高遠皓， 張曉光， 馬冬英， 邢理想， 陳 暉

(西安航天動力研究所， 西安 710100)

1 引言

液體火箭發(fā)動機在起動及關(guān)機的過程中，系統(tǒng)中流量及壓力等參數(shù)快速變化，容易在推進劑輸送管路中產(chǎn)生壓力振蕩，形成水擊沖擊。 隨著火箭運載技術(shù)的快速發(fā)展，對大推力、高性能液體動力需求增加，隨之帶來的就是在試驗過程中壓力及流量的提升，起動、關(guān)機等瞬態(tài)過程帶來的沖擊對發(fā)動機薄弱環(huán)節(jié)產(chǎn)生較大的沖擊應(yīng)力，導(dǎo)致結(jié)構(gòu)的破壞或者沖擊疲勞，影響發(fā)動機使用壽命。

國內(nèi)外在對姿軌控發(fā)動機充填及關(guān)機過程供應(yīng)管路系統(tǒng)動態(tài)過程方面開展了較多的研究。Prickett 等[1]在對空間推進系統(tǒng)的水擊現(xiàn)象研究中提出采用分布流阻的布置來降低水擊的措施；Molinsky[2]對SeaStar 推進系統(tǒng)的水擊現(xiàn)象開展了試驗研究，得出閥門出口至推力室前管路長度是影響水擊大小的關(guān)鍵因素；Bryce[3]及Moore 等[4]對管路直徑、長度及閥門流阻等對推進系統(tǒng)的水擊大小的影響開展了試驗研究；張錚岳等[5]對軌姿控液體火箭發(fā)動機進行了仿真研究，通過仿真與試驗?zāi)M提出了延長閥門關(guān)閉時間、降低管內(nèi)流速的降水擊措施。 在對高壓補燃循環(huán)發(fā)動機及供應(yīng)系統(tǒng)瞬變過程的研究方面，Binder[6]對美國上面級氫氧發(fā)動機RL10A-3-3A 起動關(guān)機過程進行了瞬態(tài)過程仿真；Greene 等[7]針對SSME 改進型飛行中燃料系統(tǒng)管路在關(guān)機過程中出現(xiàn)異常的壓力峰現(xiàn)象進行了仿真計算，提出了通過改變發(fā)動機閥門控制時序，在低壓燃料管中形成氫蒸氣產(chǎn)生類似蓄壓器的效果來抑制壓力峰值；陳宏玉等[8]基于MWorks 軟件對補燃循環(huán)發(fā)動機瞬變過程進行了仿真，提出降工況關(guān)機的關(guān)機方案來減少發(fā)動機地面試車時水擊壓力。

在大推力液氧煤油補燃循環(huán)發(fā)動機半系統(tǒng)試車關(guān)機過程中，燃料系統(tǒng)水擊壓力較大，對整個發(fā)動機及試驗系統(tǒng)產(chǎn)生了較大的沖擊，極大地影響了發(fā)動機工作的安全性。 本文以發(fā)動機半系統(tǒng)裝置為研究對象，結(jié)合試驗系統(tǒng)狀態(tài)，在滿足試車要求的條件下開展燃料系統(tǒng)降水擊關(guān)機方案研究，提出減小關(guān)機水擊的控制措施。

2 半系統(tǒng)裝置關(guān)機過程燃料系統(tǒng)水擊現(xiàn)象

2.1 半系統(tǒng)裝置及供應(yīng)系統(tǒng)

常見液氧煤油高壓補燃循環(huán)發(fā)動機半系統(tǒng)裝置系統(tǒng)簡圖如圖1 所示[9]。 半系統(tǒng)裝置主要包括氧化劑預(yù)壓渦輪泵、氧主泵、主渦輪、燃料泵、液氧主閥、燃料節(jié)流閥、流量調(diào)節(jié)器、發(fā)生器燃料閥、推力室燃料主閥、燃氣導(dǎo)流筒等組件。發(fā)動機關(guān)機過程如下:在流量調(diào)節(jié)器的控制下，發(fā)動機以較緩慢的速率將發(fā)動機工況降至末級工況，隨后發(fā)生器燃料閥(GFV)通氣關(guān)閉，燃氣發(fā)生器燃料斷流，混合比升高，發(fā)生器停止燃燒，燃氣溫度降低，渦輪轉(zhuǎn)速迅速下降，當(dāng)轉(zhuǎn)速下降到一定值后，推力室燃料主閥(MFV)和氧主閥(MOV)無法維持打開狀態(tài)自動關(guān)閉，推進劑斷流，發(fā)動機關(guān)機。

圖1 半系統(tǒng)裝置系統(tǒng)簡圖[9]Fig.1 Schematic diagram of the half system engine[9]

