李純飛,龍春偉,董 苑
某單組元發(fā)動機系統(tǒng)配套兩臺貯箱供應(yīng)推進劑,兩臺貯箱采用并聯(lián)方式布局,接入環(huán)形管路將推進劑分配至各推力裝置,貯箱與推力裝置布局結(jié)構(gòu)如圖1所示。系統(tǒng)工作時,兩貯箱推進劑供應(yīng)流量不會完全一致,導致貯箱內(nèi)推進劑排放不均衡,嚴重時其中一臺貯箱推進劑耗盡而另一臺貯箱剩余大量推進劑,會影響系統(tǒng)工作性能和可靠性,同時引起飛行器質(zhì)心偏移,影響控制精度。經(jīng)梳理,發(fā)動機管路流阻特性(連接貯箱與環(huán)管管路流阻大小及偏差)、推力裝置工作特性(如推力裝置噴注壓降、床流阻、分解效率的各異性)、發(fā)動機結(jié)構(gòu)布局(分布均勻性)等因素影響系統(tǒng)排放均衡性。為定量獲得各影響因素進而為系統(tǒng)采取控制措施提供依據(jù),建立了計算模型,對各影響因素進行了計算分析,搭建了試驗驗證系統(tǒng)。
圖1 貯箱并聯(lián)布局示意圖Fig.1 Layout diagram of parallel tank
以兩臺推力裝置同時工作為例,建立了如圖2所示分析模型,圖2中:A,B為兩貯箱;F1,F(xiàn)2為兩臺推力裝置;qA,qB為兩貯箱流量;qA1,qA2為A貯箱供應(yīng)的推進劑經(jīng)環(huán)管分流后供應(yīng)給兩臺推力裝置的流量;qB1,qB2為B貯箱供應(yīng)的推進劑經(jīng)環(huán)管分流后供應(yīng)給兩臺推力裝置的流量;q1,q2為兩臺推力裝置的流量;per為貯箱入口增壓壓力(采用同一減壓閥供應(yīng)氣體,因此假設(shè)兩貯箱入口壓力相等);pA為A貯箱對應(yīng)環(huán)管入口壓力;pB為B貯箱對應(yīng)環(huán)管入口壓力;p1,p2為兩臺推力裝置入口壓力。
圖2 模型示意圖Fig.2 Diagram of analysis model
系統(tǒng)工作時,推力裝置推進劑供應(yīng)遵循壓力平衡和流量平衡,以圖2所示系統(tǒng)為例,可建立如下壓力平衡和流量平衡方程組:
(1)
(2)
(3)
(4)
qA=qA1+qA2
(5)
qB=qB1+qB2
(6)
q1=qA1+qB1
(7)
q2=qA2+qB2
(8)
對于推進劑供應(yīng)系統(tǒng),推進劑增壓壓力即per為已知,貯箱與管路系統(tǒng)流阻特性通過液流試驗或計算模型計算獲得,流阻特性可擬合為流量的一元關(guān)系式;發(fā)動機入口壓力與流量關(guān)系通過熱試車獲得,為此,推進劑供應(yīng)壓力平衡方程式(1)~(4)可轉(zhuǎn)化為與流量相關(guān)的方程組,見式(9)~(12),結(jié)合系統(tǒng)流量平衡方程式(5)~(8),通過迭代計算,即可實現(xiàn)系統(tǒng)流量求取,進而可獲得兩貯箱供應(yīng)流量并定量分析對排放均衡性的影響:
per=fq1+fqA1+fqA
(9)
per=fq1+fqA2+fqA
(10)
per=fq1+fqB1+fqB
(11)
per=fq1+fqB2+fqB
(12)
對管路流阻特性、推力裝置工作特性、發(fā)動機結(jié)構(gòu)布局等影響因素進行了計算。
管路流阻特性影響計算時重點計算了連接貯箱與環(huán)管管路流阻大小、流阻偏差對系統(tǒng)排放均衡性的影響,流阻大小變化通過改變管路通徑獲得,流阻偏差通過調(diào)節(jié)管路流阻相關(guān)系數(shù)獲得。
推力裝置工作特性影響計算時通過改變?nèi)肟趬毫εc流量擬合關(guān)系式,實現(xiàn)不同推力裝置工作特性模擬,計算了工作特性無差異以及工作特性存在差異兩狀態(tài)對系統(tǒng)排放均衡性的影響。
發(fā)動機結(jié)構(gòu)布局影響計算時對發(fā)動機與貯箱對稱布局狀態(tài)和非對稱布局兩狀態(tài)下系統(tǒng)供應(yīng)特性進行了計算。
