劉子巖, 蘇 展, 高玉閃, 邢理想, 武曉欣

(西安航天動力研究所, 西安 710100)

1 引言

全流量補燃循環(huán)具有性能高、渦輪入口溫度低、端面密封相容性好等優(yōu)點[1-2],加之液氧甲烷推進(jìn)劑的性能優(yōu)勢,可以有效提高發(fā)動機的可重復(fù)使用性能。不過全流量補燃循環(huán)發(fā)動機系統(tǒng)復(fù)雜、組件間耦合性強、研制難度大,僅美國SpaceX公司研制的全流量補燃循環(huán)液氧甲烷發(fā)動機Raptor 成功進(jìn)行過飛行試驗。北京航空航天大學(xué)從2003 年開始進(jìn)行了全流量補燃循環(huán)氫氧發(fā)動機的相關(guān)研究工作[2-8]。近年來,西安航天動力研究所開展了全流量補燃循環(huán)發(fā)動機系統(tǒng)方案論證[9]和氣氣噴注器縮尺試驗研究[10],而全流量補燃循環(huán)發(fā)動機起動過程需要同時考慮富氧燃?xì)獍l(fā)生器和富燃燃?xì)獍l(fā)生器與2 臺渦輪泵的匹配性,這與中國現(xiàn)有的補燃循環(huán)發(fā)動機[11-13]起動方案存在較大差異,因此有必要針對其起動過程進(jìn)行研究。

流量調(diào)節(jié)器作為一種流量調(diào)節(jié)和穩(wěn)定的裝置,在現(xiàn)代液體火箭發(fā)動機中得到了廣泛的應(yīng)用[14],例如俄羅斯RD-180、RD-0120 發(fā)動機以及中國120 噸級高壓補燃循環(huán)液氧煤油發(fā)動機YF-100[15]和500 噸級液氧煤油發(fā)動機[16]。流量調(diào)節(jié)器通常安裝在發(fā)生器燃料副路上,全流量補燃循環(huán)發(fā)動機的流量調(diào)節(jié)器同樣安裝在富氧燃?xì)獍l(fā)生器燃料副路上。當(dāng)流量調(diào)節(jié)器開度略微變化,就可以使發(fā)生器內(nèi)混合比產(chǎn)生較為明顯的變化,從而改變發(fā)動機推力,并且可以穩(wěn)定進(jìn)入發(fā)生器的燃料流量,而不受外部因素變化的影響[17]。

國內(nèi)外研究人員對流量調(diào)節(jié)器從靜態(tài)特性[18]、動態(tài)特性以及穩(wěn)定性方面[19-20]進(jìn)行了大量研究。其中劉紅軍[21]對流量調(diào)節(jié)器動態(tài)響應(yīng)特性進(jìn)行了研究,發(fā)現(xiàn)當(dāng)壓降小于某一起調(diào)壓降時,調(diào)節(jié)器閥芯無法克服彈簧的預(yù)緊力,套筒無法作動,此時調(diào)節(jié)器相當(dāng)于一個帶孔板的短管;王昕[22]對調(diào)節(jié)器進(jìn)行了動態(tài)特性研究,發(fā)現(xiàn)阻尼孔對流量調(diào)節(jié)器實現(xiàn)流量控制具有重要影響,當(dāng)阻尼孔直徑變小,滑套移動速度變慢,當(dāng)直徑增大,調(diào)節(jié)器抗低頻擾動能力增強;管杰等[23]設(shè)計了一種液流試驗系統(tǒng),通過試驗分析了流量調(diào)節(jié)器的起調(diào)過程。

高壓補燃循環(huán)液氧煤油發(fā)動機YF-100 借助高壓起動箱,其流量調(diào)節(jié)器在發(fā)動機的起動過程中均處于起調(diào)工作狀態(tài),即流量調(diào)節(jié)器始終可以對進(jìn)入發(fā)生器的燃料流量進(jìn)行有效控制;而全流量補燃循環(huán)液氧甲烷發(fā)動機起動時,其位于富氧燃?xì)獍l(fā)生器燃料供應(yīng)路上的流量調(diào)節(jié)器需要經(jīng)歷從初始未起調(diào)狀態(tài)過渡到穩(wěn)態(tài)工作狀態(tài)過程,這與YF-100 明顯不同,因此有必要對流量調(diào)節(jié)器的起調(diào)過程以及不同的流量調(diào)節(jié)器特性參數(shù)對發(fā)動機起動過程的影響進(jìn)行分析研究。

