運(yùn)載火箭交叉輸送系統(tǒng)關(guān)鍵影響因素辨識(shí)與分析

容 易，熊天賜，黃 輝，陳士強(qiáng)

(北京宇航系統(tǒng)工程研究所，北京 100076)

0 引 言

運(yùn)載火箭推進(jìn)劑交叉輸送是指兩級(jí)或多級(jí)火箭并聯(lián)工作時(shí)，某一子級(jí)向另一子級(jí)輸送推進(jìn)劑。該技術(shù)有助于優(yōu)化火箭總體構(gòu)型、提高運(yùn)載能力，同時(shí)由于其能夠在故障工況下充分利用剩余推進(jìn)劑，為運(yùn)載火箭實(shí)現(xiàn)動(dòng)力冗余提供了基礎(chǔ)。

國(guó)外學(xué)者較早對(duì)交叉輸送技術(shù)的概念、方案進(jìn)行了研究，NASA蘭利研究中心的Martin和Stanley論證了交叉輸送技術(shù)對(duì)減輕全箭結(jié)構(gòu)重量、提升運(yùn)載能力的作用[1-2]。洛克韋爾公司的Gormley和Vaddey等研究了推進(jìn)劑交叉輸送的不同形式，介紹了多種不同的貯箱布局形式和推進(jìn)劑輸送方案，并且比較了各自的優(yōu)缺點(diǎn)[3]。波音公司和NASA的馬歇爾航天飛行中心在2002-2006年期間通過(guò)搭建縮比水試驗(yàn)系統(tǒng)驗(yàn)證了交叉輸送的可行性[4-6]。國(guó)內(nèi)的張智等[7]論證了交叉輸送技術(shù)對(duì)于運(yùn)載火箭動(dòng)力冗余的重要性，馬方超等[8]通過(guò)縮比試驗(yàn)和仿真校驗(yàn)了交叉輸送在并聯(lián)運(yùn)載火箭應(yīng)用的可行性和連接分離機(jī)構(gòu)的可靠性。

綜合國(guó)內(nèi)外研究現(xiàn)狀，交叉輸送技術(shù)應(yīng)用前景較好、方案選擇較多，但是還缺乏從系統(tǒng)層面對(duì)交叉輸送系統(tǒng)工作特性的認(rèn)識(shí)。

交叉輸送系統(tǒng)是復(fù)雜的多模塊、多組件、多工質(zhì)、強(qiáng)耦合的氣液系統(tǒng)，系統(tǒng)的性能也受到多種因素的影響。本文通過(guò)系統(tǒng)仿真的方法，辨識(shí)對(duì)系統(tǒng)性能產(chǎn)生重要影響的關(guān)鍵因素，分析其影響規(guī)律。

1 交叉輸送系統(tǒng)組成及原理

推進(jìn)劑交叉輸送系統(tǒng)的形式多樣，其中并聯(lián)形式交叉輸送最為普遍，應(yīng)用前景較好。實(shí)現(xiàn)方式為利用交叉輸送管路將多個(gè)并聯(lián)子級(jí)主輸送管路連通，推進(jìn)劑可以在并聯(lián)子級(jí)間流動(dòng)，供應(yīng)多臺(tái)不同子級(jí)的主發(fā)動(dòng)機(jī)同時(shí)工作。

交叉輸送系統(tǒng)主要由推進(jìn)劑貯箱、推進(jìn)劑交叉輸送管路、增壓組件和發(fā)動(dòng)機(jī)組成。圖1反映了除增壓組件外的交叉輸送系統(tǒng)液路部分原理，虛線箭頭表示推進(jìn)劑流動(dòng)方向。以芯級(jí)捆綁兩個(gè)助推器的并聯(lián)構(gòu)型運(yùn)載火箭為研究對(duì)象，芯級(jí)和助推器使用相同推進(jìn)劑(液氧為例)，芯級(jí)安裝4臺(tái)發(fā)動(dòng)機(jī)、助推器安裝2臺(tái)發(fā)動(dòng)機(jī)，不同子級(jí)的主輸送管路通過(guò)交叉輸送管路連接。

