泵壓式多次起動(dòng)發(fā)動(dòng)機(jī)起動(dòng)過(guò)程仿真研究

蒲光榮，單 磊，趙曉慧，陳宏玉

(西安航天動(dòng)力研究所,陜西 西安 710100)

0 引言

泵壓式液體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)由于其性能高、尺寸小、重量輕等優(yōu)點(diǎn)，廣泛用于各種運(yùn)載火箭及其他航天器的主動(dòng)力系統(tǒng)。泵壓式液體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)起動(dòng)過(guò)程的核心是渦輪泵的起動(dòng)，由于渦輪泵轉(zhuǎn)動(dòng)組件的質(zhì)量慣性，起動(dòng)時(shí)需要向渦輪輸入一定的起動(dòng)能量才能實(shí)現(xiàn)發(fā)動(dòng)機(jī)起動(dòng)。目前，國(guó)內(nèi)常溫推進(jìn)劑泵壓式液體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)通常采用火藥起動(dòng)器炮式起動(dòng)的方式，具有時(shí)序控制簡(jiǎn)單、可靠性和起動(dòng)加速性高、起動(dòng)銜接過(guò)程簡(jiǎn)單等優(yōu)點(diǎn)，可迅速進(jìn)入額定工況，但火藥起動(dòng)器起動(dòng)多適用于一次或兩次起動(dòng)的泵壓式發(fā)動(dòng)機(jī)，不適合于多次起動(dòng)的泵壓式發(fā)動(dòng)機(jī)。

某型泵壓式多次起動(dòng)上面級(jí)液體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)，采用能夠在軌反復(fù)充填的起動(dòng)箱為核心組件的起動(dòng)系統(tǒng)，理論上能夠?qū)崿F(xiàn)無(wú)限次的起動(dòng)工作，與火藥起動(dòng)器起動(dòng)相比，多次起動(dòng)發(fā)動(dòng)機(jī)的起動(dòng)過(guò)程更為復(fù)雜。為清楚認(rèn)識(shí)發(fā)動(dòng)機(jī)多次起動(dòng)的動(dòng)態(tài)工作過(guò)程，優(yōu)化和改進(jìn)多次起動(dòng)系統(tǒng)設(shè)計(jì)方案，有必要開(kāi)展泵壓式多次起動(dòng)發(fā)動(dòng)機(jī)起動(dòng)過(guò)程動(dòng)態(tài)特性仿真研究以及試車驗(yàn)證工作。

國(guó)外在泵壓式液體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)系統(tǒng)動(dòng)態(tài)特性仿真方面進(jìn)行了大量研究，并已應(yīng)用到發(fā)動(dòng)機(jī)的工程研制之中[1-3]。國(guó)內(nèi)隨著模塊化仿真技術(shù)發(fā)展[4]，應(yīng)用仿真方法在液體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)起動(dòng)過(guò)程、起動(dòng)特性研究方面開(kāi)展了大量工作，系統(tǒng)動(dòng)態(tài)特性仿真不僅廣泛應(yīng)用于補(bǔ)燃循環(huán)液氧煤油發(fā)動(dòng)機(jī)[5-6]、大推力氫氧發(fā)動(dòng)機(jī)[7-9]等大推力發(fā)動(dòng)機(jī)起動(dòng)過(guò)程研究，在小推力發(fā)動(dòng)機(jī)[10-11]、上面級(jí)發(fā)動(dòng)機(jī)[12]和衛(wèi)星推進(jìn)系統(tǒng)發(fā)動(dòng)機(jī)[13-16]等型號(hào)研制中也取得不少成果。

本文基于MWorks系統(tǒng)仿真平臺(tái)[17]，建立了泵壓式多次起動(dòng)上面級(jí)液體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)的系統(tǒng)仿真模型，對(duì)多次起動(dòng)過(guò)程的動(dòng)態(tài)特性進(jìn)行仿真研究和試驗(yàn)驗(yàn)證工作。

1 發(fā)動(dòng)機(jī)系統(tǒng)簡(jiǎn)介

發(fā)動(dòng)機(jī)工作原理如圖1所示，是一種采用起動(dòng)箱起動(dòng)、燃?xì)獍l(fā)生器循環(huán)、泵壓式供應(yīng)、固定推力及雙組元常溫推進(jìn)劑液體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)。

