韓 燦 李育隆 田 林 于新剛 王鵬程

(1.北京航空航天大學(xué)能源與動力工程學(xué)院, 北京 100191; 2.北京空間飛行器總體設(shè)計部, 北京 100094)

1 引言

空間飛行器的生命保障、軌道與姿態(tài)控制等分系統(tǒng)均需持續(xù)可靠的電能供給才能穩(wěn)定工作[1-2]。但當(dāng)空間飛行器發(fā)生故障導(dǎo)致空間電源系統(tǒng)不能正常工作時,如何緊急提供電能維持各分系統(tǒng)的運行將是空間飛行器空間電源系統(tǒng)設(shè)計中的一項重要任務(wù)。 如阿波羅13 載人飛船地月出發(fā)后2 天,服務(wù)艙的氧氣罐爆炸導(dǎo)致燃料電池?zé)o法工作,造成電力系統(tǒng)嚴重降級。 因此,有必要尋求空間飛行器特別是載人飛行器應(yīng)急供電措施。

空間飛行器攜帶的液體推進劑在燃氣發(fā)生器中將會燃燒產(chǎn)生高溫高壓燃氣,因此當(dāng)電源系統(tǒng)發(fā)生故障時,利用這種高溫高壓燃氣作為應(yīng)急電源系統(tǒng)的能量來源將是一種可行的應(yīng)急方案。 例如阿波羅13 在發(fā)生服務(wù)艙爆炸時,飛行器內(nèi)還有大量未使用的推進劑,這些推進劑最終都被浪費。 因此,可以使用剩余液體推進劑作為電能來源進行有效利用。 渦輪是一種能量轉(zhuǎn)化裝置,在航空航天[3-4]、發(fā)電[5-6]等領(lǐng)域均有廣泛應(yīng)用。 應(yīng)急供電系統(tǒng)可以以渦輪作為轉(zhuǎn)化高溫高壓氣體能量的主要部件,將液體推進劑通入燃氣發(fā)生器中燃燒產(chǎn)生高溫高壓燃氣,燃氣再驅(qū)動微型渦輪機做功發(fā)電。

熱力發(fā)電系統(tǒng)的穩(wěn)態(tài)及啟動特性直接決定著系統(tǒng)性能的優(yōu)劣。 白杰[7]對水下航行器的熱電聯(lián)合閉式循環(huán)動力系統(tǒng)進行了穩(wěn)態(tài)參數(shù)設(shè)計,給出了設(shè)計工況穩(wěn)態(tài)性能參數(shù),建立了系統(tǒng)動態(tài)模型,通過系統(tǒng)級的計算,得到了系統(tǒng)動態(tài)特性,是系統(tǒng)性能預(yù)示的手段;Rowen[8]利用模塊化建模的思想建立了微型燃氣輪機的動、靜態(tài)模型,是目前公認的比較經(jīng)典的微燃機模型,這種模塊化建模的方法直觀得到了微燃機標準工況下的特性。因此,針對于熱力發(fā)電系統(tǒng)有必要進行穩(wěn)態(tài)及啟動特性的研究。

綜上,為滿足空間飛行器能源系統(tǒng)的應(yīng)急供電需求,同時解決液體推進劑有效利用問題,本文提出空間渦輪發(fā)電系統(tǒng)并進行詳細設(shè)計,建立穩(wěn)態(tài)及啟動過程數(shù)學(xué)及仿真模型,分析系統(tǒng)工作過程中的性能特性及參數(shù)變化情況。

2 系統(tǒng)設(shè)計和數(shù)學(xué)模型的建立

2.1 系統(tǒng)設(shè)計

設(shè)計得到的空間渦輪發(fā)電系統(tǒng)構(gòu)型如圖1 所示。 系統(tǒng)包括的主要部件為:高壓氣瓶、減壓閥、燃料貯箱、開關(guān)閥、燃氣發(fā)生器、渦輪、對稱噴管、行星齒輪箱、發(fā)電機、整流器等。