試驗臺燃料系統(tǒng)如圖2 所示[10]，主要包括主貯箱、起動貯箱、回收貯箱及增壓、吹除等輔助系統(tǒng)。 其中主貯箱用于穩(wěn)定工作狀態(tài)下發(fā)動機燃料的供應(yīng)，起動貯箱用于起動過程中保證發(fā)動機入口壓力穩(wěn)定。

圖2 半系統(tǒng)試車燃料供應(yīng)系統(tǒng)[10]Fig.2 Fuel feed system of the half system test[10]

2.2 關(guān)機水擊現(xiàn)象

發(fā)動機一次典型半系統(tǒng)試車過程中發(fā)動機關(guān)機時序如圖3 所示。 關(guān)機過程燃料流量及轉(zhuǎn)速變化曲線如圖4 所示。 圖中所有參數(shù)均進行了無量綱化處理(無特殊說明下文中所有數(shù)據(jù)處理方式與此相同)，如式(1)～(5)所示。

圖3 半系統(tǒng)裝置關(guān)機時序Fig.3 Shutdown program of the half system engine

圖4 轉(zhuǎn)速及流量曲線Fig.4 Curves of rotation speed and flow rate

其中，Δt為關(guān)機耗時，t0為截取時間零點，t為實際時刻，t- 為當(dāng)量時間，pin為主貯箱壓力，p為實際壓力，nt為實際轉(zhuǎn)速，nts為額定工況下轉(zhuǎn)速，q為實際質(zhì)量流量，qs為額定工況下的質(zhì)量流量，F(xiàn)為發(fā)動機推力，F(xiàn)s為額定推力。

圖5 為關(guān)機過程燃料系統(tǒng)入口壓力曲線，可以看出在發(fā)生器燃料閥關(guān)閉后，燃料系統(tǒng)開始出現(xiàn)明顯的壓力波動，在0.36 倍當(dāng)量時間和0.77倍當(dāng)量時間的時刻出現(xiàn)了2 次沖擊過程，分別對應(yīng)發(fā)生器燃料閥和推力室燃料主閥的關(guān)閉。 水擊的產(chǎn)生引起了端面密封的大漏，結(jié)構(gòu)也有明顯的響應(yīng)，其中燃料系統(tǒng)最大水擊壓力達到了入口壓力的2 倍以上。

圖5 半系統(tǒng)試車中燃料系統(tǒng)水擊壓力Fig.5 Water hammer pressure of the fuel system in half system engine test

3 仿真模型

為簡化系統(tǒng)，將燃料泵與渦輪泵系統(tǒng)解耦，將燃料泵轉(zhuǎn)速作為邊界條件開展關(guān)機方案研究。 在開展燃料系統(tǒng)降水擊關(guān)機方案研究時同步考慮燃料供應(yīng)系統(tǒng)布局狀態(tài)，仿真計算域的發(fā)動機燃料系統(tǒng)及貯箱供應(yīng)系統(tǒng)模型如圖6 所示。

圖6 發(fā)動機燃料系統(tǒng)及貯箱供應(yīng)系統(tǒng)模型Fig. 6 Simulation scheme of fuel system and feed system of the engine

3.1 管路模型

管路模型采用C-IR 分段集中參數(shù)模型，同時考慮供應(yīng)系統(tǒng)管路介質(zhì)的壓縮性、慣性和流阻，根據(jù)計算關(guān)注頻率范圍選取管路分段數(shù)量，其中流體壓縮性及慣性由式(6)、(7)計算。

其中，B為考慮管壁彈性后的有效彈性模量，A為管路截面積，d為管徑，ff為流阻系數(shù)，可通過Nikuradse Harp 曲線插值得到[11]。

3.2 離心泵模型

離心泵在計算時，依據(jù)相似定理，給出泵水試數(shù)據(jù)，不同轉(zhuǎn)速及流量下的泵揚程及功率根據(jù)水試數(shù)據(jù)表插值換算得到，如式(8)、(9)所示[11]。

其中，a，b，c為揚程特性方程系數(shù)，通過水力試驗獲得；KH和BH為泵轉(zhuǎn)動的平動慣性系數(shù)，與泵結(jié)構(gòu)相關(guān)。

3.3 閥門及節(jié)流圈模型

管路中節(jié)流圈統(tǒng)一考慮為集中流阻，通過給定節(jié)流圈孔徑及流量系數(shù)，通過式(10)獲得節(jié)流圈在一定壓降下的流量，其中Cq為流量系數(shù)。

閥門簡化為流通面積線性變化的流阻元件，同樣給定流通面積及流量系數(shù)，在打開關(guān)閉時將流通面積設(shè)為隨時間線性變化的變量，實現(xiàn)閥門的打開關(guān)閉。 關(guān)閉過程如式(11)所示。

