差动活塞式热气自增压系统静态特性仿真研究

为了深入理解液体姿轨控发动机差动活塞式热气自增压系统的特点,依据增压系统平衡条件,采用集中参数法构建了系统的静态特性计算模型,研究了系统主要参数对系统状态和增压性能以及对系统自锁压力的影响规律。研究结果表明:系统增压气体流量朝着推进剂贮箱压力变化相反的方向而变化,起到调节和稳定推进剂贮箱压力的作用;燃气发生器毛细管参数的变化主要对系统增压流量造成影响,与长度相比,其内径变化对系统状态参数的影响作用更大;当压力放大比在设计值附近[-7.3%,+9.6%]变化时,系统稳态工作增压气体流量偏差保持在[-5%,0%]内;流量调节器结构参数的微小变动会引起增压气体流量的较大变化。     

低温推进剂贮箱增压系统分布参数数值仿真(Ⅱ)增压系统数值模型与仿真结果

在所建立低温推进剂分布参数贮箱模型的基础上,采用液体火箭发动机试验台气路系统模块化建模与仿真软件,对某试验台液氧贮箱增压系统在发动机点火工作段的增压过程进行了仿真研究.仿真结果与试验结果以及经验公式计算结果获得了很好的一致,表明分布参数贮箱模型相对于集中参数模型更为准确全面地描述了低温贮箱内的流动和热分层现象,并表明有限体积模型体系及所开发的仿真软件具有广泛的适用范围和良好的仿真精度,在管路系统仿真领域具有工程应用价值和数值拓展潜力.      

液体火箭发动机试验台贮箱增压系统数值仿真

在不考虑传热传质的情况下建立了一种简化的贮箱模型, 并采用液体火箭发动机试验台气路系统通用模块化建模与仿真软件对容腔放气过程和某试验台贮箱增压系统在发动机点火工作段的增压过程进行了仿真, 计算结果与分析解和试验结果获得了较好的一致, 验证了软件的有效性和通用性.对两个系统的建模过程表明软件所采用的模块化建模与仿真方法适用于对复杂管网的建模, 在液体火箭发动机系统仿真上具有较好的应用前景.对贮箱增压系统的仿真表明, 合理设计PID控制参数并根据经验预置与额定流量相近的调节阀初始开度, 对于提高增压系统起动过程的平稳性有利.      

低温推进剂双管输送系统循环预冷实验研究

为了抑制火箭发动机中低温推进剂输送管路中产生的间歇泉现象,采用液氮为工质,进行了低温推进剂双管输送循环预冷模拟实验研究。研究了输送管壁不同绝热条件、贮箱增压及气体引射对自然循环预冷过程的影响。通过实验获得了循环管路的循环压差及管路温度分布。结果表明:管壁绝热条件相差越大,循环压差越大;贮箱压力增大,循环压差降低;气体引射的作用不大;双管输送循环预冷系统中的低温流体形成了自然循环,可以有效抑止低温推进剂输送管路中的间歇泉现象产生。     

差动活塞式热气自增压系统方案研究

针对液体姿轨控发动机差动活塞式热气自增压系统,设计了间接比对式、直接比对式和电磁阀控制式等三种方案,分析了系统工作原理,建立了动态仿真模型,进行了动态特性研究,并分析了各方案技术特点。研究结果表明：间接比对式系统起动药量为2.64g,起动时间为0.688s,系统自锁时贮箱压力为7.58MPa（偏离额定值9.86%）;可预包装设计。直接比对式系统起动药量小（2.43g）,起动响应快（0.573s）,推进剂贮箱最大工作压力小（7.09MPa,2.75%）;该方案引入了阀芯杆处热滑动密封及流量调节器气液腔隔离面的热隔离防护需求,热控要求高,技术难度较大;可预包装设计。电磁阀控制式系统起动药量小（2.43g）,起动迅速（0.438s）,推进剂贮箱工作压力稳定;测控的引入有功耗需求,并增大了系统体积和质量,不能进行独立的预包装设计。     

减压器动态仿真的有限体积模型

通过对一维理想气体流动的有限元状态变量模型推导过程的拓展，获得了适用于变体积容腔的气体容积模型，并结合气体管道、气体阀门的有限元状态变量模型，通过对三者的组合运用发展了一种可仿真气体减压器动态工作过程的有限体积模型。采用此模型分别对某逆向卸荷膜片式减压器和某贮箱增压系统所用减压器进行了动态工作过程的仿真，前者仿真结果的稳态值与早期文献的实验数据和仿真结果相一致。表明有限体积模型的稳态精度合乎工程需要；后者的仿真获得了减压器各个腔室状态参数和阀芯开度的响应曲线，表明贮箱增压过程可以分为启动段、稳定段两个阶段，同时表明在理想气体绝热流动的假设下节流前后温度基本不变。数学模型和建模方法显示出良好的有效性和通用性。     

