大推力氫氧發(fā)動(dòng)機(jī)故障仿真與試驗(yàn)研究

張 箭，鞏巖博，劉忠恕，王維彬

（北京航天動(dòng)力研究所，北京 100076）

引 言

液體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)故障仿真，是通過(guò)在描述發(fā)動(dòng)機(jī)動(dòng)態(tài)過(guò)程的常微分方程組中，嵌入描述發(fā)動(dòng)機(jī)故障的特性方程或改變發(fā)動(dòng)機(jī)邊界條件，然后進(jìn)行數(shù)值求解來(lái)實(shí)現(xiàn)的。在建立了描述發(fā)動(dòng)機(jī)動(dòng)力學(xué)系統(tǒng)的精確數(shù)學(xué)模型后，故障仿真可以對(duì)在故障狀態(tài)下的發(fā)動(dòng)機(jī)工作參數(shù)的變化過(guò)程進(jìn)行準(zhǔn)確和細(xì)致的描述，從而可以比較全面地了解在故障狀態(tài)下的發(fā)動(dòng)機(jī)系統(tǒng)動(dòng)力學(xué)行為[1]。

20世紀(jì)70年代，美國(guó)針對(duì)航天飛機(jī)主發(fā)動(dòng)機(jī)開(kāi)展了故障診斷與健康監(jiān)控的相關(guān)研究，隨后，美國(guó)和歐洲針對(duì)液體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)故障過(guò)程的動(dòng)態(tài)特性開(kāi)展了大量的仿真研究[2]。國(guó)內(nèi)則以國(guó)防科技大學(xué)為代表[3]，主要對(duì)常規(guī)推進(jìn)劑發(fā)動(dòng)機(jī)、液氧煤油發(fā)動(dòng)機(jī)[4]和空間推進(jìn)系統(tǒng)[5]開(kāi)展了故障過(guò)程的動(dòng)態(tài)特性建模與仿真研究，但對(duì)氫氧發(fā)動(dòng)機(jī)故障過(guò)程的研究則較為缺乏。

為了實(shí)現(xiàn)新一代運(yùn)載火箭芯一級(jí)氫氧發(fā)動(dòng)機(jī)的故障檢測(cè)與定位，基于AMESim仿真軟件平臺(tái)，自主編寫(xiě)開(kāi)發(fā)了液體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)動(dòng)態(tài)仿真模型庫(kù)，在合理簡(jiǎn)化系統(tǒng)的基礎(chǔ)上，構(gòu)建了50 t級(jí)大推力氫氧發(fā)動(dòng)機(jī)動(dòng)態(tài)仿真模型。針對(duì)該型發(fā)動(dòng)機(jī)某次試驗(yàn)故障，本文開(kāi)展了多種故障模式的注入與動(dòng)態(tài)仿真，對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)故障點(diǎn)附近的動(dòng)態(tài)特性進(jìn)行了分析，與試驗(yàn)實(shí)測(cè)參數(shù)曲線進(jìn)行詳細(xì)對(duì)比，提出了可能的故障模式，為大推力氫氧發(fā)動(dòng)機(jī)故障的準(zhǔn)確定位提供了參考。

1 發(fā)動(dòng)機(jī)組件動(dòng)力學(xué)模型

1.1 管路流體動(dòng)力學(xué)模型

近似認(rèn)為推進(jìn)劑在管路內(nèi)溫度恒定，其密度、黏性等物性參數(shù)均只與壓力相關(guān)，由此可將一維可壓縮流分段有限元模型進(jìn)行簡(jiǎn)化[6]。

設(shè)管道分段數(shù)為n，則對(duì)于狀態(tài)變量控制單元，采用容性方程形式

對(duì)于速度變量控制單元

1.2 渦輪泵組件動(dòng)力學(xué)模型

1.2.1 離心泵動(dòng)力學(xué)模型

如圖1所示，將泵入口端面和誘導(dǎo)輪入口端面之間的體積視為集中體積，該體積應(yīng)包括入口容積以及誘導(dǎo)輪、葉輪、擴(kuò)散器的過(guò)流容積。

圖1 離心泵有限元格式Fig. 1 Finite element scheme of centrifugal pump

1）泵入口處壓力方程

泵入口單元壓力方程可由集中體積的流容方程計(jì)算[6]