本文針對全流量補燃循環(huán)液氧甲烷發(fā)動機起動過程,建立描述發(fā)動機起動過程數(shù)學(xué)模型,使用面向?qū)ο蠓抡嬲Z言Modelica,分析流量調(diào)節(jié)器阻尼孔大小、流量調(diào)節(jié)器轉(zhuǎn)初級起始時間這2 個特性參數(shù)對自身起調(diào)過程以及發(fā)動機起動過程的影響,可為其他類型推進(jìn)劑的全流量補燃循環(huán)發(fā)動機及部分補燃循環(huán)發(fā)動機的研制提供參考。

2 數(shù)學(xué)模型

2.1 發(fā)動機系統(tǒng)組成

圖1 給出了全流量補燃循環(huán)液氧甲烷發(fā)動機系統(tǒng)簡圖,發(fā)動機系統(tǒng)由推力室、富氧燃?xì)獍l(fā)生器、富燃燃?xì)獍l(fā)生器、氧渦輪泵、燃料渦輪泵、流量調(diào)節(jié)器、以及控制閥門組成。

圖1 全流量補燃循環(huán)液氧甲烷發(fā)動機系統(tǒng)簡圖Fig.1 Schematic diagram of full-flow staged combustion cycle LOX/M ethane engine system

發(fā)動機起動時,氦氣首先驅(qū)動兩渦輪泵起旋,隨后分別打開富氧/富燃燃?xì)獍l(fā)生器推進(jìn)劑供應(yīng)閥門,發(fā)生器在火炬點火器的作用下點火燃燒,產(chǎn)生燃?xì)饨恿饫^續(xù)驅(qū)動渦輪轉(zhuǎn)速進(jìn)一步快速爬升,隨后在流量調(diào)節(jié)器和閥門的控制作用下使發(fā)動機轉(zhuǎn)入初級以及主級工況。

2.2 流量調(diào)節(jié)器模型

流量調(diào)節(jié)器的結(jié)構(gòu)如圖2 所示,發(fā)動機還未起動時,滑閥此時位移為0,流量調(diào)節(jié)器相當(dāng)于一個節(jié)流裝置;隨著發(fā)動機逐漸開始起動,當(dāng)流量調(diào)節(jié)器前后壓差逐漸增大超過其起調(diào)壓降后,滑閥開始克服彈簧初裝力向滑閥窗口減小的一側(cè)移動;當(dāng)調(diào)節(jié)器前后壓差達(dá)到穩(wěn)態(tài)值后,滑閥也運動到穩(wěn)態(tài)位置。此后,當(dāng)前后壓差在一定范圍內(nèi)變化時,滑閥均可通過運動改變滑閥窗口的流通面積,從而抵消壓差變化的影響,達(dá)到穩(wěn)定流量的目的。當(dāng)流量調(diào)節(jié)器主動轉(zhuǎn)級時,控制信號通過調(diào)節(jié)齒輪改變節(jié)流窗口的流通面積,從而改變通過調(diào)節(jié)器的流量。

圖2 流量調(diào)節(jié)器示意圖Fig.2 Schematic diagram of flow regulator

流過節(jié)流窗口的質(zhì)量流量qJ為式(1):

式中,LJ、AJ分別為節(jié)流窗口的節(jié)流長度和流通面積,ξJ為調(diào)節(jié)器節(jié)流窗口靜態(tài)流阻系數(shù),p1、p2分別為調(diào)節(jié)器入口和中間腔的壓力,ρ為介質(zhì)密度。

流過滑閥口的質(zhì)量流量qH為式(2):

