多支路并聯流體回路流量分配影響因素分析

楊 敏，王德偉，付 楊，車邦祥，陳 靈，鄭紅陽，于新剛，黃 磊，曹劍峰，黃 俊

（1.北京空間飛行器總體設計部 空間熱控技術北京市重點實驗室，北京 100094；2.航天恒星科技有限公司 天地一體化信息技術國家重點實驗室，北京 100094）

0 引言

單相流體回路利用機械泵提供驅動力，液體介質通過冷板吸收熱量后溫度升高，在冷端（如換熱器）放熱，最終通過空間輻射器將熱量排散掉。單相流體回路熱控技術主要應用于載人航天器［1-3］，包括載人飛船SZ 系列、空間實驗室系列、天和核心艙以及問天和夢天實驗艙。隨著科學技術及航天事業地不斷發展，未來航天器載荷功耗越來越大，工作模式復雜多變，單相流體回路技術從載人領域在逐步擴展至通信、導航、遙感等衛星平臺［4-6］。2019 年發射的東五平臺首發星實踐二十號通信衛星，第一次在高軌使用了單相流體回路進行溫度控制。目前，在載人登月、深空探測等新領域航天器論證過程中，也都使用了流體回路技術［7-8］。

應用范圍、應用場景的新變化，對單相流體回路技術提出了更高的要求，其中最主要的就是流體回路的可靠性和魯棒性。大型航天器的輻射器一般采用多支路并聯的方式，主要目的是降低空間碎片對管路造成泄漏的風險，同時降低系統的阻力。例如天宮空間站夢天實驗艙配置了外回路和內回路，其中外回路通過6 支路并聯的形式來降低流阻并提高可靠性。輻射器各支路的流量會影響輻射器散熱能力，反過來由于外熱流變化、遮擋等因素造成的輻射器散熱能力變化同樣會影響各支路溫度，進而影響工質黏度和工質流量。最嚴重的情況會造成工質凍結，導致單相流體回路系統失效，威脅航天器安全運行。因此，亟需針對影響多支路單相流體回路系統流量分配和散熱能力的因素開展系統分析，為單相流體回路系統設計提供技術支撐，提高系統設計的可靠性。范含林等［9］針對載人運輸飛船的熱工況特點，基于能量平衡分析法設計了兩種流體回路方案，進行了熱分析和性能比較，并對流體工質的選擇給出了建議。劉慶志等［10］開展了流體回路與輻射器流動/傳熱及外熱流計算的集成分析，研究了控溫特性隨外熱流變化情況。陳江平［11］等建立了單相流體回路的軟件仿真模型，分析了其在典型工況下的控溫性能和動態響應情況，并根據極端工況，即外熱流為零時進行極限低溫工況分析。付楊等［12］通過仿真獲得了神舟飛船流體回路工作特性，與在軌實測數據吻合良好。對于多支路并聯單相流體回路系統的建模和仿真目前還比較少，尤其對影響流量分配的因素分析較少。黃磊等［13］基于特征線法建立了水擊效應的數學模型，對一種含并聯支路的單相流體回路在閥門閉合工況進行了瞬態水擊仿真分析，提出了抑制水擊風險的方法。王海英等［14］針對流體回路在軌泄漏問題開展了仿真分析，建立了基于RBF 神經網絡的壓力、溫度反演方法，可實時獲得泄漏孔徑大小和泄漏位置。劉欣等［15］使用（火積）耗散原理對多輻射器航天器熱控流體回路的散熱特性進行了優化設計，輻射器與流體回路串聯時的系統散熱性能優于兩者并聯情況?？梢?，已有文獻并沒有針對影響大型多支路并聯流體回路流量分配的因素開展研究。

為此，本文基于夢天實驗艙外回路6 條并聯流體回路，使用FlowMASTER 軟件建立了簡化仿真模型，分別研究了外熱流、重力場以及管路阻力特性對各條支路工質流量和溫度的影響，并給出了設計準則，從而指導大型多支路并聯流體回路的方案設計，提高回路系統的安全性和可靠性。

1 仿真系統的建立

1.1 夢天實驗艙外回路簡介

如圖1 所示，夢天實驗艙總長17 950 mm，主體結構由工作艙、載荷艙及資源艙3 部分組成。工作艙與載荷艙為密封艙，資源艙為非密封艙。為高效收集并排散設備廢熱，夢天實驗艙配置了外回路、載荷回路和中溫內回路，其中中溫內回路和載荷回路用于收集平臺及載荷設備工作產生的熱量，而外回路包含6 條并聯支路，通過與輻射器耦合設計向外部空間排散熱量。