圖1 泵壓式多次起動(dòng)發(fā)動(dòng)機(jī)簡(jiǎn)化系統(tǒng)圖Fig.1 Schematic diagram of multi-startup turbopump-fed rocket engine

發(fā)動(dòng)機(jī)首次起動(dòng)工作前，打開(kāi)推進(jìn)劑隔離閥，貯箱推進(jìn)劑在軌充填起動(dòng)箱液腔；打開(kāi)起動(dòng)箱氣腔與起動(dòng)氣瓶之間控制閥后，起動(dòng)箱建壓，發(fā)動(dòng)機(jī)具備起動(dòng)條件。

接到起動(dòng)指令后，按照一定的時(shí)序，將氧化劑、燃料起動(dòng)控制閥分別打開(kāi)，起動(dòng)箱中的推進(jìn)劑擠壓進(jìn)入燃?xì)獍l(fā)生器，燃?xì)獍l(fā)生器點(diǎn)火后產(chǎn)生高溫、高壓燃?xì)怛?qū)動(dòng)渦輪并帶動(dòng)泵工作，給推進(jìn)劑增壓；高壓推進(jìn)劑進(jìn)入推力室，推力室點(diǎn)火；隨著渦輪泵轉(zhuǎn)速上升，泵后推進(jìn)劑壓力持續(xù)上升，當(dāng)泵后壓力大于起動(dòng)箱壓力時(shí)，單向閥打開(kāi)，副系統(tǒng)路推進(jìn)劑一部分進(jìn)入燃?xì)獍l(fā)生器繼續(xù)驅(qū)動(dòng)渦輪做功，另一部分克服起動(dòng)箱氣腔壓力反向充填起動(dòng)箱，直至充滿。起動(dòng)箱內(nèi)推進(jìn)劑再次充滿后，發(fā)動(dòng)機(jī)具備再次起動(dòng)工作條件，此時(shí)副系統(tǒng)路推進(jìn)劑完全供給燃?xì)獍l(fā)生器，發(fā)動(dòng)機(jī)達(dá)到穩(wěn)態(tài)工況。發(fā)動(dòng)機(jī)多次起動(dòng)過(guò)程同第一次起動(dòng)。

2 發(fā)動(dòng)機(jī)起動(dòng)動(dòng)力學(xué)模型

發(fā)動(dòng)機(jī)的起動(dòng)過(guò)程是一個(gè)非常復(fù)雜的動(dòng)力學(xué)過(guò)程，涉及發(fā)動(dòng)機(jī)內(nèi)腔推進(jìn)劑的充填和排空、起動(dòng)箱的充填和擠壓、渦輪泵的起旋運(yùn)轉(zhuǎn)、閥門(mén)的開(kāi)/關(guān)動(dòng)作及推進(jìn)劑組元的燃燒等諸多物理化學(xué)過(guò)程。本文采用模塊化建模的方法建立了發(fā)動(dòng)機(jī)各組件及系統(tǒng)的數(shù)學(xué)模型。

2.1 液體管路模型

在液體管路瞬變流模型的基礎(chǔ)上，對(duì)其積分可得管路充填過(guò)程的積分模型公式

(1)

(2)

2.2 起動(dòng)箱模型

起動(dòng)箱模型簡(jiǎn)化為一個(gè)定容積的壓力容器，容器內(nèi)部由一個(gè)半膜分隔為一個(gè)氣腔和一個(gè)液腔，在起動(dòng)箱充填和排放的過(guò)程中，起動(dòng)箱的數(shù)學(xué)模型如下

(3)

(4)

式中：Vl和Vg分別為液腔和氣腔的體積；ml為起動(dòng)箱內(nèi)液體介質(zhì)的質(zhì)量。

2.3 渦輪泵的模型

假設(shè)渦輪泵轉(zhuǎn)子作為一個(gè)整體轉(zhuǎn)動(dòng)，不考慮氧泵和燃料泵之間彈性軸的影響。

根據(jù)能量守恒得到渦輪泵的功率平衡方程

(5)

式中：J為渦輪泵的轉(zhuǎn)動(dòng)慣量；ω為角速度；Mt為渦輪扭矩；Mp為泵扭矩。

泵的揚(yáng)程

(6)

