孫立剛，李 林，鄧 哲，李佳明，張 鐸

(西北工業(yè)大學(xué)航天學(xué)院，西安 710072)

配合間隙對同軸線對開雙噴管結(jié)構(gòu)軌控發(fā)動機性能的影響①

孫立剛，李 林，鄧 哲，李佳明，張 鐸

(西北工業(yè)大學(xué)航天學(xué)院，西安 710072)

所描述的軌控發(fā)動機采用同軸線對開雙噴管結(jié)構(gòu)設(shè)計，通過對不同工況、不同間隙條件下軌控發(fā)動機的流場進行數(shù)值模擬，得到了間隙對發(fā)動機燃燒室壓強、推力等性能參數(shù)的影響規(guī)律。研究結(jié)果表明，當(dāng)軌控發(fā)動機的轉(zhuǎn)子配合間隙不斷減小時，推力調(diào)節(jié)室總壓隨之不斷增大，質(zhì)量流率不斷減小，發(fā)動機的推力調(diào)節(jié)特性變優(yōu)。

軌控發(fā)動機;轉(zhuǎn)子;配合間隙;數(shù)值仿真

0 引言

隨著高性能衛(wèi)星與航天器的發(fā)展，對軌道控制的固體發(fā)動機的應(yīng)用日益廣泛，如國外小型衛(wèi)星軌道定位、姿態(tài)調(diào)整、小型導(dǎo)彈末修和精確定位等［1-4］。國內(nèi)外有很多技術(shù)手段來減少固體軌控發(fā)動機能量損失，比如熄滅和重新點燃軌控發(fā)動機來延長工作時間等［5-6］。采用旋轉(zhuǎn)式結(jié)構(gòu)進行推力切換是較常用的一種方法，但至今為止，尚未有研究人員對發(fā)動機推力調(diào)節(jié)過程中動轉(zhuǎn)子間隙配合的影響做深入的探討。

本文以某固體軌控發(fā)動機為例，發(fā)動機采用同軸線對開雙噴管結(jié)構(gòu)，動轉(zhuǎn)子在控制腔內(nèi)進行旋轉(zhuǎn)做動，通過轉(zhuǎn)子堵塞或打開噴管，實現(xiàn)推力的切換與調(diào)節(jié)。系統(tǒng)存在2種工況:第一種工況為動轉(zhuǎn)子完全堵塞一個噴管，另一個噴管完全打開;第二種工況為動轉(zhuǎn)子旋轉(zhuǎn)至兩噴管對稱位置，2個噴管各打開一半流通面積。采用此種方式，軌控發(fā)動機在任何工況下當(dāng)量喉部面積相等，避免燃燒室壓強的波動，達到提升系統(tǒng)的動態(tài)響應(yīng)特性和調(diào)節(jié)特性的目的。

在實際工作過程中，動轉(zhuǎn)子和控制腔之間的配合間隙一直是設(shè)計難點，配合間隙設(shè)計過小，動轉(zhuǎn)子在受熱情況下會出現(xiàn)膨脹卡死現(xiàn)象，配合間隙設(shè)計過大，又會導(dǎo)致工作過程中的燃氣泄漏加劇，影響發(fā)動機的調(diào)節(jié)規(guī)律，引起工質(zhì)和推力的損失［7-8］。所以，選擇合適的間隙能有效地減少發(fā)動機的流量和總壓損失，提高軌控發(fā)動機的能量利用率，進而提升軌控發(fā)動機的整體性能。本文的研究工作主要針對動轉(zhuǎn)子的配合間隙展開。

1 計算模型和計算方法

1.1 物理模型

計算的軌控發(fā)動機為同軸線對開雙拉瓦爾噴管結(jié)構(gòu)，2個噴管共用1個燃燒室，燃燒室頭部設(shè)有控制腔，在控制腔的對稱位置布置2個噴管。控制腔內(nèi)設(shè)計一個與推力調(diào)節(jié)室同軸心的動轉(zhuǎn)子，當(dāng)動轉(zhuǎn)子旋轉(zhuǎn)至不同位置時，可改變2個噴管的通流面積，以此調(diào)節(jié)發(fā)動機推力。本文主要研究2種典型工況(圖1)。