圖1 交叉輸送系統(tǒng)原理圖

工作原理為：火箭起飛階段芯級(jí)和助推級(jí)發(fā)動(dòng)機(jī)同時(shí)起動(dòng)，助推級(jí)推進(jìn)劑供應(yīng)助推發(fā)動(dòng)機(jī)工作的同時(shí)，通過(guò)交叉輸送管路供應(yīng)芯級(jí)發(fā)動(dòng)機(jī)，芯級(jí)推進(jìn)劑不出流；當(dāng)助推器推進(jìn)劑液位達(dá)到耗盡關(guān)機(jī)值時(shí)，助推發(fā)動(dòng)機(jī)關(guān)機(jī)，芯級(jí)推進(jìn)劑開(kāi)始出流；之后交叉輸送管路斷開(kāi)、助推器分離，芯級(jí)從推進(jìn)劑滿箱狀態(tài)開(kāi)始獨(dú)立工作。

2 系統(tǒng)建模及關(guān)鍵影響因素辨識(shí)

2.1 交叉輸送系統(tǒng)數(shù)學(xué)模型

針對(duì)物理過(guò)程較復(fù)雜的貯箱、輸送管路和發(fā)動(dòng)機(jī)分別建立數(shù)學(xué)模型。其中貯箱分為氣枕部分和液體部分，發(fā)動(dòng)機(jī)模型采用“離心泵+頭腔噴嘴”的組合進(jìn)行等效簡(jiǎn)化。

1)低溫貯箱氣枕溫度分布復(fù)雜，為簡(jiǎn)化模型，忽略低溫貯箱內(nèi)的溫度分層影響，采用零維模型描述。根據(jù)質(zhì)量守恒和能量守恒方程，結(jié)合理想氣體狀態(tài)方程，得出關(guān)于氣枕壓力和溫度變化率的計(jì)算式如下[9-11]：

(1)

式中：V為氣枕體積，ρ為氣枕密度，T為氣枕溫度，p為氣枕壓力，h為氣體焓值，Q為換熱量。

2)貯箱排液過(guò)程的液體體積和液位高度計(jì)算式如下：

(2)

3)液體管路建模一般考慮液體的慣性和黏性，慣性作用在非穩(wěn)態(tài)過(guò)程中表現(xiàn)為管路的水擊或者負(fù)水擊效應(yīng)；黏性作用表現(xiàn)為管路流阻，一般采用給定流量對(duì)應(yīng)的管路壓降來(lái)表征。流體慣性方程由流體動(dòng)量定理推導(dǎo)得出：

d(mcf)=d(ρALcf)=Adp·dτ

(3)

(4)

式中：m為流體質(zhì)量，cf為流體速度，ρ為流體密度，A為管路橫截面積，L為控制體軸向長(zhǎng)度，q為體積流量，p為當(dāng)?shù)貕簭?qiáng)，考慮飛行過(guò)載引起的附加壓差，式(4)修正為：

(5)

式中：nx為飛行過(guò)載，θ為管路軸向與過(guò)載矢量方向的夾角。

流阻產(chǎn)生的管路壓降計(jì)算式為[12]：

(6)

式中：Δp1為管路沿程損失，Δp2為管路局部損失，λ為沿程損失系數(shù)，L為管路長(zhǎng)度，d為管路直徑，ρ為流體密度，cf為流體速度，Re為雷諾數(shù)，ν為運(yùn)動(dòng)黏度，ξi為局部損失系數(shù)。

4)液體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)離心泵內(nèi)液體流動(dòng)非常復(fù)雜，往往利用泵的相似定律，根據(jù)某已知的模型泵的性能來(lái)預(yù)估某一新設(shè)計(jì)泵的性能。泵的相似定律是指根據(jù)幾何相似和運(yùn)動(dòng)相似的條件來(lái)建立相似泵之間的關(guān)系。實(shí)際泵與模型泵的體積流量之比為[13]：