式中,LH、AH分別為滑閥口的平均節(jié)流長度和平均流通面積,p3為調(diào)節(jié)器出口壓力,ξH為滑閥口的靜態(tài)流阻系數(shù)。

調(diào)節(jié)器中間腔壓力p2為式(3):

式中,V為中間腔體積,Ap為滑閥作動面積,a為液體的聲速,v為滑閥運動速度。

滑閥的運動方程式如(4)、(5)所示:

式中,m為流量調(diào)節(jié)器中運動件的折算質(zhì)量,K為閥滑彈簧的剛度,xH為滑閥的行程,Bv為折算摩擦系數(shù),FT為彈簧的初裝力,FY為滑閥邊緣承受的液動力。

2.3 熱力組件模型

熱力組件包括燃?xì)獍l(fā)生器和主燃燒室,采用等效時滯模型進(jìn)行描述[23-24]。

燃燒產(chǎn)物的做功能力RT由式(6)確定:

式中,τg為燃?xì)庠跓崃M件中的停留時間,RT(Kg,p)為對應(yīng)于液氧/甲烷混合比Kg和壓力p時的理論RT值,a為邏輯損失系數(shù),ΔRT為渦輪做功后燃?xì)庀陆抵怠?/p>

推進(jìn)劑組元混合比Kg為式(7):

式中,Vg為熱力組件中的氣體容積。

2.4 渦輪泵模型

渦輪泵轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)動方程為式(9):

式中,J為渦輪泵轉(zhuǎn)子的轉(zhuǎn)動慣量,n為轉(zhuǎn)速,Mt、Mp分別為渦輪力矩和泵的負(fù)載力矩。

渦輪力矩Mt為式(10)、(11):

式中,Pt渦輪功率,ηt為渦輪效率,qmt為渦輪流量,k為絕熱指數(shù),R為氣體常數(shù),Tit為渦輪入口溫度,πt為渦輪壓比。

渦輪燃?xì)饬髁縬mt為式(12):

式中,μAt為當(dāng)量流通面積,q(λ) 為氣體流量函數(shù),pit為渦輪入口壓力。

泵的負(fù)載力矩Mp為式(13):

式中,Δp為泵的揚程,qmp為泵的流量,ρp為泵工作介質(zhì)密度,ηp為泵的效率。

2.5 其他組件模型

用于全流量補燃循環(huán)液氧甲烷發(fā)動機起動過程仿真的其他組件,如液體管路模型[15]、節(jié)流閥模型[16]及考慮低溫推進(jìn)劑充填的非穩(wěn)態(tài)換熱模型[25]等,限于篇幅不再詳述。

3 仿真結(jié)果與分析

3.1 仿真模型建立

利用上述數(shù)學(xué)模型,基于采用Modelica 語言開發(fā)的液體動力系統(tǒng)動態(tài)特性仿真模型庫(Transient Simulation of Liquid Propulsion System,Tulips)[26],通過對發(fā)動機組件模型的補充建模與二次開發(fā),利用面向?qū)ο蠼Ｋ枷?對各組件仿真模型進(jìn)行連接,建立起全流量補燃循環(huán)液氧甲烷發(fā)動機起動過程仿真模型如圖3 所示。

圖3 全流量補燃循環(huán)液氧甲烷發(fā)動機起動過程仿真模型Fig.3 Start-up simulation model of full-flow staged combustion cycle LOX/M ethane engine

3.2 流量調(diào)節(jié)器起調(diào)過程分析

對于未配置高壓起動箱的流量調(diào)節(jié)器,其起調(diào)過程會在發(fā)動機的起動過程中完成,并且流量調(diào)節(jié)器特性參數(shù)的選取將影響流量調(diào)節(jié)器自身的起調(diào)過程以及發(fā)動機的起動特性。圖4 給出了當(dāng)流量調(diào)節(jié)器轉(zhuǎn)初級起始時間這一特性參數(shù)選取不合適時,發(fā)動機起動過程中流量調(diào)節(jié)器節(jié)流窗口開度AJ、滑閥運動距離xH、調(diào)節(jié)器前后壓差Δp以及富氧燃?xì)獍l(fā)生器燃料副路氣液總流量qmfgo的變化曲線。為便于觀察,AJ、xH、Δp和qmfgo均以該數(shù)值在起動過程中的最大值為基準(zhǔn),作歸一化處理。