式中KH和LH為根據(jù)泵結(jié)構(gòu)參數(shù)確定的泵內(nèi)流體轉(zhuǎn)動(dòng)和平動(dòng)慣性系數(shù)。

2.4 閥門(mén)模型

閥芯運(yùn)動(dòng)方程

(7)

式中：x為閥芯位移；x0為閥芯的初始位置；m為閥芯質(zhì)量；c為閥芯阻尼；k為閥芯剛度；fx為接觸力；pA為控制氣壓強(qiáng)；Ak為控制氣作用面積。

流量方程

(8)

式中：Cq為流量系數(shù)；A為閥門(mén)流通面積；Δp為出入口壓差。

2.5 燃燒組件模型

發(fā)動(dòng)機(jī)燃燒組件包括發(fā)動(dòng)機(jī)的燃?xì)獍l(fā)生器和推力室。該模型忽略推進(jìn)劑的霧化、摻混、燃燒等復(fù)雜的物理化學(xué)過(guò)程，同時(shí)假設(shè)燃燒組件內(nèi)部壓力、溫度場(chǎng)均勻分布；燃?xì)夥侠硐霘怏w狀態(tài)方程。

推進(jìn)劑組元質(zhì)量平衡方程

(9)

(10)

式中：mlf和mlo分別為燃燒組件中積存的液體燃料、液體氧化劑質(zhì)量；qmlfi，qmloi，qmlfe，qmloe分別為流入、流出燃燒組件的燃料、氧化劑質(zhì)量流量；τo和τf分別是氧化劑和燃料的轉(zhuǎn)化時(shí)間。

推進(jìn)劑組元的轉(zhuǎn)化時(shí)間

(11)

式中：p為燃燒組件壓力；m為經(jīng)驗(yàn)系數(shù)；E為組元活化能。

推進(jìn)劑組元混合比

(12)

式中Ki，Ki/(Ki+1)qmgi及qmgi/(Ki+1)分別為燃燒組件入口處燃?xì)獾耐七M(jìn)劑組元混合比以及燃?xì)庵兴嫉难趸瘎┡c燃料質(zhì)量。

燃燒組件容腔內(nèi)的壓力

(13)

式中：V為燃燒組件的容積；ρf和ρo分別為氧化劑和燃料的密度。

2.6 主要仿真計(jì)算參數(shù)

發(fā)動(dòng)機(jī)起動(dòng)過(guò)程仿真原始參數(shù)設(shè)置：①推進(jìn)劑特性參數(shù)，包括推進(jìn)劑密度、混合比及燃?xì)釸T值等；②組件特性參數(shù)，包括管路通徑、長(zhǎng)度、閥門(mén)特性、泵特性、推力室頭腔參數(shù)等；③起動(dòng)系統(tǒng)參數(shù)，包括氧化劑起動(dòng)箱液腔容積100 ml，氧化劑起動(dòng)氣瓶額定充氣壓力7.0 MPa，容積0.8 L；燃料起動(dòng)箱液腔容積300 ml，燃料起動(dòng)氣瓶額定充氣壓力6.6 MPa，容積1.5 L；④環(huán)境參數(shù)，推進(jìn)劑溫度15 ℃，工作環(huán)境溫度15 ℃。

在進(jìn)行發(fā)動(dòng)機(jī)起動(dòng)特性仿真計(jì)算之前，根據(jù)液體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)研制經(jīng)驗(yàn)，預(yù)先假設(shè)發(fā)動(dòng)機(jī)起動(dòng)控制時(shí)序如圖2所示。

圖2 預(yù)設(shè)發(fā)動(dòng)機(jī)起動(dòng)時(shí)序Fig.2 Preset startup time sequence of engine

3 起動(dòng)過(guò)程仿真結(jié)果與分析

3.1 起動(dòng)箱工作特性

根據(jù)仿真計(jì)算結(jié)果，發(fā)動(dòng)機(jī)起動(dòng)過(guò)程中氧化劑起動(dòng)箱氣體壓力、液體壓力、燃料起動(dòng)箱氣體壓力及液體壓力變化情況分別如圖3和圖4所示。發(fā)動(dòng)機(jī)起動(dòng)過(guò)程中氧化劑起動(dòng)箱內(nèi)推進(jìn)劑消耗和燃料起動(dòng)箱內(nèi)推進(jìn)劑消耗情況如圖5所示。

