統

2.1 系統組成

為得到網幕通道出流過程中網幕穿透壓損的沿程分布，驗證本文建立模型的準確性，搭建了如圖3所示的實驗系統。系統主要由水箱、進出液管段、循環泵、待測樣件、壓差傳感器、流量計和數據采集系統構成。水箱尺寸為900 mm×600 mm×600 mm，頂部開口便于實驗樣件的放置及管路元件的安裝。

實驗分為網幕阻力系數測定與集液通道水平出流兩部分。網幕阻力系數測定實驗通過測量網幕流速與ΔP_FTS的關系，擬合得到網幕阻力系數，為式（5）提供輸入參數；網幕通道水平出流實驗則用于獲取出流過程網幕兩側壓差的沿程分布。

阻力系數實驗裝置如圖3樣件1所示，實驗管路上共設置有兩個法蘭，用于夾持網幕，法蘭內徑為50 mm。在被測網幕上游安裝孔隙更細的濾網，以防實驗過程中雜質堵塞被測網幕，在兩側設置引壓管，測量網幕兩側壓差。采用的壓差傳感器（美國HOFFER）量程為8 000 Pa，精度為0.1%。

圖3樣件2展示了網幕通道水平出流裝置的組成，樣件主體是由3面不銹鋼金屬壁面與一層金屬網幕構成的矩形通道，通道內尺寸為465 mm×30 mm×15 mm。網幕通道正面（裝配網幕的一側）朝下水平放置在箱體內，由支撐結構固定，網幕通道與箱體底面間距約35 mm。網幕朝下安裝一方面可以避免實驗箱體中的固體雜質集聚到網幕上方造成堵塞，另一方面可以避免取液裝置內部的氣體附著于網幕下方，影響出流過程網幕穿透壓損的測量精度。沿網幕通道背面長度方向等距開設了8個壓力測點，測點間距為60 mm。8臺壓差傳感器的負極通過測壓管分別連接到取液裝置的8個測壓孔，正極則通過匯流排連接至通道外的公共壓力參考點。將壓差傳感器沿出口方向分別編號為1～8，其中1號壓差計量程為1 000 Pa，2、3號量程為1 500 Pa，4、5號量程為2 000 Pa，6、7號量程為2 500 Pa，8號量程為3 000 Pa，8臺壓差計精度均為0.25%。

流量測量采用液體渦輪流量計（安徽聚杰公司生產），量程為0.1～0.6 m³/h，精度為1%。數據采集儀的型號為Keithley DAQ6510，采集頻率為3 Hz。

2.2 樣件參數及實驗工質

實驗使用的網幕為荷蘭斜紋（DTW）編織網幕，選取了DTW200×1 400和DTW325×2 300兩種編織密度的網幕樣本，其中325×2 300表示經線數密度為每英寸（2.54 cm）325根，緯線數密度為每英寸（2.54 cm）2 300根。兩種規格的網幕參數與掃描電鏡圖像列于表1。待測網幕先經無水乙醇和去離子水在超聲波清洗儀中清洗并干燥后再進行裝配，對網幕的清洗有助于去除網幕表面和孔隙中的雜質，防止雜質堵塞網幕從而對測量產生影響。

水平出流實驗中所用的網幕樣本總長為600 mm、寬度為30 mm。為避免出口效應影響，通道出口附近135 mm焊接有不銹鋼片，使得網幕實際有效長度L為465 mm。網幕經清洗并干燥后由密封膠與通道間形成密封。由于密封膠具有流動性，對網幕有效流通面積有一定影響，實際有效尺寸如表1所示，其中d_w為徑絲直徑，d_s為緯絲直徑。

