全流量補燃循環發動機流量調節器起調過程仿真研究

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

全流量補燃循環具有性能高、渦輪入口溫度低、端面密封相容性好等優點[1-2],加之液氧甲烷推進劑的性能優勢,可以有效提高發動機的可重復使用性能。不過全流量補燃循環發動機系統復雜、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液氧甲烷發動機Raptor 成功進行過飛行試驗。北京航空航天大學從2003 年開始進行了全流量補燃循環氫氧發動機的相關研究工作[2-8]。近年來,西安航天動力研究所開展了全流量補燃循環發動機系統方案論證[9]和氣氣噴注器縮尺試驗研究[10],而全流量補燃循環發動機起動過程需要同時考慮富氧燃氣發生器和富燃燃氣發生器與2 臺渦輪泵的匹配性,這與中國現有的補燃循環發動機[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行研究。

流量調節器作為一種流量調節和穩定的裝置,在現代液體火箭發動機中得到了廣泛的應用[14],例如俄羅斯RD-180、RD-0120 發動機以及中國120 噸級高壓補燃循環液氧煤油發動機YF-100[15]和500 噸級液氧煤油發動機[16]。流量調節器通常安裝在發生器燃料副路上,全流量補燃循環發動機的流量調節器同樣安裝在富氧燃氣發生器燃料副路上。當流量調節器開度略微變化,就可以使發生器內混合比產生較為明顯的變化,從而改變發動機推力,并且可以穩定進入發生器的燃料流量,而不受外部因素變化的影響[17]。

國內外研究人員對流量調節器從靜態特性[18]、動態特性以及穩定性方面[19-20]進行了大量研究。其中劉紅軍[21]對流量調節器動態響應特性進行了研究,發現當壓降小于某一起調壓降時,調節器閥芯無法克服彈簧的預緊力,套筒無法作動,此時調節器相當于一個帶孔板的短管;王昕[22]對調節器進行了動態特性研究,發現阻尼孔對流量調節器實現流量控制具有重要影響,當阻尼孔直徑變小,滑套移動速度變慢,當直徑增大,調節器抗低頻擾動能力增強;管杰等[23]設計了一種液流試驗系統,通過試驗分析了流量調節器的起調過程。

高壓補燃循環液氧煤油發動機YF-100 借助高壓起動箱,其流量調節器在發動機的起動過程中均處于起調工作狀態,即流量調節器始終可以對進入發生器的燃料流量進行有效控制;而全流量補燃循環液氧甲烷發動機起動時,其位于富氧燃氣發生器燃料供應路上的流量調節器需要經歷從初始未起調狀態過渡到穩態工作狀態過程,這與YF-100 明顯不同,因此有必要對流量調節器的起調過程以及不同的流量調節器特性參數對發動機起動過程的影響進行分析研究。

本文針對全流量補燃循環液氧甲烷發動機起動過程,建立描述發動機起動過程數學模型,使用面向對象仿真語言Modelica,分析流量調節器阻尼孔大小、流量調節器轉初級起始時間這2 個特性參數對自身起調過程以及發動機起動過程的影響,可為其他類型推進劑的全流量補燃循環發動機及部分補燃循環發動機的研制提供參考。

2 數學模型

2.1 發動機系統組成

圖1 給出了全流量補燃循環液氧甲烷發動機系統簡圖,發動機系統由推力室、富氧燃氣發生器、富燃燃氣發生器、氧渦輪泵、燃料渦輪泵、流量調節器、以及控制閥門組成。

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

發動機起動時,氦氣首先驅動兩渦輪泵起旋,隨后分別打開富氧/富燃燃氣發生器推進劑供應閥門,發生器在火炬點火器的作用下點火燃燒,產生燃氣接力氦氣繼續驅動渦輪轉速進一步快速爬升,隨后在流量調節器和閥門的控制作用下使發動機轉入初級以及主級工況。

2.2 流量調節器模型

流量調節器的結構如圖2 所示,發動機還未起動時,滑閥此時位移為0,流量調節器相當于一個節流裝置;隨著發動機逐漸開始起動,當流量調節器前后壓差逐漸增大超過其起調壓降后,滑閥開始克服彈簧初裝力向滑閥窗口減小的一側移動;當調節器前后壓差達到穩態值后,滑閥也運動到穩態位置。此后,當前后壓差在一定范圍內變化時,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,達到穩定流量的目的。當流量調節器主動轉級時,控制信號通過調節齒輪改變節流窗口的流通面積,從而改變通過調節器的流量。

