基于燃?xì)馍淞骼淠难趼废到y(tǒng)頻率特性研究

張淼，李斌，邢理想

1. 西安航天動(dòng)力研究所，西安 710100 2. 液體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)技術(shù)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，西安 710100 3. 航天推進(jìn)技術(shù)研究院，西安 710100

液氧煤油補(bǔ)燃循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)液氧路系統(tǒng)頻率特性具有典型的低頻特征[1]。大推力液氧煤油補(bǔ)燃循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)采用富氧燃?xì)怛?qū)動(dòng)預(yù)壓渦輪泵提高發(fā)動(dòng)機(jī)性能，富氧燃?xì)鈴纳淞骺走M(jìn)入泵間管液氧中發(fā)生冷凝形成復(fù)雜的兩相流動(dòng)過(guò)程，產(chǎn)生劇烈的傳熱和相變，并存在流體不穩(wěn)定振蕩現(xiàn)象[2]。燃?xì)馍淞鳟a(chǎn)生大量的氣泡以及氣液兩相流動(dòng)動(dòng)態(tài)過(guò)程對(duì)氧路系統(tǒng)頻率特性影響很大，特別是在發(fā)動(dòng)機(jī)入口邊界條件發(fā)生變化時(shí)，即高入口壓力和過(guò)冷液氧條件對(duì)泵間管兩相流動(dòng)過(guò)程的影響未開(kāi)展深入研究，對(duì)氧路系統(tǒng)的頻率特性影響程度也不明確。

這種過(guò)熱蒸汽在液體中通過(guò)射流形成直接接觸的冷凝過(guò)程也出現(xiàn)在電力、制冷、核工業(yè)和石油化工等許多工業(yè)領(lǐng)域，最早Kerney[3]和Weimer[4]等對(duì)單噴嘴水蒸氣射流冷凝過(guò)程進(jìn)行了試驗(yàn)研究，總結(jié)了蒸汽射流無(wú)量綱冷凝特征長(zhǎng)度的經(jīng)驗(yàn)公式。西安交通大學(xué)多相流實(shí)驗(yàn)室武心壯等[5-7]進(jìn)行了超聲速水蒸氣射流冷凝試驗(yàn)，獲得了無(wú)量綱冷凝特征長(zhǎng)度的經(jīng)驗(yàn)公式。關(guān)于蒸汽射流冷凝的研究都是集中在水蒸氣在過(guò)冷水中的冷凝過(guò)程，對(duì)低溫液氧中氧蒸汽的射流冷凝過(guò)程的試驗(yàn)研究和理論研究較少。Pilipenko等[8]在實(shí)驗(yàn)室狀態(tài)下開(kāi)展了過(guò)熱氧氣射流冷凝試驗(yàn)，獲得了冷凝特征長(zhǎng)度經(jīng)驗(yàn)公式。

蒸汽射流冷凝過(guò)程的數(shù)值仿真研究主要基于流體體積函數(shù)(VOF)三維流場(chǎng)仿真。Li等[9]研究了亞聲速蒸汽噴入過(guò)冷水的冷凝過(guò)程，對(duì)蒸汽冷凝區(qū)域類型分布特性進(jìn)行驗(yàn)證，蒸汽射流處于振蕩冷凝區(qū)時(shí)存在周期性的低頻振蕩。Shah等[10]研究了超聲速噴嘴下蒸汽噴射入過(guò)冷水中的冷凝過(guò)程，在蒸汽質(zhì)量流量密度較大時(shí)，隨著液體溫度升高，蒸汽冷凝邊界越來(lái)越不清晰，冷凝長(zhǎng)度大幅增加。宋紀(jì)元和陳聽(tīng)寬[11]基于熱不平衡兩流體模型研究了一維管流臨界兩相流動(dòng)，得出了氣液流動(dòng)熱不平衡動(dòng)力學(xué)特性。核工業(yè)中基于RELAP5軟件拓展了熱不平衡兩流體在考慮熱力過(guò)程兩相流求解中的應(yīng)用范圍[12-14]。陳二鋒等[15]基于兩相流壓力波速模型研究了泵間管氣液兩相流壓力波速傳播特征，并揭示了兩相流傳播特征。薛帥杰等[16]在研究離心噴嘴自激振蕩特性試驗(yàn)中，推測(cè)出旋流腔內(nèi)氣渦與液膜兩相流耦合過(guò)程主導(dǎo)了噴嘴低頻自激振蕩過(guò)程。張國(guó)淵等[17]提出了低溫高速離心泵的機(jī)械密封內(nèi)低溫介質(zhì)汽化形成兩相流會(huì)影響離心泵運(yùn)轉(zhuǎn)穩(wěn)定性，形成低頻自激振蕩現(xiàn)象。在特定通道內(nèi)的氣液兩相流動(dòng)動(dòng)力學(xué)過(guò)程普遍存在低頻自激振蕩現(xiàn)象，因此研究蒸汽射流冷凝過(guò)程的自激振蕩現(xiàn)象是管路系統(tǒng)動(dòng)態(tài)特性研究的重要課題之一。

