高壓小流量穩流型調節器特性研究

陳維宇，程亞威，李小明，張赤民

（西安航天動力研究所，陜西西安710100）

0 引言

在現代高壓補燃液體火箭發動機中，為了提高發動機工作過程的精度和保持工況以及能使主要參數 (推力、混合比)能按一定的規律變化，在發生器燃料路設置了穩流型流量調節器（以下簡稱調節器），以保證發動機的主級工況穩定；同時，調節器作為發動機最主要的執行機構，其工作性能的高低直接影響到發動機工作狀態的好壞。該調節器流量小，工作壓降范圍寬，調節精度要求高。為此研制了一種能適應發動機工作要求的調節器。目前國內外常用的流量調節器有直接作用式和間接作用式調節器。該調節器采用了直接作用式結構，結構簡單，性能穩定可靠。本文結合調節器的研制，敘述了該調節器的結構，對影響其性能的因素進行了分析，給出了試驗結果。

1 調節器的結構及工作原理

在液體火箭發動機中，調節器采用的結構形式主要有兩類：直接作用式和間接作用式。根據發動機對調節器的功能要求、技術指標要求，采用了直接作用式調節器結構方案。

1.1 調節器結構

調節器結構示意圖見圖1，主要由殼體1、齒套2、齒輪軸3、調節彈簧4、導向套5、活塞環6、滑閥7、滑閥座8等零件組成；第一級節流副位于導向套上，第二級節流副位于滑閥座上。

1.2 調節器工作原理

調節器是利用反饋原理進行工作的。作用在敏感面積上的壓力方向始終與滑閥關閉的方向一致，而彈簧力則是朝向滑閥打開的方向，通過對作用于敏感面積上的壓差力與彈簧力、摩擦力等進行比較，控制第二級節流副的遮蓋量，來保持第一級節流副壓降基本不變。其工作過程如下：假設入口壓力增加，而出口壓力不變時，則作用于敏感面積前后的壓差增加，滑閥的平衡受到破壞，使滑閥朝關閉方向移動，從而第二級節流副流阻增大，這樣導致調節器的內腔壓力增加，反過來又使敏感面積前后的壓差減小，抑制滑閥繼續朝滑閥關閉方向移動，最終使作用于滑閥上的力處于平衡狀態，保持第一級節流副壓差基本不變；反之，入口壓力降低，出口壓力不變時，則作用于敏感面積上的壓差也減小，滑閥朝打開方向移動，使第二級節流副流阻減小，這樣調節器的內腔壓力降低，反過來又使作用于敏感面積上的壓差增加，抑制滑閥繼續朝滑閥打開方向移動，最終使作用于滑閥上的力處于平衡狀態，保持第一級節流副壓降基本不變。同理，當入口壓力不變，出口壓力變化時，作用于敏感面積上力的平衡被破壞，通過反饋作用，保持第一級節流副壓降基本不變。

2 調節器的靜態特性及影響因素分析

靜態特性包括流量特性和負載特性，流量特性反映的是控制特性，即調節器流量與外部控制信號的變化關系；而負載特性反映的是抗干擾能力，即在外部壓降變化時調節器流量的變化關系，可用調節精度來衡量。

2.1 調節器靜態方程及計算

2.1.1 調節器靜態方程

調節器的靜態方程可由流量平衡、壓力平衡及力平衡方程得出，調節器的靜態特性由下列方程構成：

1)流量方程

a.第一級節流副流量

式中：q1為第一級節流副流量，kg/s；μ1為第一級節流副流量系數，無量綱系數；A0為第一級節流副過流面積，m2；ρ為介質密度，kg/m3；Δp1第一級節流副壓降，Pa。

b.第二級節流副流量

式中：q2為第二級節流副流量，kg/s；μ2為第二級節流副流量系數，無量綱系數；A(x)為第二級節流副過流面積，m2；ρ為介質密度，kg/m3；Δp2為第二級節流副壓降，Pa。

c.環形縫隙流量

在調節器結構中，對調節器性能產生影響的還有3處泄漏通道：活塞環與導向套、滑閥與滑閥座、滑閥與滑閥座桿。由于環形泄漏通道的間隙很小，雷諾數Re小于一定值時，流體處于層流狀態，根據工程經驗，通過環形泄漏通道的流量qml：

式中：qml為環形泄漏通道的泄漏量，kg/s；l為環形泄漏通道長度，m；ρ為介質密度，kg/m3；Δp為環形泄漏通道壓降，Pa，ε為偏心率，無量綱系數；μ為介質的動力粘度，Pa·s；δ為環形泄漏通道的徑向配合間隙，m；d為環形泄漏通道直徑，m。

根據方程3，通過活塞環、滑閥與滑閥座的環形泄漏通道的流量：

式中的符號與公式（3）意義相同，下標表示不同的泄漏位置；

d.第二級節流副泄漏通道的流量：

式中：qml3為第二級節流副泄漏通道的泄漏量，kg/s；μ3為第二級節流副流量系數，無量綱系數；ρ為介質密度，kg/m3；Δp2為第二級節流副壓降，Pa；δ3為第二級節流副泄漏通道的徑向配合間隙，m；l3為第二級節流副遮蓋部分三角形孔周長，m；N為三角形窗口數量

