双层金属网幕泡破压力特性的实验研究

doi:10.16183/j.cnki.jsjtu.2023.405

双层金属网幕泡破压力特性的实验研究

林奕霖, 王晔, 陈成成, 蔡爱峰, 杨光^,, 吴静怡

上海交通大学制冷与低温工程研究所,上海 200240

Experimental Study on Characteristics of Bubble Point Pressure of Double-Layer Metal Screen

LIN Yilin, WANG Ye, CHEN Chengcheng, CAI Aifeng, YANG Guang^,, WU Jingyi

Institute of Refrigeration and Cryogenics, Shanghai Jiao Tong University, Shanghai 200240, China

通讯作者: 杨光,副教授,博士生导师,电话(Tel.): 021-34206814; E-mail:y_g@sjtu.edu.cn.

责任编辑: 王一凡

收稿日期: 2023-08-21 修回日期: 2023-10-3 接受日期: 2023-10-30

基金资助:

国家自然科学基金(51936006)

Received: 2023-08-21 Revised: 2023-10-3 Accepted: 2023-10-30

作者简介 About authors

林奕霖(1997—),硕士生,从事金属网幕相分离特性研究.

摘要

网幕通道式液体获取装置具有稳定、高效等优点,在未来低温推进剂的在轨贮存管理系统中有广阔应用前景.提高网幕的泡破压力以适应低温流体的低表面张力特性是一个重要的研究领域,单层网幕的泡破压力提升受到材料强度、输运效率等限制,目前面临瓶颈.对此,提出通过真空扩散焊接形成多层网幕以提升网幕泡破压力.以双层网幕为例,开展泡破压力测量实验,并与单层网幕进行对比分析.结果表明泡破压力在双层网幕上平均有10%~20%的提升,最大可达25%.该现象是双层网幕特征孔径的减小和Jamin效应两个因素导致的.针对不同双层网幕层间角度与泡破压力的关系展开实验,结果表明层间角度对泡破压力没有明显影响.这将为网幕通道式液体获取装置的设计和改进提供一个新的思路.

关键词： 多孔介质; 泡破压力; 优化设计; 分离; 测量

Abstract

The screen channel liquid acquisition device (LAD) has advantages in terms of energy conservation, stability, and efficiency, making it a promising application candidate in the orbit storage management system of cryogenic propellants. Improving the bubble point pressure of the screen to adapt to the low surface tension characteristics of cryogenic propellants is an important area of research. However, the increase in bubble breaking pressure of single-layer mesh screens is constrainted by material strength, transportation efficiency, and system weight, posing significant challenges. A method of forming multi-layer mesh screens through diffusion bonding to enhance the bubble point pressure of the screen is proposed. Taking a double-layer screen as an example, experiments of bubble point pressure measurement are conducted and compared with the examination of single-layer screen. The results show that the bubble point pressure increases by 10% to 20% on the double-layer mesh screen. Additionly, the experiments on the screens with different inter-layer angles are also conducted, revealing that the inter-layer angles have no significant effect on the bubble point pressure. These findings provide a new direction for design of porous screens in liquid acquisition devices.

Keywords： porous medium; bubble point pressure; optimal design; separation; measurement

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本文引用格式

林奕霖, 王晔, 陈成成, 蔡爱峰, 杨光, 吴静怡. 双层金属网幕泡破压力特性的实验研究[J]. 上海交通大学学报, 2025, 59(5): 628-636 doi:10.16183/j.cnki.jsjtu.2023.405

LIN Yilin, WANG Ye, CHEN Chengcheng, CAI Aifeng, YANG Guang, WU Jingyi. Experimental Study on Characteristics of Bubble Point Pressure of Double-Layer Metal Screen[J]. Journal of Shanghai Jiaotong University, 2025, 59(5): 628-636 doi:10.16183/j.cnki.jsjtu.2023.405