3）泵出口參數(shù)計(jì)算

離心泵出口壓力為

1.2.2 渦輪動(dòng)力學(xué)模型

將渦輪考慮為一個(gè)C-R-C模型，即等效為一個(gè)集中體積–阻力–集中體積的組合元件[6-7]。

1）渦輪工質(zhì)流動(dòng)的動(dòng)力學(xué)方程

如圖2所示，為渦輪等效元件的示意圖。對(duì)于兩端的集中容積，根據(jù)質(zhì)量守恒和能量守恒定律，不難得到

圖2 渦輪有限元格式Fig. 2 Finite element scheme for turbine

1.3 燃燒裝置動(dòng)力學(xué)模型

發(fā)動(dòng)機(jī)系統(tǒng)中燃?xì)獍l(fā)生器、推力室均為熱力組件。對(duì)于燃?xì)獍l(fā)生器及推力室的燃燒區(qū)，建立其數(shù)學(xué)模型時(shí)作如下假設(shè)：①忽略燃燒時(shí)滯；②燃燒過(guò)程是絕熱的；③燃燒生成燃?xì)獾臏囟?、組分濃度等在燃燒區(qū)內(nèi)瞬時(shí)均勻一致；④燃?xì)鉃槔硐霘怏w；⑤忽略燃燒區(qū)內(nèi)液相推進(jìn)劑所占體積[6-8]。

根據(jù)以上假設(shè)以及質(zhì)量、能量守恒方程、燃?xì)鉅顟B(tài)方程可得到燃燒區(qū)狀態(tài)方程如下

1.4 節(jié)流元件模型

閥門(mén)、節(jié)流孔板等節(jié)流元件，可用統(tǒng)一的壓力–流量特性方程描述

2 仿真模型的構(gòu)建與驗(yàn)證

2.1 仿真模型構(gòu)建

大推力氫氧發(fā)動(dòng)機(jī)系統(tǒng)方案如圖3所示，搭建的發(fā)動(dòng)機(jī)故障模式動(dòng)態(tài)特性仿真模型，如圖4所示。液氫與液氧經(jīng)離心泵增壓后，大部分進(jìn)入燃燒室進(jìn)行燃燒，然后通過(guò)噴管排出產(chǎn)生推力，小部分進(jìn)入燃?xì)獍l(fā)生器，燃燒產(chǎn)生的燃?xì)怛?qū)動(dòng)渦輪，分別帶動(dòng)氫泵和氧泵做功，然后直接排向大氣[8]。在仿真模型中，使用與發(fā)動(dòng)機(jī)實(shí)際噴管喉部面積相同的音速噴嘴模擬噴管的流量特性，同時(shí)為了提高計(jì)算效率，對(duì)系統(tǒng)模型中不影響故障仿真正確性的因素進(jìn)行簡(jiǎn)化，忽略推力室冷卻通道的換熱，并用節(jié)流元件模擬冷卻通道壓降，這是由于推力室燃燒模型采用絕熱模型，因此再生冷卻模型中的夾套傳熱過(guò)程并不影響燃燒結(jié)果計(jì)算的準(zhǔn)確性；另一方面將推進(jìn)劑視為溫度不變的弱可壓流體[9-12]。

圖3 大推力氫氧發(fā)動(dòng)機(jī)系統(tǒng)示意Fig. 3 Schematic diagram of high-thrust LOX/LH2 engine system

圖4 大推力氫氧發(fā)動(dòng)機(jī)故障模式動(dòng)態(tài)特性仿真模型Fig. 4 Simulation model of fault mode dynamic characteristics of the high-thrust LOX/LH2 engine

2.2 仿真模型驗(yàn)證

為驗(yàn)證上述系統(tǒng)仿真模型的準(zhǔn)確性，對(duì)該型大推力氫氧發(fā)動(dòng)機(jī)地面試車(chē)的起動(dòng)與關(guān)機(jī)過(guò)程進(jìn)行了動(dòng)態(tài)特性仿真，仿真結(jié)果與試車(chē)實(shí)測(cè)參數(shù)的對(duì)比如圖5所示。