3.4 起動貯箱模型

在建立起動貯箱模型時，不考慮氣液界面?zhèn)鳠峒皞髻|(zhì)的過程，起動貯箱壓力取決于氣墊壓力，氣墊部分按照狀態(tài)方程計算，其中體積變化率與液體流出量一致，如式(12)、(13)所示[12]。

其中，k為氣體比熱比，Vg為氣墊容積，Vl為液腔容積。

計算基于AMESim 系統(tǒng)仿真平臺[13]，仿真所使用模型均為AMESim 軟件元件庫中模型。 在計算時對系統(tǒng)邊界采取簡化措施: ①假設(shè)試車臺主貯箱壓力穩(wěn)定，在模擬中將主貯箱作為恒壓源；②不考慮起動貯箱與外界環(huán)境的熱交換過程。

4 關(guān)機水擊仿真分析

4.1 水擊產(chǎn)生機理分析

在所建立模型的基礎(chǔ)上，仿真得到的關(guān)機過程發(fā)動機燃料系統(tǒng)入口壓力變化曲線與試車實測壓力對比情況如圖7 所示。

圖7 仿真與試車燃料系統(tǒng)水擊壓力大小對比Fig. 7 Comparison of water hammer pressure between simulation and test

可以看出仿真得到的水擊壓力產(chǎn)生及發(fā)展的規(guī)律與試車一致，最大值相對誤差為9.8%，在工程可接受范圍內(nèi)，后文將基于此模型開展降水擊關(guān)機方案研究。

進一步對燃料系統(tǒng)關(guān)機水擊過程分解，其中0.36 倍無量綱時間點時，發(fā)生器燃料閥關(guān)閉時刻，發(fā)生器燃料閥關(guān)閉后渦輪泵功率迅速下降，泵流量也隨之迅速減少，形成第一階段水擊壓力波，該階段水擊產(chǎn)生的主要原因為泵轉(zhuǎn)速快速下降引起的停泵水擊；隨著燃料泵流量及揚程的降低，在0.76 倍無量綱時間點時推力室燃料主閥自動關(guān)閉，形成第二階段的水擊壓力峰，該過程的水擊為關(guān)閥水擊。

4.2 影響關(guān)機水擊大小的因素分析

在一般液體介質(zhì)管網(wǎng)中，常見的抑制水擊方法有:增加管路直徑或縮短管路長度、延長閥門關(guān)閉時間、增加節(jié)流圈或設(shè)置蓄壓器等[14-15]。 本文結(jié)合發(fā)動機燃料供應(yīng)系統(tǒng)及發(fā)動機關(guān)機過程特點，從控制關(guān)機速率、增加系統(tǒng)阻尼及利用試驗系統(tǒng)起動貯箱3 個方面開展關(guān)機過程控制措施對發(fā)動機關(guān)機水擊大小影響的研究。

4.2.1 關(guān)機速率的影響

由圖6 可知，在發(fā)生器燃料閥關(guān)閉時流量的變化率最大，產(chǎn)生的水擊相應(yīng)較大，考慮通過控制關(guān)機速率的方式減緩關(guān)機時流量的變化率，以達到削減關(guān)機水擊的目的。 在關(guān)機工況一致的條件下，改變關(guān)機速率后水擊壓力對比如圖8 所示，關(guān)機速率減緩一半，水擊壓力峰值降低了16.7%。

圖8 不同關(guān)機速率對水擊壓力大小的影響Fig.8 Effect of shutdown rate on water hammer pressure

4.2.2 系統(tǒng)流阻的影響

圖9～10 對比了在泵前和泵后增加流阻對關(guān)機過程水擊的影響，由對比結(jié)果來看，無論在泵前還是在泵后增加流阻都能減小關(guān)機水擊，在流阻系數(shù)均較基準值增大一倍的條件下，兩者水擊壓力的減小幅度分別為5.34%和0.55%。

圖9 泵入口流阻對水擊壓力大小的影響Fig.9 Effect of flow resistance in upstream to water hammer pressure

在泵前增加流阻效果要比泵后增加流阻的效果要好，但是由于增大泵前流阻會導(dǎo)致試車過程中泵入口壓力過低引起泵的氣蝕，影響發(fā)動機工作的安全性，需要結(jié)合試車狀態(tài)綜合考慮。

圖10 泵出口流阻對水擊壓力大小的影響Fig.10 Effect of flow resistance in downstream to water hammer pressure

4.2.3 起動貯箱的影響

在發(fā)動機試車起動過程中，在發(fā)動機入口管路中常配置有起動貯箱，主要作用是為了保證試車臺與火箭狀態(tài)供應(yīng)系統(tǒng)的慣性流阻(L/A)相當(dāng)。 在現(xiàn)有試驗系統(tǒng)中，可以考慮在關(guān)機過程中利用起動貯箱作為蓄壓器，起到減緩關(guān)機水擊的作用。