(7)

實(shí)際泵與模型泵的壓頭之比為：

(8)

實(shí)際泵與模型泵的輸入功率之比為：

(9)

式中：qv為體積流量，D為泵的特征直徑，n為泵的轉(zhuǎn)速，H為泵的壓頭，P為泵的輸入功率，η為泵的效率，ρ為泵內(nèi)流體密度，下標(biāo)m代表模型泵。

5)推力室頭部主要由多個(gè)噴嘴組成，經(jīng)過(guò)泵加壓的推進(jìn)劑流至推力室頭腔，經(jīng)過(guò)噴嘴進(jìn)入燃燒室。推進(jìn)劑經(jīng)過(guò)噴嘴的流動(dòng)可以近似認(rèn)為是一維非黏性流動(dòng)，其流動(dòng)過(guò)程可由伯努利方程描述[13]：

(10)

忽略推進(jìn)劑的可壓縮性，認(rèn)為噴嘴中的流體密度不變，并且考慮到一般噴嘴入口速度遠(yuǎn)小于出口速度，因此忽略噴嘴入口速度，可推出流量計(jì)算式為：

(11)

考慮到噴嘴實(shí)際流動(dòng)過(guò)程的能量損失，實(shí)際流量應(yīng)小于理想流動(dòng)計(jì)算出的流量，引入流量系數(shù)對(duì)式(11)進(jìn)行修正：

(12)

2.2 關(guān)鍵影響因素辨識(shí)

泵壓式火箭發(fā)動(dòng)機(jī)正常工作時(shí)消耗的流量基本保持穩(wěn)定。因此交叉輸送系統(tǒng)的核心功能是在各子級(jí)發(fā)動(dòng)機(jī)消耗的總流量基本不變的情況下，實(shí)現(xiàn)推進(jìn)劑在不同子級(jí)間按照一定流量進(jìn)行交叉輸送，為反映交叉輸送的效果，定義“推進(jìn)劑交叉輸送流量”為通過(guò)交叉輸送管路從某一子級(jí)向另一子級(jí)輸送的推進(jìn)劑流量。根據(jù)輸送組件動(dòng)力學(xué)方程(5)推導(dǎo)出交叉輸送流量表達(dá)式:

Qcross=f1(Δpcross,Rcross)

(13)

其中，Qcross為交叉輸送流量，Δpcross為交叉輸送管路兩端壓差，Rcross為交叉輸送管路流阻。根據(jù)推進(jìn)劑輸送系統(tǒng)壓力平衡關(guān)系，可以進(jìn)一步推導(dǎo)出交叉輸送管路兩端壓差Δpcross表達(dá)式：

Δpcross=f2(Δpullage,Rmain,nx)

(14)

其中，Δpullage為參與交叉輸送的兩個(gè)子級(jí)的貯箱氣枕壓力差值，Rmain為參與交叉輸送的子級(jí)的主輸送管路流阻。結(jié)合式(13)和式(14)，得出交叉輸送流量表達(dá)式:

Qcross=f3(Δpullage,Rcross,Rmain,nx)

(15)

根據(jù)式(15)可以判斷，在給定任務(wù)剖面的過(guò)載條件下，影響交叉輸送系統(tǒng)正常工作的因素主要有不同子級(jí)的貯箱氣枕壓力差和推進(jìn)劑輸送管路流阻。

3 關(guān)鍵因素對(duì)系統(tǒng)性能影響分析

為研究貯箱氣枕壓力差和輸送管路流阻兩大關(guān)鍵因素對(duì)系統(tǒng)的影響規(guī)律，采用軟件LMS Imagine.Lab AMESim開(kāi)展仿真分析。該軟件采用模塊化建模與仿真方法，在統(tǒng)一的應(yīng)用環(huán)境中完成仿真系統(tǒng)的構(gòu)建、組件參數(shù)設(shè)置、動(dòng)態(tài)或靜態(tài)特性仿真、結(jié)果分析以及優(yōu)化設(shè)計(jì)等過(guò)程，在航空航天領(lǐng)域得到了廣泛的應(yīng)用[14]。根據(jù)交叉輸送系統(tǒng)原理圖和各組件數(shù)學(xué)模型，搭建交叉輸送系統(tǒng)仿真模型如圖2所示。