若流量調(diào)節(jié)器已起調(diào)并進(jìn)入穩(wěn)態(tài)工作狀態(tài),則燃料副路的流量曲線理應(yīng)依從于節(jié)流窗口開度的變化曲線而變化,對應(yīng)圖4 歸一化時間0.36～1內(nèi),qmfgo跟隨AJ的變化而變化的過程。定義流量曲線超過節(jié)流窗口開度曲線時為流量超調(diào),即對應(yīng)歸一化時間0.32 ～0.36 內(nèi),qmfgo超過AJ的現(xiàn)象。在歸一化時間0 ～0.36 內(nèi),流量曲線并未依從于節(jié)流窗口開度曲線,此時間內(nèi)流量并未完全受流量調(diào)節(jié)器的控制,流量調(diào)節(jié)器還未進(jìn)入穩(wěn)態(tài)工作狀態(tài),下面對歸一化時間0 ～0.36 內(nèi)流量調(diào)節(jié)器的起調(diào)過程進(jìn)行分析:

1)在歸一化時間0 ～0.26 內(nèi),滑閥處于全開位置,流量調(diào)節(jié)器相當(dāng)于一個節(jié)流閥,0.26 時調(diào)節(jié)器節(jié)流窗口面積開始增大,流量隨節(jié)流窗口面積的增大而增大。

2)在歸一化時間0.27 時,流量調(diào)節(jié)器總壓差開始增加,而由于歸一化時間0.27 ～0.31 內(nèi)總壓差過小,滑閥未能克服彈簧初裝力,流量調(diào)節(jié)器處于未起調(diào)狀態(tài),此時經(jīng)過流量調(diào)節(jié)器的流量隨壓差的增大而增大。

3)歸一化時間為0.31 時,在壓差的作用下,滑閥得以克服彈簧力開始向滑閥窗口面積減小的方向運動,這會抑制流量增長的趨勢,不過此時富燃燃?xì)獍l(fā)生器已點火產(chǎn)生燃?xì)怛?qū)動燃料泵快速起旋,壓差快速增大,流量繼續(xù)快速增大。

4)歸一化時間為0.31 ～0.36 時,流量持續(xù)增大并于0.34 時刻達(dá)到超調(diào)峰值點;隨后在0.34 ～0.36 時流量回落,并在0.36 時開始依從于節(jié)流窗口開度變化。需要注意的是,前后壓差及滑閥移動距離在0.31 ～0.36 時繼續(xù)增大,于0.36 時刻才達(dá)到超調(diào)峰值點,這意味著在0.34 ～0.36內(nèi),由于滑閥口面積持續(xù)減小,流量變化的主導(dǎo)作用已由前后壓差變?yōu)榱嘶y口面積。

5)在歸一化時間0.36 之后,流量調(diào)節(jié)器流量可以很好地跟隨節(jié)流窗口開度變化而變化,認(rèn)為流量調(diào)節(jié)器已處于穩(wěn)態(tài)工作狀態(tài)。

流量調(diào)節(jié)器位于富氧燃?xì)獍l(fā)生器燃料供應(yīng)路上影響著燃料副路流量,若燃料副路流量超調(diào)會對發(fā)動機其他各參數(shù)產(chǎn)生不利影響。圖5 給出了流量調(diào)節(jié)器特性參數(shù)選取不合適時,發(fā)動機起動過程中氧/燃料渦輪轉(zhuǎn)速nto/ntf、氧/燃料泵后壓力pepo/pepf的變化情況,nto、ntf、pepo和pepf均以該數(shù)值對應(yīng)的穩(wěn)態(tài)值為基準(zhǔn)作歸一化處理。