圖11 對比了增加起動貯箱對關(guān)機過程燃料系統(tǒng)水擊發(fā)展的影響，由對比可以看出，增加起動貯箱后系統(tǒng)水擊壓力幅值得到的明顯的抑制。

圖11 有無起動貯箱對關(guān)機水擊的影響Fig.11 Influence of system with start tank or not on water hammer pressure

對起動貯箱參數(shù)設(shè)置敏感性開展分析計算，在系統(tǒng)參數(shù)相同的條件下，在氣墊容積占起動貯箱容積10%、30%、50%時對消除主路水擊效果的對比如圖12(a)所示。 水擊壓力分別為0.71、0.68、0.67 倍的入口壓力，容積增加到30%以上后，進一步增大容積對降低水擊壓力峰的作用不明顯，氣墊容積還將進一步影響水擊波的頻率。

圖12 起動貯箱參數(shù)對水擊壓力大小的影響Fig. 12 Influence of the start tank parameters on water hammer pressure

起動貯箱出口流阻系數(shù)為基準流阻系數(shù)的2/3 與1/3 的對比如圖12(b)所示，由對比可以看出，起動貯箱出口流阻越大，對水擊壓力峰值的削弱作用越弱，但對加速水擊波能量衰減的作用越明顯，不同流阻下水擊壓力峰最大值分別為入口壓力的0.67、0.72 和1.04 倍。

在發(fā)動機供應(yīng)系統(tǒng)中，起動貯箱放置于距發(fā)動機入口0.2、0.4 和0.6 倍總供應(yīng)管路長度位置時，對減小水擊壓力峰值的影響效果如圖12(c)所示。 由對比結(jié)果來看，越靠近發(fā)動機入口，起動貯箱對于消除水擊壓力峰值的效果越明顯，相應(yīng)位置水擊壓力的最大增加值分別為入口壓力的0.7、1.44 和2.34 倍。

5 關(guān)機水擊抑制措施及試驗驗證

5.1 抑制措施

基于以上分析結(jié)果，結(jié)合試車臺系統(tǒng)狀態(tài)，在不改動試驗臺系統(tǒng)的前提下對關(guān)機方案優(yōu)化如下:1)降低發(fā)動機關(guān)機點工況；2)增加燃料泵后流阻；3)關(guān)機過程中保持起動貯箱打開。

優(yōu)化后的關(guān)機時序如圖13 所示。 在接收到關(guān)機指令后，發(fā)動機快速降工況，發(fā)生器燃料閥(GFV)在45%推力工況關(guān)閉，燃氣發(fā)生器燃料斷流，渦輪輸出功率迅速降低，轉(zhuǎn)速下降，當(dāng)泵后壓力低于推力室燃料主閥自維持壓力時，燃料主閥(MFV)關(guān)閉，發(fā)動機關(guān)機。

圖13 優(yōu)化后的關(guān)機時序Fig.13 The optimized shutdown program

5.2 試驗驗證

通過試車，驗證了計算結(jié)果與措施的有效性，試車得到的關(guān)機水擊壓力與仿真結(jié)果對比如圖14所示。 相較于未優(yōu)化前，第一階段無明顯水擊壓力峰，基本消除了由燃料泵停泵帶來的水擊沖擊，推力室燃料主閥關(guān)閉時刻水擊壓力降低25%。

圖14 降水擊方案驗證Fig.14 Verification of the optimized scheme

從試車結(jié)果可以看出，起動貯箱對于降低停泵過程的水擊效果更為顯著，受制于閥門關(guān)閉壓力，2 次推力室燃料主閥關(guān)閉速率和關(guān)閉流量基本一致，因此采取降水擊控制措施后對關(guān)閥水擊效果較弱。

6 結(jié)論

1)補燃循環(huán)液氧煤油發(fā)動機關(guān)機過程水擊壓力主要包括渦輪泵轉(zhuǎn)速下降帶來的停泵水擊與主路閥門關(guān)閉引入的關(guān)閥水擊2 個階段；

2)減緩關(guān)機速率、增加系統(tǒng)流阻及在發(fā)動機入口管路中引入起動貯箱，都能夠起到降低發(fā)動機關(guān)機水擊的作用，其中引入起動貯箱對消除關(guān)機水擊的效果最為明顯；

3)綜合采取降低關(guān)機速率、增加泵后流阻及在入口管路系統(tǒng)中引入起動貯箱的措施后，基本消除了由燃料泵停泵帶來的水擊，燃料主閥關(guān)閉時刻水擊壓力降低了25%，通過試車與仿真結(jié)果對比，仿真誤差最大9.8%，驗證了計算方法的準確性。