圖1 夢天艙構型Fig.1 Architecture of the Mengtian lab module

1.2 管路流阻模型驗證

為了驗證數值仿真的準確性和可靠性，將管路流阻的仿真結果與試驗值進行了對比分析。搭建的流阻測試試驗臺如圖2 所示，P1、P2分別是泵入口和出口壓力。系統管路總長約6 m，管徑為12 mm，管壁厚度為1.5 mm，測試工質為水，分別測試了不同流量下的系統流阻。針對圖2 的試驗測試系統在FlowMASTER 上建立了數值仿真模型并開展了系統流阻仿真，仿真值與試驗數據之間的對比如圖3所示。結果表明，數值仿真獲得的系統流阻與試驗數據吻合較好，證明了本研究所采用的管路流阻模型的準確性。

圖2 流阻測試原理Fig.2 Schematic diagram of the testing loop for flow resistance

圖3 數值仿真結果與試驗值的對比Fig.3 Comparison of the simulation results with the experimental data

1.3 多支路并聯流體回路仿真模型

在FlowMASTER 中建立的6 支路并聯流體回路系統仿真模型，如圖4 所示。工質從左側入口流入后，分流至6 條支路后最終匯集到出口流出。管路材質均為鋁，每條支路上都有一個用來調節流阻的孔板和一段管路，除主管路，6 條支路長度均約為35 m，直徑為12 mm，壁厚為1.5 mm，發射率為0.92。通過調整孔板來改變流阻，達到流量配平目的。各條主管路直徑為20 mm，靠近入口和出口的兩段管路長度均為10 m，而支路與支路之間的左右兩段管路長度相同。仿真過程的入口設置為流量入口，出口為壓力出口，工質為全氟三乙胺，10 ℃常溫，工質物性隨溫度變化而變化。

圖4 6 支路并聯流體回路系統仿真模型Fig.4 Simulation model of the fluid loop with six parallel branches

2 流量分配影響因素分析

2.1 外熱流影響

當工質在回路中流動時，會通過對流和導熱方式將熱量傳遞到管壁，管壁通過導熱方式將熱量傳遞給輻射器，最后輻射至外部空間完成熱排散，因此輻射散熱使得工質溫度沿流動方向越來越低。如圖4 所示的多支路并聯流體回路，進出口溫差會導致出口管路流阻增大，從而使得流量重新分配?；芈废到y向外部空間散熱量不同則工質溫度不同，因此需要研究回路系統散熱量對工質流量分配的影響規律。當載荷工作模式以及回路系統流量確定后，外熱流變化是改變回路系統散熱量的主要原因。為此，本文設定回路總流量為900 L/h，通過改變輻射散熱溫度方式模擬外熱流變化，繼而改變流體回路散熱量，需要指出的是，這里假設每條支路所受到的空間輻射外熱流一致。在不受重力影響下，仿真外部輻射溫度分別為-250 ℃，-200 ℃，-150 ℃和-100 ℃工況，對應的流體回路散熱量分別約為40、30、20 和10 kW。

各支路流量隨回路散熱量變化情況如圖5 所示，由圖5 可知：

圖5 流量隨回路散熱量變化情況Fig.5 Variation of the flow distribution with the radiation heat dissipation

1）當存在輻射散熱時，由于溫度變化導致工質黏度變化，因此會導致流量分配變得不均勻，表現為支路1～6 的流量依次減小，且散熱量越大，各支路出口的工質溫度越低，流量分配不均勻現象越顯著。對于散熱量為30 kW 情況，支路1～6 流量分別為：154、153、151、149、147 和146 L/h，可見1～3 支路的流量略大于無散熱時的流量，而支路4～6 的流量小于無散熱時的流量。這種流量分配是因為離入口遠的支路因為工質黏度增加，使流阻增加幅度較大，而離入口近的支路因為工質黏度增加，流阻增加幅度較小，如圖6 所示。以支路5 和支路6 為例，分析工質黏度變化對支路流阻和流量的影響。初始通過流量配平，支路5 流量Q5和支路6 流量Q6均為150 L/h，兩條支路流阻相同，阻力關系為

圖6 支路5 和6Fig.6 Branch 5 and 6

式中：Δp孔板，5為支路5 孔板的流阻；Δp管路6，1為支路6管路1 的流阻，其他同理。

當管路通過對流、導熱和輻射向外部空間傳遞熱量，出口溫度會低于進口溫度，在給定輻射條件的初始時刻兩條支路流量均為150 L/h，且兩條支路工質的進出口溫差相同，此時仍有Δp管路，5=Δp管路6，2。由于出口工質溫度降低導致黏度增大，因此式（2）中的Δp管路6，3變大，支路6 的流阻大于支路5，而其流量小于支路5，重新達到流阻平衡。

