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差动活塞式燃气自增压系统参数设计方法
方忠坚 , 刘洌 , 梁国柱     
北京航空航天大学 宇航学院, 北京 100083
摘要: 针对基于单组元肼类物质为工质的液体姿轨控发动机差动活塞式燃气自增压系统,分析了系统的工作原理,提出了系统的参数设计方法,建立了系统的参数设计流程,给出了系统的起动压力计算模型和自锁状态计算方法,并进行了实例研究。结果表明:系统最低起动压力与压力放大贮箱气体腔初始体积、活塞摩擦力和推进剂贮箱初始气垫体积直接相关;系统自锁后,推进剂贮箱压力的设计状态受推进剂贮箱所允许的最大压力上偏差和流量调节器与推进剂贮箱间的压降所约束;推进剂贮箱的工作压力范围是可以根据需要通过燃气自增压系统的设计来保证的。
关键词: 差动活塞     燃气自增压系统     液体姿轨控发动机     单组元     参数设计    
Parameter design method on a differential piston warm gas self-pressurization system
FANG Zhongjian , LIU Lie , LIANG Guozhu     
School of Astronautics, Beijing University of Aeronautics and Astronautics, Beijing 100083, China
Received: 2016-01-20; Accepted: 2016-04-22; Published online: 2016-05-17 09:47
Corresponding author. E-mail:lgz@buaa.edu.cn
Abstract: This paper studies the working principle of the differential piston warm gas self-pressurization system of liquid attitude and divert control engines working with monopropellant-hydrazine, based on which a parametric design method and the corresponding design process of the system parameters are presented. New models of the system starting pressure and system self-locking state are also introduced. A case study is carried out and results show that the minimum system starting pressure is directly related to the initial volume of the gas chamber, the friction force of the piston, and the initial volume of the air cushion of the propellant tank; the design state of the propellant tank pressure after the system self-locking is constrained by the upper pressure deviation allowed by the propellant tank and the pressure drop between liquid regulator and propellant tank; the range of working pressure of the propellant tank can be guaranteed by the design of the pressurization system.
Key words: differential piston     warm gas self-pressurization system     liquid attitude and divert control engines     monopropellant     parameter design    

液体姿轨控发动机燃气自增压系统是利用可贮存的增压介质(通常为单组元液体工质)分解产生热气对推进剂贮箱进行增压的系统。其增压介质分解后生成的燃气大部分流向系统外部,对外部推进剂贮箱增压,而剩余的小部分燃气流回系统的自身工质贮箱实现对增压介质的增压,从而保证系统连续循环地工作。这样,动力系统中不再使用高压气瓶,增压介质以可存贮的低压液体形式存在,有效地减小了推进系统的重量,节省了体积。因此,研究燃气自增压系统对小型化、轻质化和预包装长期在轨的推进系统,以满足航天器轨道调节、姿态控制等小推力任务要求具有十分重要的现实意义和发展空间。

燃气自增压系统主要包括往复活塞泵燃气自增压系统和差动活塞式燃气自增压系统。20世纪70年代早期,Pearson[1]就对以单组元MMH为推进剂的燃气自增压系统进行了研究。从1989年开始,美国劳伦斯利弗莫尔国家实验室(Lawrence Livermore National Laboratory,LLNL)开始了对往复活塞泵燃气自增压系统的系列研究[2],其分别在1993年和1994年进行了单组元肼往复活塞泵燃气自增压系统的地面试验[3-4],并且在1994年成功完成了火箭飞行试验[5]。20世纪后期到21世纪初,LLNL又对采用过氧化氢的往复活塞泵燃气自增压系统进行了研究[6]。同一时期,LLNL在比较成熟的单组元往复活塞泵燃气自增压系统的基础上,进行了往复活塞泵燃气自增压动力系统的研究,其研究目标是为火星探测的地质标本返回飞行器提供上升及姿轨控动力[7-9]。1998年,普瑞梅克斯航空公司(Primex Aerospace Company)对采用单组元MMH的差动活塞式燃气自增压系统进行了原理及试验研究[10]。国内,邹宇和李平[11]于2010年对燃气自增压系统在姿轨控动力系统中的应用进行了概括。李淑艳等[12]于2012年提出了一种新型的活塞泵燃气增压姿轨控发动机系统方案。刘洌和梁国柱[13]于2015年在液体姿轨控发动机增压系统方案优化选择研究中对差动活塞式燃气自增压系统进行了性能研究。

对于差动活塞式燃气自增压系统,目前国内外还很少见到相关的设计方法,因此有必要建立起系统的设计方法,为工程应用打下基础。针对基于单组元肼类工质的液体姿轨控发动机差动活塞式燃气自增压系统,本文将分析系统的工作原理,提出系统的参数设计方法和流程,给出系统的起动压力计算模型和自锁状态计算方法,并进行实例研究。