符号说明

d_w,d_s —金属网经线与纬线的直径

Δd—双层网幕层间孔隙中轴线等效偏移量

Δd_c—双层网幕双层交界处有效孔径

Δd_max, Δd_min —双层网幕层间孔隙中轴线等效偏移量的上限和下限

D_p—单层金属网幕的有效孔径

D_p,d—双层金属网幕的有效孔径

h_l—泡破实验时网幕上方液封深度

l_w, l_s—金属网经线与纬线的间距

n_w, n_s—金属网单位长度(以英寸计)经线与纬线的数量

Δp_BP—金属网幕的泡破压力

Δp_m—泡破实验时网幕测得明显拐点时的两侧压差

θ—液体工质与金属网幕材料的接触角

σ—液体工质的表面张力

在微重力环境中,表面张力是影响气液两相分布的主导因素,气液两相界面在贮箱中的位置会变得难以确定.因此,微重力条件下气液两相的分离是推进剂在轨贮存与管理的一个关键技术^[1-2].目前常温推进剂的在轨气液分离技术已经得到了一定发展,常见的分离方式包括挠性隔膜式、电磁式、惯性式和表面张力式.其中表面张力式分离无需额外消耗推进剂,工作状态稳定,承压能力高,是表现最优异的分离技术^[3-4].而未来要承担更艰难的深空任务,高能量密度的低温推进剂不可或缺.但低温推进剂具有低表面张力、易蒸发等特性,大多常温分离方式将无法有效工作^[5].而表面张力式分离中网幕通道式液体获取装置(liquid acquisition device,LAD)具有较高的稳定性和运输效率,在低温推进剂上具有更高的的适用性,拥有更为广阔的应用前景^[6].

网幕的泡破压力是评价LAD的最重要性能指标,其定义是气相突破网幕束缚,并穿过网幕时对应的网幕两侧压差^[7].泡破压力体现了网幕对气体的阻拦效果,反映了装置工作压力的承受能力.泡破压力越大,意味着网幕可以在越大的工作压力下阻拦气体,表明网幕相分离性能越好^[8].泡破压力的大小与液体的表面张力、网幕与液体的接触角以及网幕的等效孔径有关^[9].

国内外研究者对泡破压力已经开展了大量研究.美国航空和航天局(NASA)先后进行了常温和低温泡破实验等一系列研究,测量了不同规格网幕上水^[9]、液氢^[10-11]、液态甲烷^[12-13]、液氧^[14]、液氮^[15]和异丙醇^[16]的泡破压力,建立了泡破压力预测模型^[9].Camarotti等^[16]研究了液体温度、环境压力和气体种类对泡破性能的影响.Hartwig等^[12]在之后的研究中进一步证明了过冷液体和过热蒸汽会对泡破压力产生较大的影响.Christian等^[17] 进行了异丙醇、硅油和液氮在3种规格网幕上的泡破压力实验,研究了表面张力对泡破压力的影响,但存在与历史数据不符的情况,并认为是测量方式和机械误差所致.马原等^[18]以异丙醇为工质研究了3种多孔网幕的泡破压力和有效孔径,以及气体增压速率对多孔网幕泡破压力的影响规律,发现增压速率较低时,泡破压力随增压速率线性递减.周勇瑞等^[19]通过数值计算研究了网幕在低温下的力学特性,计算结果表明,低温对网幕结构的影响很小.王晔等^[20]建立了多孔网幕的泡破压力预测模型,可以通过网幕的丝径对泡破压力进行计算,并通过实验验证了模型的准确性,误差为8%.

现有研究所用多孔网幕均为单层编织网幕,这类网幕通过使用更细的金属丝提高其编织密度获得较高的泡破压力,但增加编织密度的同时网幕对液体流动的阻碍作用也增大,当编织密度过高时,流动阻力过大反而有可能减低运输效率.另一方面,加工较细的金属丝对金属的延展性、强度以及加工工艺等都有较高的要求.网幕常用材料为不锈钢、铝和钛.其中铝在拉长后强度不足,钛则是容易断裂,二者编织制成网幕的编织密度不能太高,难以满足低温推进剂对网幕泡破压力的需求;而不锈钢的密度更大,不利于航天任务的减重需求.因此当金属丝细到一定程度时,在经济性以及其他性能参数需求上就会遇到瓶颈^[7].Paynter^[21]发现双层轻质材料且编织较粗的网幕比单层较重材料且编织较密的网幕更轻,且性能更佳,提出了多层网幕的可行性.Conrath等^[22]设计出一种具有一定间距的两张网幕的结构,并以多孔材料连接以使得两张网幕可一同润湿,该结构将会加强对液体的阻拦作用.王晔^[23]探究了多层斜纹方孔网幕的泡破压力,实验发现泡破压力提升幅度有限.但上述研究都未详细对比泡破压力提升的原因,同时对于多层荷兰斜纹网幕研究较少.