李斌[1]、邢理想[18]和劉上[19]等對(duì)液氧煤油補(bǔ)燃循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)的氧路系統(tǒng)頻率特性開(kāi)展了深入的理論研究，提出并改進(jìn)了系統(tǒng)傳遞函數(shù)模型，研究主要集中在熱力組件建模及燃燒過(guò)程對(duì)系統(tǒng)頻率的影響。張青松[20]和朱平平[21]等基于動(dòng)力學(xué)系統(tǒng)模型研究了蓄壓器模型對(duì)氧路輸送系統(tǒng)頻率特性的影響，研究了大型運(yùn)載火箭縱向耦合振動(dòng)(POGO)特性。上述研究對(duì)不同入口壓力和液氧溫度條件下的氧路系統(tǒng)頻率特性影響都未開(kāi)展深入研究。本文的研究重點(diǎn)是基于熱不平衡兩流體模型研究泵間管燃?xì)馍淞骼淠^(guò)程的分布特性，以及基于氣泡動(dòng)力學(xué)方程建立動(dòng)態(tài)特性傳遞函數(shù)模型，研究不同入口壓力和液氧溫度條件下泵間管燃?xì)馍淞骼淠^(guò)程對(duì)氧路系統(tǒng)頻率的影響。

1 氧路系統(tǒng)傳遞函數(shù)模型

1.1 氧路系統(tǒng)

液氧煤油補(bǔ)燃循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)氧路系統(tǒng)示意圖如圖1所示，液氧從貯箱開(kāi)始經(jīng)過(guò)輸送管路進(jìn)入發(fā)動(dòng)機(jī)預(yù)壓泵，驅(qū)動(dòng)氧化劑預(yù)壓渦輪后的高溫燃?xì)鈴纳淞骺走M(jìn)入主路液氧中直接冷凝，泵間管路混合流體形成熱不平衡兩相流動(dòng)，燃?xì)馔耆淠髥蜗嘁貉踹M(jìn)入氧主泵增壓后進(jìn)入富氧燃?xì)獍l(fā)生器形成富氧燃?xì)怛?qū)動(dòng)主渦輪，最后在燃燒室再次燃燒形成推力。本文中主要研究氧入口邊界條件對(duì)頻率特性的影響，而主泵后參數(shù)受邊界條件影響較小，因此將氧路系統(tǒng)傳遞函數(shù)模型簡(jiǎn)化為貯箱到氧主泵出口的液路系統(tǒng)頻率特性仿真模型的假設(shè)是合理的。

泵間管路混合流體兩相流動(dòng)過(guò)程復(fù)雜，燃?xì)馍淞鹘Y(jié)構(gòu)如圖2所示，燃?xì)馀c液氧工況條件見(jiàn)表1。泵間管路燃?xì)馍淞骱笤谥髀芬貉踔行纬呻x散的氣泡，并在冷凝過(guò)程中氣泡直徑逐漸變小直至完全消失。由于燃?xì)庵泻|(zhì)量分?jǐn)?shù)為96%的氣氧，其余為水蒸氣和CO2，為了簡(jiǎn)化計(jì)算，采用氣氧物性參數(shù)代替燃?xì)膺M(jìn)行仿真計(jì)算。