2)滑閥的作用力平衡方程

式中：A為敏感面積，m2；x為第二級節流副的遮蓋量，m；x0為調節彈簧預壓縮量，m；K為調節彈簧剛度，N/m；Fm為滑閥運動時的摩擦力，N；FT為液動力，N。

液動力計算方程：

式中：δk為滑閥刃邊厚度，m；H(x)為第二級節流副節流處的滑閥邊緣長度，m。

3)流量連續方程

式中：q為調節器入口、出口流量，kg/s。

4)第二級節流副的流通面積

式中：A(x)為第二級節流副過流面積，m2；B為三角形窗口底邊長，m；L為三角形窗口高度，m。

5）壓力平衡方程

式中：Δp為調節器總壓降，Pa；

根據方程（1）～（10）通過迭代計算可以確定在某一額定流量下，調節器流量與壓降的關系，從而可以得出調節器的調節精度。

2.1.2 靜態誤差分析

為確定調節器的靜態誤差，對方程（1），（3），（4），（6）進行微分，可以得到：

由 方 程 （3），（4），（5），（13），（14），（15），（16），（17）可以推出

從方程（16）即可確定調節器的靜態誤差。在水流量為0.63 kg/s時，根據方程（16）計算出的調節器壓降在3 MPa和9 MPa時的靜態誤差分別為-1.35%和+1.02%。

2.2 調節器靜態性能的影響因素分析

從方程（16）可知，調節器的調節精度主要與敏感面積、調節彈簧剛度、第一道節流窗口壓降的選取及工作壓降范圍內第二道節流窗口的行程、泄漏量、作用于滑閥上的流體動力，摩擦力及環形泄漏通道的流量等因素有關。

從方程（16）可以看出，在入口流量一定的情況下，泄漏通道的流量增加，則第一級節流副主流道的流量減小，靜態誤差增大。流量越小，靜態誤差將越大；同時，第二級節流副的泄漏通道流量越大，則使主流道的流量變小，第二節流副面積減小，滑閥位移增量增加，也使靜態誤差增大。另外，第一級節流副的泄漏通道的泄漏量還對調節器的流量特性有一定影響。

對不同介質，其動力粘度、密度是不同的。從方程（3）可以看出，泄漏量與動力粘度成反比，與密度成正比。以水和煤油為例，水的動力粘度比煤油低，而密度比煤油高，因此，煤油通過環形縫隙中泄漏量比水小；另外由于通過滑閥的泄漏量小，滑閥位移變化量也減小。因此，根據方程（16），以煤油為介質時，其調節精度比水高。

綜上所述，影響調節器靜態性能的因素很多，調節器的靜態誤差是各種因素共同作用的結果，設計時不能僅單純考慮某一因素的影響；此外，這些因素往往還與調節器動態特性有關，因此須對各種因素進行綜合考慮。

3 試驗驗證

3.1 靜態試驗

對所研制的調節器產品進行了液流試驗，試驗表明：調節器的水流量可以在0.2～0.8 kg/s范圍內進行調節，流量與角度基本呈線性關系（見圖 2）。

由于制造誤差和第一級節流副壓降變化等因素引起的誤差對流量特性的影響不大，擬合曲線與試驗曲線的線性度相關系數在0.998以上。水流量在0.3～0.63 kg/s時，壓降為3～11 MPa范圍，流量均能保持穩定，靜態誤差在±2%以內，試驗曲線見圖3。計算結果與試驗結果比較一致性較好。

3.2 調節器的加載特性

調節器的加載特性是指調節器的壓降由零突然增加至某一壓降下的其流量響應特性，反映的是調節器調節特性，可以通過第一級節流副壓降的變化反映出來。這是一個動態過程，即滑閥由靜止到運動，然后再穩定的過程，其目的是模擬發動機啟動時調節器的工作特性。當調節器壓差為零時，在彈簧力作用下，第二級節流副處于最大開度，隨著出口閥門快速打開，滑閥來不及響應，這時會產生很高的峰值流量。在發動機起動時，隨著調節器出口閥門的打開，調節器壓降發生變化，調節器流量也隨之變化。加載特性試驗系統見圖4。

從試驗曲線（見圖5）可以看出調節器第一級節流副（p1-p2）的變化趨勢，隨著調節器壓降的增加，第一級節流副的壓降（p1-p2）迅速增加，并伴有一峰值，峰值流量約為穩定調定流量的2倍（調節器流量的變化趨勢可以從第一級節流副的壓力變化情況反映出來），隨后開始下降，共經過約40 ms后流量趨于穩定。

4 結論

對所研制的調節器進行了計算分析并通過液流試驗驗證，可以得出以下結論：

1)調節器的調節精度小于2%，水流量可在0.2～0.8 kg/s范圍進行調節；

2)對影響調節器調節精度的主要因素進行了分析，認為對小流量調節器而言，內部流道的泄漏量是影響其性能的一個重要因素。

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