圖2 流量調節器示意圖Fig.2 Schematic diagram of flow regulator

流過節流窗口的質量流量qJ為式(1):

式中,LJ、AJ分別為節流窗口的節流長度和流通面積,ξJ為調節器節流窗口靜態流阻系數,p1、p2分別為調節器入口和中間腔的壓力,ρ為介質密度。

流過滑閥口的質量流量qH為式(2):

式中,LH、AH分別為滑閥口的平均節流長度和平均流通面積,p3為調節器出口壓力,ξH為滑閥口的靜態流阻系數。

調節器中間腔壓力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為流量調節器中運動件的折算質量,K為閥滑彈簧的剛度,xH為滑閥的行程,Bv為折算摩擦系數,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

熱力組件包括燃氣發生器和主燃燒室,采用等效時滯模型進行描述[23-24]。

燃燒產物的做功能力RT由式(6)確定:

式中,τg為燃氣在熱力組件中的停留時間,RT(Kg,p)為對應于液氧/甲烷混合比Kg和壓力p時的理論RT值,a為邏輯損失系數,ΔRT為渦輪做功后燃氣下降值。

推進劑組元混合比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

渦輪泵轉子轉動方程為式(9):

式中,J為渦輪泵轉子的轉動慣量,n為轉速,Mt、Mp分別為渦輪力矩和泵的負載力矩。

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,R為氣體常數,Tit為渦輪入口溫度,πt為渦輪壓比。

渦輪燃氣流量qmt為式(12):

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

泵的負載力矩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液氧甲烷發動機起動過程仿真的其他組件,如液體管路模型[15]、節流閥模型[16]及考慮低溫推進劑充填的非穩態換熱模型[25]等,限于篇幅不再詳述。

3 仿真結果與分析

3.1 仿真模型建立

利用上述數學模型,基于采用Modelica 語言開發的液體動力系統動態特性仿真模型庫(Transient Simulation of Liquid Propulsion System,Tulips)[26],通過對發動機組件模型的補充建模與二次開發,利用面向對象建模思想,對各組件仿真模型進行連接,建立起全流量補燃循環液氧甲烷發動機起動過程仿真模型如圖3 所示。

圖3 全流量補燃循環液氧甲烷發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 流量調節器起調過程分析

對于未配置高壓起動箱的流量調節器,其起調過程會在發動機的起動過程中完成,并且流量調節器特性參數的選取將影響流量調節器自身的起調過程以及發動機的起動特性。圖4 給出了當流量調節器轉初級起始時間這一特性參數選取不合適時,發動機起動過程中流量調節器節流窗口開度AJ、滑閥運動距離xH、調節器前后壓差Δp以及富氧燃氣發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均以該數值在起動過程中的最大值為基準,作歸一化處理。

若流量調節器已起調并進入穩態工作狀態,則燃料副路的流量曲線理應依從于節流窗口開度的變化曲線而變化,對應圖4 歸一化時間0.36～1內,qmfgo跟隨AJ的變化而變化的過程。定義流量曲線超過節流窗口開度曲線時為流量超調,即對應歸一化時間0.32 ～0.36 內,qmfgo超過AJ的現象。在歸一化時間0 ～0.36 內,流量曲線并未依從于節流窗口開度曲線,此時間內流量并未完全受流量調節器的控制,流量調節器還未進入穩態工作狀態,下面對歸一化時間0 ～0.36 內流量調節器的起調過程進行分析:

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

2)在歸一化時間0.27 時,流量調節器總壓差開始增加,而由于歸一化時間0.27 ～0.31 內總壓差過小,滑閥未能克服彈簧初裝力,流量調節器處于未起調狀態,此時經過流量調節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,不過此時富燃燃氣發生器已點火產生燃氣驅動燃料泵快速起旋,壓差快速增大,流量繼續快速增大。