計算了3種系統(tǒng)狀態(tài)(系統(tǒng)狀態(tài)1,2,3),8種工作模式(組合A,B,C,D,E,F(xiàn),G,H)下系統(tǒng)供應(yīng)特性。系統(tǒng)狀態(tài)描述見表1。8種工作模式均為4機同時工作,組合A中發(fā)動機推力品種、推力裝置工作特性相同,布局相同,貯箱對稱布局;組合C,E,G三種工作模式推力品種相同、推力裝置工作特性相同,結(jié)構(gòu)布局不同,貯箱為非對稱布局;組合B相對組合A,組合D相對組合C,組合F相對組合E以及組合H相對組合G除靠近A貯箱兩臺推力裝置工作特性不同外,其余狀態(tài)相同;組合B,D,F(xiàn),H中靠近A貯箱兩臺發(fā)動機在設(shè)計入口壓力下流量為設(shè)計值的1.1倍。計算結(jié)果見表1。
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1.4.1發(fā)動機管路流阻特性影響分析
對比系統(tǒng)狀態(tài)1與2,狀態(tài)1連接A,B貯箱與環(huán)管兩管路流阻特性相同,均為設(shè)計狀態(tài),狀態(tài)2兩管路流阻存在偏差,連接A貯箱管路流阻較設(shè)計狀態(tài)偏大20%,連接B貯箱管路流阻為設(shè)計狀態(tài)。A,C,E,G四種工作組合在狀態(tài)1下兩貯箱排液偏差分別為0.0%,+1.0%,-4.1%,+4.3%,在狀態(tài)2下兩貯箱排液偏差分別為-7.5%,-6.9%,-11.2%,-3.9%,兩狀態(tài)下4種工作組合兩貯箱排液偏差值增加7.1%~8.2%,變化較大,表明連接A、B兩貯箱與環(huán)管管路的流阻偏差對系統(tǒng)排放均衡性影響較大。對比狀態(tài)1與2四種工作組合計算結(jié)果,兩管路流阻相等時,系統(tǒng)排放具有較好的均衡性。
對比系統(tǒng)狀態(tài)1與3,狀態(tài)1連接A,B貯箱與環(huán)管兩管路通徑為設(shè)計狀態(tài),狀態(tài)3兩管路通徑較設(shè)計狀態(tài)減小了20%,相應(yīng)的阻尼效應(yīng)增強。根據(jù)計算結(jié)果,A,C,E,G四種工作組合在狀態(tài)3下兩貯箱排液偏差分別為0.0%,+0.3%,-1.5%,+1.5%,相比于狀態(tài)1,除對組合A排液偏差無影響外,組合B,C,D排液偏差均減小,減小0.7%~2.8%,變化較大,表明連接A,B兩貯箱與環(huán)管管路的流阻大小對系統(tǒng)排放均衡性影響較大。對比狀態(tài)1與3四種工作組合計算結(jié)果,增加兩管路設(shè)計流阻有利于提高系統(tǒng)排放均衡性。
1.4.2推力裝置工作特性影響分析
組合B,D,F(xiàn)及H中靠近A貯箱的兩臺推力裝置工作特性相對設(shè)計狀態(tài)存在變化,在設(shè)計入口壓力下,其流量取為設(shè)計流量的1.1倍。根據(jù)計算結(jié)果,上述4種組合在狀態(tài)1下兩貯箱排液偏差分別為0.1%,+1.1%,-4.0%及+4.4%,對比A,C,E,G四種工作組合,各組合兩貯箱排液偏差值增加約0.1%,相對推力裝置工作特性變化10%,兩貯箱排液偏差值變化較小,表明推力裝置工作特性對系統(tǒng)排放均衡性影響有限。
1.4.3發(fā)動機結(jié)構(gòu)布局影響分析
組合C,E,G推力裝置品種及數(shù)量相同,結(jié)構(gòu)布局不同,對比3種工作組合在3種計算狀態(tài)下計算結(jié)果,各計算狀態(tài)下,3種工作組合兩貯箱排液偏差不同,最大相差3.0%~8.4%不等,表明發(fā)動機結(jié)構(gòu)布局對系統(tǒng)排放均衡性影響較大。組合A發(fā)動機布局相對兩貯箱對稱,總體而言,在各計算狀態(tài)下,組合A下兩貯箱排液偏差較小,表明發(fā)動機宜設(shè)計為對稱布局方案,以改善系統(tǒng)排放均衡性。
根據(jù)計算分析表明,影響本發(fā)動機系統(tǒng)排放均衡性的主導因素有連接貯箱與環(huán)管入口管路流阻大小與偏差、發(fā)動機結(jié)構(gòu)布局,推力裝置工作特性影響有限。
搭建冷態(tài)試驗系統(tǒng),將其介質(zhì)供應(yīng)流量-壓降特性與發(fā)動機推進劑供應(yīng)系統(tǒng)流量-壓降特性設(shè)計一致,即可實現(xiàn)對發(fā)動機系統(tǒng)推進劑供應(yīng)過程模擬,所建立的試驗系統(tǒng)排放均衡性與發(fā)動機系統(tǒng)相當。試驗系統(tǒng)進行冷態(tài)排液試驗,獲得各工作模式下系統(tǒng)排放特性,進而可對各影響因素影響情況進行試驗驗證。