圖1 發(fā)動(dòng)機(jī)氧路系統(tǒng)示意圖

圖2 泵間管路燃?xì)馍淞骼淠疽鈭D

表1 燃?xì)夂鸵貉醯膮?shù)

1.2 液體管路模型

基于一維流動(dòng)的波動(dòng)方程、連續(xù)和狀態(tài)方程所建立的液路管路分布參數(shù)傳遞矩陣為

(1)

式中：δP、δQ分別表示壓力和質(zhì)量流量的無(wú)量綱變化率，下標(biāo)1表示入口，下標(biāo)2表示出口；s為拉普拉斯算子；l為管路長(zhǎng)度；a為管路流體聲速；Zc為無(wú)量綱特征阻抗；sh和ch分別為雙曲正弦和雙曲余弦函數(shù)。

液路局部阻力元件的傳遞矩陣為

(2)

式中：p1和p2分別為入口和出口壓力。

液路分支傳遞矩陣為

(3)

1.3 氣蝕泵模型

考慮泵氣蝕過(guò)程，基于試驗(yàn)獲得的動(dòng)態(tài)增益m+1、氣蝕柔性Cb、質(zhì)量增益Mb、泵的慣性Lp和泵的阻力Rp等參數(shù)建立氣蝕泵傳遞函數(shù)，其表達(dá)式為

(4)

式中：Zp=Rp+sLp為泵特征阻抗。

1.4 泵間管路燃?xì)馍淞骼淠Ｐ?/h3>

泵間管燃?xì)馍淞髟谥髁饕貉踔行纬呻x散氣泡，假設(shè)離散氣泡為球形氣泡，并不考慮氣泡的聚合與破碎對(duì)射流冷凝過(guò)程的影響，氣泡的動(dòng)態(tài)過(guò)程由氣泡動(dòng)力學(xué)方程Rayleigh-Plesset方程求解[22]，其表達(dá)式為

(5)

式中：R為氣泡半徑；νL為液體運(yùn)動(dòng)黏度；pg0為氣泡初始?jí)毫?；R0為氣泡初始直徑；ρL為液體密度；S為表面張力；pL為液體當(dāng)?shù)貕毫?；γ為氣體多變指數(shù)。

(6)

主路流體的連續(xù)方程為

(7)

式中：δq1和δq2分別表示泵間管入口和出口的質(zhì)量流量變化率。聯(lián)立式(6)與式(7)，通過(guò)拉普拉斯變換將泵間液體流動(dòng)連續(xù)方程寫(xiě)成復(fù)數(shù)域傳遞函數(shù)，并考慮液氧主流受氣泡擠壓的流動(dòng)變形，得出泵間管傳遞函數(shù)為

(8)

式中：α為空泡份額，表示氣液兩流體通過(guò)管路截面的體積比。

為了準(zhǔn)確獲得泵間管傳遞函數(shù)各特征參數(shù)，需要獲得燃?xì)馍淞鳉馀菅亓鲃?dòng)方向冷凝參數(shù)分布特性。燃?xì)庖愿咚偕淙胫髀芬貉踔欣淠?，采用均相流模型無(wú)法模擬射流燃?xì)馀c液氧因速度差和溫度差而形成的質(zhì)量、動(dòng)量和能量傳遞過(guò)程。因此，本文中采用熱不平衡兩流體六方程模型[11]計(jì)算燃?xì)馍淞骼淠^(guò)程的分布特性。簡(jiǎn)化計(jì)算射流裝置結(jié)構(gòu)，認(rèn)為燃?xì)鈴纳淞骺籽剌S向射入主路液氧，兩相流體在管路中為一維流動(dòng)，并作如下假設(shè)：① 兩相存在清晰的相界面，質(zhì)量、動(dòng)量和能量的傳遞在相界面上完成，相內(nèi)部參數(shù)均勻；② 不考慮氣泡的聚合與破碎作用，相界面按球形表面積確定，相界面假設(shè)為存在不計(jì)厚度的飽和液體薄膜，能量和動(dòng)量傳遞按球面對(duì)流過(guò)程計(jì)算；③ 氣氧為過(guò)熱蒸汽，根據(jù)氣氧溫度確定氣體狀態(tài)方程，液氧為過(guò)冷液體，液體物性參數(shù)由當(dāng)?shù)貕毫蜏囟汝P(guān)系獲得。忽略兩相間的黏性應(yīng)力以及黏性耗散。

