張文偉，柯鵬＊

1．北京航空航天大學(xué) 航空科學(xué)與工程學(xué)院，北京 100083 2．北京航空航天大學(xué) 交通科學(xué)與工程學(xué)院，北京 100083

微重力動(dòng)態(tài)水氣分離器性能仿真與理論分析

張文偉1，柯鵬2，＊

1．北京航空航天大學(xué) 航空科學(xué)與工程學(xué)院，北京 100083 2．北京航空航天大學(xué) 交通科學(xué)與工程學(xué)院，北京 100083

開展微重力動(dòng)態(tài)水氣分離器性能研究，對(duì)水氣分離技術(shù)設(shè)計(jì)與優(yōu)化具有重要意義。根據(jù)動(dòng)態(tài)水氣分離器內(nèi)部結(jié)構(gòu)和流動(dòng)形式，建立了基于環(huán)狀流－庫(kù)特流假設(shè)的理論分析模型，提出了基于界面概率近似方法的歐拉雙流體模型描述由流動(dòng)形態(tài)轉(zhuǎn)化造成的混合流多尺度界面，采用多參考系方法處理轉(zhuǎn)動(dòng)與非轉(zhuǎn)動(dòng)區(qū)域之間的變量交互問(wèn)題。應(yīng)用理論分析與仿真兩種方法研究動(dòng)態(tài)水氣分離器準(zhǔn)穩(wěn)態(tài)和瞬態(tài)特性的無(wú)量綱參數(shù)變化規(guī)律。結(jié)果表明：理論分析與仿真結(jié)果具有較強(qiáng)的相互驗(yàn)證關(guān)系；準(zhǔn)穩(wěn)態(tài)的增壓比和能耗特性能提供設(shè)計(jì)參數(shù)選擇依據(jù)，能效比能確定最佳工作區(qū)間；分離階段瞬態(tài)特性與入口流動(dòng)參數(shù)無(wú)關(guān)，輸運(yùn)階段瞬態(tài)特性與入口流動(dòng)參數(shù)、液路出口阻尼相關(guān)；以輸運(yùn)壓力作為液路出口電磁閥關(guān)閉充分條件可實(shí)現(xiàn)液分離效率不受入口流動(dòng)參數(shù)影響。

微重力；環(huán)境控制與生命保障；水氣分離；氣液兩相流；雙流體模型

微重力水氣分離技術(shù)是環(huán)境控制與生命保障系統(tǒng)為載人航天提供水和空氣保障的關(guān)鍵技術(shù)之一。動(dòng)態(tài)水氣分離器分離容量大、分離速度快、耐污染性強(qiáng)并且易于主動(dòng)控制。美國(guó)、俄羅斯、歐空局和日本均已研制出相應(yīng)的產(chǎn)品，成功應(yīng)用于國(guó)際空間站環(huán)控生保系統(tǒng)，且航天各國(guó)一直沒有間斷動(dòng)態(tài)水氣分離技術(shù)的相關(guān)研究［1－3］。國(guó)內(nèi)微重力水氣分離技術(shù)以重力條件地面實(shí)驗(yàn)［4－6］、失重飛機(jī)搭載實(shí)驗(yàn)［7－8］研究為主，而關(guān)于技術(shù)仿真與理論分析的研究相對(duì)較少。因此，基于美國(guó)航空航天局（National Aeronautics and Space Administration，NASA）的動(dòng)態(tài)水氣分離器基本結(jié)構(gòu)，開展性能仿真與理論分析，構(gòu)建由兩種方法分別得到的分布型與統(tǒng)計(jì)型數(shù)據(jù)之間的相互驗(yàn)證關(guān)系，探索快速有效的性能設(shè)計(jì)與預(yù)測(cè)方法，重點(diǎn)研究性能參數(shù)的準(zhǔn)穩(wěn)態(tài)和瞬態(tài)特性，對(duì)于我國(guó)載人航天環(huán)控生保系統(tǒng)水氣分離技術(shù)設(shè)計(jì)與預(yù)研具有重要的工程意義。

理論分析方法具有快速和高效的特點(diǎn)，能直接反映變量變化及相互影響規(guī)律。Hoyt［9］采用理論分析方法研究了具有環(huán)狀流特點(diǎn)的旋流式靜態(tài)水氣分離器。然而動(dòng)態(tài)水氣分離器具有更為復(fù)雜的結(jié)構(gòu)（轉(zhuǎn)動(dòng)葉片）與流動(dòng)（轉(zhuǎn)動(dòng)域的主動(dòng)驅(qū)動(dòng)流和非轉(zhuǎn)動(dòng)域的被動(dòng)驅(qū)動(dòng)流）。因此，本文提出環(huán)狀流和庫(kù)特流的假設(shè)，建立與改進(jìn)理論分析模型，并由計(jì)算流體力學(xué)（CFD）仿真方法驗(yàn)證其合理性與有效性。

然而微重力水氣分離器中氣液兩相流動(dòng)形態(tài)復(fù)雜多變，近十年氣液兩相流CFD仿真模型才逐漸在水氣分離器研究中得到實(shí)際的工程應(yīng)用。Westermann和 Müller［10］建立了用于國(guó)際空間站歐洲“哥倫布”艙環(huán)控生保系統(tǒng)的冷凝緩沖水氣分離器CFD模型，計(jì)算得到阻力特性并優(yōu)化了旋流結(jié)構(gòu)。Hoyt等［11］采用歐拉雙流體模型（Eulerian Two－Fluid Model，TFM）在寬廣的流量范圍內(nèi)計(jì)算了旋流式靜態(tài)水氣分離性能，并驗(yàn)證了CFD模型在微重力水氣分離器設(shè)計(jì)中的有效性。楊飛和張永?。?2］應(yīng)用TFM并結(jié)合多參考系方法對(duì)微重力下蒸汽壓縮離心機(jī)內(nèi)氣液兩相流動(dòng)情況及氣液分離特性進(jìn)行了模擬研究。張文偉等［13－15］采用歐拉－拉格朗日模型（Euler－Lagrange Model，E－L）對(duì)直通旋風(fēng)式高壓水分離器和吸水材料式靜態(tài)水氣分離器開展了仿真研究，建立了水滴均勻和非均勻粒徑的分離效率統(tǒng)計(jì)模型，考查了水滴直徑、流量和重力等多個(gè)因素對(duì)分離效率的影響。然而上述TFM和E－L方法源于離散流假設(shè)的局限性，難以刻畫局部化的氣液流動(dòng)形態(tài)或不同尺度的氣液界面。Hoyt［9］研究表明水氣分離過(guò)程中小尺度氣液界面的存在使界面捕捉模型VOF（Volume of Fluid）也難以勝任水氣分離器仿真，通常不能在有限的時(shí)間獲得有效的解，甚至在極小網(wǎng)格尺度和時(shí)間步長(zhǎng)下仍然會(huì)出現(xiàn)計(jì)算發(fā)散、崩潰現(xiàn)象。

