微重力动态水气分离器性能仿真与理论分析

张文伟，柯鹏＊

1．北京航空航天大学 航空科学与工程学院，北京 100083 2．北京航空航天大学 交通科学与工程学院，北京 100083

微重力动态水气分离器性能仿真与理论分析

张文伟1，柯鹏2，＊

1．北京航空航天大学 航空科学与工程学院，北京 100083 2．北京航空航天大学 交通科学与工程学院，北京 100083

开展微重力动态水气分离器性能研究，对水气分离技术设计与优化具有重要意义。根据动态水气分离器内部结构和流动形式，建立了基于环状流－库特流假设的理论分析模型，提出了基于界面概率近似方法的欧拉双流体模型描述由流动形态转化造成的混合流多尺度界面，采用多参考系方法处理转动与非转动区域之间的变量交互问题。应用理论分析与仿真两种方法研究动态水气分离器准稳态和瞬态特性的无量纲参数变化规律。结果表明：理论分析与仿真结果具有较强的相互验证关系；准稳态的增压比和能耗特性能提供设计参数选择依据，能效比能确定最佳工作区间；分离阶段瞬态特性与入口流动参数无关，输运阶段瞬态特性与入口流动参数、液路出口阻尼相关；以输运压力作为液路出口电磁阀关闭充分条件可实现液分离效率不受入口流动参数影响。

微重力；环境控制与生命保障；水气分离；气液两相流；双流体模型

微重力水气分离技术是环境控制与生命保障系统为载人航天提供水和空气保障的关键技术之一。动态水气分离器分离容量大、分离速度快、耐污染性强并且易于主动控制。美国、俄罗斯、欧空局和日本均已研制出相应的产品，成功应用于国际空间站环控生保系统，且航天各国一直没有间断动态水气分离技术的相关研究［1－3］。国内微重力水气分离技术以重力条件地面实验［4－6］、失重飞机搭载实验［7－8］研究为主，而关于技术仿真与理论分析的研究相对较少。因此，基于美国航空航天局（National Aeronautics and Space Administration，NASA）的动态水气分离器基本结构，开展性能仿真与理论分析，构建由两种方法分别得到的分布型与统计型数据之间的相互验证关系，探索快速有效的性能设计与预测方法，重点研究性能参数的准稳态和瞬态特性，对于我国载人航天环控生保系统水气分离技术设计与预研具有重要的工程意义。

理论分析方法具有快速和高效的特点，能直接反映变量变化及相互影响规律。Hoyt［9］采用理论分析方法研究了具有环状流特点的旋流式静态水气分离器。然而动态水气分离器具有更为复杂的结构（转动叶片）与流动（转动域的主动驱动流和非转动域的被动驱动流）。因此，本文提出环状流和库特流的假设，建立与改进理论分析模型，并由计算流体力学（CFD）仿真方法验证其合理性与有效性。

然而微重力水气分离器中气液两相流动形态复杂多变，近十年气液两相流CFD仿真模型才逐渐在水气分离器研究中得到实际的工程应用。Westermann和 Müller［10］建立了用于国际空间站欧洲“哥伦布”舱环控生保系统的冷凝缓冲水气分离器CFD模型，计算得到阻力特性并优化了旋流结构。Hoyt等［11］采用欧拉双流体模型（Eulerian Two－Fluid Model，TFM）在宽广的流量范围内计算了旋流式静态水气分离性能，并验证了CFD模型在微重力水气分离器设计中的有效性。杨飞和张永健［12］应用TFM并结合多参考系方法对微重力下蒸汽压缩离心机内气液两相流动情况及气液分离特性进行了模拟研究。张文伟等［13－15］采用欧拉－拉格朗日模型（Euler－Lagrange Model，E－L）对直通旋风式高压水分离器和吸水材料式静态水气分离器开展了仿真研究，建立了水滴均匀和非均匀粒径的分离效率统计模型，考查了水滴直径、流量和重力等多个因素对分离效率的影响。然而上述TFM和E－L方法源于离散流假设的局限性，难以刻画局部化的气液流动形态或不同尺度的气液界面。Hoyt［9］研究表明水气分离过程中小尺度气液界面的存在使界面捕捉模型VOF（Volume of Fluid）也难以胜任水气分离器仿真，通常不能在有限的时间获得有效的解，甚至在极小网格尺度和时间步长下仍然会出现计算发散、崩溃现象。