2）當外熱流變化導致輻射散熱量增大時，則各支路流量分配不均勻現象更顯著，不過這種變化趨勢非線性，與黏度隨溫度變化趨勢密切相關。各支路出口溫度隨輻射散熱量的變化情況如圖7 所示，輻射散熱量分別為10、20、30 和40 kW 時對應的支路出口溫度約為-16 ℃，-32 ℃，（-52.5～-50）℃，（-90～-60）℃。全氟三乙胺黏度隨溫度變化情況如圖8 所示，并標出了不同輻射散熱量下對應的支路出口溫度。由圖8 可知，散熱量40 kW 對應的工質溫度處于黏度劇烈變化區，散熱量30 kW 對應的工質溫度也處于黏度變化較大區域，而散熱量20 和10 kW 對應工質溫度的黏度與工質初始溫度（10 ℃）對應的黏度相差不大，因此在圖5 中，10 和20 kW 散熱量下的流量分配與初始相比變化不大，均約為150 L/h，而30 和40 kW 散熱量下的各支路流量差別很大。因此，在進行流體回路設計時，要避免工質溫度進入黏度劇烈變化的區域，否則可能會加劇各支路流量分配的不均勻性，影響散熱能力。

圖7 出口溫度隨散熱量的變化情況Fig.7 Variation of the outlet temperature with the heat dissipation

圖8 全氟三乙胺黏度隨溫度變化情況Fig.8 Variation of the perfluorotrimethylamine viscosity with the temperature

2.2 重力場影響

當流體回路向外散熱，管路的進出口工質溫度會不同，工質密度也不同，此時重力場的存在可能會影響多支路并聯單相流體回路系統的流量分配，因此需要開展重力場對工質流量分配，以及溫度場影響規律研究，探究地面試驗與在軌運行差異。為此，本文在總流量為900 L/h 時，分別研究有輻射散熱及無輻射散熱時，重力場對各支路流量分配的影響。

首先在不考慮輻射散熱情況下，使用孔板對6 條支路進行流量配平，不存在輻射散熱，即恒溫流動時，存在以及不存在重力場時結果見表1?？梢娫诤銣亓鲿r，有無重力場對各支路的流量分配沒有影響，這是因為對于圖4 中的任何一條支路，由于重力場的影響，其左邊管路工質帶來的是驅動力，右邊帶來的是阻礙流動的力，兩者大小相等，方向相反。

表1 無散熱時重力對各支路流量分配影響Tab.1 Effects of gravity on the flow distribution of each branch without heat dissipation

當輻射散熱量為40 kW 時，重力對流量分配影響見表2。由表2 可知，無論是否存在重力場，支路1～6 的流量依次減小，這是因為工質在支路流動時溫度不斷降低，黏度不斷增大，具體分析已在上文介紹；重力場加劇了流量分配的不均勻性，有重力時，支路1、2 的流量變得更大，支路3 基本無變化，而支路4～6 的流量變得更小。

表2 散熱量為40 kW 時重力對各支路流量分配影響Tab.2 Effects of gravity on the flow distribution of each branch when the heat dissipation is 40 kW

重力場對流量的影響是由溫度變化導致工質密度變化引起的，全氟三乙胺密度隨溫度變化情況如圖9 所示，密度隨溫度增大而減小，且基本呈線性關系。支路1～6 沿程的工質溫度變化情況如圖10所示，可以看到，支路1～6 出口的溫度依次降低。各支路兩側由于密度變化帶來的壓差ΔP由式（3）給出：

圖9 全氟三乙胺密度隨溫度變化情況Fig.9 Variation of the perfluorotrimethylamine density with the temperature

圖10 工質沿程溫度變化Fig.10 Variation of the working medium temperature along the flowing direction

式中：ρ為出口溫度對應的密度；ρ′為進口溫度對應的密度；h為兩支路之間高度差。

由于出口溫度低于入口溫度，因此出口工質密度更大，由圖10 可知，離入口越遠的管路，其支路出口溫度也越低，因此密度變化帶來壓差的ΔP也越大。支路1 不存在密度變化帶來的流動阻力增大問題。對于支路2，由于密度變化帶來的壓差ΔP2為