為了簡(jiǎn)單有效描述由流動(dòng)形態(tài)轉(zhuǎn)化造成的混合流多尺度界面，研究者提出通過(guò)TFM與界面捕捉模型（如VOF）相結(jié)合的方法實(shí)現(xiàn)大小尺度界面的捕捉和過(guò)濾，并根據(jù)不同的結(jié)合方式發(fā)展出TFM嵌入式和耦合式模型。例如，Hoyt［9］也應(yīng)用一種TFM與VOF的耦合模型開展了第2代旋流式靜態(tài)水氣分離器仿真分析。更多算法詳見文獻(xiàn)［16］。上述兩種CFD仿真模型各有利弊，耦合式模型求解方程數(shù)目比嵌入式的少，但在同一個(gè)計(jì)算域中需求解具有不同方程數(shù)目的兩個(gè)數(shù)學(xué)模型，其復(fù)雜性更高［17］。因此，從工程應(yīng)用和模型適應(yīng)性的角度綜合考慮，TFM嵌入式比耦合式模型更為簡(jiǎn)便、通用。國(guó)內(nèi)尚無(wú)關(guān)于TFM嵌入式模型的報(bào)道，國(guó)外TFM 嵌入式模型［17－24］主要采用質(zhì)量／動(dòng)量源項(xiàng)修正方法銳化和捕捉大尺度界面，然而添加的質(zhì)量／動(dòng)量源項(xiàng)并不具有真實(shí)的物理含義，將在TFM中引入附加的不確定性。

因此，本文結(jié)合NASA動(dòng)態(tài)水氣分離器基本結(jié)構(gòu)，發(fā)展了理論分析模型，同時(shí)提出了一種TFM嵌入式CFD仿真模型TFM－IPAM（Eulerian Two－Fluid Model with an Interface Probability Approximation Method），綜合應(yīng)用理論分析與CFD仿真兩種方法研究動(dòng)態(tài)水氣分離器準(zhǔn)穩(wěn)態(tài)和瞬態(tài)特性的無(wú)量綱參數(shù)變化規(guī)律。

1 幾何模型

圖1為NASA動(dòng)態(tài)水氣分離器基本結(jié)構(gòu)，包括水氣混合入口管道、氣路出口管道、液路出口管道、液路出口阻尼器、靜止殼體以及旋轉(zhuǎn)葉片（包括圓盤）等［25］。其中由靜止殼體和旋轉(zhuǎn)葉片構(gòu)建的區(qū)域是氣液兩相流動(dòng)的主要特征區(qū)域，為本文研究對(duì)象。模型參數(shù)設(shè)定為：轉(zhuǎn)軸半徑R0＝11mm；葉片半徑R2＝50mm；腔室內(nèi)徑R3＝53mm；軸向間隙d6＝1mm；葉片軸向長(zhǎng)度d3＝13mm；腔室軸向總長(zhǎng)L＝15mm；液／氣出口背壓為0kPa；表面張力σ＝0．07N／m，壁面接觸角θ＝60°；網(wǎng)格尺度Δx＝1mm。

圖1 動(dòng)態(tài)水氣分離器結(jié)構(gòu)Fig．1 Dynamic gas－liquid separator structure

工作原理：動(dòng)態(tài)水氣分離技術(shù)利用離心力將不同密度的流體分離。水氣混合物在旋轉(zhuǎn)葉片的作用下獲得離心力，液體的密度大，獲得的離心力大，被拋向葉片外緣，逐漸形成液環(huán)。氣體經(jīng)氣路出口排出，液體依靠自身靜壓或泵排出。工作模式：I兩相分離階段，液路出口電磁閥關(guān)閉，水氣兩相進(jìn)入腔室，在葉片作用下水氣分離并形成液環(huán)，同時(shí)采用壓力傳感器監(jiān)測(cè)液路出口壓力；II單相輸運(yùn)階段，當(dāng)液路出口壓力達(dá)到預(yù)設(shè)值A(chǔ)，打開液路電磁閥，液體在內(nèi)部壓力作用下流出，液環(huán)厚度減少。液路輸出壓力小于預(yù)設(shè)最小值B時(shí)，關(guān)閉液路電磁閥，重復(fù)階段I。

2 理論分析模型

模型假設(shè)：① 以圖1中子域Ω2、Ω3、Ω5和Ω6作為液環(huán)控制體，忽略葉片厚度；② 液環(huán)沿軸向等厚度；③ 子域Ω2流動(dòng)視為具有與葉片相同轉(zhuǎn)動(dòng)角速度的環(huán)狀流，子域Ω3、Ω5和Ω6流動(dòng)視為具有分布性轉(zhuǎn)速的庫(kù)特流；④ 不考慮連續(xù)液相中的氣泡和連續(xù)氣相中的液滴?；谏鲜黾僭O(shè)，可建立液相的質(zhì)量守恒方程、壓力平衡方程及角動(dòng)量守恒方程，進(jìn)而求解分離過(guò)程及功耗。

液相質(zhì)量守恒方程如式（1）所示

式中：Ri為氣液界面位置半徑；Qin為入口液相流量；Qout為出口液相流量；Qall為入口總流量；αl為入口含液率；ρl為液相密度；流量系數(shù)Cd取工程值0．6［26］；出口面積 A0＝36mm2；Δp′s為液路出口局部壓差。

液路出口局部壓差Δp′s的計(jì)算方法：根據(jù)域Ω5與域Ω2的平均角速度比ωii／ω＝1／2＋P／6、域Ω6與域Ω3的平均角速度比ωiv／ωi＝1／2＋P／6兩方面的比例關(guān)系，液路出口局部壓差近似為其中，特性參數(shù)液路輸出壓力ps計(jì)算采用腔

室內(nèi)徑R3處的壓力p3和葉片半徑R2處的壓力

p2的算術(shù)平均值，即

表1 計(jì)算參數(shù)Table 1 Calculation parameters

式中：p0為環(huán)境壓力；ω為葉片轉(zhuǎn)動(dòng)角速度；域Ω3分布性角速度ω′根據(jù)庫(kù)特流的速度分布［26］計(jì)算得到，即

式中：壓力梯度無(wú)量綱數(shù)P＝Cdp／dx，在真實(shí)流動(dòng)中具有一定的分布性，無(wú)法通過(guò)理論分析獲取。根據(jù)實(shí)際物理流動(dòng)假定腔室間隙為均勻順壓流動(dòng)，則P≥0，具體數(shù)值由實(shí)驗(yàn)或仿真校核確定。