由圖5 可知,燃料副路的流量超調(diào)使得富氧燃?xì)獍l(fā)生器起動能量增多,驅(qū)動氧渦輪泵快速起旋,并出現(xiàn)轉(zhuǎn)速和泵后壓力的超調(diào)。這使進(jìn)入富燃燃?xì)獍l(fā)生器的氧化劑流量增多,富燃燃?xì)獍l(fā)生器溫度同樣升高,產(chǎn)生高溫燃?xì)怛?qū)動燃料渦輪泵快速起旋并形成超調(diào),這可能會使得發(fā)動機結(jié)構(gòu)受到?jīng)_擊而破壞,甚至導(dǎo)致發(fā)動機起動失敗。

因此,合適的起動過程應(yīng)盡量避免由于調(diào)節(jié)器有一段時間的非穩(wěn)態(tài)工作過程而導(dǎo)致的流量超調(diào),圖6 給出了在合適的流量調(diào)節(jié)器特性參數(shù)下發(fā)動機起動過程中各參數(shù)的變化情況。

圖6 合適的特性參數(shù)下發(fā)動機起動過程仿真曲線Fig.6 Simulation curve of engine start-up process under normal sequence

可以看到,在歸一化時間0 ～0.36 內(nèi),即使流量并沒有完全依從于節(jié)流窗口開度的變化,但起動過程中未出現(xiàn)燃料副路的超調(diào)、波動,發(fā)動機各項參數(shù)變化平穩(wěn),起動品質(zhì)較高。

由此可以得知,全流量補燃循環(huán)發(fā)動機起動過程中流量調(diào)節(jié)器會經(jīng)歷:未起調(diào)—起調(diào)但未進(jìn)入穩(wěn)態(tài)工作狀態(tài)—穩(wěn)態(tài)工作狀態(tài)這3 個過程。而危險則容易發(fā)生在起調(diào)但未進(jìn)入穩(wěn)態(tài)工作狀態(tài)的第2 個過程內(nèi),此時渦輪泵快速起旋,壓力、流量迅速升高,若發(fā)動機起動參數(shù)設(shè)置不合理,則易出現(xiàn)燃料副路流量超調(diào),造成起動能量超調(diào),甚至導(dǎo)致起動失敗。

3.3 起動過程影響因素分析

發(fā)動機能否安全、可靠、平穩(wěn)地起動,需要起動參數(shù)的合理組合與起動能量的合理分配,由前文分析可知,不合適的起動參數(shù),將出現(xiàn)流量調(diào)節(jié)器流量的超調(diào),造成發(fā)動機起動能量的超調(diào),下面將從流量調(diào)節(jié)器阻尼孔大小、轉(zhuǎn)初級起始時間2個方面的特性參數(shù)的變化,分析其對全流量補燃循環(huán)液氧甲烷發(fā)動機起動過程的影響。

3.3.1 流量調(diào)節(jié)器阻尼孔大小的影響

阻尼孔大小對流量調(diào)節(jié)器實現(xiàn)流量控制起著重要的影響,其從流量調(diào)節(jié)器自身結(jié)構(gòu)的角度決定了流量調(diào)節(jié)器阻尼腔取壓通道的通暢程度,從而影響流量調(diào)節(jié)器的起調(diào)過程。圖7 給出了將阻尼孔面積D變?yōu)樵O(shè)計值D0的1/3、2/3 以及4/3時,對發(fā)動機起動過程的影響。圖7(a)為富氧燃?xì)獍l(fā)生器燃料副路流量qmfgo和流量調(diào)節(jié)器節(jié)流窗口面積AJ的變化情況,左、右縱軸分別為流量和面積。圖7(b)為燃料泵后壓力pepf和富燃燃?xì)獍l(fā)生器壓力pggf的變化情況,以燃料泵后壓力為基準(zhǔn)歸一化。圖7(c)為氧泵后壓力pepo和富氧燃?xì)獍l(fā)生器壓力pggo的變化情況,以氧泵后壓力為基準(zhǔn)歸一化。

圖7 阻尼孔大小不同對起動過程的影響Fig.7 Influence of different damping hole size on start-up process