圖5 大推力氫氧發(fā)動(dòng)機(jī)某次試車(chē)仿真與實(shí)測(cè)曲線對(duì)比Fig. 5 Comparison between simulation results and measured data of a test run of the high-thrust LOX/LH2 engine

通過(guò)對(duì)比可以看出，本文搭建的發(fā)動(dòng)機(jī)系統(tǒng)動(dòng)態(tài)特性仿真模型能夠較為準(zhǔn)確地反映發(fā)動(dòng)機(jī)起動(dòng)、關(guān)機(jī)過(guò)程中的參數(shù)變化趨勢(shì)，推力室壓力曲線與試車(chē)基本符合實(shí)際試車(chē)情況。由于建模過(guò)程中對(duì)各組件數(shù)學(xué)模型進(jìn)行了不同程度的簡(jiǎn)化，因此仿真結(jié)果與試車(chē)實(shí)測(cè)參數(shù)存在一定的穩(wěn)態(tài)誤差，但是動(dòng)態(tài)趨勢(shì)的一致性較好。由此驗(yàn)證了上述發(fā)動(dòng)機(jī)動(dòng)態(tài)特性仿真模型的準(zhǔn)確性。

3 故障模式仿真分析

采用前述仿真模型，對(duì)大推力氫氧發(fā)動(dòng)機(jī)某試驗(yàn)故障多種可能的故障模式[13-18]進(jìn)行了動(dòng)態(tài)特性仿真分析，并與故障實(shí)測(cè)參數(shù)進(jìn)行了詳細(xì)對(duì)比。下面給出了幾種典型故障模式的仿真結(jié)果分析及實(shí)測(cè)參數(shù)對(duì)比。

3.1 發(fā)生器氧閥異常關(guān)閉

仿真時(shí)設(shè)置發(fā)生器氧閥異常關(guān)閉故障，閥門(mén)按線性關(guān)閉，響應(yīng)時(shí)間50 ms，仿真得到的結(jié)果與故障實(shí)測(cè)參數(shù)對(duì)比如圖6所示。

圖6 發(fā)生器氧閥異常關(guān)閉故障仿真與實(shí)測(cè)曲線對(duì)比Fig. 6 Comparison between simulation results and measured data of abnormal closing of generator oxygen valve

從故障仿真結(jié)果看，如發(fā)生器氧閥異常關(guān)閉，則發(fā)動(dòng)機(jī)各參數(shù)下降趨勢(shì)與正常關(guān)機(jī)類(lèi)似，由于燃?xì)獍l(fā)生器的氧化劑供應(yīng)被切斷，其壓力首先迅速下降，但因渦輪泵轉(zhuǎn)子有慣性，因此推力室壓力、泵后壓力下降相對(duì)較為平緩，氫、氧渦輪泵轉(zhuǎn)速下降速率也與之相似，這與故障實(shí)測(cè)參數(shù)迅速下降的現(xiàn)象差異明顯。

3.2 氧渦輪排氣管路阻塞

仿真時(shí)設(shè)置氧渦輪排氣流路流通面積減小，相對(duì)流通面積在50 ms內(nèi)按線性方式減小95%。變化曲線如圖7所示。

圖7 氧渦輪排氣管相對(duì)流通面積變化Fig. 7 Change of relative flow area of oxygen turbine exhaust pipe

得到的仿真結(jié)果與實(shí)測(cè)參數(shù)曲線對(duì)比如圖8。該故障模式下，仿真得到的發(fā)生器壓力、推力室壓力、氫/氧泵后壓力及轉(zhuǎn)速曲線均出現(xiàn)快速下降，趨勢(shì)與實(shí)測(cè)參數(shù)基本一致，但氫泵轉(zhuǎn)速下降曲線與實(shí)測(cè)參數(shù)曲線之間存在一定的差異，這可能是由于仿真模型與在非正常關(guān)機(jī)過(guò)程中劇烈變化的液氫的實(shí)際物性參數(shù)之間的差異造成的。

圖8 氧渦輪排氣管?chē)娮觳糠侄氯收戏抡媾c故障實(shí)測(cè)對(duì)比Fig. 8 Comparison between simulation results and measured data of partial nozzle blockage in exhaust pipe of oxygen turbine