4)歸一化時間為0.31 ～0.36 時,流量持續增大并于0.34 時刻達到超調峰值點;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 時繼續增大,于0.36 時刻才達到超調峰值點,這意味著在0.34 ～0.36內,由于滑閥口面積持續減小,流量變化的主導作用已由前后壓差變為了滑閥口面積。

5)在歸一化時間0.36 之后,流量調節器流量可以很好地跟隨節流窗口開度變化而變化,認為流量調節器已處于穩態工作狀態。

流量調節器位于富氧燃氣發生器燃料供應路上影響著燃料副路流量,若燃料副路流量超調會對發動機其他各參數產生不利影響。圖5 給出了流量調節器特性參數選取不合適時,發動機起動過程中氧/燃料渦輪轉速nto/ntf、氧/燃料泵后壓力pepo/pepf的變化情況,nto、ntf、pepo和pepf均以該數值對應的穩態值為基準作歸一化處理。

由圖5 可知,燃料副路的流量超調使得富氧燃氣發生器起動能量增多,驅動氧渦輪泵快速起旋,并出現轉速和泵后壓力的超調。這使進入富燃燃氣發生器的氧化劑流量增多,富燃燃氣發生器溫度同樣升高,產生高溫燃氣驅動燃料渦輪泵快速起旋并形成超調,這可能會使得發動機結構受到沖擊而破壞,甚至導致發動機起動失敗。

因此,合適的起動過程應盡量避免由于調節器有一段時間的非穩態工作過程而導致的流量超調,圖6 給出了在合適的流量調節器特性參數下發動機起動過程中各參數的變化情況。

圖6 合適的特性參數下發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,即使流量并沒有完全依從于節流窗口開度的變化,但起動過程中未出現燃料副路的超調、波動,發動機各項參數變化平穩,起動品質較高。

由此可以得知,全流量補燃循環發動機起動過程中流量調節器會經歷:未起調—起調但未進入穩態工作狀態—穩態工作狀態這3 個過程。而危險則容易發生在起調但未進入穩態工作狀態的第2 個過程內,此時渦輪泵快速起旋,壓力、流量迅速升高,若發動機起動參數設置不合理,則易出現燃料副路流量超調,造成起動能量超調,甚至導致起動失敗。

3.3 起動過程影響因素分析

發動機能否安全、可靠、平穩地起動,需要起動參數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,將出現流量調節器流量的超調,造成發動機起動能量的超調,下面將從流量調節器阻尼孔大小、轉初級起始時間2個方面的特性參數的變化,分析其對全流量補燃循環液氧甲烷發動機起動過程的影響。

3.3.1 流量調節器阻尼孔大小的影響

阻尼孔大小對流量調節器實現流量控制起著重要的影響,其從流量調節器自身結構的角度決定了流量調節器阻尼腔取壓通道的通暢程度,從而影響流量調節器的起調過程。圖7 給出了將阻尼孔面積D變為設計值D0的1/3、2/3 以及4/3時,對發動機起動過程的影響。圖7(a)為富氧燃氣發生器燃料副路流量qmfgo和流量調節器節流窗口面積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和富燃燃氣發生器壓力pggf的變化情況,以燃料泵后壓力為基準歸一化。圖7(c)為氧泵后壓力pepo和富氧燃氣發生器壓力pggo的變化情況,以氧泵后壓力為基準歸一化。

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,當阻尼孔大小為D0和4/3D0時,燃料副路流量很好地依從于節流窗口面積變化曲線,當阻尼孔大小為2/3D0時,觀察發現燃料副路流量在歸一化時間0.32 時相對于節流窗口面積出現了小幅度的超調;當阻尼孔大小為1/3D0時,燃料副路流量在歸一化時間0.35 時相對于節流窗口面積出現了較大幅度的超調。

當阻尼孔較小時,流量調節器響應能力較弱,滑閥移動速度較慢,流量調節器需要較長的時間才可將流量變化的主導作用由前后壓差變為滑閥口面積,故大量的超調流量通過調節器進入了發生器內,這會使得富氧燃氣發生器燃氣能量較高,驅動氧渦輪泵起旋速率過快而同樣產生超調,繼而使得進入富燃燃氣發生器的氧副路流量增多,富燃燃氣發生器燃氣能量升高,驅動燃料渦輪泵快速起旋。最終導致圖7(a)、(b)中發動機氧/燃料泵出口壓力、富氧/富燃燃氣發生器壓力等參數均產生了較大的超調量,由此會對發動機結構帶來高壓、高沖擊的不良影響。因此可適當增大阻尼孔的大小,以抑制超調現象的發生,改善起動品質。