從圖7(a)中可以觀察到,當(dāng)阻尼孔大小為D0和4/3D0時,燃料副路流量很好地依從于節(jié)流窗口面積變化曲線,當(dāng)阻尼孔大小為2/3D0時,觀察發(fā)現(xiàn)燃料副路流量在歸一化時間0.32 時相對于節(jié)流窗口面積出現(xiàn)了小幅度的超調(diào);當(dāng)阻尼孔大小為1/3D0時,燃料副路流量在歸一化時間0.35 時相對于節(jié)流窗口面積出現(xiàn)了較大幅度的超調(diào)。

當(dāng)阻尼孔較小時,流量調(diào)節(jié)器響應(yīng)能力較弱,滑閥移動速度較慢,流量調(diào)節(jié)器需要較長的時間才可將流量變化的主導(dǎo)作用由前后壓差變?yōu)榛y口面積,故大量的超調(diào)流量通過調(diào)節(jié)器進(jìn)入了發(fā)生器內(nèi),這會使得富氧燃?xì)獍l(fā)生器燃?xì)饽芰枯^高,驅(qū)動氧渦輪泵起旋速率過快而同樣產(chǎn)生超調(diào),繼而使得進(jìn)入富燃燃?xì)獍l(fā)生器的氧副路流量增多,富燃燃?xì)獍l(fā)生器燃?xì)饽芰可?驅(qū)動燃料渦輪泵快速起旋。最終導(dǎo)致圖7(a)、(b)中發(fā)動機氧/燃料泵出口壓力、富氧/富燃燃?xì)獍l(fā)生器壓力等參數(shù)均產(chǎn)生了較大的超調(diào)量,由此會對發(fā)動機結(jié)構(gòu)帶來高壓、高沖擊的不良影響。因此可適當(dāng)增大阻尼孔的大小,以抑制超調(diào)現(xiàn)象的發(fā)生,改善起動品質(zhì)。

3.3.2 流量調(diào)節(jié)器轉(zhuǎn)初級起始時間的影響

發(fā)動機在點火初期各組件工作狀態(tài)遠(yuǎn)偏離額定點,不宜在點火初級工況下長時間停留,需要在流量調(diào)節(jié)器的控制作用下進(jìn)行轉(zhuǎn)級動作。流量調(diào)節(jié)器轉(zhuǎn)初級將使富燃燃?xì)獍l(fā)生器燃料副路流量增大,富氧燃?xì)獍l(fā)生器內(nèi)燃?xì)鉁囟壬?驅(qū)動氧渦輪泵轉(zhuǎn)速快速爬升,氧泵做功能力快速增強,促使富燃燃?xì)獍l(fā)生器氧化劑副路流量增大,富燃燃?xì)獍l(fā)生器內(nèi)燃?xì)鉁囟韧瑯由?驅(qū)動燃料渦輪泵轉(zhuǎn)速快速爬升,燃料泵做功能力快速增強。因此流量調(diào)節(jié)器轉(zhuǎn)初級起始時間是一個非常重要的參數(shù),參考典型大推力液氧煤油發(fā)動機流量調(diào)節(jié)器轉(zhuǎn)初級起始時間的選擇情況[14-16],對全流量補燃循環(huán)發(fā)動機進(jìn)行設(shè)置。

圖8 給出了流量調(diào)節(jié)器轉(zhuǎn)初級起始時間t分別為歸一化時間0.25、0.33 和0.41 時,對發(fā)動機起動過程的影響。圖8(a)為富氧燃?xì)獍l(fā)生器燃料副路流量qmfgo和流量調(diào)節(jié)器節(jié)流窗口面積AJ的變化情況,左、右縱軸分別為流量和面積;圖8(b)、(c)分別為富氧燃?xì)獍l(fā)生器溫度Tggo和富燃燃?xì)獍l(fā)生器溫度Tggf的變化情況;圖8(d)為燃料泵出口壓力pepf和氧泵出口壓力pepo的變化情況,以燃料泵后壓力為基準(zhǔn)歸一化。

圖8 轉(zhuǎn)初級起始時間不同對起動過程的影響Fig.8 Influence of different conversion time on start-up process