为了简单有效描述由流动形态转化造成的混合流多尺度界面，研究者提出通过TFM与界面捕捉模型（如VOF）相结合的方法实现大小尺度界面的捕捉和过滤，并根据不同的结合方式发展出TFM嵌入式和耦合式模型。例如，Hoyt［9］也应用一种TFM与VOF的耦合模型开展了第2代旋流式静态水气分离器仿真分析。更多算法详见文献［16］。上述两种CFD仿真模型各有利弊，耦合式模型求解方程数目比嵌入式的少，但在同一个计算域中需求解具有不同方程数目的两个数学模型，其复杂性更高［17］。因此，从工程应用和模型适应性的角度综合考虑，TFM嵌入式比耦合式模型更为简便、通用。国内尚无关于TFM嵌入式模型的报道，国外TFM 嵌入式模型［17－24］主要采用质量／动量源项修正方法锐化和捕捉大尺度界面，然而添加的质量／动量源项并不具有真实的物理含义，将在TFM中引入附加的不确定性。

因此，本文结合NASA动态水气分离器基本结构，发展了理论分析模型，同时提出了一种TFM嵌入式CFD仿真模型TFM－IPAM（Eulerian Two－Fluid Model with an Interface Probability Approximation Method），综合应用理论分析与CFD仿真两种方法研究动态水气分离器准稳态和瞬态特性的无量纲参数变化规律。

1 几何模型

图1为NASA动态水气分离器基本结构，包括水气混合入口管道、气路出口管道、液路出口管道、液路出口阻尼器、静止壳体以及旋转叶片（包括圆盘）等［25］。其中由静止壳体和旋转叶片构建的区域是气液两相流动的主要特征区域，为本文研究对象。模型参数设定为：转轴半径R0＝11mm；叶片半径R2＝50mm；腔室内径R3＝53mm；轴向间隙d6＝1mm；叶片轴向长度d3＝13mm；腔室轴向总长L＝15mm；液／气出口背压为0kPa；表面张力σ＝0．07N／m，壁面接触角θ＝60°；网格尺度Δx＝1mm。

图1 动态水气分离器结构Fig．1 Dynamic gas－liquid separator structure

工作原理：动态水气分离技术利用离心力将不同密度的流体分离。水气混合物在旋转叶片的作用下获得离心力，液体的密度大，获得的离心力大，被抛向叶片外缘，逐渐形成液环。气体经气路出口排出，液体依靠自身静压或泵排出。工作模式：I两相分离阶段，液路出口电磁阀关闭，水气两相进入腔室，在叶片作用下水气分离并形成液环，同时采用压力传感器监测液路出口压力；II单相输运阶段，当液路出口压力达到预设值A，打开液路电磁阀，液体在内部压力作用下流出，液环厚度减少。液路输出压力小于预设最小值B时，关闭液路电磁阀，重复阶段I。

2 理论分析模型

模型假设：① 以图1中子域Ω2、Ω3、Ω5和Ω6作为液环控制体，忽略叶片厚度；② 液环沿轴向等厚度；③ 子域Ω2流动视为具有与叶片相同转动角速度的环状流，子域Ω3、Ω5和Ω6流动视为具有分布性转速的库特流；④ 不考虑连续液相中的气泡和连续气相中的液滴。基于上述假设，可建立液相的质量守恒方程、压力平衡方程及角动量守恒方程，进而求解分离过程及功耗。

液相质量守恒方程如式（1）所示

式中：Ri为气液界面位置半径；Qin为入口液相流量；Qout为出口液相流量；Qall为入口总流量；αl为入口含液率；ρl为液相密度；流量系数Cd取工程值0．6［26］；出口面积 A0＝36mm2；Δp′s为液路出口局部压差。

液路出口局部压差Δp′s的计算方法：根据域Ω5与域Ω2的平均角速度比ωii／ω＝1／2＋P／6、域Ω6与域Ω3的平均角速度比ωiv／ωi＝1／2＋P／6两方面的比例关系，液路出口局部压差近似为其中，特性参数液路输出压力ps计算采用腔