為求解角速度ω，進(jìn)一步建立液相角動(dòng)量守恒方程：

式中：軸向入口液相角動(dòng)量Jin很小，可忽略；出口液相角動(dòng)量Jout＝ρl（R3＋R2）ωiiiQout／2；M 為電機(jī)扭矩；dJi／dt為角動(dòng)量瞬態(tài)項(xiàng)；摩擦力矩Tw計(jì)算公式為

式中：局部摩擦系數(shù)Cfj＝0．316 4Re－0．25j，局部雷諾數(shù)Rej＝ρlujDj／μl［26］，μl為液相黏度，局部平均摩擦速度uj根據(jù)庫(kù)特流速度分布計(jì)算得到；特征長(zhǎng)度Dj、局部摩擦面積Aj、局部摩擦力矩半徑Rj、局部摩擦平均速度uj和局部平均轉(zhuǎn)速ωj等參數(shù)詳見表1。

聯(lián)立式（1）～式（10）可求解氣液界面位置半 徑Ri和葉片轉(zhuǎn)動(dòng)角速度ω。求解時(shí)由于恒轉(zhuǎn)速電機(jī)扭矩M特性未知，則忽略轉(zhuǎn)動(dòng)的啟動(dòng)過(guò)程，以恒定角速度ω為求解輸入條件，從而dJi／dt＝0。進(jìn)一步為評(píng)估系統(tǒng)功耗，負(fù)載功率Powf計(jì)算如下

分析結(jié)果采用以下無(wú)量綱形式表示：R＊＝Ri／R3；p＊＝ps／p0；Po＊w＝Powf／Powf，max；t＊＝tQin／Va。其中：Va為腔室總體積；Powf，max為轉(zhuǎn)速n＝1 750r／min時(shí)的最大負(fù)載功率實(shí)驗(yàn)值。

3 CFD仿真模型

動(dòng)態(tài)水氣分離器內(nèi)部?jī)上嗔鲃?dòng)具有從水氣入口處的離散流到腔室內(nèi)部分層流的轉(zhuǎn)換特征，為了簡(jiǎn)單有效描述由流動(dòng)形態(tài)轉(zhuǎn)化造成的混合流多尺度界面，建立了CFD仿真模型TFM－IPAM。不考慮相變和傳熱，其框架包括基本方程、界面動(dòng)量傳輸和湍流封閉關(guān)系以及界面概率近似方法。

界面概率近似方法是TFM－IPAM的核心算法，實(shí)現(xiàn)動(dòng)態(tài)水氣分離器腔室內(nèi)部氣液相間幾何邊界的層次化處理：采用網(wǎng)格單元顯式表征大尺度界面的幾何位置，所在的網(wǎng)格單元定義為界面層；采用離散液滴／氣泡粒徑隱式表征小尺度界面，并在網(wǎng)格單元中以相分?jǐn)?shù)形式體現(xiàn)空間位置信息，所在的網(wǎng)格區(qū)域定義為離散流區(qū)域。

界面動(dòng)量傳輸項(xiàng)和湍流封閉關(guān)系是模型基本方程求解的必要條件。大小尺度界面的動(dòng)量傳輸項(xiàng)分別為氣液界面摩擦力和傳統(tǒng)相間作用力，均以體積力的形式出現(xiàn)在動(dòng)量方程中。其中氣液界面摩擦力施加在界面層上，傳統(tǒng)相間作用力施加在離散流區(qū)域。暫未考慮離散液滴／氣泡粒徑尺度的分布性，僅采用離散相Sauter平均直徑表示，該值通常由實(shí)驗(yàn)測(cè)量、理論計(jì)算或合理假設(shè)確定，本文取1／2Δx。

3．1 基本方程及封閉關(guān)系

對(duì)于絕熱的不可壓兩相流系統(tǒng)，TFM中氣液兩相的連續(xù)方程和動(dòng)量方程的通用表達(dá)式為［27］

式中：α為相體積分?jǐn)?shù)；ρ為密度；u為速度；p為壓力。式（13）等號(hào)右邊第1項(xiàng)為壓力梯度項(xiàng)。第2項(xiàng)為重力項(xiàng)，微重力時(shí)忽略該項(xiàng)。

第3項(xiàng)應(yīng)力項(xiàng)包括黏性應(yīng)力和雷諾湍流應(yīng)力。對(duì)后者采用k －ω離散湍流模型進(jìn)行封閉，即由于腔室內(nèi)部氣液密度差較大，忽略連續(xù)氣相以及處于其中的離散液滴的湍流效應(yīng)，僅對(duì)連續(xù)液相建立k －ω兩方程湍流模型，并采用基于附加源項(xiàng)法的Troshko－Hassan模型［28］計(jì)入離散氣泡對(duì)連續(xù)液相湍流的影響，同時(shí)離散氣泡的湍流黏度采用近似等于連續(xù)液相湍流黏度的處理方法。

第4項(xiàng)Mk為界面動(dòng)量傳輸項(xiàng)。TFM－IPAM根據(jù)界面概率近似方法自動(dòng)將整體計(jì)算域劃分為界面層、氣泡流區(qū)域和液滴流區(qū)域，從而在確定各區(qū)域位置信息之后，基于相分?jǐn)?shù)α計(jì)算界面面積密度，并通過(guò)式（14）、式（17）、式（22）及式（24）實(shí)現(xiàn)不同界面動(dòng)量傳輸?shù)挠?jì)入。

在界面層，計(jì)入氣液界面摩擦力

式中：界面面積密度A＝ Δ ；混合密度 ＝fs｜αl｜ ρmαlρl＋αgρg；氣液速度差｜U｜＝｜ul—ug｜。參考AIAD模型［20］，界面摩擦系數(shù)為

氣液之間剪切應(yīng)力為

在離散流區(qū)域，計(jì)入傳統(tǒng)相間作用力。傳統(tǒng)相間作用力包括阻力和非阻力，阻力Fd，k通常為界面動(dòng)量傳輸項(xiàng)Mk的主要貢獻(xiàn)力，暫不考慮非阻力（升力、虛擬質(zhì)量力、壁面潤(rùn)滑力以及湍流分散力）。在氣泡流區(qū)域，阻力表達(dá)式為

式中：界面面積密度 Ab＝6αg／db；阻力系數(shù)CD，b采用Clift等［29］的模型

在液滴流區(qū)域，阻力表達(dá)式為

式中：界面面積密度Ad＝6αl／dd；阻力系數(shù)CD，d采用Ishii－Zuber模型［30］

式中：雷諾數(shù)Red＝ρg｜U｜dd／μg。

表面張力Fs反映氣液界面處的壓力差，則可基于Brackbill等［31］提出的連續(xù)表面力模型進(jìn)行計(jì)算，并可將表面力轉(zhuǎn)化為體積力計(jì)入到界面動(dòng)量傳輸項(xiàng)Mk中。在TFM－IPAM中，氣液界面為兩相共存的網(wǎng)格單元，界面每個(gè)單元在每個(gè)維度方向上均存在兩個(gè)動(dòng)量方程，則表面張力按相體積分?jǐn)?shù)進(jìn)行分配，分別計(jì)入兩相動(dòng)量方程中［18］