圖3 氧化劑起動(dòng)箱壓力Fig.3 Pressure of oxidizer start-tank

圖4 燃料起動(dòng)箱壓力Fig.4 Pressure of fuel start-tank

圖5 起動(dòng)箱推進(jìn)劑消耗量Fig.5 Propellant consumption of both oxidizer and fuel start-tanks

由圖3和圖4可知，從氧化劑/燃料副路控制閥打開(kāi)至氧化劑/燃料起動(dòng)箱反向充滿，起動(dòng)箱的液腔壓力與氣腔壓力保持一致，均呈現(xiàn)先降低后升高的變化規(guī)律。根據(jù)發(fā)動(dòng)機(jī)起動(dòng)過(guò)程工作原理，氧化劑/燃料副路控制閥打開(kāi)后，推進(jìn)劑從起動(dòng)箱擠向燃?xì)獍l(fā)生器，提供發(fā)動(dòng)機(jī)起動(dòng)所需的初始能量。此時(shí)起動(dòng)箱內(nèi)氣、液壓力逐漸降低；渦輪泵開(kāi)始工作初期，泵后推進(jìn)劑壓力逐漸升高但仍低于起動(dòng)箱推進(jìn)劑壓力，副系統(tǒng)單向閥無(wú)法打開(kāi)，起動(dòng)箱內(nèi)推進(jìn)劑無(wú)法得到補(bǔ)充，處于持續(xù)消耗狀態(tài)，故氣/液腔壓力持續(xù)降低；當(dāng)泵后推進(jìn)劑壓力高于起動(dòng)箱液腔壓力時(shí)，副系統(tǒng)單向閥打開(kāi)，泵后推進(jìn)劑在供給發(fā)生器的同時(shí)開(kāi)始對(duì)起動(dòng)箱進(jìn)行反向充填，起動(dòng)箱內(nèi)氣/液壓力同步逐漸升高，直至起動(dòng)箱充滿；起動(dòng)箱液腔充滿后，氣液腔容積不再變化，故氣腔壓力保持不變，數(shù)值上與起動(dòng)前的氣腔壓力相同，液腔壓力隨泵后壓力持續(xù)升高，直至發(fā)動(dòng)機(jī)額定工況點(diǎn)泵后壓力。

由圖5可知，-0.5 s時(shí)刻氧化劑起動(dòng)控制閥打開(kāi)，氧化劑起動(dòng)箱內(nèi)推進(jìn)劑開(kāi)始供給發(fā)生器，至0.86 s時(shí)刻氧化劑起動(dòng)箱內(nèi)推進(jìn)劑消耗達(dá)到最大值，此后氧化劑泵后壓力大于氧化劑起動(dòng)箱液腔壓力，氧化劑開(kāi)始反向充填，到1.6 s氧化劑起動(dòng)箱再次充滿。-0.2 s時(shí)刻燃料起動(dòng)控制閥打開(kāi)，燃料起動(dòng)箱內(nèi)推進(jìn)劑開(kāi)始供給發(fā)生器，至0.97 s時(shí)刻燃料起動(dòng)箱內(nèi)推進(jìn)劑消耗達(dá)到最大值，此后燃料泵后壓力大于燃料起動(dòng)箱液腔壓力，燃料開(kāi)始反向充填，到2.4 s燃料起動(dòng)箱再次充滿。一次起動(dòng)工作過(guò)程中，起動(dòng)箱內(nèi)氧化劑最大消耗量約28 ml，遠(yuǎn)小于氧化劑起動(dòng)箱100 ml的設(shè)計(jì)容積；燃料最大消耗量約190 ml，遠(yuǎn)小于燃料起動(dòng)箱300 ml的設(shè)計(jì)容積，起動(dòng)箱容積設(shè)計(jì)具有足夠的余量。