圖1 空間渦輪發(fā)電系統(tǒng)構(gòu)型圖Fig.1 The space turbine power generation system

2.1.1 推進劑供應(yīng)部分

系統(tǒng)采用的推進劑供應(yīng)部分結(jié)構(gòu)來自于空間飛行器已有的擠壓式推進系統(tǒng),主要功能是提高推進劑的壓力以及以設(shè)計的質(zhì)量流率向燃氣發(fā)生器供給推進劑。 由高壓氣體氣瓶、減壓閥、燃料貯箱、閥門和管路組成。 燃氣發(fā)生器的室壓設(shè)計值為1.3 MPa,為了按設(shè)計值供給推進劑,氧化劑貯箱增壓壓力為1.302 MPa,燃料貯箱增壓壓力為1.61 MPa。 系統(tǒng)采用再生冷卻的設(shè)計使燃料在進入燃氣發(fā)生器燃燒之前先在冷卻通道內(nèi)循環(huán)流動,從而冷卻高溫部件并且增大燃料進入燃燒室前的初始能量,提高系統(tǒng)能量轉(zhuǎn)換效率,系統(tǒng)在設(shè)計狀態(tài)下的系統(tǒng)熱效率為29%。

2.1.2 燃氣發(fā)生器-渦輪部分

燃氣發(fā)生器為渦輪裝置提供做功工質(zhì),燃氣溫度越高,渦輪做功能力越強,同時為了適應(yīng)渦輪葉片材料的許用溫度,選擇設(shè)計狀態(tài)下燃氣絕熱燃燒溫度為1200 K,此時推進劑氧燃質(zhì)量混合比為0.24,燃氣發(fā)生器室壓為1.3 MPa。 圖2 為當(dāng)推進劑總質(zhì)量為300 kg,其中四氧化二氮和一甲基肼的質(zhì)量比為設(shè)計混合比時,發(fā)電功率和發(fā)電時間的關(guān)系圖,選擇設(shè)計發(fā)電功率為1500 W,持續(xù)供電時間為40 h。 當(dāng)整流器最終輸出發(fā)電功率為1500 W 時,考慮到渦輪輸出功率轉(zhuǎn)化為輸出電功率過程中耗散的功率,設(shè)計點時渦輪輸出功率為2045 W。

圖2 系統(tǒng)穩(wěn)定工作時間與發(fā)電功率的關(guān)系Fig.2 System stable working time with output electric power

發(fā)電渦輪只需輸出功率帶動外部負載即可,不需要高通流的設(shè)計去提高推力。 設(shè)計狀態(tài)燃氣流量為2.1 g/s,流量越小需要渦輪的膨脹比越大,也即渦輪的負載越高,渦輪設(shè)計狀態(tài)下膨脹比為40。 高轉(zhuǎn)速是高負荷微型渦輪設(shè)計的關(guān)鍵,系統(tǒng)渦輪設(shè)計轉(zhuǎn)速選擇為150 000 r/min,低于用于水下無人航行器燃氣渦輪[9]和微機電系統(tǒng)的微型渦輪[10]轉(zhuǎn)速,設(shè)計渦輪轉(zhuǎn)速合理可行。 系統(tǒng)采用的渦輪具有工質(zhì)流量小、高負荷的特點。 廢氣可以通過渦輪后的對稱管路排出,不對空間飛行器產(chǎn)生額外的推力和力矩影響。

渦輪進口和燃氣發(fā)生器出口可以通過法蘭、石墨密封圈進行連接和密封,連接處需要解決密封、振動和耐熱問題。 氣浮軸承具有高速、高壽命、耐熱、耐冷等優(yōu)點[11],本系統(tǒng)的渦輪轉(zhuǎn)速較高,選擇氣浮軸承用于支撐轉(zhuǎn)子,具有潤滑、減振、冷卻等作用。 高壓氣瓶的高壓氣體可作為氣浮軸承中的氣體工質(zhì)。 渦輪-發(fā)電機轉(zhuǎn)子系統(tǒng)的轉(zhuǎn)速較高,為了防冷焊,需要在金屬部件表面鍍高性能固體潤滑薄膜。

2.1.3 發(fā)電部分

發(fā)電機使用微型永磁同步發(fā)電機,選擇行星齒輪箱連接渦輪和電機。 整流器可以將發(fā)電機產(chǎn)生的交流電轉(zhuǎn)化為用電設(shè)備所需的直流電輸出,設(shè)計狀態(tài)下輸出直流電壓為100 V。 發(fā)電部分與空間飛行器中的電能儲存、變換、調(diào)節(jié)和分配裝置相連,在選用連接接口器件時,需要考慮工作電壓等參數(shù)與抗振動、抗沖擊、防電磁干擾性能及良好的高真空性能。 綜上,該系統(tǒng)設(shè)計工況下主要參數(shù)如表1 所示。

表1 渦輪發(fā)電系統(tǒng)主要設(shè)計參數(shù)Table 1 Main design parameters oftheturbine power generation system