熱不平衡兩流體模型為

氣相質(zhì)量方程：

(9)

液相質(zhì)量方程：

(10)

氣相動(dòng)量方程：

αρggsinθ

(11)

液相動(dòng)量方程：

FD+FLi-(1-α)ρLgsinθ

(12)

總能量方程：

(13)

氣相能量方程：

(14)

式中：ρ為密度；p為壓力；x為干度；U為速度；A為管路截面積；Γ為相界面?zhèn)髻|(zhì)率；h為流體焓值；g為重力加速度；θ為流體運(yùn)動(dòng)方向與重力加速度方向的夾角；hgL為汽化潛熱；qi為界面換熱率；G為兩流體總質(zhì)量流速；Fvm為虛擬質(zhì)量力，表示兩相速度差對(duì)應(yīng)的加速度引起的虛擬力；FD為界面拖曳力，表示氣泡在流體中受到的流體阻力；FLi和Fgi為動(dòng)量交換，表示氣體冷凝導(dǎo)致的質(zhì)量變化產(chǎn)生的動(dòng)量變換；FwL和Fwg為壁面摩擦力，由于氣泡位于流體中，只考慮液體作用；下標(biāo)g表示氣體，L表示液體，w表示壁面，i表示相界面。

表2 源項(xiàng)模型

2 泵間管路燃?xì)馍淞骼淠^(guò)程的數(shù)值仿真

結(jié)合表1工況參數(shù)，研究不同液氧入口壓力和液氧溫度對(duì)泵間管路燃?xì)馍淞骼淠^(guò)程的影響，獲得額定工況條件下特征參數(shù)沿管路的分布特性。將沿程空泡份額積分可以求出泵間管路內(nèi)停留的氣體總體積Vg，從而計(jì)算出等效氣泡柔度Cg，通過(guò)對(duì)氣泡特征半徑Rk積分得出氣泡群等效慣性。

2.1 額定工況燃?xì)馍淞骼淠卣鲄?shù)分布特性

發(fā)動(dòng)機(jī)在額定工況工作時(shí)，發(fā)動(dòng)機(jī)液氧入口壓力為0.4 MPa，液氧溫度為90 K，經(jīng)過(guò)氧化劑預(yù)壓泵的增壓后，泵間管入口壓力增加到1.35 MPa，液氧溫度升高至92 K。以發(fā)動(dòng)機(jī)額定工況條件進(jìn)行仿真計(jì)算，圖3～圖6為燃?xì)馍淞髟陬~定工況條件下特征參數(shù)沿管路的分布特性，包括空泡份額α、燃?xì)饬魉賃g和液氧流速UL、燃?xì)鉁囟萒g和液氧溫度TL以及氣泡半徑Rk。受流體壓力和氣體溫度影響，使得氣泡密度較小同時(shí)射流速度遠(yuǎn)大于流體速度，燃?xì)馍淞魇艿浇缑嫱弦妨^大，氣體速度迅速降低，并表現(xiàn)為氣泡在射流孔下游0.15 m位置迅速堆積，使得空泡份額迅速增大至峰值。此時(shí)氣體換熱面積大、冷凝效果強(qiáng)，氣泡半徑開(kāi)始迅速減小，使得空泡份額開(kāi)始變小。在0.3 m后由于氣體溫度降低至飽和溫度，流速也與液氧接近，換熱效果變差，氣泡半徑縮小速度變慢。氣泡繼續(xù)隨流體流動(dòng)，最后當(dāng)氣泡半徑小于臨界值時(shí)，由于慣性作用氣泡潰滅消失，氣體全部冷凝。