室内径R3处的压力p3和叶片半径R2处的压力

p2的算术平均值，即

表1 计算参数Table 1 Calculation parameters

式中：p0为环境压力；ω为叶片转动角速度；域Ω3分布性角速度ω′根据库特流的速度分布［26］计算得到，即

式中：压力梯度无量纲数P＝Cdp／dx，在真实流动中具有一定的分布性，无法通过理论分析获取。根据实际物理流动假定腔室间隙为均匀顺压流动，则P≥0，具体数值由实验或仿真校核确定。

为求解角速度ω，进一步建立液相角动量守恒方程：

式中：轴向入口液相角动量Jin很小，可忽略；出口液相角动量Jout＝ρl（R3＋R2）ωiiiQout／2；M 为电机扭矩；dJi／dt为角动量瞬态项；摩擦力矩Tw计算公式为

式中：局部摩擦系数Cfj＝0．316 4Re－0．25j，局部雷诺数Rej＝ρlujDj／μl［26］，μl为液相黏度，局部平均摩擦速度uj根据库特流速度分布计算得到；特征长度Dj、局部摩擦面积Aj、局部摩擦力矩半径Rj、局部摩擦平均速度uj和局部平均转速ωj等参数详见表1。

联立式（1）～式（10）可求解气液界面位置半 径Ri和叶片转动角速度ω。求解时由于恒转速电机扭矩M特性未知，则忽略转动的启动过程，以恒定角速度ω为求解输入条件，从而dJi／dt＝0。进一步为评估系统功耗，负载功率Powf计算如下

分析结果采用以下无量纲形式表示：R＊＝Ri／R3；p＊＝ps／p0；Po＊w＝Powf／Powf，max；t＊＝tQin／Va。其中：Va为腔室总体积；Powf，max为转速n＝1 750r／min时的最大负载功率实验值。

3 CFD仿真模型

动态水气分离器内部两相流动具有从水气入口处的离散流到腔室内部分层流的转换特征，为了简单有效描述由流动形态转化造成的混合流多尺度界面，建立了CFD仿真模型TFM－IPAM。不考虑相变和传热，其框架包括基本方程、界面动量传输和湍流封闭关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，实现动态水气分离器腔室内部气液相间几何边界的层次化处理：采用网格单元显式表征大尺度界面的几何位置，所在的网格单元定义为界面层；采用离散液滴／气泡粒径隐式表征小尺度界面，并在网格单元中以相分数形式体现空间位置信息，所在的网格区域定义为离散流区域。

界面动量传输项和湍流封闭关系是模型基本方程求解的必要条件。大小尺度界面的动量传输项分别为气液界面摩擦力和传统相间作用力，均以体积力的形式出现在动量方程中。其中气液界面摩擦力施加在界面层上，传统相间作用力施加在离散流区域。暂未考虑离散液滴／气泡粒径尺度的分布性，仅采用离散相Sauter平均直径表示，该值通常由实验测量、理论计算或合理假设确定，本文取1／2Δx。

3．1 基本方程及封闭关系

对于绝热的不可压两相流系统，TFM中气液两相的连续方程和动量方程的通用表达式为［27］

式中：α为相体积分数；ρ为密度；u为速度；p为压力。式（13）等号右边第1项为压力梯度项。第2项为重力项，微重力时忽略该项。

第3项应力项包括黏性应力和雷诺湍流应力。对后者采用k －ω离散湍流模型进行封闭，即由于腔室内部气液密度差较大，忽略连续气相以及处于其中的离散液滴的湍流效应，仅对连续液相建立k －ω两方程湍流模型，并采用基于附加源项法的Troshko－Hassan模型［28］计入离散气泡对连续液相湍流的影响，同时离散气泡的湍流黏度采用近似等于连续液相湍流黏度的处理方法。

第4项Mk为界面动量传输项。TFM－IPAM根据界面概率近似方法自动将整体计算域划分为界面层、气泡流区域和液滴流区域，从而在确定各区域位置信息之后，基于相分数α计算界面面积密度，并通过式（14）、式（17）、式（22）及式（24）实现不同界面动量传输的计入。