實驗采用的液體工質為蒸餾水。由于實驗過程中涉及網幕及樣件的更換，多次實驗的環境溫度存在變化，表2列出了各組實驗溫度對應的蒸餾水物性參數，實驗壓力始終為常壓0.1 MPa。需要說明的是，由于低溫下網幕結構的變化可忽略不計^［11］，針對同一網幕通道結構，不同流體的絕熱出流特性都應滿足2.1小節中出流模型的數學描述。也就是說，常溫與低溫流體雖然存在密度和黏性等物性差異，但這些差異主要體現在具體特性參數的數值差異，并不會引起出流性能規律的改變。因此，得到的水實驗驗證計算模型，理論上可以進一步應用于低溫推進劑等其他流體的出流性能預測。

3 結果分析與討論

3.1 阻力系數測定與擬合

采用圖3中樣件1所示的實驗裝置對DTW200×1 400與DTW325×2 300兩種網幕分別進行了阻力系數測定實驗，以獲得式（5）的輸入參數。實驗測試溫度為290.0 K。圖4展示了兩種網幕在不同工況下穿透速度與穿透壓損的對應關系，圖中的穿透壓損ΔP_FTS由壓差傳感器直接測得，穿透速度v根據流量計所測得的出流流量Q與實驗管道的內徑d由下式換算得到

對照式（4）與實驗數據擬合得到的曲線方程，即可獲得阻力系數C_l與C_t。

針對DTW200×1 400型網幕，根據圖4（a）中實驗數據擬合得到的曲線方程為

ΔP_FTS=29 655v+70 271v²（9）

擬合優度R²為0.999 5，根據式（4），代入表2所列蒸餾水物性參數，可計算得出所采用的DTW200×1 400網幕樣本黏性阻力系數C_l為2.95×10⁷ m^－1，慣性阻力系數C_t為70.4。

對于DTW325×2 300型網幕，根據圖4（b）中實驗數據擬合得到的曲線方程為

ΔP_FTS=77 107v+226 512v²（10）

擬合優度R²為0.998 5，同理可計算得到采用的DTW325×2 300型網幕樣本的黏性阻力系數C_l為7.67×10⁷ m^－1，慣性阻力系數C_t為226.9。

3.2 穿透壓損計算結果與實驗數據的對比

為測量網幕通道出流過程沿程的穿透壓損分布，采用圖3中樣件2所示的實驗裝置，在0.22、0.35和0.5 m³/h出流量下，分別對DTW200×1 400與DTW325×2 300兩種網幕進行了水平出流實驗。實驗測試溫度分別為284.0 K與287.3 K，每種工況進行3次重復性測量。根據實驗所對應的工況參數，將穿透壓損的實驗數據與本文所建立數學模型的預測值進行了對比，結果如圖5所示。由圖可知，在3種不同的流量下，實驗數據的變化趨勢與理論預測值基本吻合，平均相對誤差為3.5%，最大相對誤差不超過13.4%，驗證了模型的準確性。

由圖5可知，兩種網幕對應的穿透壓損基本遵循沿出流方向遞增的趨勢，裝置穿透壓損的最大值在通道出口（x/L=1）附近。考慮到網幕的阻力損失不能超過泡破壓差，因此通道出口處泡破失效風險最高。流量越大，穿透壓損沿程遞增的趨勢越顯著，網幕的阻力損失也越大。這表明，在大流量下更需要注意網幕通道出口附近的壓損變化。因此，在進行網幕通道LAD設計時，需要著重考慮通道出口處的壓力損失，結合最大壓降與泡破壓差對裝置可以正常運行的流量工況范圍進行約束。

3.3 網幕平面液體獲取流量沿程分布

由于實驗測試僅能獲取網幕兩側壓差的沿程分布情況，為進一步探究網幕平面液體獲取流量的分布規律，采用前文所提出的、已經獲得實驗驗證的出流模型對取液率Q分別為0.22、0.35、0.5 m³/h工況下的局部流量分布進行計算，通道尺寸參數與實驗保持一致。