军用小涵道比涡扇发动机最大状态控制计划鲁棒性分析

军用小涵道比涡扇发动机在部件性能退化情况下推力保持稳定可有效保证战斗机的作战性能，合理的控制计划有助于实现这一目标。本文进行推力计算公式推导，从理论上分析对比了在部件性能退化情况下，几种经典最大状态控制计划发动机推力性能的变化。理论分析表明，相较于被控量为高压转子转速和涡轮落压比（或低压转子转速）的最大状态控制计划，控制发动机流量和增压比的最大状态控制计划在发动机退化情况下，能够更好地保持推力。仿真结果表明，在不同部件性能退化情况下，控制发动机流量和增压比的最大状态控制计划推力变化最大幅度仅为-2.04%，而被控量为高压转子转速和涡轮落压比（或低压转子转速）的最大状态控制计划推力变化最大幅度高达6.9%。相较而言，控制发动机流量和增压比的最大状态控制计划可有效保证发动机性能稳定，具有更强的鲁棒性。     

节流制冷对低温贮箱主流液体控温影响分析

为研究低温流体节流特性及冷量引入对贮箱主流体控温影响，首先对低温流体节流干度和体积含气率进行了分析，结果表明质量占比较小的气相占据了大部分空间体积，对流动速率及换热产生较大影响；建立了节流制冷性能测试平台，采用液氮工质开展了节流前压力为0.3~0.37 MPa工况下的减压降温试验，节流前后降温达到了11.3~14.2 K；在集成节流阀孔的热力学排气系统（TVS）系统中，通过节流制冷使贮箱流体产生了平均6.5 K的温降，将贮箱压力控制在150~160 kPa范围；冷量的引入使主流区液体温度持续波浪式降低，气液界面热分层处的降温效果更加明显。      

前置涡轮组合脉冲爆震发动机性能分析

为解决纯脉冲爆震发动机地面启动问题,并提升其低马赫数下的性能优势,提出了一种利用外涵中爆震室头部压力驱动内涵中涡轮转动部件的前置涡轮组合脉冲爆震发动机,建立了相应的性能分析方法,并对其部件特性及整机性能进行了计算研究。结果表明,近似稳态的涡轮总温总压进口条件可以在该组合发动机中实现,同时随着爆震室头部侧向开孔面积与爆震室面积之比(即驱动面积比)增大,流入发动机内涵驱动涡轮的气体流量增大,而涡轮前总温、总压及涡轮落压比减小,组合发动机整机推进性能增大;通过改变驱动面积比的大小,可以获得不同的压气机增压比以适于不同的飞行马赫数,进而实现发动机宽广的工作范围。     

低温液氮贮箱增压及排气流量控制方法

在对以液氮为工质的低温贮箱进行热分析的基础上推导了增压速率计算模型,并通过两种增压工况进行了验证。主要开展了直排模式、排气模式及并行模式下的气枕压力及蒸气排气流量的对比实验,通过后两者模式下的蒸气排放质量与直接排放相比,分析了压力控制带内单循环各个模式下热力排气系统（TVS）的效能,结果表明:采用低温蒸气节流的并行模式在蒸气排放质量和气枕降压速率上具有优于其他模式的明显优势,气相并行模式比直排模式质量减少97%。      

一种小型全流量补燃循环火箭发动机实验装置

介绍一种新的液体火箭发动机动力循环型式—全流量补燃循环的概念及其相对于其它动力循环的优点。为研究这一先进的循环系统,设计了一套小型全流量补燃循环氢/氧火箭发动机实验装置。结合该装置的系统方案,对其进行一维管路计算;通过对2个预燃室进行热力计算,确定了其燃烧温度和预燃气体的热物理性质;在燃烧室压强和混合比大范围变化的情况下,对氢氧推进剂的比冲特性进行探讨,以此确定燃烧室压强为4.0MPa,推进剂余氧系数为0.75。最后估算出该实验装置所能产生的推力为4018.77N。      

微重力条件下卫星贮箱中的推进剂管理问题

微重力条件下贮箱中液体管理的主要问题是控制液体推进剂在箱中的位置,保证向发动机输送不含气泡的推进剂.对用于自旋稳定卫星的梨形贮箱,在透明的有机玻璃缩比模型中用去离子水作试验介质进行落塔试验.在弹星分离以后,卫星自旋以前通过落塔试验确定气液界面的形状,排出液体时夹气现象和发生夹气时剩余液体的体积,试验为贮箱设计提供可靠的依据.在长寿命的卫星上将采用一种大型表面张力贮箱,在微重力条件下将要进行相关的液体流动特性试验,如气液界面的平衡位置,挤出效率,液体流动的阻力损失,流体的晃动等,验证设计的合理性.     