常規(guī)空間飛行器的推進系統(tǒng)中有推進劑供應(yīng)系統(tǒng)和燃氣發(fā)生器等裝置,因此本文提出的空間渦輪發(fā)電系統(tǒng)可以在其基礎(chǔ)上進行集成。 以阿波羅13 號為例,只需在飛行器上添加渦輪、行星齒輪箱、發(fā)電機、整流器及相應(yīng)的連接管路即可組成應(yīng)急供電系統(tǒng),額外補充部件的總重量大約為5 kg,質(zhì)量比功率為300 W/kg。 對于空間飛行器來說,目前常用的空間電源有燃料電池、太陽能電池以及空間核反應(yīng)堆電源。 PEMFC 燃料電池的質(zhì)量比能量為400～1000 Wh/kg,但燃料電池成本高,壽命短[12];比功率最大的太陽能電池可以達到80～100 W/kg,但發(fā)電受光照強度的影響,同時太陽能電池陣尺寸非常大[12];核反應(yīng)堆電源為防核輻射污染需加厚重屏蔽防護裝置,在重量比功率上并不具有優(yōu)勢。 本文設(shè)計的空間渦輪發(fā)電系統(tǒng)相對于其他空間電源來說,重量和尺寸較小,比功率較大,在阿波羅13 發(fā)生故障時,大量推進劑被拋棄,因此使用本系統(tǒng)進行應(yīng)急供電還可以提高推進劑的利用效率。

2.2 穩(wěn)態(tài)工作建模

建立穩(wěn)態(tài)模型的基本思路為:首先建立系統(tǒng)相關(guān)部件的數(shù)學(xué)模型,再通過系統(tǒng)的平衡關(guān)系建立非線性方程組求解,主要部件的穩(wěn)態(tài)數(shù)學(xué)模型如下。

2.2.1 推進劑供應(yīng)部分

推進劑供應(yīng)部分簡要介紹液路部分的靜態(tài)數(shù)學(xué)模型,其余部件的數(shù)學(xué)模型可通過文獻[13-14]獲得。

使用集中參數(shù)方法描述液路部分的靜態(tài)數(shù)學(xué)方程如式(1)所示。

其中,Δpl為管道損失壓力,ξl為損失系數(shù),m·

l 為管路液體流量,ρl為液體密度。

2.2.2 燃氣發(fā)生器-渦輪部分

燃氣發(fā)生器中的熱力計算如式(2)所示。

該式由文獻數(shù)據(jù)[15]擬合公式得到。RgTc為燃氣熱值,k為燃氣絕熱指數(shù),cp為燃氣定壓比熱容,r為推進劑混合比,pc為燃氣發(fā)生器室壓,To為液體推進劑進入燃氣發(fā)生器的初溫。 對于超聲速渦輪級,需要建立其流量、效率和功率等數(shù)學(xué)模型,可由文獻[16]得到。

2.2.3 發(fā)電部分

永磁發(fā)電機出口線電壓ULL為式(3):

其中,Um為發(fā)電機出口線電壓的幅值,Kv為電壓系數(shù),ωe為發(fā)電機轉(zhuǎn)動角速度。

對于三相全波整流橋[17],考慮換相重疊角時,輸出的直流電壓Udc可以表示為式(4):

其中,LB為發(fā)電機定子繞組的漏感,Idc為整流器直流側(cè)的直流電流。

2.2.4 系統(tǒng)參數(shù)平衡模型

對于主流路,流量平衡方程如式(5)、(6)所示。

貯箱增壓壓力由減壓閥的出口壓力決定,認為減壓閥為定值減壓閥,出口壓力保持穩(wěn)定,在給定貯箱增壓壓力的情況下計算系統(tǒng)及液路各組件的靜態(tài)特性。 氧化劑流路和燃料流路的壓力平衡方程為式(8)和式(9):

上式中,pti為貯箱增壓壓力, Δpz為貯箱增壓壓力與貯箱出口壓力之差, Δpk為推進劑通過開關(guān)閥的壓降, Δpl為推進劑通過液體管道的壓力損失,Δpinj為推進劑通過噴注器的壓降,pc為燃氣發(fā)生器室壓,ζ表示冷卻管路壓降擬合系數(shù),下標后加f 表示燃料,下標后加o 表示氧化劑。