在界面层，计入气液界面摩擦力

式中：界面面积密度A＝ Δ ；混合密度 ＝fs｜αl｜ ρmαlρl＋αgρg；气液速度差｜U｜＝｜ul—ug｜。参考AIAD模型［20］，界面摩擦系数为

气液之间剪切应力为

在离散流区域，计入传统相间作用力。传统相间作用力包括阻力和非阻力，阻力Fd，k通常为界面动量传输项Mk的主要贡献力，暂不考虑非阻力（升力、虚拟质量力、壁面润滑力以及湍流分散力）。在气泡流区域，阻力表达式为

式中：界面面积密度 Ab＝6αg／db；阻力系数CD，b采用Clift等［29］的模型

在液滴流区域，阻力表达式为

式中：界面面积密度Ad＝6αl／dd；阻力系数CD，d采用Ishii－Zuber模型［30］

式中：雷诺数Red＝ρg｜U｜dd／μg。

表面张力Fs反映气液界面处的压力差，则可基于Brackbill等［31］提出的连续表面力模型进行计算，并可将表面力转化为体积力计入到界面动量传输项Mk中。在TFM－IPAM中，气液界面为两相共存的网格单元，界面每个单元在每个维度方向上均存在两个动量方程，则表面张力按相体积分数进行分配，分别计入两相动量方程中［18］

式中：βk为比例分配因子；σ为表面张力系数；κ为局部曲率；n为界面法向向量。考虑壁面接触角θ时，在壁面处法向向量n改写为

式中：nw为壁面法向向量；tw为壁面切向向量。

此外，采用多参考系方法处理转动与非转动区域，转动区域基本方程采用相对速度计算，非转动区域基本方程采用绝对速度计算。二者交界面采用“Interface”方法处理，即交界面转动区域一侧相邻网格存储的Δt内的准稳态场量，传递给交界面非转动区域一侧的相邻网格。该方法能有效避免部件旋转导致的网格转动问题，在一定程度上降低仿真计算复杂性。

3．2 界面概率近似方法

界面概率近似方法包括界面数值扩散处理策略和界面概率近似算法两部分，前者解决动态水气分离器腔室内部气液界面锐化问题，后者解决界面辨识问题。

3．2．1 界面数值扩散处理策略

在界面数值扩散处理方法中，几何重构算法理论上能完全消除界面数值扩散，但具有以下不足：通常以四边形和六面体网格单元为基础，难以应用于其他网格单元类型中；网格单元内部流体分布的重构随着维度增加变得十分复杂［32］。这也是基于这类处理方法的VOF在工程应用中计算量巨大、计算易崩溃的原因之一。另外，Coste［23］的质量源项修正方法及 Hnsch等［24］的动量源项修正方法，改变了原始的相分数场或速度场。因此，为追求方法在复杂结构中较好的适应性，同时不引入过多的不确定性，将VOF方法的高精度压缩差分格式CICSAM（Compressive Interface Capturing Scheme for Arbitrary Meshes）［32］应用于 TFM－IPAM 中大尺度界面数值扩散的处理，解决界面锐化问题，并在离散流区域使用CICSAM与二阶迎风的调和格式，调和系数选取0．5。

3．2．2 界面概率近似算法

研究表明高精度压缩差分格式CICSAM能有效控制但不能完全消除数值扩散［32］，相间几何边界仍具有不确定性。因此，提出概率近似算法进一步捕捉大尺度界面，以单层网格表示其几何位置，标定出界面层和离散流区域，为界面动量传输提供准确的位置信息，解决界面辨识问题。

首先，算法基于一个等价关系，即物理意义上相分数为单元中一相的体积含量，等价于概率意义上一相出现在该单元中的概率。当某网格单元一相的α大于临界相分数αc（例如，本文αc取0．99）时，根据概率近似，可将一相出现在该单元的概率视为1，判定该相完全占据当前网格单元。

其次，基于一个类比关系，即相分数α等值线／面至α＝1等值线／面之间的差值｜1－α｜可视为相分数意义上的距离函数。因此，可借助Level－Set方法中的海维赛德函数［33］实现相分数概率近似及相界面锐化调节的数学描述。