本文将多张性能更优的荷兰斜纹网幕通过真空扩散的方式烧结在一起,形成一个多层网幕,以此提高网幕的机械强度和泡破压力.以双层网幕为例展开分析,通过X射线显微镜获取双层网幕的微观三维结构,分析了多层网幕能够提升泡破性能的结构原因,同时通过建立泡破压力测试系统,对单双层网幕的泡破压力进行实际测试.最后,探究了不同双层网幕间的相对角度对泡破压力的影响.

1 理论分析与实验方法

1.1 泡破压力模型

图1是常用单层网幕结构中性能最好的荷兰斜纹编织(Dutch Twill, DT)网幕的结构示意图^[20].与x方向平行的较粗的经线保持平直,与y方向平行的较细的纬线则交错穿过两根平行的经线,形成紧密的多孔结构.网幕规格命名的一般形式为DT n_w×n_s.

图1

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图1 荷兰斜纹编织网幕结构示意图^[20]

Fig.1 Schematic diagram of Dutch Twill screen^[20]

图2为气泡突破网幕孔隙过程的示意图.编织网幕形成的多孔结构具有微米级的孔隙,在微重力的稳定工作条件下,液体在孔隙中依靠毛细力形成液膜阻隔气体通过(见图2(a)).随着网幕两侧的压差不断增大,气体在压差作用下推动液膜不断发生形变, 直到临界的泡破压力Δp_BP下,液膜的形变达到毛细力承载的极限(见图2(b)),此时,气液界面将在孔隙通道中最窄的位置.当压差超过泡破压力,气体将得以穿过整个孔隙通道,穿过网幕,导致网幕失效^[24].将复杂的孔隙通道简化为一个个毛细管道,根据Young-Laplaca方程,静态泡破压力的表达式^[25-26]可简化为

(1)

Δ p_{B P} = \frac{4 σ c o s θ}{D_{p}}

图2

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图2 气泡突破网幕过程示意图

Fig.2 Schematic diagram of bubble breakthrough process across the screen

D_p一般由网幕的规格和编织形式决定,并且由孔隙通道中最窄的位置决定.根据文献[20],对于DT网幕,该位置一般出现在图1中的A-A'截面处.

1.2 双层网幕加工

双层DT网幕采用真空扩散的方式制备而成,如图3所示.其中图3(a)为真空扩散主要过程,即将两层网幕叠放后,在两侧给予网幕一定的压力,并置于足够高温环境中,使网幕交界面发生原子扩散从而联结为一体.该方法可以满足网幕的大面积、多接触点联结需求,同时引起的材料变形量小,不会破坏网幕的微米级孔隙结构,并且在加铝、钛及其合金上也更具优势,是理想的多层网幕加工方法^[27-28].

图3

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图3 双层网幕加工示意图

Fig.3 Schematic diagram of double-layer screen processing

制备双层DT网幕后,本文使用ZEISS Xradia 520 Versa X射线显微镜获取加工所得网幕的显微图像以分析加工效果和双层网幕的孔隙结构,所选网幕规格为DT40×430,分别获取了层间角度为0°、45° 和90° 双层网幕的微观三维结构图.从图3(b)中可以看出,DT网幕在真空扩散后仍然保持着完整无损的微米级结构,同时也形成了多个界面联结点,没有出现断层、空隙,两层网幕之间的角度也完全符合设计的结构,展现出了良好的加工效果,以此网幕制备样品进行泡破压力测量实验.同时经测量,双层网幕厚度略小于单层网幕厚度的两倍,表明加工略微使得网幕孔隙结构出现了相互交叠.

1.3 实验系统

本文所使用的实验系统的示意图和实物图如图4所示.图中: $\overset{\cdot}{m}$ 表示通入密闭空间的质量流速.

图4

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图4 泡破压力测量实验系统

Fig.4 Experimental apparatus of bubble point pressure measurement

实验系统由数据采集系统、压差传感器、实验测试主体管道和流量控制器组成.实验测试主体管道由上下两段分离的透明有机玻璃管道构成,两段中间形成凸台,利用螺纹法兰将待测网幕固定于凸台上并在连接上下两段管道的同时, 保持连接处管道的光滑平整.管道上下两段靠近网幕处开口连接压差传感器.下段管道接近下端处开口连接气体流量控制器,同时下端开口距离网幕留有足够长度以稳流,减少气体流通不均对气体突破网幕的影响.管道下段整体通过液封形成密闭空间,管道上段与大气环境直接连通.置于凸台中的待测网幕两侧粘连两个O形硅胶垫圈,保证实验管道的密封.网幕与垫圈的粘连也需要保证紧密、无漏气,避免气体通过二者之间的缝隙绕过网幕而非穿过网幕,导致所测的泡破压力错误.