1 工作原理

差动活塞式燃气自增压系统由压力放大贮箱、流量调节器、燃气发生器、单向阀、起动药盒、膜片阀和连接液气管道等组成。系统原理如图 1所示。

图 1 差动活塞式燃气自增压系统原理简图 Fig. 1 Schematic of differential piston warm gas self-pressurization system

燃气自增压系统接到工作指令后,系统即进入起动充填状态。先起动起动药盒,固体药剂点火燃烧,产生高温高压燃气,热燃气冲破膜片阀充入压力放大贮箱的气体腔,并通过压力放大活塞挤压贮箱内的单组元肼类工质,当工质达到一定压力之后,冲破膜片阀并流经流量调节器进入燃气发生器。肼类工质在燃气发生器中经催化剂床催化分解,产生高温高压燃气,燃气达到一定压力后即冲破膜片阀填充下游气体管路及下游发动机推进剂贮箱。充填过程中,气体管路和推进剂贮箱中的压力均逐渐升高,而活塞上游固体药剂燃烧后产生的燃气从最初的高压逐渐开始降低;当气体管路压力大于压力放大贮箱气体腔压力时,单向阀打开,管路中气体流入压力放大贮箱对其气体腔进行增压,使气体腔压力增大,而液体腔压力在活塞的放大作用下同步增大,从而使压力放大贮箱液体腔中单组元工质持续向下游流动,致使气体管路和推进剂贮箱压力进一步增大,气体管路中气体继续流入压力放大贮箱气体腔对其增压,因而再次使液体腔压力升高、气体管路压力升高,即在此正反馈机制的作用下,系统压力加速上升直至流量调节器出口腔压力达到设定的关闭压力,流量调节器关闭、自锁,则燃气发生器停止工作,燃气自增压系统起动充填过程完成,进入发动机工作待命状态。

下游发动机接到工作指令后,头部电磁阀打开推进剂流入,开始进入工作状态(发动机起动或再起动)。推进剂贮箱因推进剂的流出导致贮箱气垫体积增大、压力降低,压力的降低传导至上游流量调节器出口腔,流量调节器打开,单组元工质从压力放大贮箱通过流量调节器流入燃气发生器产生燃气对下游补压,而压力放大贮箱因单组元工质流出造成气体腔体积增大、压力降低,当气体腔压力小于单向阀上游气体管路压力时,单向阀打开,燃气自增压系统进入正反馈的工作状态。

燃气自增压系统中压力的稳定靠流量调节器和单向阀配合实现。流量调节器是一个自维持元件,通过内部弹簧设定点与流量调节器出口腔压力之间的比较来控制压力。当流量调节器出口腔压力低于内部弹簧设定点时,流量调节器打开;反之,则关闭。单向阀的作用是阻止压力放大贮箱中燃气通过单向阀逆向流出。工作过程中,当单向阀上下游压力差超过其设计压差后,上游肼类工质分解的燃气可以通过单向阀流向压力放大贮箱,填充气体腔并通过压力放大活塞对肼类工质贮箱增压,实现对系统中工质贮箱的自增压过程。系统的正常工作过程是通过流量调节器开、闭循环调节流量(不致因系统正反馈作用导致系统压力无限升高)以及不断经单向阀向压力放大贮箱气体腔补充燃气,以实现下游发动机推进剂贮箱增压压力在设计值附近允许范围内上下小幅波动保持动态稳定的过程。

2 参数设计模型

在给定系统下游发动机推进剂贮箱工作时所需额定增压压力、最大增压气体流量,以及增压气体温度、推进剂贮箱初始气垫体积等参数后,即可对系统主要部件重要参数进行设计计算。本文的系统参数设计方法是根据系统环路特性以压力平衡和流量平衡为主线的闭环式设计方法。

2.1 系统平衡方程

燃气自增压系统设计的关键问题之一是满足推进剂贮箱增压所需的燃气流量和控制好系统各组件的流阻。

压力平衡方程:

(1)
(2)

流量平衡方程:

(3)
(4)

式中:plq为压力放大贮箱液体腔压力;pg为压力放大贮箱气体腔压力;∑Δpj为燃气自增压系统自身回路流阻;pthree为三通管道中气体压力;ptankH为推进剂贮箱所需增压压力(一般状态下为ptank);Δpthree-tank为三通和推进剂贮箱间管路流阻;qm_lq为液路流量;qm_gqm_PAT_gqm_tank分别为三通的入口质量流量、三通流往压力放大贮箱气体腔质量流量和三通流往推进剂贮箱质量流量。

2.2 管道计算模型

管道直径计算如下:

(5)

式中:qmρpipe分别为流体(液体或气体)质量流量和密度;upipe为管道设计流速(工程上,液体管道和气体管道的最大设计流速可分别取为8 m/s和50 m/s)。

此处管道压力损失主要是沿程压力损失,局部压力损失主要体现在管道之间连接的阀门等组件上,分别在各组件模型中进行处理。管道压降为

(6)

式中:lpipe为管道长度;λ为流阻系数,其值由试验确定,对于光滑管道,由莫迪图可以拟合:

(7)