当｜1－α｜＜｜1－αc｜（即α＞αc）时，则在概率意义上一相出现在该单元的概率为1，即经概率近似调节之后的相分数αs＝1；当｜1－α｜＞｜αc｜（即α＜（1－αc））时，则αs＝0；当｜1－αc｜≤｜1－α｜≤｜αc｜（即（1－αc）≤α≤αc）时，实施归一化处理，调和αs至范围（0，1）。从而实现相分数的第1次近似及相界面的第1次锐化调节。而后，以小步－多次的方式进行N次调节（一般N取10即可），将相分数为（0，1）的区域压缩消除（因界面数值扩散并非完全对称，可能会存在极个别网格相分数处于0～1之间），使全场相分数梯度处于两个极端，0或1／Δx。相分数梯度为非零值的网格标记为界面层；整体计算域被界面层分割为气泡流和液滴流区域。其中经横坐标平移变换后的海维赛德函数表达式为

式中：Φ＝α－0．5；E＝αc－0．5；αs为经概率近似调节之后的相分数。

算法基于概率近似将由不可避免的数值扩散造成的数值上不确定的界面转化为概率上确定的界面，基于Level－Set方法简化了界面锐化和捕捉的近似过程。与前人 TFM 嵌入式模型［23－24］相比，TFM－IPAM实现了界面锐化和辨识功能，未改变原始的相分数场／速度场，无需附加时间步，在一定程度上可减少计算不确定性及复杂性。

3．3 数值算法

TFM－IPAM基本方程采用相耦合SIMPLE算法［34］求解。在方程空间离散方面，动量和湍流方程采用一阶迎风差分格式，能满足精度要求，详见第4节中与二阶迎风差分格式的结果对比；基本方程中对流和扩散项中的梯度项计算采用Green－Gauss梯度方法；相连续方程采用3．2．1节所述差分格式策略。时间离散采用二阶精度隐式格式，不受Courant数限制，且无条件稳定。

采用商业软件FLUENT版本14．5（ANSYS，Inc．，Canonsburg，PA，USA）实现上述离散和求解算法。局部化的离散格式、几何边界以及界面动量传输则通过自定义函数（User－Defined Function，UDF）嵌入FLUENT求解器中。图2为TFM－IPAM的整体求解程序，虚线框部分为本文核心算法。时间步长中每一次迭代计算后，实施IPAM，更新界面的几何边界和动量传输。显然，TFM－IPAM依托通用商业软件平台，在模型实现和工程应用上具有简便、通用的优势。

图2 TFM－IPAM整体求解程序Fig．2 Entire solution algorithm for TFM－IPAM

4 模型验证

以转速n＝1 750r／min工况作为验证工况，对比仿真、理论分析与实验关于液路输出压力p＊、负载功率两个方面的结果，进行模型验证。实验数据由中国航天员科研训练中心提供，其中转速测量精度为5%，压力测量精度为0．8%，负载功率由电功率减去空载功率近似确定。

图3（a）为液路输出压力p＊随液环内径R＊的变化关系。结果对比表明：①p＊的仿真值、理论值及实验值吻合较好，均随R＊增大而减小；②p＊的二维仿真值与三维仿真值差异很小，表明p＊值更多地体现为沿径向的二维特性。原因在于，首先动态水气分离器实际结构L／2R3约为0．14（长径比远小于1）；其次，叶片旋转使径向离心力场为气液分离的主要物理场，气液分层特征主要体现在径向，因此在两相分离阶段x轴向效应可忽略，p＊值与叶片转动角速度ω及液环内径R＊直接相关。进而也表明，基于二维平面进行会造成实验值具有5%的不确定度。此外，尽p＊值的理论分析亦具有可行性和有效性；③P＝0时的纯剪切流假设与P＝0．5时的库特流假设均对p＊值的影响很小。

图3 模型验证Fig．3 Model validation

上述分析从p＊和两方面论证了仿真解、理论解与实验解三者之间的相互验证关系，证明了仿真及理论分析模型的有效性。

5 动态水气分离器特性分析

5．1 准稳态特性

准稳态特性是在液路电磁阀关闭状态下，腔室内定量的液相达到动态平衡流动时输出压力和负载功率特性，为产品设计参数和工作区间提供选择的依据。

图4（a）为不同转速n下输出压力p＊的准稳态特性。同一n下，输出压力p＊随R＊增大而减小；同一R＊下，输出压力p＊随n增大而增大；仿真曲线与理论分析曲线具有很好的一致性。在n较大、R＊较大时，仿真值略大于理论值，且差值随n、R＊呈增大关系。该误差源于仿真模型计入了哥氏力作用，哥氏力与转速及运动速度呈正比。同一半径R＊处转速n越大，所受哥氏力越大；同一转速n下半径R＊越大，所受哥氏力越大，造成与等厚度液环的理论分析假设偏离变大。这一点在图5液环流动形态得到印证。