实验过程中,首先需要在完全润湿的网幕上方用少量实验待测流体形成一层薄液膜,其厚度为h_l,以此在网幕下方形成一个密封空间.然后开启高压氮气瓶阀门,通过气体流量控制器向密闭空间内缓慢通入氮气进行准静态加压.为保证测量泡破压力的准确性,避免气体增压速率对泡破压力测量的准确性产生影响,同时兼顾实验效率,避免单次实验时长过长^[13,16],本文的所有实验均采用5 sccm/min的通气速率进行缓慢增压,sccm表示标况下单位立方厘米气体的质量,1 sccm=M_g/(2.24×10⁵) g,M_g是选用气体的摩尔质量.在向密闭空间缓慢增压的同时压差传感器实时记录网幕两侧的压差,当首个气泡被观察到突破网幕,记录下此时两侧的压差Δp_m.根据下式对采集到的压差进行修正,即可得到网幕的泡破压力:

(2)Δp_BP=Δp_m-ρgh_l

式中:ρ是液体密度;g是重力加速度.

实验过程中通过采用气体流量控制器维持通气速率的稳定以保持增压速率稳定,同时通过观察口确认气泡突破筛网的情况(用于非准静态加压的研究),用压差传感器记录网幕两侧的压差,并通过数据采集模块将结果传输到电脑上形成表格,并据此绘制网幕两侧压差随时间变化的曲线图.

实验中使用的差压传感器的量程为0~20 kPa,误差为±0.015 kPa.使用的流量控制器可控制的体积流量误差为0.01 sccm/min,实验过程中认为室温保持不变,为298 K,测量温度误差小于1 K.网幕材料选取316 L不锈钢.

本文加工制备了8种不同的DT网幕样品,其具体参数如表1所示.DT网幕具有明确经纬方向(见图1),双层DT网幕中两层网幕之间的夹角是双层网幕相比于单层网幕增加的一个结构参数.同一型号的网幕均制备两个样品进行重复实验以避免偶然性.为了分析不同工质的影响,实验选用了具有高表面张力的水和与低温推进剂物性接近的HFE7500作为实验流体,二者物性如表2所示.

表1 实验涉及网幕相关参数

Tab.1 Parameters related to screens in experiment

网幕编号	第1层	第2层	层间角度/(°)
1	DT40×430
2	DT80×700
3	DT203×1 600
4	DT40×430	DT40×430	90
5	DT80×700	DT80×700	90
6	DT203×1 600	DT203×1 600	90
7	DT40×430	DT40×430	45
8	DT40×430	DT40×430	0

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表2 101 kPa和25 ℃环境下实验流体物性

Tab.2 Physical properties of fluids at 101 kPa and 25 ℃

实验工质	密度/ (kg·m^-3)	表面张力/ (mN·m^-1)	与不锈钢平板接触角/(°)
水	998	72.8	70
HFE7500	1 614	15.4	0

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2 实验结果与讨论

图5展示了实验过程中待测网幕两侧的压差随时间的变化.实验开始后,通过气体流量控制器向密闭空间匀速通气后,可以看到网幕两侧压差以恒定的增压速率上升.当压差达到泡破压力时,气泡穿过网幕,密闭空间压力发生突变,压差传感器采集的压差Δp信号便出现一个明显拐点.由于气泡突破网幕形成了气体通道,气体将源源不断地穿过网幕,因此网幕两侧压差出现快速下降,一段时间后,密闭空间的增压和压降达到平衡,压差维持相对稳定.停止向系统通气,压差将随着气体穿过网幕进一步下降.此时气体通道两侧的液体在毛细力的作用下流向气体通道的孔隙,最终重新封堵孔隙,压差最终达到稳定值,其对应的压力称为再密封压力.图像上对应拐点即为Δp_m,对其通过式(2)修正即可得到该次实验的泡破压力.

图5

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图5 实验过程中网幕两侧压差随时间变化

Fig.5 Pressure difference during bubble point pressure measurement

2.1 实验结果可靠性分析

为分析实验结果的可靠性,将实验系统上的单层网幕实验结果与其他文献中的实验结果进行了比较,如表3所示.由于选取工质可能不同,所以将泡破压力转化为网幕的有效孔径进行比较.表中本文实验的泡破压力通过多次重复实验取平均的方式,将其结果作为网幕的泡破压力.同时根据表2中HFE7500的表面张力和接触角,代入式(1)计算出网幕的有效孔径.