式中：βk為比例分配因子；σ為表面張力系數(shù)；κ為局部曲率；n為界面法向向量?？紤]壁面接觸角θ時(shí)，在壁面處法向向量n改寫為

式中：nw為壁面法向向量；tw為壁面切向向量。

此外，采用多參考系方法處理轉(zhuǎn)動(dòng)與非轉(zhuǎn)動(dòng)區(qū)域，轉(zhuǎn)動(dòng)區(qū)域基本方程采用相對(duì)速度計(jì)算，非轉(zhuǎn)動(dòng)區(qū)域基本方程采用絕對(duì)速度計(jì)算。二者交界面采用“Interface”方法處理，即交界面轉(zhuǎn)動(dòng)區(qū)域一側(cè)相鄰網(wǎng)格存儲(chǔ)的Δt內(nèi)的準(zhǔn)穩(wěn)態(tài)場(chǎng)量，傳遞給交界面非轉(zhuǎn)動(dòng)區(qū)域一側(cè)的相鄰網(wǎng)格。該方法能有效避免部件旋轉(zhuǎn)導(dǎo)致的網(wǎng)格轉(zhuǎn)動(dòng)問(wèn)題，在一定程度上降低仿真計(jì)算復(fù)雜性。

3．2 界面概率近似方法

界面概率近似方法包括界面數(shù)值擴(kuò)散處理策略和界面概率近似算法兩部分，前者解決動(dòng)態(tài)水氣分離器腔室內(nèi)部氣液界面銳化問(wèn)題，后者解決界面辨識(shí)問(wèn)題。

3．2．1 界面數(shù)值擴(kuò)散處理策略

在界面數(shù)值擴(kuò)散處理方法中，幾何重構(gòu)算法理論上能完全消除界面數(shù)值擴(kuò)散，但具有以下不足：通常以四邊形和六面體網(wǎng)格單元為基礎(chǔ)，難以應(yīng)用于其他網(wǎng)格單元類型中；網(wǎng)格單元內(nèi)部流體分布的重構(gòu)隨著維度增加變得十分復(fù)雜［32］。這也是基于這類處理方法的VOF在工程應(yīng)用中計(jì)算量巨大、計(jì)算易崩潰的原因之一。另外，Coste［23］的質(zhì)量源項(xiàng)修正方法及 Hnsch等［24］的動(dòng)量源項(xiàng)修正方法，改變了原始的相分?jǐn)?shù)場(chǎng)或速度場(chǎng)。因此，為追求方法在復(fù)雜結(jié)構(gòu)中較好的適應(yīng)性，同時(shí)不引入過(guò)多的不確定性，將VOF方法的高精度壓縮差分格式CICSAM（Compressive Interface Capturing Scheme for Arbitrary Meshes）［32］應(yīng)用于 TFM－IPAM 中大尺度界面數(shù)值擴(kuò)散的處理，解決界面銳化問(wèn)題，并在離散流區(qū)域使用CICSAM與二階迎風(fēng)的調(diào)和格式，調(diào)和系數(shù)選取0．5。

3．2．2 界面概率近似算法

研究表明高精度壓縮差分格式CICSAM能有效控制但不能完全消除數(shù)值擴(kuò)散［32］，相間幾何邊界仍具有不確定性。因此，提出概率近似算法進(jìn)一步捕捉大尺度界面，以單層網(wǎng)格表示其幾何位置，標(biāo)定出界面層和離散流區(qū)域，為界面動(dòng)量傳輸提供準(zhǔn)確的位置信息，解決界面辨識(shí)問(wèn)題。

首先，算法基于一個(gè)等價(jià)關(guān)系，即物理意義上相分?jǐn)?shù)為單元中一相的體積含量，等價(jià)于概率意義上一相出現(xiàn)在該單元中的概率。當(dāng)某網(wǎng)格單元一相的α大于臨界相分?jǐn)?shù)αc（例如，本文αc取0．99）時(shí)，根據(jù)概率近似，可將一相出現(xiàn)在該單元的概率視為1，判定該相完全占據(jù)當(dāng)前網(wǎng)格單元。

其次，基于一個(gè)類比關(guān)系，即相分?jǐn)?shù)α等值線／面至α＝1等值線／面之間的差值｜1－α｜可視為相分?jǐn)?shù)意義上的距離函數(shù)。因此，可借助Level－Set方法中的海維賽德函數(shù)［33］實(shí)現(xiàn)相分?jǐn)?shù)概率近似及相界面銳化調(diào)節(jié)的數(shù)學(xué)描述。

當(dāng)｜1－α｜＜｜1－αc｜（即α＞αc）時(shí)，則在概率意義上一相出現(xiàn)在該單元的概率為1，即經(jīng)概率近似調(diào)節(jié)之后的相分?jǐn)?shù)αs＝1；當(dāng)｜1－α｜＞｜αc｜（即α＜（1－αc））時(shí)，則αs＝0；當(dāng)｜1－αc｜≤｜1－α｜≤｜αc｜（即（1－αc）≤α≤αc）時(shí)，實(shí)施歸一化處理，調(diào)和αs至范圍（0，1）。從而實(shí)現(xiàn)相分?jǐn)?shù)的第1次近似及相界面的第1次銳化調(diào)節(jié)。而后，以小步－多次的方式進(jìn)行N次調(diào)節(jié)（一般N取10即可），將相分?jǐn)?shù)為（0，1）的區(qū)域壓縮消除（因界面數(shù)值擴(kuò)散并非完全對(duì)稱，可能會(huì)存在極個(gè)別網(wǎng)格相分?jǐn)?shù)處于0～1之間），使全場(chǎng)相分?jǐn)?shù)梯度處于兩個(gè)極端，0或1／Δx。相分?jǐn)?shù)梯度為非零值的網(wǎng)格標(biāo)記為界面層；整體計(jì)算域被界面層分割為氣泡流和液滴流區(qū)域。其中經(jīng)橫坐標(biāo)平移變換后的海維賽德函數(shù)表達(dá)式為

式中：Φ＝α－0．5；E＝αc－0．5；αs為經(jīng)概率近似調(diào)節(jié)之后的相分?jǐn)?shù)。

算法基于概率近似將由不可避免的數(shù)值擴(kuò)散造成的數(shù)值上不確定的界面轉(zhuǎn)化為概率上確定的界面，基于Level－Set方法簡(jiǎn)化了界面銳化和捕捉的近似過(guò)程。與前人 TFM 嵌入式模型［23－24］相比，TFM－IPAM實(shí)現(xiàn)了界面銳化和辨識(shí)功能，未改變?cè)嫉南喾謹(jǐn)?shù)場(chǎng)／速度場(chǎng)，無(wú)需附加時(shí)間步，在一定程度上可減少計(jì)算不確定性及復(fù)雜性。