图4（c）类比“能效比”的概念，提出无量纲数η＊＝p＊／，反映出不同R＊处单位能耗所能产生的增压比。以n＝1 750r／min为例，图中曲线表明：η＊随R＊呈增大趋势，I区间R＊∈［0．2，0．6］内η＊基本不变，II区间R＊∈［0．6，0．8］内η＊缓慢增长，III区间R＊∈［0．80，0．94］内η＊快速增长。因此R＊∈［0．80，0．94］适合作为工作区间。

图4 准稳态特性Fig．4 Quasi－stationary characteristics

图5 液环流动形态Fig．5 Liquid ring flow pattern

5．2 瞬态特性

瞬态特性是指在分离阶段（液路电磁阀关闭）和输运阶段（液路电磁阀开启），连续进液情况下，液环内径R＊、输出压力p＊、负载功率和分离效率η等参数随时间的变化，反映产品特性参数的动态响应规律。

5．2．1 分离阶段

图6为分离阶段单相和两相工况下R＊、p＊和的瞬态特性。首先，由于参数均作无量纲处理，各工况特性仿真曲线重合，并与理论分析曲线具有一致的变化趋势。因此，分离阶段特性参数的瞬时变化规律与入口流动参数无关。其次，由于腔室间隙的存在，特性参数p＊和并非迅速响应，在液相充满分离区域Ω3和Ω6之前（即t＊≤0．13，R＊≥0．94），p＊和基本保持不变。减小间隙尺寸能提高特性参数响应速度。

图6 分离阶段瞬态特性Fig．6 Transient characteristics during separation stage

另外，特性参数仿真曲线在t＊≈1时与理论曲线存在细小偏差，这源于仿真时气路出口存在局部回流现象，属于仿真误差。

5．2．2 输运阶段

图7为输运阶段两相工况不同入口含液率条件下R＊、p＊和ηl的瞬态特性。输运阶段起始条件选取p＊＝1．1、R＊＝0．846。液相分离效率ηl定义为区域Ω3和Ω6的体平均相分数。气相分离效率ηg定义为气路出口面平均相分数，在各工况下ηg均保持在99．5%以上，故后续不作深入分析。

图7（a）气液界面半径R＊瞬态变化曲线表明R＊随时间t＊增大，最终达到新的动态平衡状态，且入口含液率αl越小，动态平衡R＊越大且达到该值所需时间越短。由于气液界面半径R＊增大，液环厚度减小，输运压力p＊（图7（b））和负载功率P＊ow（图7（c））均随时间t＊减小并达到动态平衡，且入口含液率αl越小，动态平衡p＊和越小且达到该值所需时间越短。因此，在液路出口阻尼相同的条件下，输运阶段特性参数的瞬时变化规律与入口流动参数相关。

图7（d）液分离效率ηl表明在当前液路出口阻尼条件下，入口含液率αl＝0．9工况保持液分离效率ηl≈100%，能实现无需关闭电磁阀的工作模式。然而实际操作工况并非具有连续的高入口含液率，需电磁阀控制液路出口状态以保证液分离效率ηl与入口流动参数无关。如图7（b）和图7（d）所示，以p＊＝1．02作为充分条件确定各工况液路电磁阀关闭的时间（图中虚线分别对应），此时不同入口含液率αl的液分离效率ηl均接近100%。此外，p＊限定在范围［1．02，1．10］时，R＊∈［0．846，0．930］位于最佳能效比工作区间，符合新一代环控生保技术低能耗需求。

图7 输运阶段瞬态特性Fig．7 Transient characteristics during transport stage

图8给出了两相工况（Qall＝1 000mL／min，αl＝0．5）下，p＊＝1．10和p＊＝1．02两个状态下液相流动形态。可以看出p＊＝1．02时区域Ω3和Ω6开始出现气相，为阻止气相进入液路出口此时需关闭液路电磁阀。