圖2 交叉輸送仿真系統(tǒng)示意圖

選取交叉輸送流量、推進(jìn)劑消耗量和發(fā)動(dòng)機(jī)泵入口壓力等關(guān)鍵參數(shù)作為性能評(píng)估指標(biāo)。交叉輸送流量是否達(dá)到預(yù)定值是系統(tǒng)性能的關(guān)鍵指標(biāo)，推進(jìn)劑消耗量由貯箱相對(duì)液位高度表征。

3.1 氣枕壓力差

液體運(yùn)載火箭的推進(jìn)劑貯箱氣枕用于維持貯箱壓力，滿足貯箱結(jié)構(gòu)剛度和發(fā)動(dòng)機(jī)泵入口壓力要求[15-16]。對(duì)于交叉輸送系統(tǒng)，多個(gè)貯箱共同供應(yīng)多臺(tái)發(fā)動(dòng)機(jī)，參與交叉輸送的不同子級(jí)的貯箱氣枕壓力之差將對(duì)推進(jìn)劑的交叉輸送流量以及各位置發(fā)動(dòng)機(jī)泵入口壓力產(chǎn)生影響。

3.1.1助推與芯級(jí)氣枕壓力差

為研究助推與芯級(jí)貯箱氣枕壓差對(duì)系統(tǒng)性能的影響，結(jié)合運(yùn)載火箭飛行任務(wù)剖面典型工況，設(shè)置助推氣枕壓力與芯級(jí)氣枕壓力差值的初始值分別為0 MPa,0.05 MPa,0.1 MPa和0.15 MPa四種工況。為消除其他因素的影響，飛行過(guò)載設(shè)置為恒定狀態(tài)，推進(jìn)劑主管路各部分管徑根據(jù)額定流量計(jì)算得出。

在過(guò)載為1的狀態(tài)下，芯級(jí)貯箱相對(duì)液位高度變化如圖3、初始時(shí)刻放大如圖4所示。

圖3 芯級(jí)貯箱液位變化

圖4 初始時(shí)刻芯級(jí)貯箱液位變化

圖3中曲線表明，芯級(jí)貯箱最終液位受貯箱壓差影響較大，當(dāng)貯箱初始?jí)翰顬?.15 MPa，芯級(jí)推進(jìn)劑液位略有小幅下降，表明該工況下芯級(jí)推進(jìn)劑出流較少；當(dāng)貯箱初始?jí)翰顬?.1 MPa,0.05 MPa和0 MPa時(shí)，芯級(jí)推進(jìn)劑液位均有不同程度下降，且貯箱壓差越小、芯級(jí)推進(jìn)劑液位下降幅度越大，表明芯級(jí)推進(jìn)劑有不同程度的消耗。圖4中曲線表明，貯箱初始?jí)翰顬?.05 MPa,0.1 MPa和0.15 MPa時(shí)，芯級(jí)液位呈現(xiàn)先上升再下降的變化規(guī)律；貯箱初始?jí)翰顬? MPa時(shí)，芯級(jí)液位一直呈現(xiàn)下降趨勢(shì)。當(dāng)存在貯箱初始?jí)翰顣r(shí)，芯級(jí)貯箱在初始時(shí)刻將出現(xiàn)不同程度的“反流”現(xiàn)象，即推進(jìn)劑從底部涌入貯箱。

交叉輸送流量變化如圖5所示。圖中曲線表明，初始時(shí)刻設(shè)置0.15 MPa貯箱壓差可以保證交流輸送流量快速達(dá)到額定值，如果不設(shè)置貯箱初始?jí)翰?，系統(tǒng)起動(dòng)后交叉輸送流量從零開(kāi)始逐漸增大至穩(wěn)定值，在這一過(guò)程中由于交叉輸送流量無(wú)法滿足芯級(jí)發(fā)動(dòng)機(jī)需求，芯級(jí)推進(jìn)劑大量出流，導(dǎo)致交叉輸送效果削弱。