3.3 燃?xì)鈬娮於氯?/h3>

仿真時(shí)設(shè)置燃?xì)鈬娮於氯Ｊ?，?duì)主燃?xì)鈬娮於氯那闆r進(jìn)行了模擬仿真。仿真時(shí)假設(shè)主燃?xì)鈬娮炝魍娣e在50 ms內(nèi)線性減小至0，仿真結(jié)果與實(shí)測(cè)參數(shù)曲線對(duì)比如圖9所示。

圖9 主燃?xì)鈬娮於氯收戏抡媾c故障實(shí)測(cè)對(duì)比Fig. 9 Comparison between simulation results and measured data of main gas nozzle clogging

仿真結(jié)果表明，如果燃?xì)鈬娮於氯?，燃?xì)獍l(fā)生器首先出現(xiàn)一壓力峰，隨后該壓力再迅速下降，氫渦輪泵轉(zhuǎn)速也會(huì)有先上升、再迅速下降的趨勢(shì)。這主要是由于燃?xì)獍l(fā)生器及燃?xì)鈬娮烨啊錅u輪前的燃?xì)夤苈窐?gòu)成了一個(gè)大的氣體容腔，集中容積的特性較顯著，燃?xì)鈬娮於氯钕确磻?yīng)的即是上游的燃?xì)獍l(fā)生器壓力及氫渦輪入口壓力（均出現(xiàn)壓力峰），該壓力峰未能傳播至燃?xì)鈬娮煜掠蔚难鯗u輪入口。發(fā)動(dòng)機(jī)其它參數(shù)變化相對(duì)滯后。

3.4 燃?xì)獍l(fā)生器熄火

仿真時(shí)設(shè)置燃?xì)獍l(fā)生器突然熄火，轉(zhuǎn)為氣氫膨脹做功狀態(tài)，假設(shè)氣氫溫度為300 K。仿真結(jié)果與實(shí)測(cè)參數(shù)的對(duì)比情況如圖10所示。

圖10 燃?xì)獍l(fā)生器熄火故障仿真與故障實(shí)測(cè)對(duì)比Fig. 10 Comparison between simulation results and measured data of gas generator flameout

仿真結(jié)果顯示，燃?xì)獍l(fā)生器熄火時(shí)，發(fā)生器壓力迅速下降，比故障實(shí)測(cè)燃?xì)獍l(fā)生器壓力下降速率更快，但與此同時(shí)，受到氫氧渦輪泵慣性的影響，推力室壓力、泵后壓力以及氫氧渦輪泵轉(zhuǎn)速的下降速度相對(duì)較緩，與故障實(shí)測(cè)曲線有明顯的差別。

3.5 氧渦輪泵轉(zhuǎn)子卡滯

仿真時(shí)，待發(fā)動(dòng)機(jī)工況穩(wěn)定后，在氧渦輪泵轉(zhuǎn)子上增加一個(gè)與泵扭矩方向相同的附加扭矩，大小為1 000，得到的仿真結(jié)果如圖11所示。

圖11 氧渦輪泵轉(zhuǎn)子卡滯故障仿真與故障實(shí)測(cè)對(duì)比Fig. 11 Comparison between simulation results and fault measurement data of oxygen turbine pump rotor sticking

3.6 小 結(jié)

通過(guò)仿真計(jì)算結(jié)果與實(shí)測(cè)參數(shù)的對(duì)比，發(fā)現(xiàn)在不同的故障模式中，氧渦輪排氣管路阻塞的故障模式與發(fā)動(dòng)機(jī)故障實(shí)測(cè)參數(shù)下降情況符合得最好。

4 仿真結(jié)果驗(yàn)證

通過(guò)實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)分析、歷史故障數(shù)據(jù)分析，結(jié)合前述故障模式仿真結(jié)果，初步確定導(dǎo)致發(fā)動(dòng)機(jī)故障的最大可能原因是氧渦輪排氣管路阻塞故障模式，為此開(kāi)展了驗(yàn)證試驗(yàn)。

為模擬氧渦輪出口排氣管阻塞，對(duì)大推力氫氧發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)行了局部改造，在排氣管路并聯(lián)安裝兩個(gè)常開(kāi)電爆閥。模擬氧渦輪出口阻塞故障時(shí)，兩路電爆閥同時(shí)關(guān)閉，其中一路全關(guān)，另一路保留部分面積，最終預(yù)計(jì)閥門(mén)關(guān)閉后的當(dāng)量面積與3.3節(jié)中仿真所用的管路堵塞95%一致。