进一步从流动形态分析，TFM－IPAM实现了对大尺度界面以单位网格尺度近似表达界面尺度，有效捕捉了动态水气分离器内部液环分层流的特点；对小尺度界面采用平均场处理，避免求解水气分离过程离散液滴／气泡的几何界面。

综合对比准稳态和瞬态特性的理论解与仿真解，二者在R＊≤0．94区间范围内均具有一致的性能预测结果；当R＊＞0．94时，由于偏离环状流－库特流假设，理论解则偏离仿真解。此外，分离效率需要基于仿真的分布型数据计算得到，而由理论分析的统计型数据无法获取。

图8 输运阶段液相流动形态Fig．8 Liquid phase flow pattern during transport stage

6 结 论

1）基于环状流－库特流假设的理论分析模型和基于界面概率近似方法的欧拉双流体模型（TFM－IPAM）在动态水气分离器性能参数（液环内径R＊、输出压力p＊和负载功率P＊ow）的准稳态和瞬态特性方面具有良好的预测能力，二者预测结果之间具有较强的相互验证关系。理论分析方法具有相对快速和高效的优势，但TFM－IPAM仿真方法简单有效描述了混合流多尺度界面，增强了计算方法的适应性和问题的可计算性，在分离效率性能参数以及流动形态计算方面具有不可替代性。

2）准稳态特性中输运压力p＊和负载功率分别反映动态水气分离器的增压比和能耗特性，为设计参数提供了选择依据；提出能效比η＊的概念可确定在额定转速n＝1 750r／min下的最佳工作区间范围R＊∈［0．80，0．94］。

3）转速恒定时，分离阶段特性无量纲参数的瞬时变化规律与入口流动参数无关；输运阶段的变化规律与入口流动参数、液路出口阻尼相关。以输运压力p＊作为电磁阀关闭条件可实现液分离效率ηl不受入口流动参数影响，接近100%。减小间隙尺寸能提高瞬态特性的响应速率。

致 谢

感谢中国航天员科研训练中心尚文锦提供实验数据和北京航空航天大学杨春信教授的指导。

［1］ 张文伟，杨春信．再生式环控生保系统水气分离技术研究进展［J］．航天医学与医学工程，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］ 刘乐柱，张天平．空间气液分离技术及其应用［J］．真空与低温，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，曹军，杨晓林．载人航天器气液分离技术综述［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］ 王飞，周抗寒，李俊荣，等．模拟微重力条件下的膜式水气分离器的实验研究［J］．航天医学与医学工程，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，杨春信，等．静态水气分离器分离效率实验研究［J］．航天医学与医学工程，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］ 尚文锦，高峰，黄永虎，等．动态水气分离器微重力性能的地面评测方法研究［J］．航天医学与医学工程，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］ 赵建福，彭超，李晶，等．静态水气分离特性的失重飞机实验研究［J］．工程热物理学报，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］ 邱瑞红，吴志强，高峰，等．空间动态水气分离器失重飞行试验研究［J］．载人航天，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］ 杨飞，张永健．微重力下气液分离特性的数值模拟［J］．北京交通大学学报，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］ 张文伟，杨春信，王晔．直通旋风式高压水分离器性能研究［C］／中国航空学会2009年第八届环控暨人机工效学术交流会议论文集．北京：中国航空学会，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］ 张文伟，杨春信，丁立，等．静态水气分离器分离效率数值模拟［J］．航天医学与医学工程，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］ 张文伟，柯鹏，杨春信，等．气液两相流界面多尺度问题可计算性研究进展［J］．化工学报，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－hydraulic 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，阮晓东，陈邦国，等．流体力学［M］．北京：清华大学出版社，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；录用日期：2015－12－20；网络出版时间：2016－01－11 14：55

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

国家重点基础研究发展计划项目 （2012CB720100）

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

张文伟，柯鹏．微重力动态水气分离器性能仿真与理论分析［J］．航空学报，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．

张文伟 男，博士研究生。主要研究方向：气液两相流。Tel：010－82316627

E－mail：zhangwenwei．good＠163．com

柯鹏 男，博士，副教授，硕士生导师。主要研究方向：人机与环境工程。

Tel：010－82316627

E－mail：p．ke＠buaa．edu．cn

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