圖3 額定工況下空泡份額沿管路的變化

圖4 額定工況下氣氧速度和液氧速度沿管路的變化

圖5 額定工況下氣氧溫度和液氧溫度沿管路的變化

圖6 額定工況下氣泡半徑沿管路的變化

通過(guò)仿真計(jì)算得出燃?xì)馀c液氧等各參數(shù)沿流動(dòng)方向變化大，氣液界面發(fā)生強(qiáng)烈的質(zhì)量、動(dòng)量以及能量交換。氣泡在其溫度降低至當(dāng)?shù)貕毫ο碌娘柡蜏囟群笕孕枰^長(zhǎng)行程才能完全冷凝，在這段行程中(0.3 m至完全冷凝)，氣泡溫度和速度都已接近液體，使得氣液換熱效率低、冷凝效果差，且此時(shí)空泡份額仍然較大，主路液氧的壓力或流量的波動(dòng)都可能造成氣泡冷凝狀態(tài)發(fā)生較大變化形成不穩(wěn)定振蕩源，導(dǎo)致整個(gè)系統(tǒng)發(fā)生振蕩。

2.2 邊界條件對(duì)燃?xì)馍淞骼淠^(guò)程的影響

比較不同泵間管入口壓力和液氧溫度對(duì)燃?xì)馍淞骼淠^(guò)程的影響。圖7展示了入口壓力和液氧溫度對(duì)燃?xì)饫淠L(zhǎng)度的影響。隨著入口壓力升高，燃?xì)饷芏壬?，射流速度降低，?duì)應(yīng)的飽和溫度也升高，冷凝長(zhǎng)度不斷增加，入口壓力2.1 MPa對(duì)應(yīng)的氣氧冷凝長(zhǎng)度比1.2 MPa對(duì)應(yīng)的冷凝長(zhǎng)度長(zhǎng)0.15 m。這說(shuō)明隨著壓力升高，氣泡變小導(dǎo)致表面積縮小，引起氣體的換熱面積較低壓時(shí)小，則其換熱能力變差，導(dǎo)致了高壓下冷凝長(zhǎng)度較低壓更長(zhǎng)。仿真結(jié)果表明在不同入口壓力條件下，燃?xì)舛寄茉诒瞄g管內(nèi)完全冷凝，確保進(jìn)入主泵時(shí)為單相液氧不會(huì)引起氣蝕現(xiàn)象。對(duì)于液氧溫度的影響，由于液氧過(guò)冷度與對(duì)流換熱率直接相關(guān)，溫度越低換熱效率越高，則燃?xì)饫淠俾试娇臁?/p>

圖8展示了入口壓力和液氧溫度對(duì)氣泡柔度Cg的影響。Cg是關(guān)于氣泡總體積和壓力的函數(shù)，是影響泵間管傳遞函數(shù)的重要參數(shù)。燃?xì)饫淠俾试娇?，氣泡柔度就越低。仿真結(jié)果表明高入口壓力和過(guò)冷液氧都使得氣泡柔度減小，且壓力為1.95 MPa(對(duì)應(yīng)貯箱壓力為1.1 MPa)和溫度為82 K的過(guò)冷液氧條件下，氣泡柔度Cg相當(dāng)。

圖7 入口壓力和液氧溫度對(duì)燃?xì)饫淠L(zhǎng)度的影響

圖8 入口壓力和液氧溫度對(duì)氣泡柔度的影響

3 泵間管路燃?xì)馍淞骼淠龑?duì)氧路系統(tǒng)頻率特性的影響

基于串聯(lián)系統(tǒng)流體網(wǎng)絡(luò)理論[1]將發(fā)動(dòng)機(jī)氧路傳遞矩陣關(guān)系式聯(lián)立求解，并設(shè)定貯箱為系統(tǒng)開(kāi)端，泵出口為系統(tǒng)閉端，考慮泵間管路燃?xì)馍淞骼淠^(guò)程對(duì)氧路系統(tǒng)影響，氣泡冷凝過(guò)程存在的擾動(dòng)形式在系統(tǒng)出口以流量擾動(dòng)的形式對(duì)整個(gè)氧路系統(tǒng)產(chǎn)生影響，因此通過(guò)求解氧路系統(tǒng)各位置參數(shù)對(duì)出口流量擾動(dòng)響應(yīng)特性得出氧路系統(tǒng)頻率特性。