液体火箭发动机喷注器等流量喷孔流道的设计及验证

从横截面为矩形的管内分支流动的水动力学分析出发，结合层板式喷注器通道的特征，推导出等静压喷孔流道满足的常微方程。针层对流和滴不同的流态沿程摩擦阻力系数的不同，方程无量纲化后，分别计算了等静压喷孔的流道构型，并讨论了几何结构参数对设置等静压降喷孔影响。     

民用飞机惰化系统架构权衡研究

基于单舱惰化冲洗模型理论,采用 Matlab 语言,针对民用飞机惰化系统设计开发出系统架构权衡分析工具,该工具后台程序除集成气源压力接口数据库、飞行参数自动生成模型和 ASM 真值表外,还包含根据落地燃油箱氧气浓度对下降阶段大流量模式下 NEA 最小流量的寻优算法,通过运用该工具,对全燃油箱惰化民机的惰化系统引气增压子系统形式、NEA 流量、 燃油箱通气形式、燃油箱极限氧气浓度对 ASM 数量和引气质量流量的影响进行定量研究,全面比较开式通气架构与闭式通气架构下惰化系统的性能特征,为飞机惰化系统架构设计提供一种工程方法参考。     

低温推进剂贮箱压力变化的CFD仿真

为预示低温推进剂贮箱在地面停放阶段的压力变化并研究贮箱内物理过程的相互作用关系,建立了包含液体推进剂和混合气体两相的二维轴对称volume of fluid(VOF)计算流体力学(CFD)模型,并引入了基于热力学平衡假设的推进剂相变模型.对实验液氢贮箱进行仿真得到的压力上升速率与实验结果相差9.1%.通过对地面加压停放阶段下的液氢和液氧贮箱的仿真发现:造成液氢贮箱压力上升的主要因素是壁面漏热对气枕的加热作用,而液氢蒸发影响更小,液氧贮箱在加压停放阶段初期明显受到液氧相变的影响.两个贮箱中液面附近的对流运动在不同的气液传热过程作用下有不同的变化趋势,对流运动会影响推进剂的相变进而影响贮箱的压力变化.      

基于遗传算法的并联贮箱平衡排放调节方法研究

为了解决双组元推进系统的并联贮箱推进剂消耗不平衡问题,根据气路系统的压力输出特点,提出了一种基于遗传算法的平衡排放主动调节方法。引入多方方程,建立了调节模型,首先使用先进多目标遗传算法NSGA-Ⅱ进行了修正参数的优化选取,然后通过参数优化后的调节模型对预调节参数进行了求解。仿真计算结果与试验数据的对比分析表明,调节前后的压力及调节量等参数的相对误差在千分之五之内,该并联贮箱平衡排放调节计算方法正确、有效。最后,通过算例,分析了贮箱压力及气体容积对平衡排放控制能力的影响,计算表明,推进剂的消耗有益于提高单次平衡排放调节幅度,调节时间主要与调节量及贮箱压差相关。     

低温推进剂贮箱增压系统分布参数数值仿真(Ⅰ)贮箱的有限体积模型

从准一维可压缩瞬变管流的有限体积模型出发,通过数值拓展和集成建立了一种考虑流体与箱壁传热的低温推进剂贮箱分布参数模型.流场采用一维交错网格的有限体积模型,可考虑变物性、轴向热传导、重力场、壁面传热影响;壁面温度场采用圆柱坐标系下的轴对称二维有限体积模型,可处理对流换热和辐射换热两种边界情况,可处理具有包覆层或真空夹层结构的变物性管壁传热.模型全面考虑了贮箱内的分布参数效应,适用于贮箱增压计算领域.      

Transient simulation of a differential piston warm gas self-pressurization system for liquid attitude and divert propulsion system

In order to obtain the dynamic characteristics of a differential piston warm gas selfpressurization system for liquid attitude and divert propulsion system, a transient model is developed using the modular modeling method. The system includes the solid start cartridge,pressure-amplified tank with liquid monopropellant, liquid regulator, gas generator, and pipes.The one-dimensional finite-element state-variable model is applied to the pipes and the lumped parameter method is adopted for the other modules. The variations of the system operation parameters over time during the startup, steady-state, and pulsing operational processes are obtained from the transient model, and the characteristics of starting time changing with different system parameters are also analyzed. It is shown that the system startup process can be divided into three distinct processes. The starting time monotonically changes with variations of the liquid regulator parameters, first decreasing and then increasing with the mass change of the solid propellant charge of the start cartridge, initial gas cavity volume of the pressure amplified tank and initial gas cushion of the propellant tank. The starting time can be reduced to less than 1.0 s(0.68–0.75 s for the current system). For meeting the deviation requirements of ±10% of the steady-state propellant tank pressure, the positive deviation requirement is assured by the self-locking pressure and the negative deviation can be assured within an allowable maximum propellant tank volume flowrate(1.6 times the design value for the proposed system) for downstream thrusters for a designed system. The results from the simulation are useful as a guide for further system design and testing.