圖1 2個典型工況Fig.1 Two typical cases

(1)工況Ⅰ:1個噴管被完全堵住，另1個噴管完全打開。

(2)工況Ⅱ:2個噴管分別被堵住一半通流面積。

在工況Ⅰ情況下，軌控發(fā)動機的推力達到最大值，發(fā)動機產(chǎn)生徑向推力;在工況Ⅱ情況下，軌控發(fā)動機推力為零，即軌控發(fā)動機平衡狀態(tài)。對這2種工況的流動進行分析得到性能參數(shù)。

1.2 計算方法

本文軌控發(fā)動機的2個噴管為同軸反向設(shè)置，噴管的位置是相對于推力調(diào)節(jié)室對稱，單個噴管推力為

軌控發(fā)動機所提供的推力為2個噴管的矢量和:

設(shè)計發(fā)動機推進劑為端面燃燒，燃面維持不變，且符合壓強指數(shù)燃速公式:

壓強指數(shù)n=-0.2，推進劑燃速與壓強呈反比關(guān)系。

對2種工況求解三維N-S方程。采用SIMPLE算法，對不同間隙和不同工況進行計算。

(1)湍流模型:計算間隙流動時，固體壁面的影響加大。所以，湍流模型采用重整化群k-ε模型。

應(yīng)用上述計算模型，針對某同軸喉栓發(fā)動機進行數(shù)值仿真，并與其實驗結(jié)果進行對比驗證，圖2為數(shù)值仿真與實驗結(jié)果對比。如圖2所示，在該同軸喉栓發(fā)動機整個工作過程中，計算壓強值均與實驗壓強值吻合較好，驗證了本文數(shù)值計算模型的準(zhǔn)確性。

圖2 計算與實驗結(jié)果對比Fig.2 Comparison between numerical and experimental rusults

(2)邊界條件:進口邊界條件為質(zhì)量流率入口，為了使不同工況和轉(zhuǎn)子間隙下的入口壓強和質(zhì)量流率自動得到，采用壓強指數(shù)燃速公式編寫UDF(User Defined Function)定義入口質(zhì)量流率;出口邊界條件定義為壓力出口;壁面定義為無滑移邊界。

計算時，燃燒室總溫T*設(shè)置為1 400 K，相對分子質(zhì)量M=20，動力粘度 μ=4.749×10-5kg/(m·s)。

對整個流場劃分網(wǎng)格，工況Ⅰ在間隙0.06 mm的情況下流場劃分了46萬網(wǎng)格單元。燃燒室和噴管處網(wǎng)格規(guī)模小，劃分得較稀疏，節(jié)省計算量和計算時間;動轉(zhuǎn)子和控制腔間隙較小，在進行網(wǎng)格劃分時，進行了局部加密，最小網(wǎng)格單元為1.403×10-12m3，使計算結(jié)果更加精確。在進行網(wǎng)格劃分的過程中，間隙處的加密網(wǎng)格和噴管、燃燒室處的稀疏網(wǎng)格采用平滑過渡，保證劃分單元的連續(xù)性。

2 計算結(jié)果與討論

截取了工況Ⅰ在轉(zhuǎn)子堵蓋間隙為0.06 mm時的壓力云圖(圖3)，被堵塞噴管在轉(zhuǎn)子堵蓋間隙處有一小部分高壓區(qū)，推力調(diào)節(jié)室處的方形空白區(qū)域為轉(zhuǎn)子堵蓋，壓力云圖表面間隙的存在，會導(dǎo)致工質(zhì)的泄漏，馬赫數(shù)分布(圖4)比壓強分布更清晰地顯示了堵蓋間隙處的能量損失，整個下方噴管幾乎都存在流動情況。

計算結(jié)果得到了總壓和質(zhì)量流率的大小。間隙變大時，噴管的等效喉部截面積變大，燃燒室總壓減小，因為指數(shù)壓強公式(r=apn)中n=-0.2，可知推進劑燃速增加，質(zhì)量流率隨燃速的增加而增大。

表1為工況Ⅰ轉(zhuǎn)子堵蓋間隙大小不同的情況下軌控發(fā)動機的燃燒室總壓與質(zhì)量流率變化，圖5給出燃燒室總壓和質(zhì)量流率隨間隙的變化情況，同時給出了計算所得推力的變化趨勢。