3．3 數(shù)值算法

TFM－IPAM基本方程采用相耦合SIMPLE算法［34］求解。在方程空間離散方面，動(dòng)量和湍流方程采用一階迎風(fēng)差分格式，能滿足精度要求，詳見第4節(jié)中與二階迎風(fēng)差分格式的結(jié)果對(duì)比；基本方程中對(duì)流和擴(kuò)散項(xiàng)中的梯度項(xiàng)計(jì)算采用Green－Gauss梯度方法；相連續(xù)方程采用3．2．1節(jié)所述差分格式策略。時(shí)間離散采用二階精度隱式格式，不受Courant數(shù)限制，且無(wú)條件穩(wěn)定。

采用商業(yè)軟件FLUENT版本14．5（ANSYS，Inc．，Canonsburg，PA，USA）實(shí)現(xiàn)上述離散和求解算法。局部化的離散格式、幾何邊界以及界面動(dòng)量傳輸則通過(guò)自定義函數(shù)（User－Defined Function，UDF）嵌入FLUENT求解器中。圖2為TFM－IPAM的整體求解程序，虛線框部分為本文核心算法。時(shí)間步長(zhǎng)中每一次迭代計(jì)算后，實(shí)施IPAM，更新界面的幾何邊界和動(dòng)量傳輸。顯然，TFM－IPAM依托通用商業(yè)軟件平臺(tái)，在模型實(shí)現(xiàn)和工程應(yīng)用上具有簡(jiǎn)便、通用的優(yōu)勢(shì)。

圖2 TFM－IPAM整體求解程序Fig．2 Entire solution algorithm for TFM－IPAM

4 模型驗(yàn)證

以轉(zhuǎn)速n＝1 750r／min工況作為驗(yàn)證工況，對(duì)比仿真、理論分析與實(shí)驗(yàn)關(guān)于液路輸出壓力p＊、負(fù)載功率兩個(gè)方面的結(jié)果，進(jìn)行模型驗(yàn)證。實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)由中國(guó)航天員科研訓(xùn)練中心提供，其中轉(zhuǎn)速測(cè)量精度為5%，壓力測(cè)量精度為0．8%，負(fù)載功率由電功率減去空載功率近似確定。

圖3（a）為液路輸出壓力p＊隨液環(huán)內(nèi)徑R＊的變化關(guān)系。結(jié)果對(duì)比表明：①p＊的仿真值、理論值及實(shí)驗(yàn)值吻合較好，均隨R＊增大而減?。虎趐＊的二維仿真值與三維仿真值差異很小，表明p＊值更多地體現(xiàn)為沿徑向的二維特性。原因在于，首先動(dòng)態(tài)水氣分離器實(shí)際結(jié)構(gòu)L／2R3約為0．14（長(zhǎng)徑比遠(yuǎn)小于1）；其次，葉片旋轉(zhuǎn)使徑向離心力場(chǎng)為氣液分離的主要物理場(chǎng)，氣液分層特征主要體現(xiàn)在徑向，因此在兩相分離階段x軸向效應(yīng)可忽略，p＊值與葉片轉(zhuǎn)動(dòng)角速度ω及液環(huán)內(nèi)徑R＊直接相關(guān)。進(jìn)而也表明，基于二維平面進(jìn)行會(huì)造成實(shí)驗(yàn)值具有5%的不確定度。此外，盡p＊值的理論分析亦具有可行性和有效性；③P＝0時(shí)的純剪切流假設(shè)與P＝0．5時(shí)的庫(kù)特流假設(shè)均對(duì)p＊值的影響很小。

圖3 模型驗(yàn)證Fig．3 Model validation

上述分析從p＊和兩方面論證了仿真解、理論解與實(shí)驗(yàn)解三者之間的相互驗(yàn)證關(guān)系，證明了仿真及理論分析模型的有效性。

5 動(dòng)態(tài)水氣分離器特性分析

5．1 準(zhǔn)穩(wěn)態(tài)特性

準(zhǔn)穩(wěn)態(tài)特性是在液路電磁閥關(guān)閉狀態(tài)下，腔室內(nèi)定量的液相達(dá)到動(dòng)態(tài)平衡流動(dòng)時(shí)輸出壓力和負(fù)載功率特性，為產(chǎn)品設(shè)計(jì)參數(shù)和工作區(qū)間提供選擇的依據(jù)。

圖4（a）為不同轉(zhuǎn)速n下輸出壓力p＊的準(zhǔn)穩(wěn)態(tài)特性。同一n下，輸出壓力p＊隨R＊增大而減小；同一R＊下，輸出壓力p＊隨n增大而增大；仿真曲線與理論分析曲線具有很好的一致性。在n較大、R＊較大時(shí)，仿真值略大于理論值，且差值隨n、R＊呈增大關(guān)系。該誤差源于仿真模型計(jì)入了哥氏力作用，哥氏力與轉(zhuǎn)速及運(yùn)動(dòng)速度呈正比。同一半徑R＊處轉(zhuǎn)速n越大，所受哥氏力越大；同一轉(zhuǎn)速n下半徑R＊越大，所受哥氏力越大，造成與等厚度液環(huán)的理論分析假設(shè)偏離變大。這一點(diǎn)在圖5液環(huán)流動(dòng)形態(tài)得到印證。

圖4（c）類比“能效比”的概念，提出無(wú)量綱數(shù)η＊＝p＊／，反映出不同R＊處單位能耗所能產(chǎn)生的增壓比。以n＝1 750r／min為例，圖中曲線表明：η＊隨R＊呈增大趨勢(shì)，I區(qū)間R＊∈［0．2，0．6］內(nèi)η＊基本不變，II區(qū)間R＊∈［0．6，0．8］內(nèi)η＊緩慢增長(zhǎng)，III區(qū)間R＊∈［0．80，0．94］內(nèi)η＊快速增長(zhǎng)。因此R＊∈［0．80，0．94］適合作為工作區(qū)間。

圖4 準(zhǔn)穩(wěn)態(tài)特性Fig．4 Quasi－stationary characteristics

圖5 液環(huán)流動(dòng)形態(tài)Fig．5 Liquid ring flow pattern

5．2 瞬態(tài)特性

瞬態(tài)特性是指在分離階段（液路電磁閥關(guān)閉）和輸運(yùn)階段（液路電磁閥開啟），連續(xù)進(jìn)液情況下，液環(huán)內(nèi)徑R＊、輸出壓力p＊、負(fù)載功率和分離效率η等參數(shù)隨時(shí)間的變化，反映產(chǎn)品特性參數(shù)的動(dòng)態(tài)響應(yīng)規(guī)律。