表3 本文实验与其他文献中实验结果对比

Tab.3 Comparison of experimental results with those of other literature

网幕规格	数据来源	实验工质	泡破压力/Pa	有效孔径/μm	与本文误差/%
DT40×430	本文实验	HFE7500	511.83±22.62	120.58±5.20	—
	文献[23]	乙醇	—	107.38	-10.9
DT80×700	本文实验	HFE7500	1 000.60±22.48	61.59±1.40	—
	文献[23]	乙醇	—	53.45	-13.2
	文献[16]	丙酮和异丙醇	—	58.65	-4.8
DT203×1 600	本文实验	HFE7500	2 680.67±110.53	23.02±1.00	—
	文献[23]	乙醇	—	22.79	-1

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从表3可以出,本文实验与已有实验结果差别最大的为13.2%,最小的仅1%,表明实验获取结果与之前已有结果相近,具有较高的可靠性.

2.2 单双层网幕实验结果

3种规格的单双层网幕在两种流体工质下的实验结果如图6所示.其中双层网的层间角度均为90°,误差线代表了6次独立重复实验的偏差.

图6

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图6 单双层网幕实验结果

Fig.6 Bubble point pressure of single- and double-layer screen in HFE7500 and water

从图6中可以看出,全部3种规格的网幕在两种实验流体下,双层网幕的泡破压力均比单层网幕的更大.其中,DT40×430在HFE7500和水上分别提升25%、9%,DT80×700分别提升10%、16%, DT40×430在HFE7500和水上分别提升10%、17%.根据式(1),σ和θ不变,说明双层网幕的有效孔径D_p比单层网幕更小.这主要是由于双层网幕叠置后,孔隙与孔隙相互交叠,形成更小的孔隙导致的.

实际网幕的孔隙具有复杂的三维结构. 图7为单层网幕孔隙结构的CT电镜扫描图像.以网幕法线方向为z方向,一侧边缘处z=0,图7分别展示了 z=1/4d_s,1/2d_s,3/4d_s 处的孔隙结构电镜图象.图8是简化后的网幕孔隙通道三维结构示意图.根据文献[15]和本文图像,可将单层网幕的一个孔隙通道单元简化为一个独立的,中间窄、两头宽的对称漏斗形通道,如图8(a)所示.而两张相同网幕形成的双层网幕相比于单层网幕,在分析泡破压力时,由于有效孔径由最窄的位置决定,可以简化为两个毛细通道的上下叠制,如图8(b)所示.理想条件下,两个通道的孔隙结构正好完全重合(见图8(b)).图9是简化后双层网幕孔隙通道的侧视图.如图9(a)所示,此时形成的新通道的最窄处与单层网幕无异,根据式(1),网幕的泡破压力不变.若使得两个孔径的孔隙形态不重合(见图8(c)),二者之间存在一个Δd的偏差,侧视图如图9(b)所示.此时,将双层网幕的交界处的有效直径表示为 $D_{p}^{*}$ .当两个通道中轴线偏差Δd较大时, 将会出现 $D_{p}^{*}$ <D_p,双层网幕的孔隙通道的最窄处则由原单层网幕的通道最窄处变为双层网幕的交界处,网幕整体的泡破压力得以增大.记临界情况Δd=Δd_c时, $D_{p}^{*}$ =D_p.此时,若网幕两侧压差处于单层网幕泡破压力和双层网幕泡破压力之间时,气液两相界面将会位于双层网幕交界处,如图9(b)所示.

图7

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图7 单层网幕孔隙结构的CT电镜扫描图像

Fig.7 CT images of single-layer screense

图8

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图8 简化网幕孔隙通道三维结构示意图

Fig.8 Schematic diagram of simplified screen pore channel

图9

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图9 简化双层网幕孔隙通道侧视图

Fig.9 Side view of simplified double-layer screen pore channel

对于实际网幕,由于编织、压焊加工的原因,金属丝会出现轻微变形,层与层之间扩散处的丝线之间也会存在相互干涉,偏差Δd总是存在,所以Δd一般存在上下限,即Δd∈[Δd_min, Δd_max].对于整张网幕,只要有一个孔泡破就会导致网幕的失效,因此分析网幕泡破压力,主要是针对有效孔径中最大的孔,此时对应的偏差应为最小的偏差.当 Δd_min>Δd_c,任意孔都满足 $D_{p}^{*}$ <D_p,双层网幕泡破压力将一定大于单层网幕.此时双层网幕的有效孔径D_p,d,对应Δd=Δd_min时的 $D_{p}^{*}$ .