在系統(tǒng)工作時,渦輪發(fā)電部分的功率和轉(zhuǎn)速需要達到平衡,平衡方程如式(10)～(11)所示。

其中,Nt為渦輪輸出的軸功率,Ne為整流器輸出的電磁功率,Nq為渦輪功率轉(zhuǎn)化為輸出電功率過程中耗散的功率,nt為渦輪的轉(zhuǎn)速,i為行星齒輪箱傳動比,ne為永磁發(fā)電機轉(zhuǎn)速。

2.3 啟動過程建模

建立系統(tǒng)啟動過程模型的基本思路是:首先建立部件的動力學(xué)數(shù)學(xué)模型,再利用各部件之間的壓力、流量、溫度等信號傳遞關(guān)系將各部件的動力學(xué)數(shù)學(xué)模型組合構(gòu)成整個系統(tǒng)的數(shù)學(xué)模型。

2.3.1 推進劑供應(yīng)部分

推進劑供應(yīng)部分只介紹液路的動態(tài)數(shù)學(xué)模型,其他部件的動態(tài)數(shù)學(xué)模型可在文獻中查閱[18]。

利用集總參數(shù)模型建立管路流動模型,同時考慮液路流體的慣性、流阻和壓縮性后,液路方程如式(12)[18]所示。

2.3.2 燃氣發(fā)生器部分

為了對燃氣發(fā)生器建立一個簡單的動力學(xué)模型,做出如下假設(shè):忽略燃燒時滯;任何瞬間,燃燒室內(nèi)的壓力、混合比、溫度均勻分布;燃燒產(chǎn)物為理想氣體;燃氣發(fā)生器絕熱。

燃氣發(fā)生器壓力的方程如式(13)所示[19-20]。

2.3.3 渦輪-發(fā)電機轉(zhuǎn)子部分

從系統(tǒng)角度仿真計算時,并不需要準確反映渦輪機、發(fā)電機和整流器內(nèi)部工作過程,只需要求解反映主要性能的參數(shù)。 因此,用準穩(wěn)態(tài)模型對其進行計算。 渦輪提供動力,帶動發(fā)電機轉(zhuǎn)動,渦輪-發(fā)電機轉(zhuǎn)子系統(tǒng)動力學(xué)模型如式(15)所示。

其中,Mt為渦輪轉(zhuǎn)矩,Mload為發(fā)電機負載轉(zhuǎn)矩,Mf為摩擦轉(zhuǎn)矩,J為轉(zhuǎn)動慣量,ωt為渦輪轉(zhuǎn)動角速度。

以燃氣發(fā)生器模塊為例,使用MATLAB/SIMULINK 建立該模塊仿真模型,如圖3 所示。 該模塊可以計算輸出燃氣發(fā)生器的室壓、燃氣混合比、燃氣熱值、燃氣比熱比隨時間的變化。 建立完各部件模塊的仿真模塊后,連接輸入輸出端口,組成系統(tǒng)的仿真模型。

圖3 燃氣發(fā)生器的Simulink 仿真模塊Fig.3 Simulink simulation model of gas generator

3 性能特性仿真與分析

3.1 穩(wěn)態(tài)工作性能分析

空間渦輪發(fā)電系統(tǒng)復(fù)雜,參數(shù)耦合性強,運行過程中系統(tǒng)性能參數(shù)可能偏離額定設(shè)計狀態(tài),并且重新平衡在一個新的穩(wěn)定狀態(tài)。 需研究系統(tǒng)在各個穩(wěn)定狀態(tài)下,各部件的工作參數(shù)及系統(tǒng)性能隨影響因素變化的關(guān)系。

3.1.1 固定混合比,改變貯箱壓力

圖4 是保持氧化劑和燃料混合比r不變時,燃料貯箱增壓壓力pfti、燃氣發(fā)生器室壓pc、渦輪輸出功率Nt和整流器輸出直流電壓Udc標準化后隨氧化劑貯箱增壓壓力poti變化的關(guān)系圖。 圖中縱坐標各參數(shù)的值為標準化后的相對值,用“+”標出了設(shè)計點位置。 仿真結(jié)果顯示,隨著氧化劑貯箱增壓壓力的增大,燃料貯箱增壓壓力、燃氣發(fā)生器室壓、渦輪輸出功率和整流器輸出直流電壓均會升高,渦輪輸出功率的相對值變化最大;當(dāng)氧化劑貯箱增壓壓力大于設(shè)計點0.5 MPa 時,渦輪輸出功率大約為設(shè)計值的1.64 倍;在氧化劑貯箱增壓壓力的變化范圍內(nèi),4 種參數(shù)大致呈線性變化趨勢。