5．2．1 分離階段

圖6為分離階段單相和兩相工況下R＊、p＊和的瞬態(tài)特性。首先，由于參數(shù)均作無(wú)量綱處理，各工況特性仿真曲線重合，并與理論分析曲線具有一致的變化趨勢(shì)。因此，分離階段特性參數(shù)的瞬時(shí)變化規(guī)律與入口流動(dòng)參數(shù)無(wú)關(guān)。其次，由于腔室間隙的存在，特性參數(shù)p＊和并非迅速響應(yīng)，在液相充滿分離區(qū)域Ω3和Ω6之前（即t＊≤0．13，R＊≥0．94），p＊和基本保持不變。減小間隙尺寸能提高特性參數(shù)響應(yīng)速度。

圖6 分離階段瞬態(tài)特性Fig．6 Transient characteristics during separation stage

另外，特性參數(shù)仿真曲線在t＊≈1時(shí)與理論曲線存在細(xì)小偏差，這源于仿真時(shí)氣路出口存在局部回流現(xiàn)象，屬于仿真誤差。

5．2．2 輸運(yùn)階段

圖7為輸運(yùn)階段兩相工況不同入口含液率條件下R＊、p＊和ηl的瞬態(tài)特性。輸運(yùn)階段起始條件選取p＊＝1．1、R＊＝0．846。液相分離效率ηl定義為區(qū)域Ω3和Ω6的體平均相分?jǐn)?shù)。氣相分離效率ηg定義為氣路出口面平均相分?jǐn)?shù)，在各工況下ηg均保持在99．5%以上，故后續(xù)不作深入分析。

圖7（a）氣液界面半徑R＊瞬態(tài)變化曲線表明R＊隨時(shí)間t＊增大，最終達(dá)到新的動(dòng)態(tài)平衡狀態(tài)，且入口含液率αl越小，動(dòng)態(tài)平衡R＊越大且達(dá)到該值所需時(shí)間越短。由于氣液界面半徑R＊增大，液環(huán)厚度減小，輸運(yùn)壓力p＊（圖7（b））和負(fù)載功率P＊ow（圖7（c））均隨時(shí)間t＊減小并達(dá)到動(dòng)態(tài)平衡，且入口含液率αl越小，動(dòng)態(tài)平衡p＊和越小且達(dá)到該值所需時(shí)間越短。因此，在液路出口阻尼相同的條件下，輸運(yùn)階段特性參數(shù)的瞬時(shí)變化規(guī)律與入口流動(dòng)參數(shù)相關(guān)。

圖7（d）液分離效率ηl表明在當(dāng)前液路出口阻尼條件下，入口含液率αl＝0．9工況保持液分離效率ηl≈100%，能實(shí)現(xiàn)無(wú)需關(guān)閉電磁閥的工作模式。然而實(shí)際操作工況并非具有連續(xù)的高入口含液率，需電磁閥控制液路出口狀態(tài)以保證液分離效率ηl與入口流動(dòng)參數(shù)無(wú)關(guān)。如圖7（b）和圖7（d）所示，以p＊＝1．02作為充分條件確定各工況液路電磁閥關(guān)閉的時(shí)間（圖中虛線分別對(duì)應(yīng)），此時(shí)不同入口含液率αl的液分離效率ηl均接近100%。此外，p＊限定在范圍［1．02，1．10］時(shí)，R＊∈［0．846，0．930］位于最佳能效比工作區(qū)間，符合新一代環(huán)控生保技術(shù)低能耗需求。

圖7 輸運(yùn)階段瞬態(tài)特性Fig．7 Transient characteristics during transport stage

圖8給出了兩相工況（Qall＝1 000mL／min，αl＝0．5）下，p＊＝1．10和p＊＝1．02兩個(gè)狀態(tài)下液相流動(dòng)形態(tài)?？梢钥闯鰌＊＝1．02時(shí)區(qū)域Ω3和Ω6開始出現(xiàn)氣相，為阻止氣相進(jìn)入液路出口此時(shí)需關(guān)閉液路電磁閥。

進(jìn)一步從流動(dòng)形態(tài)分析，TFM－IPAM實(shí)現(xiàn)了對(duì)大尺度界面以單位網(wǎng)格尺度近似表達(dá)界面尺度，有效捕捉了動(dòng)態(tài)水氣分離器內(nèi)部液環(huán)分層流的特點(diǎn)；對(duì)小尺度界面采用平均場(chǎng)處理，避免求解水氣分離過(guò)程離散液滴／氣泡的幾何界面。

綜合對(duì)比準(zhǔn)穩(wěn)態(tài)和瞬態(tài)特性的理論解與仿真解，二者在R＊≤0．94區(qū)間范圍內(nèi)均具有一致的性能預(yù)測(cè)結(jié)果；當(dāng)R＊＞0．94時(shí)，由于偏離環(huán)狀流－庫(kù)特流假設(shè)，理論解則偏離仿真解。此外，分離效率需要基于仿真的分布型數(shù)據(jù)計(jì)算得到，而由理論分析的統(tǒng)計(jì)型數(shù)據(jù)無(wú)法獲取。

圖8 輸運(yùn)階段液相流動(dòng)形態(tài)Fig．8 Liquid phase flow pattern during transport stage

6 結(jié) 論

1）基于環(huán)狀流－庫(kù)特流假設(shè)的理論分析模型和基于界面概率近似方法的歐拉雙流體模型（TFM－IPAM）在動(dòng)態(tài)水氣分離器性能參數(shù)（液環(huán)內(nèi)徑R＊、輸出壓力p＊和負(fù)載功率P＊ow）的準(zhǔn)穩(wěn)態(tài)和瞬態(tài)特性方面具有良好的預(yù)測(cè)能力，二者預(yù)測(cè)結(jié)果之間具有較強(qiáng)的相互驗(yàn)證關(guān)系。理論分析方法具有相對(duì)快速和高效的優(yōu)勢(shì)，但TFM－IPAM仿真方法簡(jiǎn)單有效描述了混合流多尺度界面，增強(qiáng)了計(jì)算方法的適應(yīng)性和問(wèn)題的可計(jì)算性，在分離效率性能參數(shù)以及流動(dòng)形態(tài)計(jì)算方面具有不可替代性。

2）準(zhǔn)穩(wěn)態(tài)特性中輸運(yùn)壓力p＊和負(fù)載功率分別反映動(dòng)態(tài)水氣分離器的增壓比和能耗特性，為設(shè)計(jì)參數(shù)提供了選擇依據(jù)；提出能效比η＊的概念可確定在額定轉(zhuǎn)速n＝1 750r／min下的最佳工作區(qū)間范圍R＊∈［0．80，0．94］。