另一方面,双层网幕的孔隙在z方向的延长使得孔隙中增加了“缩-扩-缩”的结构,气泡在通过该种孔隙结构时,需要发生形变而产生了流动阻力,这种现象被称为Jamin效应^[29].由于双层网幕增加了Jamin效应对气体的阻拦作用,气体需要更大的压差以克服该阻力以突破网幕,宏观上体现为泡破压力增大.

2.3 不同层间角度双层网幕实验结果

3种不同层间角度的DT40×430双层网幕在两种流体工质下的实验结果如图10所示.图中误差线代表了6次独立重复实验的偏差.

图10

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图10 不同层间角度双层网幕实验结果

Fig.10 Bubble point pressure of double-layer screens with different inter-layer angles

从图10中可以明显看出,两种实验流体在3种不同层间角度的双层网幕上的泡破压力差别很小,最大的差别仅有约4%.因此, 认为层间角度对网幕泡破压力的影响很小,可以忽略不计.这表明在加工制造多层网幕时,可以根据其他性能指标需求调整不同层间网幕的角度,而无需考虑其对网幕泡破压力的影响.

这是由于在分析泡破压力时,气体流动方向垂直于网幕而非网幕经纬方向,双层网幕的层间角度对孔隙通道形态的影响集中体现在双层交界处的孔隙形态上.对于双层间中轴线对齐的孔隙,两层间的角度会使得原本完全相同形态的孔隙出现交叠,如图11所示,进而减小了流通面积,使得交界处有效孔径 $D_{p}^{*}$ 存在一定幅度的减小,但该影响幅度受层间角度影响有限.而随着双层间中轴线偏移Δd的增大, 交界处有效孔径变化增大,层间角度对交界处有效孔径的影响变小直至可以忽略不计.多组实验的结果表明,目前Δd的下限Δd_min引起的泡破压力增大,超过了层间角度对泡破压力的影响,在研究多层网幕时无需考虑层间角度对泡破压力的影响.

图11

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图11 含层间角度90°双层网幕孔隙简化三维结构示意图

Fig.11 Simplified three-dimensional structure of double-layer screen pores with interlayer angle of 90°

3 结论

本文针对单层网幕在提升泡破压力时遇到的瓶颈,提出通过真空扩散的方式加工出多层网幕以提高网幕泡破压力,建立实验系统对单双层网幕的泡破压力进行了测量,并以双层网为例,探究了层间角度对网幕泡破压力的影响.分析实验结果后,得到以下结论.

(1) 双层网幕的泡破压力比单层网幕增大约10%~25%,在水和HFE7500中均有提升.通过对三维孔隙结构的分析判断,该现象是由于层间网幕交叠偏差引起的网幕有效孔径减少以及Jamin效应两个因素导致的.

(2) 不同层间角度的双层网幕泡破压力几乎没有差别,说明层间角度对泡破压力没有影响.这是由于层间角度变化对泡破压力影响不显著,被多层网幕中轴线偏差引起的泡破压力增大所掩盖.

本文的结果将为表明张力式低温推进剂管理装置的设计提供一个新的思路,即在选取网幕时,可通过将轻质材料或具有大孔径的单层网幕加工成多层网幕提升设计泡破压力,得到同时满足强度需求和泡破压力需求的网幕结构.后续可针对多层网幕的网内毛细流动、流动阻力等特性展开进一步研究,以更全面地评价多层网幕的综合性能.

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文献年度倒序

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Screen channel liquid acquisition devices (LADs) are among the most promising technologies for separating liquid and vapor phases in propellant storage tanks under microgravity conditions and thus ensuring vapor-free propellant supply to spacecraft engines. However, the prediction of the critical flow rate of a screen channel LAD relies on the full understanding of the three dimensional distribution of injection velocity. In this study, the flow characteristics at the entrance region of the LAD were investigated via particle image velocimetry (PIV) technique and numerical simulations under various working conditions. The experimental results illustrated that the velocity component normal to the porous woven mesh is non-uniform in both streamwise and spanwise directions of channel flow and that this phenomenon has a significant influence on the critical flow rate. Hence, a model that accounts for the three-dimensional flow field was proposed to predict the critical flow rate. The average error in the critical flow rate, which was determined by comparing the proposed model's predictions and the experimental results, was less than 8.4%.© 2022. The Author(s).

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