圖5 交叉輸送流量變化

上述分析結(jié)果表明，設(shè)置恰當(dāng)?shù)闹婆c芯級(jí)貯箱氣枕壓力差可以實(shí)現(xiàn)推進(jìn)劑的交叉輸送，并且控制交叉輸送流量達(dá)到預(yù)期值。

然而，交叉輸送系統(tǒng)工作后期，芯級(jí)與助推的液位高度差將在過(guò)載的作用下產(chǎn)生附加靜壓差，該靜壓差將抵消部分氣枕壓差的作用，影響交叉輸送的效果。設(shè)置過(guò)載分別為nx=1,nx=2和nx=3三種狀態(tài)，研究過(guò)載對(duì)氣枕壓差作用的削弱影響。圖6為貯箱初始?jí)翰?.15 MPa、在不同過(guò)載狀態(tài)下的芯級(jí)貯箱液位變化。

圖6 不同過(guò)載狀態(tài)芯級(jí)貯箱液位高度變化

由圖6可知，飛行過(guò)載的存在，削弱了貯箱壓差的作用，使得交叉輸送系統(tǒng)工作后期無(wú)法保持芯級(jí)推進(jìn)劑不出流的額定工況。因此，對(duì)于采用貯箱氣枕壓力差驅(qū)動(dòng)推進(jìn)劑交叉輸送的系統(tǒng)，必須根據(jù)飛行過(guò)載的實(shí)際情況設(shè)置相應(yīng)的貯箱壓差。

3.1.2不同助推間氣枕壓力差

交叉輸送系統(tǒng)的功能之一是應(yīng)對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)故障，當(dāng)某一助推發(fā)動(dòng)機(jī)因故障關(guān)機(jī)時(shí)，為繼續(xù)保持兩助推器內(nèi)推進(jìn)劑同步消耗，需將發(fā)生故障的助推器內(nèi)多余推進(jìn)劑輸送至其他子級(jí)，因此必須增大故障助推器向芯級(jí)的交叉輸送流量、減小正常助推器向芯級(jí)交叉輸送的流量。

研究在助推發(fā)動(dòng)機(jī)故障工況下，不同助推間氣枕壓力對(duì)交叉輸送系統(tǒng)性能的影響，設(shè)置故障模式為：系統(tǒng)正常工作10 s后，助推1的一臺(tái)發(fā)動(dòng)機(jī)關(guān)閉，其余發(fā)動(dòng)機(jī)正常工作，同時(shí)調(diào)整兩助推貯箱氣枕壓力，分析在不同氣枕壓力條件下，兩助推的液位變化情況，評(píng)估交叉輸送系統(tǒng)實(shí)現(xiàn)不同助推模塊間推進(jìn)劑平衡消耗的能力。圖7為設(shè)置氣枕壓差分別為0 MPa，0.02 MPa，0.05 MPa和0.08 MPa共4種工況下的液位變化。

圖7中工況1和工況2在故障發(fā)生后助推1液位逐漸高于助推2，表明助推1關(guān)閉一臺(tái)發(fā)動(dòng)機(jī)后，推進(jìn)劑總流量小于助推2；工況3中兩助推液位始終保持基本一致，表明助推1關(guān)閉一臺(tái)發(fā)動(dòng)機(jī)后，在0.05 MPa的貯箱氣枕壓差作用下，兩助推總流量保持基本一致；工況4中故障發(fā)生后，助推1液位逐漸低于助推2，表明助推1關(guān)閉一臺(tái)發(fā)動(dòng)機(jī)后，在0.08 MPa的貯箱氣枕壓差作用下，助推1的總流量大于助推2。