由于氧化劑路和燃料路起動(dòng)箱推進(jìn)劑的消耗量不同，導(dǎo)致起動(dòng)箱反充填不同步。不同步期間，副系統(tǒng)氧化劑全流量供給發(fā)生器，燃料部分供給起動(dòng)箱、部分供給發(fā)生器，將導(dǎo)致發(fā)生器短時(shí)混合比偏大，渦輪入口燃?xì)鉁囟绕摺Ｍ瑫r(shí)，根據(jù)兩路起動(dòng)箱再次充滿的最長(zhǎng)時(shí)間可確定發(fā)動(dòng)機(jī)多次起動(dòng)的最短工作時(shí)間，保證多次起動(dòng)的可靠性。

3.2 發(fā)動(dòng)機(jī)起動(dòng)過(guò)程性能參數(shù)

根據(jù)仿真計(jì)算結(jié)果，發(fā)動(dòng)機(jī)起動(dòng)過(guò)程中燃?xì)獍l(fā)生器室壓、燃料頭腔壓力、氧化劑頭腔壓力、渦輪泵轉(zhuǎn)速、氧化劑泵后壓力、燃料泵后壓力、推力室室壓、推力室氧化劑頭腔壓力和推力室燃料頭腔壓力等主要性能參數(shù)變化情況如圖6～圖8所示。

圖6 發(fā)生器室壓以及頭腔壓力變化曲線Fig.6 Chamber pressure of gas generator and head cavity pressures of both oxidizer and fuel

圖7 泵轉(zhuǎn)速及泵后壓力變化曲線Fig.7 Rotation velocity of turbopump and pressures at oxidize pump exit and fuel pump exit

圖8 推力室室壓及頭腔壓力變化曲線Fig.8 Chamber pressure of thruster and head cavity pressures of both oxidizer and fuel

由圖6～圖8可知，發(fā)動(dòng)機(jī)起動(dòng)過(guò)程中主要性能參數(shù)(包括燃?xì)獍l(fā)生器相關(guān)壓力、泵后壓力、渦輪轉(zhuǎn)速及推力室相關(guān)壓力)均呈現(xiàn)出“起動(dòng)箱擠壓起動(dòng)-起動(dòng)箱反向再充填-工況達(dá)到穩(wěn)態(tài)狀態(tài)”3個(gè)明顯的臺(tái)階變化特征。

第一階段從起動(dòng)控制閥打開(kāi)開(kāi)始直至副系統(tǒng)單向閥打開(kāi)，該過(guò)程中經(jīng)歷了起動(dòng)氣瓶擠壓起動(dòng)箱內(nèi)推進(jìn)劑充填燃?xì)獍l(fā)生器管路及頭腔，燃?xì)獍l(fā)生器點(diǎn)火起旋渦輪泵，泵后推進(jìn)劑壓力逐漸升高。該過(guò)程最主要的特點(diǎn)為，燃?xì)獍l(fā)生器工作所需的推進(jìn)劑完全靠起動(dòng)箱液腔擠壓供應(yīng)。該工作段為起動(dòng)箱擠壓起動(dòng)段。

第二階段從副系統(tǒng)單向閥打開(kāi)至起動(dòng)箱充填完成，該過(guò)程隨著發(fā)動(dòng)機(jī)工況的爬升，泵后推進(jìn)劑壓力高于起動(dòng)箱液腔推進(jìn)劑壓力，在推進(jìn)劑壓差作用下副系統(tǒng)路單向閥打開(kāi)，泵后推進(jìn)劑進(jìn)入發(fā)動(dòng)機(jī)副系統(tǒng)管路，一部分供給燃?xì)獍l(fā)生器工作所需，一部分對(duì)起動(dòng)箱進(jìn)行反向充填。該過(guò)程最主要的特點(diǎn)為泵后推進(jìn)劑在供應(yīng)燃?xì)獍l(fā)生器工作的同時(shí)，對(duì)氧化劑和燃料起動(dòng)箱進(jìn)行反向充填，直至兩路起動(dòng)箱均完全充滿。該工作段為起動(dòng)箱在軌充填起動(dòng)段。

第三階段從起動(dòng)箱再充填完成至發(fā)動(dòng)機(jī)工況達(dá)到穩(wěn)定工況為止，此時(shí)氧化劑和燃料起動(dòng)箱利用泵后推進(jìn)劑已完全充滿，副系統(tǒng)推進(jìn)劑全部供給燃?xì)獍l(fā)生器工作，發(fā)動(dòng)機(jī)各主要性能參數(shù)逐漸爬升，最終達(dá)到穩(wěn)定工況。該工作段為發(fā)動(dòng)機(jī)起動(dòng)末段。