式中:Re为管道雷诺数。

2.3 燃气发生器计算模型

燃气发生器由毛细管喷注器和前后双床结构催化剂床组成。单组元肼类工质作为增压介质。

对于肼、水组成的肼类工质,工作过程中,其进入燃气发生器后,经喷注器的分配,均匀地、大面积地进入催化剂床,催化分解成高温、高压的氨、氮、氢、水气体混合物。该肼类工质催化分解式为

(8)

式中:ac分别为肼和水的摩尔数;y为氨的解离度。以已知的燃烧室压力、工质中肼和水的质量分数以及氨的解离度,依据式(8)可进行热力计算,得出生成气体的热力学参数。

燃气发生器需设计计算的主要参数有催化剂床床径、床长、粗颗粒催化剂床床长、催化剂床压降、毛细管内径、毛细管长度、毛细管数量、毛细管压降、燃气发生器压降等。

毛细管压降:

(9)

式中:ρlq为单组元工质密度;dcpllcplNcplAcplRecplHcpl分别为毛细管内径、长度、根数、单根截面积、雷诺数和流阻系数(喷入催化剂床内取1.5[14])。

催化剂床压降可用选定的催化剂床载荷、比表面积、孔隙率,以及设计计算所得的催化剂床床长、床内分解气体比容、床出口处气体压力等参数,根据双床结构的床流阻经验公式进行计算,具体见文献[14]。燃气发生器其他参数设计和计算的具体方法在文献[14]中也均已给出。

2.4 流量调节器计算模型

为满足小型化和轻质化要求,流量调节器选用空间要求小、刚度大的蝶簧作为其弹性元件,根据流量调节器的阀芯受力可计算选定蝶簧类型及组合型式[15],并结合膜片计算出等效弹簧刚度Keq。流量调节器原理如图 2所示。

图 2 流量调节器原理简图 Fig. 2 Schematic of liquid regulator

流量调节器出口腔和入口腔在某一压力状态下阀芯达到关闭的临界状态,设定此时的出、入口腔压力分别为出、入口腔关闭压力po_offpi_off;设定下游推进剂贮箱所需最大增压气体流量为系统的额定流量,则处于此流量下的工况为系统的额定工况。

流量调节器一般工作状态时阀芯位移x、关闭时(临界关闭状态时)阀芯位移xoff和额定工作时阀芯位移xH分别为

(10)
(11)
(12)

式中:pipo分别为阀芯一般工作状态时入口和出口压力;pa为环境压力;AiAo分别为入口腔受力面积和出口腔等效受力面积;Aoa为膜片受环境压力作用的等效面积;piHpoH分别为额定工作时入口腔和出口腔压力。

式(11)减去式(12)可得额定工作时阀门开度为

(13)

由于Ai<<Ao,因此在初步设计时可忽略(pi_off-piH)Ai项的影响。流量调节器出口腔临界关闭压力与额定工作压力的差值需设计时给定,即po_off-poH需给定,实例中取为0.2 MPa。

流量调节器压降为

(14)

式中:Cd为流量系数;di为阀芯入口受力面直径,依据流量调节器设计给定的额定压降ΔpregHpregH=piH-poH)和液路额定设计流量qm_lq_H可得阀芯入口受力面直径,计算如下:

(15)

较大的流量调节器额定压降ΔpregH可以获得较高的流量调节器响应速率和调节能力,但较高的流量调节器额定压降会使流量调节器上游的压力较高,造成系统承压能力要求提高、系统质量增大,因此应该选取合适的ΔpregH,实例取为1.0 MPa。

2.5 压力放大贮箱计算模型

压力放大贮箱采用差动活塞式结构,其可划分为气体腔、液体腔和活塞等3部分,如图 3所示。

图 3 压力放大贮箱原理简图 Fig. 3 Schematic of pressure amplified tank

活塞移动时,满足位移量平衡,即气体腔增大长度等于液体腔减小长度:

(16)

式中:AgAlq分别为活塞气和液端受力面积;ρg为气体密度。

当处于稳态或准稳态工作状态时,活塞匀速向液腔移动,其两端受力平衡,则

(17)

式中:Ff为活塞所受摩擦力。

压力放大贮箱活塞面积比KA和压力放大比Kp分别定义如下:

(18)
(19)

式(17)两端同除以pgAlq,可得

(20)

式中:pa(Ag-Alq)<<pgAlq,故初步设计时等式右端第2项可忽略,则得KAKp的近似关系为

(21)

Kp由系统自身回路管路压力设计情况决定,由式(1)和式(19)即知

(22)

气体腔初始体积为

(23)

液体腔初始体积和长度分别为

(24)
(25)

式中:Lg0为气体腔初始长度;Mp为初始单组元工质质量。

2.6 其他局部压力损失组件模型

对于系统中单向阀、膜片阀、三通等长径比小或流体流动方向面积变化大的组件,忽略沿程摩擦损失,认定为局部压力损失组件,其压力损失为

(26)

式中:ζ为组件局部压力损失