圖4 pfti、pc、Nt、Udc 隨氧化劑貯箱壓力變化Fig.4 pfti、pc、Nt、Udc with tank pressure

圖5 是燃氣流量m·、渦輪轉(zhuǎn)速nt和系統(tǒng)熱效率ηt標準化后隨氧化劑貯箱增壓壓力poti變化的關(guān)系圖。 隨著氧化劑貯箱增壓壓力的增大,燃氣流量、渦輪轉(zhuǎn)速和系統(tǒng)熱效率均會升高,大致呈線性變化趨勢。

圖5 m·、nt、ηt 隨氧化劑貯箱壓力變化Fig.5 m·、nt、ηt with oxidizer tank pressure

3.1.2 改變混合比

保持氧化劑貯箱增壓壓力poti不變,改變?nèi)剂腺A箱增壓壓力pfti,從而調(diào)節(jié)系統(tǒng)混合比r。r隨pfti變化關(guān)系如圖6 所示,隨著燃料貯箱增壓壓力的減小,混合比增大。

圖6 推進劑混合比隨燃料貯箱壓力變化Fig.6 Mixture ratio with fuel tank pressure

圖7 是燃氣發(fā)生器室壓pc、渦輪輸出功率Nt和整流器輸出直流電壓Udc標準化后隨推進劑混合比的變化關(guān)系圖。 結(jié)果顯示,當(dāng)推進劑混合比小于0.5 時,隨著混合比的增大,燃氣發(fā)生器室壓降低,混合比的變化對渦輪輸出功率、整流器輸出直流電壓影響不大;當(dāng)混合比大于0.5 時,隨著混合比的增大,燃氣發(fā)生器室壓繼續(xù)降低,渦輪輸出功率和整流器輸出直流電壓先增大后減小,當(dāng)混合比等于1.65 時,取得最大值。

圖7 pc、Nt、Udc 隨推進劑混合比變化Fig.7 pc、Nt、Udc with propellant mixture ratio

圖8 是燃氣流量m·、系統(tǒng)熱效率ηt、燃氣熱值RgTc和渦輪轉(zhuǎn)速nt標準化后隨推進劑混合比的變化關(guān)系圖。 結(jié)果顯示,當(dāng)推進劑混合比小于0.5 時,隨著混合比的增大,燃氣熱值增大,燃氣流量降低,渦輪轉(zhuǎn)速和系統(tǒng)熱效率基本不變;當(dāng)混合比大于0.5 時,隨著混合比的增大,燃氣熱值和渦輪轉(zhuǎn)速先增大后減小,當(dāng)混合比為1.65 時,取得最大值。 系統(tǒng)熱效率和燃氣流量先減小后增大,當(dāng)混合比為1.65 時,燃氣流量取得最小值;當(dāng)混合比為2.35 時,系統(tǒng)熱效率取得最小值。

圖8 m·、ηt、RgTc、nt 隨推進劑混合比變化Fig.8 m·、ηt、RgTc、nt with mixture ratio

3.2 啟動過程性能分析

系統(tǒng)的啟動過程是一個高度非線性動態(tài)過程,在該過程中,系統(tǒng)各性能參數(shù)變化的幅度大,速度快,因此啟動過程的仿真研究具有重要意義。系統(tǒng)啟動時,2 種推進劑組元不可能完全同步進入燃氣發(fā)生器,常有意地使一種組元先進入。 對于本系統(tǒng)來說,為了使系統(tǒng)在富燃狀態(tài)下燃燒,假設(shè)氧化劑閥門開啟時燃料已進入燃氣發(fā)生器中,認為燃氣發(fā)生器點火器始終處于點燃狀態(tài),即只要噴入的推進劑混合比合適就會燃燒,忽略燃燒時滯,認為推進劑進入燃氣發(fā)生器后瞬間轉(zhuǎn)化為高溫燃氣。 在氧化劑管路閥門開啟前,氧化劑已填充完主管道,至閥門的上游。

氧化劑貯箱前壓力為設(shè)計狀態(tài)時,系統(tǒng)為額定工況開啟。 當(dāng)氧化劑貯箱前壓力高于設(shè)計狀態(tài)時,推進劑組元的混合比發(fā)生變化,燃氣的流量和熱值發(fā)生變化,進而改變渦輪的功率,實現(xiàn)系統(tǒng)的高工況狀態(tài)啟動。