圖7 不同工況下兩助推液位變化

兩助推液位差在不同氣枕壓差條件下的變化情況如圖8所示。圖中曲線表明：交叉輸送系統(tǒng)正常工作時(shí)，兩助推液位基本一致；當(dāng)助推1關(guān)閉一臺(tái)發(fā)動(dòng)機(jī)后，合理設(shè)置兩助推貯箱壓力差，可以利用壓差作用使兩助推繼續(xù)保持總流量相同，從而維持液位基本一致。如果壓差過(guò)小或者過(guò)大，都可能造成某一助推消耗過(guò)快，從而導(dǎo)致兩助推液位差持續(xù)增大。

圖8 不同工況下兩助推液位差

綜合以上研究結(jié)果，得出氣枕壓力差對(duì)系統(tǒng)性能的影響規(guī)律：

1)正常工況下，助推器與芯級(jí)貯箱氣枕壓力差對(duì)芯級(jí)液位產(chǎn)生明顯影響。氣枕壓差過(guò)大，將造成芯級(jí)推進(jìn)劑“反流”現(xiàn)象；氣枕壓差過(guò)小，芯級(jí)推進(jìn)劑提前消耗，交叉輸送效果被削弱。

2)助推發(fā)動(dòng)機(jī)故障工況下，設(shè)置合適的兩助推貯箱壓差，是實(shí)現(xiàn)兩助推繼續(xù)保持總流量相同、從而維持液位基本一致的有效方法。如果壓差過(guò)小或者過(guò)大，都可能造成某一助推消耗過(guò)快，從而導(dǎo)致兩助推液位差持續(xù)增大，造成全箭質(zhì)心橫移和推進(jìn)劑剩余的問(wèn)題。

3.2 管路流阻

按圖1所示，對(duì)交叉輸送管路系統(tǒng)進(jìn)行劃分。定義“交叉點(diǎn)”為各子級(jí)主管路與交叉輸送管路的連接點(diǎn)，通過(guò)交叉點(diǎn)可以將主管路分為兩部分，交叉點(diǎn)上游的主管路稱為上游主管路、交叉點(diǎn)下游的主管路稱為下游主管路。分別研究交叉輸送管路、上游主管路和下游主管路流阻對(duì)系統(tǒng)性能的影響。

3.2.1交叉輸送管路流阻

通過(guò)改變系統(tǒng)仿真模型中交叉輸送管路上的節(jié)流孔板流通面積比例(實(shí)際流通面積與最大流通面積之比)，設(shè)置4種流阻大小的工況，并且每一種工況中保持兩個(gè)助推交叉輸送管路流阻一致。為消除其他因素的影響，飛行過(guò)載設(shè)置為恒定狀態(tài)，助推與芯級(jí)貯箱氣枕壓差設(shè)置為0.15 MPa。流阻不同工況設(shè)置如表1所示。

表1 交叉輸送管路流阻一致

芯級(jí)發(fā)動(dòng)機(jī)和助推發(fā)動(dòng)機(jī)在不同工況下的泵入口壓力如圖9和圖10所示。圖9中曲線表明：在交叉輸送階段，交叉輸送管路孔板流通面積減小后，芯級(jí)發(fā)動(dòng)機(jī)泵入口壓力隨著減??；在芯級(jí)獨(dú)立工作階段(140 s之后)，芯級(jí)發(fā)動(dòng)機(jī)泵入口壓力基本一致。圖10中曲線表明：在交叉輸送階段，交叉輸送管路孔板流通面積減小后，助推發(fā)動(dòng)機(jī)泵入口壓力基本不變。

圖9 芯級(jí)發(fā)動(dòng)機(jī)泵入口壓力變化

圖10 助推發(fā)動(dòng)機(jī)泵入口壓力變化

分析交叉輸送系統(tǒng)工作過(guò)程，在輸送系統(tǒng)正常、各發(fā)動(dòng)機(jī)保持正常工作的狀態(tài)下，交叉輸送管路流阻增大，將增大交叉輸送管路壓降，造成芯級(jí)發(fā)動(dòng)機(jī)泵入口壓力下降。因此，交叉輸送管路流阻的大小對(duì)芯級(jí)發(fā)動(dòng)機(jī)泵入口壓力產(chǎn)生影響，而對(duì)助推發(fā)動(dòng)機(jī)泵入口壓力基本沒(méi)有影響。