3）轉(zhuǎn)速恒定時(shí)，分離階段特性無(wú)量綱參數(shù)的瞬時(shí)變化規(guī)律與入口流動(dòng)參數(shù)無(wú)關(guān)；輸運(yùn)階段的變化規(guī)律與入口流動(dòng)參數(shù)、液路出口阻尼相關(guān)。以輸運(yùn)壓力p＊作為電磁閥關(guān)閉條件可實(shí)現(xiàn)液分離效率ηl不受入口流動(dòng)參數(shù)影響，接近100%。減小間隙尺寸能提高瞬態(tài)特性的響應(yīng)速率。

致 謝

感謝中國(guó)航天員科研訓(xùn)練中心尚文錦提供實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)和北京航空航天大學(xué)楊春信教授的指導(dǎo)。

［1］ 張文偉，楊春信．再生式環(huán)控生保系統(tǒng)水氣分離技術(shù)研究進(jìn)展［J］．航天醫(yī)學(xué)與醫(yī)學(xué)工程，2011，24（6）：444－450．ZHANG W W，YANG C X．Progress of research on gas／liquid separation technology of regenerative environment control and life support system［J］．Space Medicine and Medical Engineering，2011，24（6）：444－450 （in Chinese）．

［2］ 劉樂柱，張?zhí)炱剑臻g氣液分離技術(shù)及其應(yīng)用［J］．真空與低溫，2010，16（1）：6－11．LIU L Z，ZHANG T P．Space gas－liquid separation technologies and applications［J］．Vacuum and Cryogenics，2010，16（1）：6－11（in Chinese）．

［3］ 卜珺珺，曹軍，楊曉林．載人航天器氣液分離技術(shù)綜述［J］．航天器工程，2014，23（2）：124－131．BU J J，CAO J，YANG X L．Overview of manned spacecraft gas－liquid separation technology［J］．Spacecraft Engineering，2014，23（2）：124－131（in Chinese）．

［4］ 王飛，周抗寒，李俊榮，等．模擬微重力條件下的膜式水氣分離器的實(shí)驗(yàn)研究［J］．航天醫(yī)學(xué)與醫(yī)學(xué)工程，2008，21（4）：310－315．WANG F，ZHOU K H，LI J R，et al．Experimental studies of a water／gas separator using hydrophilic micro－filtration membrane under simulated microgravity［J］．Space Medicine and Medical Engineering，2008，21（4）：310－315（in Chinese）．

［5］ 丁立，王超，楊春信，等．靜態(tài)水氣分離器分離效率實(shí)驗(yàn)研究［J］．航天醫(yī)學(xué)與醫(yī)學(xué)工程，2011，24（5）：345－349．DING L，WANG C，YANG C X，et al．Experimentalstudy on separation efficiency of static gas／liquid separator［J］．Space Medicine and Medical Engineering，2011，24（5）：345－349（in Chinese）．

［6］ 尚文錦，高峰，黃永虎，等．動(dòng)態(tài)水氣分離器微重力性能的地面評(píng)測(cè)方法研究［J］．航天醫(yī)學(xué)與醫(yī)學(xué)工程，2013，26（3）：174－176．SHANG W J，GAO F，HUANG Y H，et al．Study on ground－based evaluation methods for dynamic liquid／gas separator performance in microgravity［J］．Space Medicine and Medical Engineering，2013，26（3）：174－176（in Chinese）．

［7］ 趙建福，彭超，李晶，等．靜態(tài)水氣分離特性的失重飛機(jī)實(shí)驗(yàn)研究［J］．工程熱物理學(xué)報(bào)，2011，32（5）：799－802．ZHAO J F，PENG C，LI J，et al．Experimental study on performance of a static water－air two－phase separator aboard reduced gravity airplane［J］．Journal of Engineering Thermophysics，2011，32（5）：799－802（in Chinese）．

［8］ 邱瑞紅，吳志強(qiáng)，高峰，等．空間動(dòng)態(tài)水氣分離器失重飛行試驗(yàn)研究［J］．載人航天，2015，21（3）：212－216．QIU R H，WU Z Q，GAO F，et al．Experimental study on performance of a space dynamic gas／liquid separator aboard zero－g plane［J］．Manned Spaceflight，2015，21（3）：212－216（in Chinese）．

［9］ HOYT N C．The performance of passive cyclonic separators in microgravity［D］．Cleveland：Case Western Reserve University，2013．

［10］ WESTERMANN H，MLLER R．Design validation－via parabolic flight tests－of a condensate buffer equalizing a discontinuous gas／water flow between a condensing heat exchanger and a water separator：SAE 2006－01－2087［R］．Warrendale：SAE，2006．

［11］ HOYT N C，KAMOTANI Y，KADAMBI J．Computational investigation of the nasa cascade cyclonic separation device：AIAA－2008－0809［R］．Reston：AIAA，2008．

［12］ 楊飛，張永?。⒅亓ο職庖悍蛛x特性的數(shù)值模擬［J］．北京交通大學(xué)學(xué)報(bào)，2014，38（4）：14－19．YANG F，ZHANG Y J．Numerical simulation of microgravity gas－liquid separation characteristics［J］．Journal of Beijing Jiaotong University，2014，38（4）：14－19（in Chinese）．

［13］ 張文偉，楊春信，王曄．直通旋風(fēng)式高壓水分離器性能研究［C］／中國(guó)航空學(xué)會(huì)2009年第八屆環(huán)控暨人機(jī)工效學(xué)術(shù)交流會(huì)議論文集．北京：中國(guó)航空學(xué)會(huì)，2009：407－411．ZHANG W W，YANG C X，WANG Y．Performance study of straight rotate and high pressure gas－liquid separator［C］／Conference of Environment Control and Human－Machine Ergonomics．Beijing：Chinese Society of Aeronautics and Astronautics，2009：407－411 （in Chinese）．

［14］ ZHANG W W，YANG C X，KE P．Computational investigation of the high pressure water separator［C］／Asia－Pacific International Symposium on Aerospace Technology．Beijing：Chinese Society of Aeronautics and Astronautics，2010：99－103．

［15］ 張文偉，楊春信，丁立，等．靜態(tài)水氣分離器分離效率數(shù)值模擬［J］．航天醫(yī)學(xué)與醫(yī)學(xué)工程，2012，25（1）：61－65．ZHANG W W，YANG C X，DING L，et al．Numerical simulation on separation efficiency of static gas－liquid separator［J］．Space Medicine and Medical Engineering，2012，25（1）：61－65（in Chinese）．

［16］ 張文偉，柯鵬，楊春信，等．氣液兩相流界面多尺度問(wèn)題可計(jì)算性研究進(jìn)展［J］．化工學(xué)報(bào)，2014，65（12）：4645－4654．ZHANG W W，KE P，YANG C X，et al．Progress of computability of multi－scale interface problems in gas－liquid two－phase flow［J］．CIESC Journal，2014，65（12）：4645－4654（in Chinese）．

