大推力液氧煤油發動機半系統裝置降水擊關機方案研究

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

液體火箭發動機在起動及關機的過程中，系統中流量及壓力等參數快速變化，容易在推進劑輸送管路中產生壓力振蕩，形成水擊沖擊。 隨著火箭運載技術的快速發展，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、關機等瞬態過程帶來的沖擊對發動機薄弱環節產生較大的沖擊應力，導致結構的破壞或者沖擊疲勞，影響發動機使用壽命。

國內外在對姿軌控發動機充填及關機過程供應管路系統動態過程方面開展了較多的研究。Prickett 等[1]在對空間推進系統的水擊現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 推進系統的水擊現象開展了試驗研究，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動機進行了仿真研究，通過仿真與試驗模擬提出了延長閥門關閉時間、降低管內流速的降水擊措施。 在對高壓補燃循環發動機及供應系統瞬變過程的研究方面，Binder[6]對美國上面級氫氧發動機RL10A-3-3A 起動關機過程進行了瞬態過程仿真；Greene 等[7]針對SSME 改進型飛行中燃料系統管路在關機過程中出現異常的壓力峰現象進行了仿真計算，提出了通過改變發動機閥門控制時序，在低壓燃料管中形成氫蒸氣產生類似蓄壓器的效果來抑制壓力峰值；陳宏玉等[8]基于MWorks 軟件對補燃循環發動機瞬變過程進行了仿真，提出降工況關機的關機方案來減少發動機地面試車時水擊壓力。

在大推力液氧煤油補燃循環發動機半系統試車關機過程中，燃料系統水擊壓力較大，對整個發動機及試驗系統產生了較大的沖擊，極大地影響了發動機工作的安全性。 本文以發動機半系統裝置為研究對象，結合試驗系統狀態，在滿足試車要求的條件下開展燃料系統降水擊關機方案研究，提出減小關機水擊的控制措施。

2 半系統裝置關機過程燃料系統水擊現象

2.1 半系統裝置及供應系統

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

圖1 半系統裝置系統簡圖[9]Fig.1 Schematic diagram of the half system engine[9]

試驗臺燃料系統如圖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。 其中主貯箱用于穩定工作狀態下發動機燃料的供應，起動貯箱用于起動過程中保證發動機入口壓力穩定。

圖2 半系統試車燃料供應系統[10]Fig.2 Fuel feed system of the half system test[10]

2.2 關機水擊現象

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

圖3 半系統裝置關機時序Fig.3 Shutdown program of the half system engine

圖4 轉速及流量曲線Fig.4 Curves of rotation speed and flow rate

其中，Δt為關機耗時，t0為截取時間零點，t為實際時刻，t- 為當量時間，pin為主貯箱壓力，p為實際壓力，nt為實際轉速，nts為額定工況下轉速，q為實際質量流量，qs為額定工況下的質量流量，F為發動機推力，Fs為額定推力。

圖5 為關機過程燃料系統入口壓力曲線，可以看出在發生器燃料閥關閉后，燃料系統開始出現明顯的壓力波動，在0.36 倍當量時間和0.77倍當量時間的時刻出現了2 次沖擊過程，分別對應發生器燃料閥和推力室燃料主閥的關閉。 水擊的產生引起了端面密封的大漏，結構也有明顯的響應，其中燃料系統最大水擊壓力達到了入口壓力的2 倍以上。

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

3 仿真模型

為簡化系統，將燃料泵與渦輪泵系統解耦，將燃料泵轉速作為邊界條件開展關機方案研究。 在開展燃料系統降水擊關機方案研究時同步考慮燃料供應系統布局狀態，仿真計算域的發動機燃料系統及貯箱供應系統模型如圖6 所示。

圖6 發動機燃料系統及貯箱供應系統模型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 分段集中參數模型，同時考慮供應系統管路介質的壓縮性、慣性和流阻，根據計算關注頻率范圍選取管路分段數量，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，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，依據相似定理，給出泵水試數據，不同轉速及流量下的泵揚程及功率根據水試數據表插值換算得到，如式(8)、(9)所示[11]。