圖9 是燃氣發(fā)生器室壓pc和渦輪轉(zhuǎn)速nt相對于穩(wěn)態(tài)設(shè)計值的變化曲線。 經(jīng)過0.35 s,燃氣發(fā)生器室壓達到設(shè)計穩(wěn)定值,再經(jīng)過2.65 s,渦輪轉(zhuǎn)速達到設(shè)計穩(wěn)定值。 在系統(tǒng)開啟過程中,燃氣發(fā)生器室壓會產(chǎn)生超調(diào)量,因此需要關(guān)注燃氣發(fā)生器最大許用壓力,避免在系統(tǒng)啟動過程中超出許用值。 在高工況條件下啟動時,2 個性能參數(shù)的穩(wěn)定值相較于額定工況啟動要高一些。 燃氣發(fā)生器室壓啟動過程的超調(diào)量相較于額定工況要高一些,拐點時刻會延后。

圖9 啟動過程中pc 和nt 的變化Fig.9 pc and nt with starting process time

圖10 啟動過程中r 和m·的變化Fig.10 r and m·with starting process time

圖11 是燃氣熱值相對于穩(wěn)態(tài)設(shè)計值的變化曲線。 燃氣熱值的最大值達到最后穩(wěn)定工作值的1.6 倍,因此需要關(guān)注燃氣發(fā)生器的最大許用溫度,避免在系統(tǒng)啟動過程中燃氣發(fā)生器超溫損壞。

圖11 啟動過程中RgTc 的變化Fig.11 RgTc with starting process time

圖12 是渦輪輸出功率Nt和整流器輸出電壓Udc相對于穩(wěn)態(tài)設(shè)計值的變化曲線。 經(jīng)過3 s,渦輪輸出功率和整流器輸出電壓達到設(shè)計穩(wěn)定值。在高工況條件下啟動時,2 個性能參數(shù)的穩(wěn)定值相較于額定工況啟動要高一些。

圖12 啟動過程中Nt 和Udc 的變化Fig.12 Nt and Udc with starting process time

通過系統(tǒng)啟動過程仿真結(jié)果可以得到,在額定狀態(tài)下系統(tǒng)啟動,氧化劑閥門開啟,氧化劑進入燃氣發(fā)生器中,推進劑開始進行燃燒,系統(tǒng)開始工作,最終經(jīng)過3 s 后系統(tǒng)成功啟動,性能參數(shù)達到穩(wěn)定狀態(tài),系統(tǒng)仿真速度較快。 仿真結(jié)果表明,此時系統(tǒng)可以正常啟動,過程平穩(wěn)。 高工況條件下啟動,系統(tǒng)也可以穩(wěn)定正常啟動運行,但超調(diào)量的增大意味著需要更高的燃氣發(fā)生器安全閾值,最終穩(wěn)定狀態(tài)時相較系統(tǒng)額定狀態(tài),渦輪轉(zhuǎn)速增大,輸出電功率增大,電壓升高。

表2 比較了通過穩(wěn)態(tài)特性計算得到的設(shè)計值和系統(tǒng)啟動過程穩(wěn)定后得到的仿真值。 結(jié)果表明,主要參數(shù)的啟動過程穩(wěn)定后,得到的仿真值和穩(wěn)態(tài)設(shè)計值基本吻合,最大偏差為1.631%。 說明搭建的空間渦輪發(fā)電系統(tǒng)啟動過程模型精度較高,能夠較好模擬系統(tǒng)的啟動工作過程,初步驗證了計算的準確性。

表2 啟動過程仿真值與設(shè)計值的對比Table 2 Comparison of dynamic simulation results and design values

4 結(jié)論

1)該渦輪發(fā)電系統(tǒng)可以穩(wěn)定啟動和運行,設(shè)計性能與仿真分析結(jié)果一致。

2)空間渦輪系統(tǒng)可充分利用剩余推進劑的能量,實現(xiàn)高功率發(fā)電。 系統(tǒng)在額定狀態(tài)穩(wěn)定運行時,輸出電功率1500 W,穩(wěn)定工作時間40 h,推進劑使用總量為300 kg。

3)當(dāng)混合比發(fā)生擾動偏離設(shè)計值,偏離范圍小于0.5 時,渦輪輸出功率、整流器輸出直流電壓值變化很小,渦輪輸出功率的最大工作點對應(yīng)的混合比為1.65。

4)系統(tǒng)可以正常啟動,過程平穩(wěn),啟動時間大約3 s,啟動迅速。 啟動過程仿真得到的性能參數(shù)和穩(wěn)態(tài)設(shè)計值結(jié)果基本相符,相對誤差小于2%。