对于固定推力状态的发动机,通过在发生器燃料路和液氧路设置气蚀管,以稳定流量,能够实现发动机稳态特性的精确控制。为实现发动机的大范围变推力,在固定推力发动机的基础上,主要的调节措施有通过调节涡轮功率来控制泵的输送能力和调节主路流阻来控制进入推力室的推进剂流量。本节利用建立的系统仿真模型对现有同类发动机的5种调节方案进行仿真对比分析[19-22]。
在推力调节仿真过程中,发动机的工作参数会发生较大变化,部分参数则会激烈变化。某些参数的激变在发动机实际工作过程中会造成发动机不稳定工作或者发动机性能过低,或者受限于现有条件技术不满足组件的自身要求,因此需要在推力调节仿真过程中对发动机部分参数进行限制。
对于本文所研究的发动机,主要有以下几个限制因素。
1)涡轮泵转速。主涡轮泵转速过高会引起转子振动过大、轴承破坏等故障,因此,主涡轮泵转速不能高于某一允许值。
2)喷注器压降。喷嘴压降过低影响推进剂喷雾质量,从而有可能导致燃烧效率过低或燃烧不稳定,因此必须限制喷嘴的最低压降。取喷注器压降不低于0.3 MPa。
3)发生器混合比。发生器内为富燃燃烧,为了保证推进剂在富燃环境下能够稳定燃烧,取发生器混合比不低于0.25; 为了避免产生过多积碳,并防止燃气温度过高烧蚀涡轮转子,取发生器混合比不高于0.45。因此,发生器混合比的调节范围取0.25～0.45。
4)比冲。发动机比冲过小会使火箭的运载能力下降,由于总体对二级发动机的性能要求较高,在推力调节的过程中,比冲不能下降较大。因此,要求低工况下发动机理论比冲不低于325 s。
5)推力室壁温。采用耐温1 400 K的不锈钢材料作为内壁,推力室最高气壁温度不得超过1 400 K。煤油作冷却剂时,液壁温度不得超过700 K。否则,液壁面由于煤油裂解而出现固体碳沉积,积碳层为绝热层,它阻碍热量传递,从而促使气壁温度升高以致超过上限。
4.1 氧副路调节
氧副路调节方案采用在燃气发生器氧路上设置调节器,通过改变调节器的流阻,控制流入燃气发生器的氧化剂流量,改变燃气发生器的混合比,从而控制燃气温度,影响涡轮功率,达到调节发动机推力的目的。通过所建立的静态特性模型对该方案进行仿真计算得到氧副路调节器流阻对发动机主要性能参数的影响,仿真结果如图4所示。
图4 氧副路调节方案的推力调节特性
Fig.4 Thrust adjustment characteristics of adjusting the oxidizer path scheme of the gas generator
分析图4可知,随着氧副路调节器流阻系数增大,进入发生器的氧流量降低,发生器混合比逐渐降低,燃气温度逐渐降低,涡轮功率降低,推力随之降低。在推力下降到65时,发生器混合比下降到0.25,不能保证推进剂在富燃环境下可以稳定燃烧。因而,发生器混合比限制了这种推力调节方案的调节范围。
4.2 涡轮燃气分流
涡轮燃气分流方案采用在燃气发生器后、涡轮入口之前设置燃气旁通管路。在管路上安装可调节开度的耐高温燃气调节阀,通过调节阀芯的开度调节燃气的旁通量,将一部分未做功的燃气排到涡轮出口管路中,调节进入涡轮做功燃气流量,改变涡轮做功功率,达到调节推力的目的。通过所建立的静态特性模型对该方案进行仿真计算得到涡轮燃气分流流量对发动机主要性能参数的影响,仿真结果如图5所示。
图5 涡轮燃气分流方案的推力调节特性
Fig.5 Thrust adjustment characteristics of turbine gas diversion scheme
分析图5可知,随着涡轮燃气分流百分比的增大,涡轮泵转速减小,功率降低,进入推力室推进剂流量减小,发动机比冲减小,发动机推力减小。在推力调节过程中,发生器混合比变化量较小,工作稳定。在推力下降到64时,发动机比冲降低到325 s。因而,发动机性能要求限制了这种推力调节方案的调节范围。
4.3 主路双路节流
主路双路节流方案采用分别在发动机氧化剂主路和燃料主路供应管路设置节流装置,在推力调节的过程中,逐渐增大节流装置流阻,增大供应系统阻力,减小进入推力室和发生器的推进剂流量,从而达到调节发动机推力的目的。通过所建立的静态特性模型对该方案进行仿真计算得到了主路节流时推力与发动机主要性能参数的对应关系,仿真结果如图6所示。
图6 主路双路节流方案的推力调节特性
Fig.6 Thrust adjustment characteristics of two-way throttle scheme in main circuit
分析图6可知,增大主路节流装置流阻,进入推力室和发生器的推进剂流量减少,涡轮泵转速下降,推力室压力下降,发动机推力减小。由于增大了供应系统的阻力,涡轮部分功率耗散在供应系统中,发动机比冲下降。在推力调节过程中,发生器混合比变化较小,工作稳定。在推力下降到58时,发动机比冲下降到325 s。因而,发动机性能要求限制了这种推力调节方案的调节范围。当推力下降到55时,发动机比冲为324.36 s,可以作为备选方案考虑。