由于交叉輸送管路的存在，在相同的助推箱壓條件下，芯級(jí)發(fā)動(dòng)機(jī)泵入口壓力低于助推發(fā)動(dòng)機(jī)。因此助推箱壓的確定應(yīng)該統(tǒng)籌考慮助推發(fā)動(dòng)機(jī)和芯級(jí)發(fā)動(dòng)機(jī)泵入口壓力條件、重點(diǎn)考慮滿足芯級(jí)發(fā)動(dòng)機(jī)泵入口壓力的最低條件，同時(shí)應(yīng)盡量減小交叉輸送管路流阻，以降低對(duì)助推箱壓的要求。

進(jìn)一步研究?jī)芍平徊孑斔凸苈妨髯璨灰恢碌挠绊?，通過(guò)改變交叉輸送管路上節(jié)流孔板的流通面積，設(shè)置4種不同大小的流阻工況，如表2所示。

表2 交叉輸送管路流阻不一致

不同流阻工況下交叉輸送流量變化和兩助推液位高度差如圖11、圖12所示。

圖11 兩助推交叉輸送流量差值

圖12 兩助推貯箱液位高度差值

圖11中曲線反映兩助推交叉輸送流量差值，其中工況1流量差值最大、工況4流量差值最小(基本為零)。結(jié)果表明：兩助推交叉輸送管路流阻相同時(shí)，交叉輸送流量基本一致；當(dāng)兩助推交叉輸送管路流阻不一致時(shí)，流阻較大的一側(cè)交叉輸送流量減小、流阻較小的一側(cè)交叉輸送流量增大，且流阻相差越大、流量差值越大。

圖12中工況1、工況2和工況3均呈現(xiàn)出隨著時(shí)間推移、兩貯箱液位差值逐漸增大的規(guī)律，且同一時(shí)刻工況1差值最大；工況4兩貯箱液位差值基本為零。這是由圖11中反映的兩助推交叉輸送流量差值產(chǎn)生的結(jié)果，其后果是兩助推消耗量不一致，造成全箭質(zhì)心橫移、助推關(guān)機(jī)時(shí)剩余大量推進(jìn)劑。

3.2.2上游主管路流阻

通過(guò)改變上游主管路上的節(jié)流孔板流通面積比例(實(shí)際流通面積與最大流通面積之比)，設(shè)置4種流阻大小的工況，并且每一種工況中保持兩個(gè)助推上游主管路流阻一致。飛行過(guò)載設(shè)置為恒定狀態(tài)，助推與芯級(jí)貯箱氣枕壓差設(shè)置為0.15 MPa。流阻不同工況設(shè)置如表3所示。

表3 助推上游主管路流阻一致

上游主管路不同流阻工況下的交叉輸送流量如圖13所示，芯級(jí)貯箱液位如圖14所示。

圖13 交叉輸送流量變化

圖14 芯級(jí)貯箱液位高度變化

工況1和工況2交叉輸送流量基本相當(dāng)，工況3和工況4交叉輸送流量明顯減小。工況1芯級(jí)貯箱液位高度基本不變，工況2有小幅下降，工況3和工況4均出現(xiàn)較大幅度下降。表明在工況3和工況4中芯級(jí)推進(jìn)劑出現(xiàn)持續(xù)出流現(xiàn)象，芯級(jí)液位持續(xù)降低，交叉輸送效果被大幅削弱。