3.3.2 流量調節器轉初級起始時間的影響

發動機在點火初期各組件工作狀態遠偏離額定點,不宜在點火初級工況下長時間停留,需要在流量調節器的控制作用下進行轉級動作。流量調節器轉初級將使富燃燃氣發生器燃料副路流量增大,富氧燃氣發生器內燃氣溫度升高,驅動氧渦輪泵轉速快速爬升,氧泵做功能力快速增強,促使富燃燃氣發生器氧化劑副路流量增大,富燃燃氣發生器內燃氣溫度同樣升高,驅動燃料渦輪泵轉速快速爬升,燃料泵做功能力快速增強。因此流量調節器轉初級起始時間是一個非常重要的參數,參考典型大推力液氧煤油發動機流量調節器轉初級起始時間的選擇情況[14-16],對全流量補燃循環發動機進行設置。

圖8 給出了流量調節器轉初級起始時間t分別為歸一化時間0.25、0.33 和0.41 時,對發動機起動過程的影響。圖8(a)為富氧燃氣發生器燃料副路流量qmfgo和流量調節器節流窗口面積AJ的變化情況,左、右縱軸分別為流量和面積;圖8(b)、(c)分別為富氧燃氣發生器溫度Tggo和富燃燃氣發生器溫度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歸一化。

圖8 轉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,當轉初級起始時間較早時,富氧燃氣發生器燃料副路流量相對于節流窗口面積出現了較為明顯的超調量,富氧燃氣發生器內燃料流量較多。由圖8(b)可見造成富氧燃氣發生器溫度峰較高,其超過了穩態工作溫度的1.5 倍,且超過穩態工作溫度的持續時間也較長。若假設不燒蝕富氧燃氣發生器及氧渦輪結構,高溫的燃氣驅動氧渦輪泵快速起旋,氧泵做功能力迅速增強,使得進入富燃燃氣發生器的氧流量迅速增加。由圖8(c)可見,富燃燃氣發生器出現了極高的溫度峰,甚至超過了穩態工作溫度的3.5倍,極大可能燒蝕富燃燃氣發生器以及燃料渦輪。若繼續假設不燒蝕富燃燃氣發生器及燃料渦輪結構,高溫的富燃燃氣也驅動燃料渦輪泵快速起旋,調節器前后壓力迅速升高,調節器滑閥來不及響應,從而出現了流量的超調。流量的超調意味著起動能量的超調,從而會造成由圖8(d)可見的富氧/富燃泵出口壓力的超調,對發動機的結構帶來沖擊,因此可以適當推遲流量調節器轉初級時間以抑制超調的發生,提高起動品質。

而當轉初級起始時間較晚時,由圖8(a)可知富氧燃氣發生器燃料副路流量可以依從于節流窗口面積開度變化,不過由于其他閥門已按程序轉級,所以富氧燃氣發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,有發生器火焰熄滅的風險,因此轉初級起始時間也不可過晚。

4 結論

本文以全流量補燃循環液氧甲烷發動機及流量調節器為研究對象,利用Modelica 語言建立了發動機起動過程仿真計算模型,研究了流量調節器起動過程及不同的流量調節器參數對起動過程的影響,結論如下:

1) 全流量補燃循環發動機起動過程中流量調節器會經過未起調—起調—穩態工作這3 個過程,在達到穩態工作狀態之前,通過流量調節器的流量無法完全受流量調節器的控制;

2) 流量調節器流量超調會帶來起動能量的超調,引發泵出口壓力、發生器壓力等參數的波動,對發動機結構造成沖擊,或造成發動機起動失敗;可通過適當增大流量調節器阻尼孔開度、推遲流量調節器轉初級起始時間,抑制超調現象的發生以提高發動機起動品質;

3) 流量調節器轉初級起始時間過早,會使富燃燃氣發生器產生超過其穩態溫度3.5 倍的溫度峰,富氧燃氣發生器產生超過其穩態溫度1.5 倍的溫度峰。