對于支路3，由于密度變化帶來的壓差ΔP3為

對于支路4，由于密度變化帶來的壓差ΔP4為

對于支路5，由于密度變化帶來的壓差ΔP5為

對于支路6，由于密度變化帶來的壓差ΔP6為

可見，對于密度變化帶來的壓差ΔP：ΔP6＞ΔP5＞ΔP4＞ΔP3＞ΔP2，即支路6 流量受其影響最大，流量減少最多，達到了4 L/h，而支路1 由于不存在密度變化帶來的流動阻力增大問題，流量增幅最大，達到了6 L/h，其流量也最大，為193 L/h。需要指出的是，流量的具體分配與密度變化所增加的流阻、原有流阻大小均有關系，規律是類似的。

對于每一條支路，本文分別計算了有重力和無重力時的流量差（Qwith，g-Qwithout，g），結果如圖11 所示。由圖11 可知，輻射散熱量分別為10 和20 kW時，由于工質溫度變化不大，密度變化也小，各支路兩側由于密度變化帶來的壓差ΔP可以忽略不計，此時重力場對流量分配沒有影響。而當回路散熱量增至30 和40 kW 時，此時工質進出口溫差大，如當散熱量為40 kW 時，支路6 工質進出口溫差超過了100 ℃，此時各支路兩側由于工質密度變化帶來的壓差ΔP就會導致流量分配不均，且隨回路散熱量增加會加劇流量分配不均的情況。

圖11 有重力和無重力時各支路流量差隨散熱量變化情況Fig.11 Variation of the flow difference with the heat dissipation with and without gravity

2.3 管路阻力特性影響

對于多支路并聯單相流體回路，如果因為流量配平工作未做好或其他原因導致各支路的管路阻力特性不同，此時如果工質向外部空間進行輻射傳熱，有可能會進一步加劇流量分配的不均勻性，影響流體回路系統的安全性和可靠性。為此，本文首先基于總流量為900 L/h 進行了管路阻力特性調整，使支路1～3 流量為130 L/h，支路4～6 流量為170 L/h，后將入口總流量改為200、400 和600 L/h，分別研究流體回路有輻射散熱和無輻射散熱時，6條支路的流量分配規律。

1）不存在輻射散熱。

表3 給出了流體回路與外部無熱量傳遞時管路阻力特性對各支路流量分配的影響，由表3 可知，隨著總流量的減少，6 條支路的流量均減小。

表3 無散熱時管路阻力特性對各支路流量分配影響Tab.3 Effects of the resistance characteristics on the flow distribution without heat dissipation

2）存在輻射散熱。

設定輻射散熱量為10 kW，存在重力場時，表4是仿真得到的6 條支路流量和出口溫度。對總流量600 和900 L/h 情況，有無散熱對流量分配沒有非常明顯的影響，因為此時溫度變化引起的物性變化不明顯。對于流量為200 和400 L/h 情況，存在散熱使得支路1～3 的流量有明顯降低，這是因為各支路流量較小，且輻射帶來的溫度降低明顯，對物性產生了很大影響。

表4 散熱量為10 kW 時管路阻力特性對各支路流量分配影響Tab.4 Effects of the resistance characteristics on the flow distribution when the heat dissipation is 10 kW

由表4 可知，流量為200 和400 L/h 時，支路出口溫度處于工質黏度隨溫度劇烈變化的區域，因此溫度的較小波動也會使得黏度產生較大變化。支路1～3 流量相對支路4～6 流量更低，溫度也更低，因此支路1～3 的出口工質黏度遠高于支路4～6，從而導致支路1～3 的流量有明顯降低，而支路4～6 流量有明顯上升。因此，對于流阻特性不同的情況，要特別注意流阻大、流量小的支路，防止在相同輻射散熱量下，其溫度進入黏度劇烈變化的區域，從而導致流量分配偏離設計。

3 結束語

為提高大型多支路并聯流體回路系統的安全性和可靠性，本文基于夢天實驗艙的6 條并聯流體回路建立了仿真模型，研究了外熱流、重力場以及管路阻力特性對流量分配的影響。

1）存在輻射散熱時，工質溫度變化帶來的黏度變化會導致流阻變化，從而使各支路流量分配變得不均勻，表現為遠離入口的支路流量會變小，而靠近入口的流量會變大；

2）當外熱流變化導致回路輻射散熱量變大，以及存在重力場時，流量分配不均會更顯著，另外，重力場對流量分配的影響也隨著散熱量的增大而變得更顯著；

3）回路在設計和運行時都要避免工質溫度進入黏度劇烈變化區域，否則各支路流量很容易受外熱流、重力場以及管路阻力特性變化的影響，從而威脅航天器運行安全。