4.4 副路双路调节
副路双路调节器调节方案采用在燃气发生器氧路和燃料路均设置调节器,通过调节进入燃气发生器的流量控制燃气发生器内的燃烧状况,进一步影响涡轮功率,达到调节发动机推力的目的。通过所建立的静态特性模型对该方案进行仿真计算得到了调节器变化时推力与发动机主要性能参数的对应关系,仿真结果如图7所示。
图7 副路双路调节方案的推力调节特性
Fig.7 Thrust adjustment characteristics of two-way adjustment scheme in bypass
由图7分析可知,燃气发生器氧路和燃料路调节器流阻增大时,燃气发生器燃料喷注压降下降,流入燃气发生器内的推进剂流量下降,导致涡轮泵转速下降,功率下降,进入推力室的推进剂流量减少,低工况下推力室燃烧效率下降,发动机比冲下降,但仍在合理范围内,推力下降。在发动机推力下降到51时,燃气发生器燃料喷注压降下降到0.3 MPa,喷嘴压降过低可能影响推进剂喷雾质量,从而有可能导致燃烧效率过低或燃烧不稳定。
4.5 氧副路双工位阀+燃料副路调节器
在现有固定推力发动机方案的基础上,本文提出了一种新的大范围推力调节方案,发生器燃料路设置调节器,发生器氧化剂路设置双工位阀,分两档切换。在发动机的推力调节过程中,通过调节燃料副路调节器和氧副路双工位阀控制进入燃气发生器的推进剂流量和混合比,改变推进剂在燃气发生器内燃气的性能参数; 高温燃气的性能参数变化进而影响涡轮泵的功率,涡轮泵功率变化使得进入推力室的推进剂压力和流量发生变化; 流入推力室的推进剂的流量和压力变化使得发动机推力发生变化,以实现开式循环液氧煤油发动机推力的大范围调节。
通过上述分析确定调节方式为:在额定工况下先增大燃料路的调节器流阻到75 MPa/(kg/s)2,此时发生器混合比升高至0.438,再切换氧副路的双工位阀至小开度状态,此时发生器混合比快速降低为0.253,再增大调节器流阻直至推力达到55工况,发生器混合比恢复至0.37～0.40的设计范围。通过发动机静态特性模型的仿真计算,得到了调节器流阻变化对发动机主要性能参数的影响。仿真结果如图8所示。
从图8中可以看出,在推力调节过程中,燃料副路调节器流阻系数增大,进入燃气发生器的燃料流量下降,发生器内混合比上升; 由于混合比上升对发生器温度的影响大于流量减少的影响,燃气发生器温度上升,所产生驱动涡轮的高温燃气温度上升,涡轮泵转速略有上升; 转速上升导致进入推力室的推进剂流量上升,推力室室压上升,发动机推力上升,但由于进入冷却套的燃料流量增大,液壁温略有下降。在发生器混合比达到0.438时,调节氧副路双工位副阀至最小开度,发生器混合比快速下降至0.253,发生器温度、涡轮泵转速、推力室室压和发动机推力快速下降,推力室气壁温下降、液壁温上升。燃料副路调节器流阻系数继续增大,至发生器混合比恢复至0.37～0.40的设计范围,推力达到55工况。
图8 氧副路双工位阀+燃料副路调节器方案推力调节特性
Fig.8 Thrust adjustment characteristics of the gas generator oxygen path setting double-position valve and the fuel path setting regulator scheme
在推力调节过程中,燃气发生器中混合比变化较大,但仍处于正常工作的下限混合比0.25到产生积碳量较大的混合比0.45之间; 发生器燃气温度先升高,仍在涡轮转子可承受的温度范围之内,考虑到发生器温度升高对涡轮和燃气通道的影响,升高幅度不宜过大; 涡轮泵转速略微升高再下降,处于发动机正常工作的范围内; 推力室壁温在材料所能承受的范围之内,可以满足推力室的冷却性能要求; 由于推力调节是通过调节燃气发生器路燃料流量来实现的,推力调节对发动机混合比略有影响,但仍处于发动机正常工作的范围内。
4.6 方案对比与分析
上述5种方案的优劣对比见表4,开式循环液氧煤油发动机在燃气发生器氧化剂路设置调节器无法满足既定推力调节范围的要求; 涡轮燃气分流方案在低工况时,发动机比冲损失较大。主路节流方案、副路双路调节方案和氧副路双工位阀+燃料副路调节器方案可以在满足发动机性能要求的基础上实现发动机推力的大范围调节,但主路调节方案和副路双路调节皆需要设计低温调节器,设计难度相对较高; 氧副路双工位阀+燃料副路调节器方案仅需要小流量的常温调节器和低温双工位阀,调节元件设计难度低,工程易实现。
表4 调节方案比较
Tab.4 Comparison of adjustment schemes
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