其中，a，b，c為揚程特性方程系數，通過水力試驗獲得；KH和BH為泵轉動的平動慣性系數，與泵結構相關。

3.3 閥門及節流圈模型

管路中節流圈統一考慮為集中流阻，通過給定節流圈孔徑及流量系數，通過式(10)獲得節流圈在一定壓降下的流量，其中Cq為流量系數。

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，在打開關閉時將流通面積設為隨時間線性變化的變量，實現閥門的打開關閉。 關閉過程如式(11)所示。

3.4 起動貯箱模型

在建立起動貯箱模型時，不考慮氣液界面傳熱及傳質的過程，起動貯箱壓力取決于氣墊壓力，氣墊部分按照狀態方程計算，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。 在計算時對系統邊界采取簡化措施: ①假設試車臺主貯箱壓力穩定，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境的熱交換過程。

4 關機水擊仿真分析

4.1 水擊產生機理分析

在所建立模型的基礎上，仿真得到的關機過程發動機燃料系統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生及發展的規律與試車一致，最大值相對誤差為9.8%，在工程可接受范圍內，后文將基于此模型開展降水擊關機方案研究。

進一步對燃料系統關機水擊過程分解，其中0.36 倍無量綱時間點時，發生器燃料閥關閉時刻，發生器燃料閥關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，該階段水擊產生的主要原因為泵轉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閉，形成第二階段的水擊壓力峰，該過程的水擊為關閥水擊。

4.2 影響關機水擊大小的因素分析

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

4.2.1 關機速率的影響

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

圖8 不同關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 系統流阻的影響

圖9～10 對比了在泵前和泵后增加流阻對關機過程水擊的影響，由對比結果來看，無論在泵前還是在泵后增加流阻都能減小關機水擊，在流阻系數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致試車過程中泵入口壓力過低引起泵的氣蝕，影響發動機工作的安全性，需要結合試車狀態綜合考慮。

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

在發動機試車起動過程中，在發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供應系統的慣性流阻(L/A)相當。 在現有試驗系統中，可以考慮在關機過程中利用起動貯箱作為蓄壓器，起到減緩關機水擊的作用。

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

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

對起動貯箱參數設置敏感性開展分析計算，在系統參數相同的條件下，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為基準流阻系數的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。

在發動機供應系統中，起動貯箱放置于距發動機入口0.2、0.4 和0.6 倍總供應管路長度位置時，對減小水擊壓力峰值的影響效果如圖12(c)所示。 由對比結果來看，越靠近發動機入口，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

基于以上分析結果，結合試車臺系統狀態，在不改動試驗臺系統的前提下對關機方案優化如下:1)降低發動機關機點工況；2)增加燃料泵后流阻；3)關機過程中保持起動貯箱打開。

優化后的關機時序如圖13 所示。 在接收到關機指令后，發動機快速降工況，發生器燃料閥(GFV)在45%推力工況關閉，燃氣發生器燃料斷流，渦輪輸出功率迅速降低，轉速下降，當泵后壓力低于推力室燃料主閥自維持壓力時，燃料主閥(MFV)關閉，發動機關機。

圖13 優化后的關機時序Fig.13 The optimized shutdown program

5.2 試驗驗證

通過試車，驗證了計算結果與措施的有效性，試車得到的關機水擊壓力與仿真結果對比如圖14所示。 相較于未優化前，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，受制于閥門關閉壓力，2 次推力室燃料主閥關閉速率和關閉流量基本一致，因此采取降水擊控制措施后對關閥水擊效果較弱。

6 結論

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

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

3)綜合采取降低關機速率、增加泵后流阻及在入口管路系統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，燃料主閥關閉時刻水擊壓力降低了25%，通過試車與仿真結果對比，仿真誤差最大9.8%，驗證了計算方法的準確性。