圖9展示了在額定工況下試車臺(tái)與發(fā)動(dòng)機(jī)組成的氧路輸送系統(tǒng)頻率特性仿真曲線，其一階頻率和二階頻率分別為3 Hz和8.3 Hz，仿真結(jié)果與試車數(shù)據(jù)分頻值一致，發(fā)動(dòng)機(jī)在額定工況工作時(shí)氧路系統(tǒng)穩(wěn)定。圖10展示了在高入口壓力(1.2 MPa)下氧路輸送系統(tǒng)頻率特性仿真曲線與試車壓力脈動(dòng)測(cè)點(diǎn)數(shù)據(jù)分頻對(duì)比，一階頻率略微升高，而二階頻率從8.3 Hz提高至11 Hz，說(shuō)明高入口壓力對(duì)泵間管燃?xì)馍淞骼淠^(guò)程產(chǎn)生了較大影響，使得系統(tǒng)頻率升高。另外，二階頻率響應(yīng)幅值迅速增大表明氧路系統(tǒng)在這一頻率下發(fā)生諧振，穩(wěn)定性降低。這一特征與發(fā)動(dòng)機(jī)在高入口壓力條件工作氧路系統(tǒng)發(fā)生頻率為11 Hz的低頻振蕩現(xiàn)象一致。圖11展示了過(guò)冷液氧(82 K)條件下氧路輸送系統(tǒng)頻率特性仿真曲線與試車壓力脈動(dòng)測(cè)點(diǎn)數(shù)據(jù)分頻對(duì)比，同樣二階頻率從8.3 Hz提高至11 Hz，說(shuō)明過(guò)冷液氧對(duì)泵間管燃?xì)馍淞骼淠^(guò)程也產(chǎn)生了較大的影響，使得頻率升高。不同的是，其二階頻率響應(yīng)幅值并沒(méi)有增大很多。在過(guò)冷液氧試車過(guò)程中也出現(xiàn)了11 Hz的低頻振蕩頻率，但其幅值要遠(yuǎn)小于高入口壓力所對(duì)應(yīng)頻率的振蕩幅值。高入口壓力和過(guò)冷液氧條件下發(fā)動(dòng)機(jī)氧路系統(tǒng)頻率表現(xiàn)出相同二階頻率11 Hz，但高入口壓力下系統(tǒng)表現(xiàn)的響應(yīng)幅值要遠(yuǎn)遠(yuǎn)高于過(guò)冷液氧下的幅值，這一現(xiàn)象也在熱試車過(guò)程中得到驗(yàn)證。

圖9 額定工況下氧路系統(tǒng)的頻率特性

圖10 高入口壓力條件下氧路系統(tǒng)的頻率特性

圖11 過(guò)冷液氧條件下氧路系統(tǒng)的頻率特性

4 結(jié) 論

基于兩相流熱不平衡兩流體模型研究了泵間管燃?xì)馍淞骼淠^(guò)程，建立了泵間管傳遞函數(shù)矩陣，通過(guò)建立氧路輸送管路系統(tǒng)傳遞函數(shù)模型研究了不同邊界條件下氧路系統(tǒng)頻率特性。通過(guò)仿真計(jì)算與分析得出了以下結(jié)論：

1) 基于氣泡動(dòng)力學(xué)方程建立了泵間管傳遞函數(shù)模型，并通過(guò)兩流體模型方法獲得兩相流體各狀態(tài)參數(shù)沿流動(dòng)方向的分布特性，由此得出的等效氣泡慣性質(zhì)量、等效氣泡柔度等參數(shù)提高了泵間管傳遞函數(shù)模型的準(zhǔn)確性。

2) 氣泡在其溫度降低至當(dāng)?shù)貕毫ο碌娘柡蜏囟群笕孕枰^長(zhǎng)行程才能完全冷凝，在這段行程中氣液換熱效率低且空泡份額大，受主路液氧的壓力或流量變化影響可能造成氣泡冷凝狀態(tài)發(fā)生較大變化形成不穩(wěn)定振蕩源，導(dǎo)致整個(gè)系統(tǒng)發(fā)生振蕩。

3) 高入口壓力和過(guò)冷液氧條件下，氧系統(tǒng)的二階頻率從8.3 Hz提高至11 Hz，與泵間管燃?xì)馍淞骼淠^(guò)程密切相關(guān)。高入口壓力下二階頻率響應(yīng)幅值迅速增大表明氧路系統(tǒng)在這一頻率下發(fā)生諧振，穩(wěn)定性降低。仿真結(jié)果與熱試車結(jié)果一致。