［17］ TRUBELJ L，TISELJ I．Two－fluid model with interface sharpening［J］．International Journal for Numerical Methods in Engineering，2010，85（5）：575－590．

［18］ MINATO A，TAKAMORI K，ISHIDA N．An extended two－fluid model for interface behavior in gas－liquid twophase flow［C］／Proceedings of the 8th International Conference on Nuclear Engineering．New York：ASME，2000：1－9．

［19］ TRUBELJ L，TISELJ I，MAVKO B．Simulations of free surface flows with implementation of surface tension and interface sharpening in the two－fluid model［J］．International Journal of Heat and Fluid Flow，2009，30（4）：741－750．

［20］ HHNE T，VALLE C．Experiments and numerical simulations of horizontal two－phase flow regimes using an interfacial area density model［J］．Journal of Comput ational Multiphase Flows，2010，2（3）：131－143．

［21］ YOON H Y，CHO H K，LEE J R，et al．Multi－scale thermal－h(huán)ydraulic analysis of PWRS using the CUPID code［J］．Nuclear Engineering and Technology，2012，44（8）：831－846．

［22］ KONDO S，TOBITA Y，MORITA K，et al．Current status and validation of the SIMMER－III LMFR safety analysis code［C］／Proceedings of the 7th International Conference on Nuclear Engineering．Kyoto：JSME，1999：1－10．

［23］ COSTE P．A large interface model for two－phase CFD［J］．Nuclear Engineering and Design，2013，255：38－50．

［24］ HNSCH S，LUCAS D，KREPPER E，et al．A multifield two－fluid concept for transitions between different scales of interfacial structures［J］．International Journal of Multiphase Flow，2012，47（3）：171－182．

［25］ LANZARONE A W，DEAN W C，HOLDER D W．Develop－ment of a mostly liquid separator for use on the international space station：SAE972374［R］．Warrendale：SAE，1997．

［26］ 林建平，阮曉東，陳邦國(guó)，等．流體力學(xué)［M］．北京：清華大學(xué)出版社，2005：237，276－278，297－298．LIN J P，RUAN X D，CHEN B G，et al．．Fluid mechanics［M］．Beijing：Tsinghua University Press，2005：237，276－278，297－298（in Chinese）．

［27］ ISHII M，HIBIKI T．Thermo－fluid dynamics of two－phase flow［M］．New York：Springer，2006：156－162．

［28］ TROSHKO A A，HASSAN Y A．A two－equation turbulence model of turbulent bubbly flows［J］．International Journal of Multiphase Flow，2000，27（11）：1965－2000．

［29］ CLIFT R，GRACE J R，WEBER M E．Bubbles，drops，and particles［M］．London：Academic Press，1978：111－116．

［30］ ISHII M，ZUBER N．Drag coefficient and relative velocity in bubbly，droplet or particulate flows［J］．Aiche Journal，1979，25（5）：843－855．

［31］ BRACKBILL J U，KOTHE D B，ZEMACH C．A continuum method for modeling surface tension［J］．Journal of Computational Physics，1992，100（2）：335－354．

［32］ UBBINK O．Numerical prediction of two fluid systems with sharp interfaces［D］．London：Imperial College of Science，Technology and Medicine，1997．

［33］ OLSSON E，KREISS G．A conservative level set method for two phase flow［J］．Journal of Computational Physics，2005，210（1）：225－246．

［34］ VASQUEZ S A，IVANOV V A．A phase coupled method for solving multiphase problems on unstructured meshes［C］／Proceedings of ASME 2000Fluids Engineering Division Summer Meeting．Boston：ASME，2000：743－748．

Performance simulation and theoretical analysis of microgravity dynamic gas－liquid separator

ZHANG Wenwei1，KE Peng2，＊
1．School of Aeronautic Science and Engineering，Beihang University，Beijing 100083，China 2．School of Transportation Science and Engineering，Beihang University，Beijing 100083，China

The research on the performance of microgravity dynamic gas－liquid separation is of great significance for the design and optimization of gas－liquid separation technology．A theoretical model based on the annular flow and couette flow assumptions is established according to internal structure and flow patterns of dynamic gas－liquid separator．Eulerian two－fluid model with an interface probability approximation method is proposed to describe multi－scale gas－liquid interfaces in the mixed flow caused by the flow pattern transformation，and the multiple references approach is used to deal with the issue of variables interaction between rotating and non－rotating regions．Both theoretical analysis and simulation are applied to studying the quasi－steady state and transient characteristics with dimensionless parameters of dynamic gas－liquid separator．The results show that the results from simulation model and theoretical model have a strong mutual authentication relationship；quasi－steady state pressure ratio and power consumption characteristics provide a basis for parameters design，and energy efficiency ratio determines the optimum operating range；transient characteristics during the separation stage are independent of inlet flow parameters；however，they are dependent of inlet flow parameters and the damping of liquid outlet during transport stage；once the transport pressure is chosen as a sufficient condition，liquid separation efficiency cannot be affected by inlet flow parameters．

microgravity；environmental control and life support；gas／liquid separation；gas－liquid two phase flow；two－fluid model

2015－09－19；Revised：2015－12－03；Accepted：2015－12－20；Published online：2016－01－11 14：55

URL：www．cnki．net／kcms／detail／11．1929．V．20160111．1455．006．html

National Program on Key Basic Research Project of China（2012CB720100）

V211．1＋7；O359．1

A

1000－6893（2016）09－2646－13

10．7527／S1000－6893．2015．0354

2015－09－19；退修日期：2015－12－03；錄用日期：2015－12－20；網(wǎng)絡(luò)出版時(shí)間：2016－01－11 14：55

www．cnki．net／kcms／detail／11．1929．V．20160111．1455．006．html

國(guó)家重點(diǎn)基礎(chǔ)研究發(fā)展計(jì)劃項(xiàng)目 （2012CB720100）

＊通訊作者．Tel．：010－82316627 E－mail：p．ke＠buaa．edu．cn

張文偉，柯鵬．微重力動(dòng)態(tài)水氣分離器性能仿真與理論分析［J］．航空學(xué)報(bào)，2016，37（9）：26462－658．ZHANG W W，KE P．Performance simulationa nd theoretical analysis of microgravity dynamic gasl－iquids eparator［J］．Acta Aeronautica et Astronautica Sinica，2016，37（9）：26462－658．

張文偉 男，博士研究生。主要研究方向：氣液兩相流。Tel：010－82316627

E－mail：zhangwenwei．good＠163．com

柯鵬 男，博士，副教授，碩士生導(dǎo)師。主要研究方向：人機(jī)與環(huán)境工程。

Tel：010－82316627

E－mail：p．ke＠buaa．edu．cn

＊Corresponding author．Tel．：010－82316627 E－mail：p．ke＠buaa．edu．cn