一種姿控動力系統氧化劑管路的熱控仿真分析

楊志松 張 鵬 王 浩 令狐榮波 龍麗娟

（貴州航天朝陽科技有限責任公司，貴州 遵義 563000）

運載火箭及上面級飛行器中的推進劑輸送管路主要用于將貯箱中的推進劑輸送到發動機，供發動機燃燒工作，為飛行器飛行提供動力。因此，需要保證輸送管路中的推進劑溫度范圍滿足要求，對于確保發動機正常工作以及飛行器正常運行具有重要的意義。運載火箭上面級屬于一種新型空間飛行器，其是在基礎級火箭上面增加相對獨立的一級，推進劑輸送管路會遇到完全不同于火箭的熱環境，控溫要求高。

1 氧化劑管路的特點

運載火箭及上面級在冬季執行發射任務的過程中，上面級液體姿控動力系統受外界極端低溫環境影響。上面級液體姿控動力系統處于運載火箭整流罩內，發射前約3h打開運載火箭發射車的保溫倉（保溫倉為含有液體姿控動力系統的整流罩提供保溫工作），運載火箭整流罩直接暴露在冬季極端低溫環境中，其中，液體姿控動力系統的氧化劑為綠色四氧化二氮（MON-3）。由于其冰點溫度相對較高（冰點溫度為-13.6℃），在執行冬季發射任務的過程中，氧化劑供應管路內推進劑可能存在結冰風險。因此，須重點關注氧化劑管路內氧化劑溫度情況。

氧化劑供應管路外表面實施被動熱控，包覆一定單元數量的多層隔熱組件，達到推進劑溫控要求。上面級液體姿控動力系統在執行發射任務前120s通電打開電爆閥，使氧化劑填充至發動機電磁閥前，在這期間防止管路結冰是保證系統穩定運行的關鍵。該文針對上面級液體推進姿控動力系統冬季發射任務環境條件，利用有限元軟件ANSYS Workbench中的Transient Thermal模塊對推進劑供應管路內氧化劑溫度變化進行瞬態傳熱仿真分析，求解推進劑供應管路內氧化劑溫度變化過程，了解不同管徑、不同熱控包覆層厚度對氧化劑溫度的影響，并判斷在該上面級液體姿控動力系統執行冬季發射任務的過程中是否存在結冰風險。

2 管路傳熱仿真建模

2.1 模型概述

以氧化劑管路所處溫度場環境為對象進行建模，對于控溫算法的穩定性進行定量對比，并進行控溫算法仿真。對基本情況進行如下假設：管路中的液體氧化劑為綠色四氧化二氮，管路外包多層隔熱組件，多層隔熱組件由多層芯和外包覆層組成，n單元多層芯由n+1層反射層與n層間隔層相間組合而成。以一根長度為500mm，外徑為6mm，管路壁厚為1mm的鈦合金管路為對象進行研究。

2.2 傳熱學計算方法

通過熱傳導、對流換熱原理分析，將管路傳熱問題歸結為求解圓柱體導熱微分方程組[1]、對流換熱微分方程組，其對流換熱微分方程組為傳熱學中的連續性微分方程、動量微分和能量微分方程[2]。圓柱體導熱微分方程如公式（1）所示。

連續性微分方程如公式（2）所示。

動量微分方程如公式（3）所示。

能量微分方程如公式（4）所示。

2.3 建立仿真模型

根據發射任務需要，仿真初始條件設定如下：外界環境溫度-20℃，管路初始溫度-20℃，氧化劑初始溫度15℃。在仿真初始條件中氧化劑管路初始溫度-20℃，不考慮整流罩及太陽輻射環境情況下，是氧化劑管路（不考慮推進劑工質）最惡劣的工況溫度。采用5單元多層隔熱組件時，隔熱組件厚度為0.5mm；當采用15單元多層隔熱組件時，隔熱組件厚度為2mm。產品材料及相關物性參數見表1。在對氧化劑管路溫度仿真過程中建立簡化模型，如圖1所示，調出ANSYS軟件材料屬性界面，并對3種材料的主要參數進行設置，產品材料及相關物性參數見表1。管路內部填充氧化劑流體，外部繪制一個實體模型代替多層隔熱組件。施加邊界條件是有限元分析過程中很重要的環節，邊界條件是根據物理模型的實際工況在模型邊界節點上施加的必要約束，考慮空氣自然對流，對多層隔熱組件模型外壁面設置表面對流換熱系數10W/m2?K，環境溫度-20℃；使用APDL命令，對氧化劑賦予初始溫度15℃，管路及多層隔熱組件賦予初始溫度-20℃。

圖1 簡化模型

表1 產品材料及相關物性參數

2.4 網格劃分情況

利用ANSYS Workbench自帶的Mesh對推進劑供應管路內氧化劑模型進行網格劃分，在數值模擬仿真計算中，一般來說，網格劃分得越多，分析得就越精確，因為這里只對推進劑供應管路內氧化劑模型進行溫度分析，所以為了計算速度快，將推進劑供應管路內氧化劑模型的各部分劃分網格疏松一些，將推進劑供應管路內氧化劑模型的網格劃分得緊密一些。但是，網格尺寸參數直接影響計算的精度與計算速度，為保證仿真結果的精確度，同時縮短計算時間，分別對模型不同區域設置網格單元尺寸控制，不斷加密網格模型，進行網格無關性驗證，并設置4組不同單元尺寸的網格：1）第一組。多層單元網格尺寸1.0mm，管路單元網格尺寸0.6mm，氧化劑單元網格尺寸0.4mm，網格總數量4.1萬。2）第二組。多層單元網格尺寸0.6mm，管路單元網格尺寸0.4mm，氧化劑單元網格尺寸0.3mm，網格總數量11.6萬。3）第三組。多層單元網格尺寸0.6mm，管路單元網格尺寸0.5mm，氧化劑單元網格尺寸0.2mm，網格總數量21.8萬。4）第四組。多層單元網格尺寸0.6mm，管路單元網格尺寸0.4mm，氧化劑單元網格尺寸0.15mm，網格總數量41.4萬。4組網格結果表明，當網格數達到21.8萬后，網格尺寸的加密對模型計算結果影響較小。因此，選擇第三組作為仿真計算的網格單元尺寸設置依據。