由圖8(a)可以看出,當(dāng)轉(zhuǎn)初級起始時間較早時,富氧燃?xì)獍l(fā)生器燃料副路流量相對于節(jié)流窗口面積出現(xiàn)了較為明顯的超調(diào)量,富氧燃?xì)獍l(fā)生器內(nèi)燃料流量較多。由圖8(b)可見造成富氧燃?xì)獍l(fā)生器溫度峰較高,其超過了穩(wěn)態(tài)工作溫度的1.5 倍,且超過穩(wěn)態(tài)工作溫度的持續(xù)時間也較長。若假設(shè)不燒蝕富氧燃?xì)獍l(fā)生器及氧渦輪結(jié)構(gòu),高溫的燃?xì)怛?qū)動氧渦輪泵快速起旋,氧泵做功能力迅速增強,使得進(jìn)入富燃燃?xì)獍l(fā)生器的氧流量迅速增加。由圖8(c)可見,富燃燃?xì)獍l(fā)生器出現(xiàn)了極高的溫度峰,甚至超過了穩(wěn)態(tài)工作溫度的3.5倍,極大可能燒蝕富燃燃?xì)獍l(fā)生器以及燃料渦輪。若繼續(xù)假設(shè)不燒蝕富燃燃?xì)獍l(fā)生器及燃料渦輪結(jié)構(gòu),高溫的富燃燃?xì)庖豺?qū)動燃料渦輪泵快速起旋,調(diào)節(jié)器前后壓力迅速升高,調(diào)節(jié)器滑閥來不及響應(yīng),從而出現(xiàn)了流量的超調(diào)。流量的超調(diào)意味著起動能量的超調(diào),從而會造成由圖8(d)可見的富氧/富燃泵出口壓力的超調(diào),對發(fā)動機的結(jié)構(gòu)帶來沖擊,因此可以適當(dāng)推遲流量調(diào)節(jié)器轉(zhuǎn)初級時間以抑制超調(diào)的發(fā)生,提高起動品質(zhì)。

而當(dāng)轉(zhuǎn)初級起始時間較晚時,由圖8(a)可知富氧燃?xì)獍l(fā)生器燃料副路流量可以依從于節(jié)流窗口面積開度變化,不過由于其他閥門已按程序轉(zhuǎn)級,所以富氧燃?xì)獍l(fā)生器溫度會快速降低,由圖8(b)可見,在歸一化時間0.35 ～0.4 內(nèi),有發(fā)生器火焰熄滅的風(fēng)險,因此轉(zhuǎn)初級起始時間也不可過晚。

4 結(jié)論

本文以全流量補燃循環(huán)液氧甲烷發(fā)動機及流量調(diào)節(jié)器為研究對象,利用Modelica 語言建立了發(fā)動機起動過程仿真計算模型,研究了流量調(diào)節(jié)器起動過程及不同的流量調(diào)節(jié)器參數(shù)對起動過程的影響,結(jié)論如下:

1) 全流量補燃循環(huán)發(fā)動機起動過程中流量調(diào)節(jié)器會經(jīng)過未起調(diào)—起調(diào)—穩(wěn)態(tài)工作這3 個過程,在達(dá)到穩(wěn)態(tài)工作狀態(tài)之前,通過流量調(diào)節(jié)器的流量無法完全受流量調(diào)節(jié)器的控制;

2) 流量調(diào)節(jié)器流量超調(diào)會帶來起動能量的超調(diào),引發(fā)泵出口壓力、發(fā)生器壓力等參數(shù)的波動,對發(fā)動機結(jié)構(gòu)造成沖擊,或造成發(fā)動機起動失敗;可通過適當(dāng)增大流量調(diào)節(jié)器阻尼孔開度、推遲流量調(diào)節(jié)器轉(zhuǎn)初級起始時間,抑制超調(diào)現(xiàn)象的發(fā)生以提高發(fā)動機起動品質(zhì);

3) 流量調(diào)節(jié)器轉(zhuǎn)初級起始時間過早,會使富燃燃?xì)獍l(fā)生器產(chǎn)生超過其穩(wěn)態(tài)溫度3.5 倍的溫度峰,富氧燃?xì)獍l(fā)生器產(chǎn)生超過其穩(wěn)態(tài)溫度1.5 倍的溫度峰。