3.3 起動(dòng)參數(shù)設(shè)置對(duì)起動(dòng)過(guò)程的影響

發(fā)動(dòng)機(jī)實(shí)際工作中，起動(dòng)箱氣腔壓力會(huì)受到環(huán)境溫度的影響，導(dǎo)致發(fā)動(dòng)機(jī)每次起動(dòng)前起動(dòng)箱壓力會(huì)有所差異。為研究不同起動(dòng)箱氣腔壓力對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)起動(dòng)過(guò)程的影響，確定起動(dòng)箱工作的壓力范圍，選取4組不同的起動(dòng)箱氣腔壓力(Y/R：4.0/3.7 MPa，5.7/5.41 MPa，6.5/6.13 MPa，8.2/7.67 MPa)進(jìn)行發(fā)動(dòng)機(jī)起動(dòng)過(guò)程仿真計(jì)算。不同起動(dòng)箱壓力條件下，發(fā)動(dòng)機(jī)起動(dòng)過(guò)程中發(fā)生器室壓、渦輪入口溫度、渦輪泵轉(zhuǎn)速、推力室室壓、氧化劑起動(dòng)箱推進(jìn)劑消耗量和燃料起動(dòng)箱推進(jìn)劑消耗量變化如圖9～圖14所示。

圖9 起動(dòng)箱氣腔壓力對(duì)發(fā)生器室壓的影響Fig.9 Effect of air-chamber pressure on the pressure of gas generator chamber

由圖9可知，起動(dòng)箱氣腔壓力越高，起動(dòng)箱內(nèi)推進(jìn)劑擠壓進(jìn)入發(fā)生器的時(shí)間越早，起動(dòng)過(guò)程中第一平臺(tái)起動(dòng)箱擠壓起動(dòng)段持續(xù)時(shí)間越長(zhǎng)，第二平臺(tái)起動(dòng)箱反充填起動(dòng)段持續(xù)時(shí)間也越長(zhǎng)，但第三平臺(tái)發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)入穩(wěn)定工況的時(shí)間越早。整體看，不同起動(dòng)箱氣腔壓力對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)入穩(wěn)定工況的總時(shí)間影響不大。

圖10 起動(dòng)箱氣腔壓力對(duì)渦輪入口溫度的影響Fig.10 Effect of air-chamber pressure on the turbo inlet temperature

由圖10可知，起動(dòng)箱氣腔壓力越高，由起動(dòng)箱反向充填不同步引起的發(fā)生器混合比偏差影響越小，因混合比變化導(dǎo)致的渦輪入口燃?xì)鉁囟确逯狄簿驮叫　?/p>

圖11 起動(dòng)箱氣腔壓力對(duì)渦輪泵轉(zhuǎn)速的影響Fig.11 Effect of air-chamber pressure on the rotation velocity of turbopump

圖12 起動(dòng)箱氣腔壓力對(duì)推力室室壓的影響Fig.12 Effect of air-chamber pressure on the thrust chamber pressure

圖13 起動(dòng)箱氣腔壓力對(duì)氧化劑起動(dòng)箱推進(jìn)劑消耗量的影響Fig.13 Effect of air-chamber pressure on the propellant consumption of oxidizer start-tank

圖14 起動(dòng)箱氣腔壓力對(duì)燃料起動(dòng)箱推進(jìn)劑消耗量的影響Fig.14 Effect of air-chamber pressure on the propellant consumption of fuel start-tank

由圖11和圖12可知，起動(dòng)箱氣腔壓力越高，發(fā)動(dòng)機(jī)在擠壓起動(dòng)段和反向充填段所達(dá)到的工況就越接近穩(wěn)態(tài)工況，發(fā)動(dòng)機(jī)起動(dòng)加速性越好。

由圖13和圖14可知，起動(dòng)箱氣腔壓力越高，單次起動(dòng)過(guò)程中起動(dòng)箱液腔推進(jìn)劑消耗量越大，起動(dòng)箱反向充滿所需時(shí)間也越長(zhǎng)。