3 管路傳熱仿真結果分析

3.1 ?6mm管路包覆多層隔熱組件

0s～900s?6mm管路（外徑6mm，內徑4mm）氧化劑外壁面與中心溫度隨時間變化曲線如圖2所示。其中，圖2（a）為包覆5單元多層隔熱組件仿真結果，圖2（b）為包覆15單元多層隔熱組件仿真結果。由仿真結果可知，最低溫度分布在氧化劑與管道接觸壁面，最高溫度位于氧化劑中心；初始階段氧化劑中心溫度從15℃開始降低，靠近管路壁面溫度從-20℃開始升高，二者溫度平衡后開始同步均勻下降。

圖2 ?6mm管路氧化劑溫度變化曲線

根據液體姿控動力系統氧化劑管路溫控要求，?6mm管路實際包覆15單元多層隔熱組件，其不同時刻氧化劑的外壁面溫度與中心溫度情況見表2。當500s時氧化劑中心溫度由初始時刻的15℃降至-12.57℃，當500s時氧化劑中心溫度降至-12.41℃，均未達到氧化劑冰點溫度-13.6℃。

表2 ?6mm管路不同時刻氧化劑溫度

3.2 ?14mm管路包覆多層隔熱組件

0s～900s ?14mm管路（外徑14mm，內徑12mm）氧化劑外壁面與中心溫度隨時間變化曲線如圖3所示。由仿真結果可知，在0s～900s，?14mm管路氧化劑外壁面與中心溫差較?6mm管路更高，由于?14mm管路內氧化劑熱容更大，氧化劑導熱系數相對較低，因此溫度傳導初期存在較大的溫度梯度，氧化劑外壁面與中心溫度較長時間后才處于相對穩定的溫度下降階段。

圖3 ?14mm管路氧化劑溫度變化曲線

液體姿控動力系統?14mm管路實際包覆5單元多層隔熱組件，其不同時刻氧化劑外壁面與中心溫度變化情況見表3。當達到900s時氧化劑外壁面溫度僅為-8.41℃，中心溫度僅為-7.288℃，遠高于氧化劑冰點溫度。

表3 ?14mm管路不同時刻氧化劑溫度

3.3 ?6mm與?14mm管路包覆不同多層隔熱組件

分析?6mm與?14mm管路包覆5單元、15單元多層隔熱組件時氧化劑中心溫度數據，?6mm管路開始階段氧化劑中心溫度急劇降低，900s時?6mm管路包覆5單元多層隔熱組件氧化劑中心溫度由初始時刻的15℃降至-17.87℃；?6mm管路包覆15單元多層隔熱組件氧化劑中心溫度由初始時刻的15℃降至-15.59℃，與包覆5單元多層隔熱組件溫度相比高12.76%。

與?6相比，?14mm管路開始階段氧化劑中心溫度下降管路更平緩，其原因是?14mm管路內徑較大，氧化劑的熱容較高，當900s時?14mm管路包覆5單元多層隔熱組件氧化劑中心溫度由初始時刻的15℃降至-7.19℃；?14mm管路包覆15單元多層隔熱組件氧化劑中心溫度由初始時刻的15℃降至-2.93℃，與包覆5單元多層隔熱組件溫度相比高59.25%。

綜上所述，當?6mm與?14mm管路包覆同樣厚度的多層隔熱組件時，?6mm管路溫度下降更快，比?14mm管路更易出現結冰風險，由于?14mm管徑較大，因此氧化劑熱容較高。

氧化劑管路仿真設置的初始溫度-20℃，為了不考慮整流罩及太陽輻射環境條件，是氧化劑管路（不考慮推進劑工質）最惡劣的工況溫度，而實際工況考慮整流罩及太陽輻射環境，氧化劑管路初始溫度明顯高于-20℃，因此該液體姿控動力系統在執行發射任務期間氧化劑不存在結冰風險，同時具有一定的安全裕度。

4 結論

該文主要通過ANSYS Workbench中的Transient Thermal模塊對某姿控動力系統氧化劑管路內溫度變化進行瞬態傳熱仿真分析，得到以下4個結論：1）與包覆5單元多層隔熱組件狀態氧化劑中心溫度相比，?6mm管路包覆15單元多層隔熱組件高12.76%。2）與包覆5單元多層隔熱組件狀態氧化劑中心溫度相比，?14mm管路包覆15單元多層隔熱組件高59.25%。3）?6mm與?14mm管路在包覆同樣厚度的隔熱組件的過程中，?6mm管路溫度下降更快，比?14管路更易發生結冰風險。4）?6mm管路包覆15單元多層隔熱組件狀態下，當500s時，氧化劑中心溫度為-12.41℃，外壁面溫度為-12.57℃，均高于氧化劑冰點溫度，證明在發射前120s內通電打開貯箱下游電爆閥期間氧化劑不存在結冰風險，且具有一定的安全裕度。該文分析結果對液體姿控動力系統后續熱控包覆的層數優化設計具有一定的參考意義。