因此，上游主管路流阻大小將對(duì)交叉輸送流量產(chǎn)生直接影響，上游主管路流阻越大，交叉輸送流量越小，大量芯級(jí)推進(jìn)劑被提前消耗。

進(jìn)一步研究上游主管路流阻不一致的影響，通過(guò)改變上游主管路節(jié)流孔板的流通面積，設(shè)置4種不一致的流阻工況，如表4所示。

表4 助推上游主管路流阻不一致

不同流阻工況下交叉輸送流量變化和兩助推液位高度差如圖15、圖16所示。

圖15 兩助推交叉輸送流量差值

圖16 兩助推貯箱液位高度差值

圖15中工況4流量差值最大、工況1流量差值最小(基本為零)。結(jié)果表明：兩助推上游主管路流阻相同時(shí)，交叉輸送流量基本一致；當(dāng)兩助推上游主管路流阻不一致時(shí)，流阻較大的一側(cè)交叉輸送流量減小、流阻較小的一側(cè)交叉輸送流量增大，且流阻偏差越大、流量差值越大。

圖16中工況2、工況3和工況4均呈現(xiàn)出隨著時(shí)間推移、兩貯箱液位差值逐漸增大的規(guī)律，且同一時(shí)刻工況4差值最大；工況1兩貯箱液位差值基本為零。這是由圖15中反映的兩助推交叉輸送流量差值產(chǎn)生的結(jié)果，其后果是兩助推消耗量不一致，造成全箭質(zhì)心橫移、助推關(guān)機(jī)時(shí)剩余大量推進(jìn)劑。

3.2.3下游主管路流阻

通過(guò)改變下游主管路上的節(jié)流孔板流通面積比例(實(shí)際流通面積與最大流通面積之比)，設(shè)置4種流阻不同的工況，并且每一種工況中保持兩個(gè)助推下游主管路流阻一致。飛行過(guò)載設(shè)置為恒定狀態(tài)，助推與芯級(jí)貯箱氣枕壓差設(shè)置為0.15 MPa。流阻不同工況設(shè)置如表5所示。

表5 助推下游主管路流阻一致

下游主管路不同流阻工況下的交叉輸送流量如圖17所示，芯級(jí)貯箱液位如圖18所示。圖中曲線表明，下游主管路流阻不同工況下，助推1和助推2交叉輸送流量始終保持一致，并且不隨流阻變化而變化；相應(yīng)的芯級(jí)貯箱液位也不隨流阻變化而變化。因此下游主管路流阻大小不影響交叉輸送系統(tǒng)性能。

圖17 交叉輸送流量變化

圖18 芯級(jí)貯箱液位高度變化

綜合以上研究結(jié)果，得出輸送管路流阻對(duì)系統(tǒng)性能的影響規(guī)律：

1)助推上游主管路流阻對(duì)系統(tǒng)性能影響最大，交叉輸送管路流阻影響次之，助推下游主管路流阻影響最小。因此在設(shè)計(jì)交叉輸送系統(tǒng)時(shí)，應(yīng)該盡量縮短助推上游主管路和交叉輸送管路，使得交叉點(diǎn)靠近貯箱出口；同時(shí)助推器內(nèi)的交叉點(diǎn)的布置應(yīng)靠近芯級(jí)以縮短交叉管路。

2)兩助推的上游主管路和交叉管路流阻狀態(tài)不一致，將導(dǎo)致交叉輸送流量不一致，造成某一助推器推進(jìn)劑剩余問(wèn)題。因此需嚴(yán)格控制不同助推器的管路狀態(tài)，盡量減小偏差。

4 結(jié) 論

交叉輸送系統(tǒng)性能受貯箱壓差和管路流阻共同影響。交叉輸送流量和發(fā)動(dòng)機(jī)泵入口壓力均對(duì)貯箱壓力較為敏感，在過(guò)載變化的實(shí)際飛行中，必須對(duì)箱壓進(jìn)行精確調(diào)節(jié)。

由于助推上游主管路和交叉輸送管路流阻對(duì)系統(tǒng)性能影響較大，因此在設(shè)計(jì)交叉輸送系統(tǒng)時(shí)，應(yīng)該盡量縮短助推上游主管路和交叉輸送管路，使得交叉點(diǎn)靠近貯箱出口；同時(shí)助推器內(nèi)的交叉點(diǎn)的布置應(yīng)靠近芯級(jí)以縮短交叉管路，并盡量減小不同助推的流阻偏差。