圖3 工況Ⅰ中壓強分布Fig.3 Pressure contours of case 1

圖4 工況Ⅰ中馬赫數(shù)分布Fig.4 Mach-number contours of case 1

表1 工況Ⅰ總壓和質(zhì)量流率變化Table 1 Total pressure and mass flow change of case 1

工況Ⅰ中軌控發(fā)動機的推力采用流場計算后取矢量和。表2為工況Ⅰ推力計算結(jié)果。從表1數(shù)據(jù)可看出，燃燒室總壓從1.332 MPa降低到了 1.154 MPa，損失了 13.36%;質(zhì)量流率從0.115 kg/s增加到了0.119 kg/s，損失了3.48%。從表2可看出，隨轉(zhuǎn)子間隙從0 mm增加到0.6 mm，噴管一的推力從142 N逐漸減小到116 N，減小程度為18.31%;噴管二的推力從0逐漸增加到將近3 N;總推力從142 N減小到113 N，變化程度為20.42%。從計算結(jié)果可看出，在間隙存在的情況下，發(fā)動機的推力損失十分顯著。

圖5 工況Ⅰ總壓、質(zhì)量流率與推力的變化Fig.5 Total pressure，mass flow and thrust change of case 1

表2 工況Ⅰ推力計算結(jié)果Table 2 Calculation of thrust in case 1

工況Ⅱ截取了在轉(zhuǎn)子堵蓋與推力調(diào)節(jié)室間隙為0.04 mm時的壓力分布(圖6)和馬赫數(shù)分布(圖7)。從云圖分布可看出，此情況下兩邊噴管的壓強分布與速度分布基本對稱。表3為工況Ⅱ下總壓和質(zhì)量流率變化結(jié)果，表4為工況Ⅱ下推力計算結(jié)果。

圖6 工況Ⅱ中壓強分布Fig.6 Pressure contours of case 2

圖7 工況Ⅱ中馬赫數(shù)分布Fig.7 Mach-number contours of case 2

表3 工況Ⅱ總壓和質(zhì)量流率變化Table 3 Total pressure and mass flow change of case 2

表4 工況Ⅱ推力計算結(jié)果Table 4 Calculation of thrust in case 2

從表3可看出，隨著間隙的增大，對稱打開的噴管仍會產(chǎn)生總壓和質(zhì)量流率的損失。工況Ⅱ中推力性能的變化可從表3中看出，推力調(diào)節(jié)室總壓從1.253 MPa降低到了 1.082 MPa，損失了 13.65%;質(zhì)量流率從0.117 kg/s增加到了 0.120 kg/s。

從表4中可看出，隨轉(zhuǎn)子間隙從0 mm增加到0.6 mm，噴管一的推力從46.60 N逐漸增大到48.63 N，增大程度為4.36%;噴管二的推力從46.87 N逐漸增加到將近48.58 N，增大程度為3.65%。其產(chǎn)生的總推力均在0 N左右，對發(fā)動機性能影響不大，但其壓強有所損失。

3 結(jié)論

(1)工況Ⅰ中隨間隙增大，發(fā)動機的推力從142 N減小到113 N，推力損失為20.42%，且總壓逐漸減小，質(zhì)量流率逐漸增大。

(2)工況Ⅱ為停機工況，總推力理論值為0 N。隨間隙增大，推力調(diào)節(jié)室總壓從1.253 MPa降低到了1.082MPa，提高了推進劑燃速，質(zhì)量流率逐漸增大，造成了工質(zhì)損失。

(3)由工況Ⅰ和工況Ⅱ計算結(jié)果顯示，動轉(zhuǎn)子與控制腔設(shè)計間隙對軌控發(fā)動機的推力性能影響較大，所以，在軌控發(fā)動機設(shè)計中，動轉(zhuǎn)子配合間隙在設(shè)計過程中不可忽略，要著重考慮。

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Effects of clearance on properties of orbit-control motor with double opposite nozzle

SUN Li-gang，LI Lin，DENG Zhe，LI Jia-ming，ZHANG Duo
(College of Astronautics，Northwestern Polytechnical University，Xi＇an 710072，China)

Different flow fields of the orbit-control motor with double opposite nozzle in different condition or in different fit clearances were numerically simulated and effect of fit clearances on orbit-control motor performance parameters was detected.Results show that when the clearance between motor and control chamber gets closer，total pressure of thrust chamber is higher;mass flow rate is lower and thrust of orbit-control motor is improved.

orbit-control motor;rotor;fit clearance;numerical simulation

V445

A

1006-2793(2012)03-0348-04

2011-08-20;

2011-12-06。

孫立剛(1974—)，男，博士生，主要研究方向為固體火箭發(fā)動機總體設(shè)計。E-mail:sunligang2008@tom.com

(編輯:薛永利)