圖6給出了網幕平面局部取液流量q的分布情況。從中可以看出，網幕通道取液過程中流體并非均勻地進入網幕，而是沿著通道出口方向遞增，與網幕穿透壓損的沿程分布規律相一致。對比圖中3種工況結果可知，當總取液率Q越大時，流量在整個網幕上分布的均勻性越差。對比不同網幕的結果可以看出，在總流量相同時，DTW200×1 400局部流量沿程分布的均勻性相比于DTW325×2 300而言更差，尤其是流量較大時，采用較粗網幕的集液通道內流量的沿程不均勻性更加明顯。例如，當總流量為0.5 m³/h時，DTW325×2 300出口處局部流量為0.013 4 m³/h，與盲端處的0.0121 m³/h相比差別較小，而DTW200×1 400在出口處為0.014 6 m³/h，盲端處僅為0.011 6 m³/h，局部流量相對于出口處衰減了20.5%。

3.4 網幕選型與通道尺寸

由于實驗樣件結構的局限性，采用本文所提出的模型，進一步研究了不同網幕選型與通道尺寸對出流性能的影響。

圖7給出了采用4種不同編織密度的網幕在取液率Q=0.5 m³/h時的取液性能對比。通道尺寸與實驗樣件一致，DTW200×600的C_l=5.94×10⁶ m^－1，C_t=15.1；DTW450×2 750的C_l=1.07×10⁸ m^－1，C_t=70^［26］。

由圖7（a）可知，當取液率一定時，越細的網幕具有越大的ΔP_FTS，這顯然是由于細孔網幕孔徑更小，阻力系數更大。同時，細孔網幕泡破壓差也越高，即穿透壓損的安全邊界也越高。在網幕選型時，為綜合權衡泡破壓差和穿透壓損的影響，此前的研究通常以網幕的臨界流速（穿透壓損等于泡破壓差時對應的流速）為判據，評估不同網幕的臨界取液率^［27］。然而，此評價方法是基于網幕穿透壓損及穿透流速沿程分布均勻的假設，據此得到的通道臨界流率實際上是出口處的穿透速度與網幕總面積的乘積。如圖7（b）所示，網幕通道實際出流過程中穿透速度的沿程分布并不均勻，這將導致該方法計算獲得的臨界流率偏大。特別是較粗網幕，其穿透速度的沿程變化更加明顯，在選型設計時也會更大程度地高估取液性能。

由此，本文提出了以穿透壓損ΔP_FTS與泡破壓差ΔP_BP的比值來衡量泡破風險的評價方法。其中，泡破壓差ΔP_BP的計算公式如下

式中：γ為流體表面張力；θ_c為接觸角；D_p為網幕孔隙等效直徑。蒸餾水的表面張力取70 mN/m，與不銹鋼表面的接觸角約為49.5°^［28］。DTW200×600、DTW200×1 400、DTW325×2 300、DTW450×2 750的孔隙等效直徑分別取44.76、21.73、14.79、11.83 μm^［5］，計算預估得到的4種網幕在蒸餾水環境的泡破壓力分別為4 107、8 468、12 441、15 554 Pa。

以Q=0.5 m³/h的工況為例，如圖8（a）所示，4種網幕的泡破風險均沿流動方向增加，在出口處取得最大值。越粗的網幕泡破風險增長幅度越大，以DTW200×600為例，其出口處的泡破風險相對盲端增大了2.3%，而DTW450×2 750出口處的泡破風險僅增長了0.6%。由于ΔP_FTS隨取液率增大而增大，泡破風險也會受到取液率的影響。圖8（b）給出了不同網幕通道的最大泡破風險率（即ΔP_FTS（L）/ΔP_BP）隨取液率Q的變化關系，ΔP_FTS（L）為通道出口處的穿透壓損。可見，隨著Q的增大，4種網幕通道的泡破風險均增大，直至泡破發生。ΔP_FTS（L）/ΔP_BP為100%時對應的流量即為網幕通道的極限取液率。流量較低時，細孔網幕具有更高的泡破風險；隨著流量的增加，粗孔網幕的泡破風險增長更快，將更早發生泡破，這是因為泡破風險由ΔP_FTS和ΔP_BP共同主導。在低流量下，細孔網幕更高的阻力系數占主導作用，導致其泡破風險偏高；在高流量下，粗孔網幕更低的ΔP_BP意味著更低的安全邊界，導致其泡破風險更高。