通過(guò)熱試驗(yàn)得到了氧渦輪出口排氣管阻塞時(shí)，發(fā)動(dòng)機(jī)整體參數(shù)的變化情況。結(jié)果表明，故障注入后（電爆閥起爆），氧泵后壓力變化速率最大，整體參數(shù)變化趨勢(shì)與故障實(shí)測(cè)及仿真結(jié)果相似，但下降速率仍略小于實(shí)測(cè)結(jié)果，主要是由于氧渦輪輸出功率下降速率較慢所致，可導(dǎo)致該現(xiàn)象的因素包括電爆閥關(guān)閉后氧渦輪壓比偏差、低壓比下渦輪效率偏差等。故障模式驗(yàn)證試驗(yàn)與故障實(shí)測(cè)、仿真結(jié)果的對(duì)比如圖12所示。

從圖12可以看出，在氧渦輪出口阻塞故障模式下，發(fā)動(dòng)機(jī)主要參數(shù)的動(dòng)態(tài)變化趨勢(shì)與故障實(shí)測(cè)參數(shù)及仿真計(jì)算結(jié)果基本一致，初步驗(yàn)證了故障仿真結(jié)果及故障定位的可信度。

圖12 故障模式驗(yàn)證試驗(yàn)與故障實(shí)測(cè)、仿真結(jié)果的對(duì)比Fig. 12 Comparison between fault mode verification test with fault measurement and simulation results

根據(jù)仿真與試驗(yàn)結(jié)果，分析故障可能的發(fā)展過(guò)程為氧渦輪排氣管路在復(fù)雜力熱環(huán)境下局部結(jié)構(gòu)出現(xiàn)異常，造成氧渦輪排氣阻塞，導(dǎo)致氧渦輪后壓力升高，渦輪壓比減小，氧渦輪失去做功能力；隨后發(fā)動(dòng)機(jī)失去氧化劑供應(yīng)，燃?xì)獍l(fā)生器與推力室相繼熄火，發(fā)動(dòng)機(jī)主要參數(shù)快速下降，發(fā)動(dòng)機(jī)失去推力。

5 結(jié) 論

本文建立了液體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)各組件的動(dòng)態(tài)特性數(shù)學(xué)模型，在此基礎(chǔ)上構(gòu)建了大推力氫氧發(fā)動(dòng)機(jī)系統(tǒng)動(dòng)態(tài)特性仿真模型；將該模型仿真獲得的結(jié)果與地面試車(chē)實(shí)測(cè)參數(shù)進(jìn)行對(duì)比，驗(yàn)證了仿真模型的準(zhǔn)確性。

針對(duì)大推力氫氧發(fā)動(dòng)機(jī)某次試驗(yàn)故障，采用該仿真模型對(duì)多種可能的故障模式開(kāi)展仿真計(jì)算，獲取了不同故障模式下發(fā)動(dòng)機(jī)參數(shù)的變化規(guī)律，通過(guò)對(duì)比分析，認(rèn)為可能性較大的故障模式為氧渦輪排氣管路阻塞，隨后針對(duì)該故障模式開(kāi)展驗(yàn)證試驗(yàn)，結(jié)果吻合良好，證明通過(guò)模型仿真實(shí)現(xiàn)了故障的準(zhǔn)確定位。

綜上，本文建立的動(dòng)態(tài)仿真模型可以實(shí)現(xiàn)大推力氫氧發(fā)動(dòng)機(jī)的故障識(shí)別與準(zhǔn)確定位，在此基礎(chǔ)上，利用故障樹(shù)形成完整的故障注入模型陣列，通過(guò)仿真計(jì)算建立完整的故障參數(shù)特征庫(kù)，就能夠通過(guò)發(fā)動(dòng)機(jī)實(shí)時(shí)工作參數(shù)與故障參數(shù)特征庫(kù)的對(duì)比，實(shí)現(xiàn)發(fā)動(dòng)機(jī)故障的實(shí)時(shí)監(jiān)測(cè)與準(zhǔn)確定位，提升發(fā)動(dòng)機(jī)的工作可靠性。