綜上所述，發(fā)動(dòng)機(jī)在較大起動(dòng)箱壓力范圍內(nèi)均能夠保證正常起動(dòng)。

4 試驗(yàn)驗(yàn)證

為驗(yàn)證泵壓式多次起動(dòng)發(fā)動(dòng)機(jī)系統(tǒng)方案設(shè)計(jì)的可行性，進(jìn)行了發(fā)動(dòng)機(jī)整機(jī)地面點(diǎn)火熱試車試驗(yàn)，在試驗(yàn)中發(fā)動(dòng)機(jī)共進(jìn)行了12次起動(dòng)點(diǎn)火工作。其中，首次起動(dòng)時(shí)序如圖2所示，氧化劑起動(dòng)箱氣腔壓力為7.0 MPa、燃料起動(dòng)箱氣腔壓力為6.6 MPa；12次起動(dòng)工作，氧化劑起動(dòng)箱氣腔壓力范圍4.9 ～8.1 MPa、燃料起動(dòng)箱氣腔壓力范圍4.9～7.7 MPa。

根據(jù)各次起動(dòng)過(guò)程實(shí)測(cè)結(jié)果，發(fā)動(dòng)機(jī)在較大起動(dòng)箱壓力范圍內(nèi)均能夠保證正常起動(dòng)；不同起動(dòng)箱氣腔壓力條件下，起動(dòng)箱內(nèi)氧化劑消耗量在11.9～15.3 ml范圍內(nèi)，燃料消耗量在185～241 ml范圍內(nèi)；發(fā)生器室壓、渦輪轉(zhuǎn)速等發(fā)動(dòng)機(jī)主要性能參數(shù)典型曲線如圖15和圖16所示。

圖15 發(fā)生器壓力實(shí)測(cè)值與仿真值Fig.15 Test and simulation results of gas generator pressure

圖16 渦輪泵轉(zhuǎn)速實(shí)測(cè)值與仿真值Fig.16 Test and simulation results of turbopump rotation velocity

5 結(jié)論

本文基于模塊化建模思想對(duì)某型泵壓式多次起動(dòng)上面級(jí)發(fā)動(dòng)機(jī)開(kāi)展了起動(dòng)過(guò)程仿真研究，并完成了發(fā)動(dòng)機(jī)整機(jī)熱試車試驗(yàn)驗(yàn)證。通過(guò)仿真分析和試車驗(yàn)證，獲得的主要結(jié)論如下：

1)起動(dòng)箱內(nèi)氧化劑、燃料的最大消耗量均遠(yuǎn)小于起動(dòng)箱額定容積，起動(dòng)箱容積設(shè)計(jì)具有足夠的余量。

2)由于氧化劑起動(dòng)箱和燃料起動(dòng)箱內(nèi)推進(jìn)劑的消耗量不同，導(dǎo)致起動(dòng)箱反充填不同步。根據(jù)兩路起動(dòng)箱再次充滿的最長(zhǎng)時(shí)間可以確定發(fā)動(dòng)機(jī)多次起動(dòng)的最短工作時(shí)間，保證多次起動(dòng)的可靠性。

3)發(fā)動(dòng)機(jī)起動(dòng)過(guò)程各參數(shù)變化具有明顯的“擠壓起動(dòng)-再充填-穩(wěn)態(tài)工作”平臺(tái)變化特征，這一典型特征，使得發(fā)動(dòng)機(jī)起動(dòng)加速緩慢。

4)發(fā)動(dòng)機(jī)在較大起動(dòng)箱壓力范圍內(nèi)均能夠保證正常起動(dòng)。隨著起動(dòng)箱壓力的升高，起動(dòng)加速性越好，但起動(dòng)箱反向充填時(shí)間越長(zhǎng)。

5)試車驗(yàn)證表明發(fā)動(dòng)機(jī)起動(dòng)時(shí)序設(shè)置合理，起動(dòng)參數(shù)“3個(gè)平臺(tái)”變化特征明顯，起動(dòng)箱氣腔壓力對(duì)起動(dòng)參數(shù)的影響以及單次工作起動(dòng)箱內(nèi)推進(jìn)劑消耗量符合仿真分析結(jié)果。