除了網幕選型，通道尺寸的改變也會對出流性能有所影響，但改變通道尺寸的同時也會改變裝置的總質量，這將影響到裝置的經濟性。通道所用的金屬壁面板材質量可表示為

m_LAD=（2H+W）Lρ_mδ（12）

式中：ρ_m為金屬板材的密度；δ為板材厚度。由于材質一定，其ρ_m、δ均為定值，因此可以用（2H+W）L來表征通道質量的大小。

以DTW325×2 300為例，取液率取Q=0.5 m³/h。首先研究通道長度、寬度和高度對取液性能的影響。單獨改變一個參數勢必會帶來通道質量的改變，以實驗樣件尺寸參數為基準，控制通道質量的增量一致，改變通道任一尺寸參數所帶來的影響如圖9所示。橫坐標的通道面積（2H+W）L可以表征通道質量大小，縱坐標ΔP_FTS（L）是通道出口處的穿透壓損，也是通道全程ΔP_FTS的最大值。由圖9可知，出流量一定時，增大通道的長度、寬度、高度均能減小ΔP_FTS，但對ΔP_FTS的削減能力不同。在通道質量增量一致時，增大通道的寬度能夠更顯著地降低ΔP_FTS，更有利于降低泡破風險。

進一步，若裝置的設計質量已經確定，以實驗樣件尺寸參數為基準，在保持樣件總質量和網幕有效面積不變的前提下，計算分析不同樣件尺寸對取液性能的影響。表3給出了5種符合要求的樣件尺寸，按照寬度由小到大的順序依次編號為1～5，圖10給出了這5種尺寸所對應的穿透壓損分布情況。

圖10表明，通道越長、寬度越窄、高度越小時，穿透壓損的分布越不均勻，且出口處的ΔP_FTS（L）越大。當通道的總質量一定時，在網幕有效流通面積不變的情況下，減小長寬比有利于降低穿透壓損。另一方面，針對同一種網幕類型，阻力系數相同，穿透壓損的分布趨勢即可代表穿透速度的分布趨勢，可見降低通道長度、增加寬度和高度更有利于流量的均勻分布。然而，在微重力情況下，貯箱內液體分布不均勻，為使網幕更大程度接觸液體，通道長度也不宜過短。因此，在通道結構設計時，應結合實際任務工況條件，在保證液體獲取率的情況下盡可能減小通道長度。

4 結 論

為研究網幕通道式液體獲取裝置水平出流性能，本文構建了一種基于體積流量邊界的水平出流模型，并通過實驗驗證了模型的準確性，在理論和實驗研究基礎上給出了網幕通道式LAD設計和優化建議，得到主要結論如下。

（1）本文提出的水平出流模型與實驗數據的平均相對誤差為3.5%，經驗證能夠準確預測網幕通道出流過程網幕穿透壓損和取液流量的沿程分布特性，為LAD的設計與優化提供理論支持。

（2）通道集液出流過程中，網幕穿透壓損與取液流量并非沿程均勻分布，而是沿流動方向逐漸增大。總取液量越大時，不均勻性越顯著。

（3）提出了以穿透壓損與泡破壓差比值為指標的泡破風險評價方法。通道出口始終為泡破風險最大位置。低流量下，粗孔網幕通道泡破風險更小，但取液均勻性較差。高流量下，細孔網幕通道的泡破風險較小，且有利于均勻取液。

（4）在保持通道質量和網幕流通面積不變的前提下，減小通道長寬比可以提高穿透壓損與流量分布的均勻性，有利于降低泡破風險。若需擴大通道尺寸，同等的質量增量下增加寬度更有利于降低網幕穿透壓損。

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（編輯 杜秀杰）