試驗時各工作模式逐一進行試驗,各工作模式單獨進行一定時長的排液,通過獲得試驗排液零秒及排液末秒兩貯箱質(zhì)量,即可獲得各工作模式下兩貯箱排液量及偏差情況,進而獲得各影響因素影響情況。
試驗選取了兩種試驗狀態(tài)(試驗狀態(tài)1,2)、5種工作模式(組合U,V,W,X,Y)。試驗狀態(tài)描述見表2。組合U,V推力品種、數(shù)量、布局相同,推力裝置工作特性不同,組合U為設(shè)計狀態(tài),組合V中靠近B貯箱的兩臺發(fā)動機在設(shè)計入口壓力下流量為設(shè)計狀態(tài)的1.2倍,另外兩臺靠近A貯箱的發(fā)動機為設(shè)計狀態(tài);組合W,X推力品種、數(shù)量與工作特性相同,布局不同。試驗結(jié)果見表2。
2.2.1發(fā)動機管路流阻特性影響分析
對比試驗狀態(tài)1與2,試驗狀態(tài)2連接貯箱與環(huán)管管路在設(shè)計狀態(tài)基礎(chǔ)上設(shè)置了節(jié)流孔板,流阻增加。組合U,V,W及Y均在兩狀態(tài)下進行了試驗,根據(jù)試驗結(jié)果,4種組合在試驗狀態(tài)1下兩貯箱排液偏差分別為+1.4%,+0.4%,+10.2%及+18.4%,在試驗狀態(tài)2下分別為+0.4%,-0.5%,+3.6%及+7.5%。由于組合U,V排放均衡性相對較好,在兩試驗狀態(tài)下變化不明顯;組合W,Y排放均衡性相對較差,兩組合在試驗狀態(tài)2下排放均衡性提高明顯,相對試驗狀態(tài)1偏差分別減小6.6%,10.9%,表明增加連接貯箱與環(huán)管管路的流阻特性有利于提高系統(tǒng)排放均衡性。
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2.2.2推力裝置工作特性影響分析
組合U與V除推力裝置工作特性不同外,其余狀態(tài)均相同,其中組合V中兩臺靠近B貯箱的發(fā)動機在設(shè)計入口壓力下流量為設(shè)計狀態(tài)的1.2倍。根據(jù)試驗結(jié)果,兩組合在試驗狀態(tài)1下兩貯箱排液偏差分別為+1.4%、+0.4%,相差1%,相對推力裝置工作特性存在20%變化,排液偏差變化很小,表明推力裝置工作特性變化對系統(tǒng)排放均衡性的影響有限。
2.2.3發(fā)動機結(jié)構(gòu)布局影響分析
組合W與X除發(fā)動機結(jié)構(gòu)布局不同外,其余狀態(tài)均相同。組合W在試驗狀態(tài)1下兩貯箱排液偏差為+10.2%,組合X在試驗狀態(tài)1下兩貯箱排液偏差為-1.2%,兩組合下系統(tǒng)排液偏差相差11.4%,表明發(fā)動機結(jié)構(gòu)布局對系統(tǒng)排放均衡性具有較大影響。
根據(jù)試驗結(jié)果,影響本發(fā)動機系統(tǒng)排放均衡性的主導因素有連接貯箱與環(huán)管入口管路流阻大小、發(fā)動機結(jié)構(gòu)布局,推力裝置工作特性影響有限。
仿真分析和試驗驗證結(jié)果表明,連接貯箱與環(huán)管入口管路流阻大小與偏差、發(fā)動機結(jié)構(gòu)布局對系統(tǒng)排放均衡性影響較大,推力裝置工作特性影響有限。
可采取的控制措施:
1)在連接貯箱與環(huán)管入口管路設(shè)置一定壓降的限流結(jié)構(gòu)或適當減小連接貯箱與環(huán)管入口管路的通徑,增加管路阻尼效應(yīng)。
2)對連接貯箱與環(huán)管入口管路進行液流試驗,通過選配產(chǎn)品進而消除或降低兩管路流阻差異。
3)發(fā)動機相對兩貯箱對稱布局;將發(fā)動機接口設(shè)置于遠離兩貯箱的環(huán)管中部位置,或在環(huán)管中部設(shè)置轉(zhuǎn)接通集中安裝各發(fā)動機分機,以降低不對稱性影響。
對影響發(fā)動機貯箱推進劑排放均衡性的主要因素,進行了計算分析與試驗,計算與試驗結(jié)果表明,連接貯箱至環(huán)管的管路流阻大小、兩管路流阻偏差、各推力裝置相對兩貯箱布局是否對稱對發(fā)動機系統(tǒng)排放均衡性具有較大影響,推力裝置工作特性影響有限,在此基礎(chǔ)上,提出了可行的控制措施。