变轨发动机组辐射传热地面模拟试验

采用电加热器和水冷真空舱近似模拟发动机内外的高温燃气和低温真空环境，以敷辐射涂层的不锈钢代替铌合金，在地面进行了飞船变轨发动机组缩比试验件的高温辐射模拟试验。结果表明：中部温度为900℃，喷口温度为250℃的试验工况下，四机并联工作引起的最大周向温差在中亿部和喷口分别约为21℃和150℃，两机工况时周向温度不均匀性不及四机严重，喉部温差基本可忽略。     

空间站核心舱俯仰机组热设计及在轨验证

为验证核心舱俯仰机组热控设计能满足空间站任务期间任何工况对机组温度的要求,运用I-DEAS/TMG软件,通过仿真分析确定了核心舱俯仰机组所需的加热功率及被动热控措施,预示了极端高温工况下的最高温度。在轨飞行情况表明：（1）俯仰机组飞行温度验证了理论计算的正确性,二者之间的偏差约3.2%,为后续在轨任务的圆满完成提供了保障。（2）喷管受太阳照射面积越大,头部及电磁阀温度越高。在太阳角为60°时,喷管受照面积最大。（3）低温工况下,有推进剂流道的机组头部和电磁阀温度高于8℃,满足高于0℃的指标要求。（4）惯性飞行姿态对俯仰机组而言,属于高温工况。跟以往飞船系列俯仰机组的被动热控设计不同,核心舱俯仰机组被动热控设计保证了电磁阀温度低于40℃,为电磁阀在合适的温度范围内可靠工作提供了保障。     

带侵蚀效应的三维双燃速装药固体火箭发动机点火过程

针对三维双燃速装药固体火箭发动机,采用商用CFD计算软件的用户自定义方程对点火瞬态过程中的侵蚀燃速、燃面温度、质量源项、动量源项、能量源项及点火器入口等进行了二次开发,并进行了考虑侵蚀效应的点火瞬态过程流场仿真计算,与地面点火试验内弹道数据进行了对比分析。结果表明:点火初期发动机头部的气流流动十分复杂,且头部压强随时间变化十分剧烈;堵盖打开会造成头部升压梯度振荡,并产生负升压梯度;仿真与试验结果符合较好,说明采用一维非定常固相传热方程计算三维燃面温度可以满足当前工程要求,计算方法正确有效。      

大推力氢氧发动机瞬态特性研究

以大推力氢氧火箭发动机为研究对象，对其瞬态特性进行了研究。根据模块化的建模和仿真思想，建立了发动机各组件的动态数学模型，开发了发动机系统各组件的仿真模块，开展了发动机动态特性仿真分析与起动时序试验研究。仿真结果表明，推力室氧阀采用25%初级与100%全开的双开度形式，氧涡轮侧设置10%分流流量的燃气分流阀，燃气发生器在火药启动器工作至70%~80%时间段点火的系统优化配置方案，有利于控制发动机点火起动混合比，提高起动可靠性。通过添加故障因子，当涡轮效率由于故障从0.29降至0.19时，发动机工况降至故障前的78%工况，当效率降至0.06时，发动机工况降至故障前20%工况，发动机故障仿真结果与地面试验故障结果吻合较好，有利于故障分析定位。     

30cm离子推力器在轨环境下的工作点及热控措施研究

栅极间距变化是影响离子推力器在轨环境下从冷态条件正常点火启动的重要因素,同时也决定了离子推力器的在轨工作时机和热控实施策略。本文采用有限元仿真与地面热平衡试验验证相结合的方法,建立起30cm离子推力器有限元分析模型并进行了模型校验,之后对离子推力器在轨受太阳光照影响的栅极温度场分布和间距变化,以及推力器在5kW工况下的三个典型温度点所对应的栅极间距变化进行了仿真分析,最后考虑了主动热控干预对推力器最恶劣工作点的栅极间距变化影响。结果显示：纯太阳光照影响下的栅极组件存在周期性温度变化,栅极最大温差可达到100℃,栅间距缩小量在0.06mm~0.16mm范围内波动;在太阳光照基础上实施60W的主动热控后,栅极最大温差降低至60℃,栅间距缩小量波动范围则变为0~0.03mm;栅极最高温度点和最低温度点分别是推力器冷态启动最容易和最困难的两个工作时机点,两点所对应的启动后屏栅和加速栅最小间距分别为0.22mm和0.04mm;在10W、70W和120W的热控加热功率下,从最低温度点启动后的屏栅和加速栅最小间距分别为0.06mm、0.20mm和0.29mm;采取主动热控措施能够有效降低推力器工作过程中的栅极热形变位移峰值,且加热功率为120W即温控点温度为50℃的主动热控可以满足30cm离子推力器在轨冷态启动时的0.25mm安全栅极间距要求。     

深度变推力液氧煤油发动机技术研究

针对未来载人登月着陆器对更大深度变推力动力的需求,开展了补燃循环液氧煤油发动机深度变推力技术研究,运用系统仿真、推力室传热特性仿真及燃烧流动特性仿真等方法,结合喷雾试验、单喷嘴点火试验、全尺寸发生器热试及原型泵水试等试验,验证了发动机变推力、燃烧组件工作稳定性及低工况冷却、深度变工况涡轮泵等关键技术。结果表明,发动机与核心燃烧组件方案合理可行、发动机性能先进,可用于我国未来载人登月下降级发动机的研制。     

空间机械臂关节的热设计与热分析

针对空间机械臂关节内部功耗大、散热路径复杂、工作时间长、工作姿态复杂多变的热特点,对空间机械臂关节进行了详细热控设计,并进行了低温工况和4种高温工况下的热分析。通过低温工况的分析计算,得到了主动热控平均功耗为14.5 W,关节温度在-30.8～-20.8℃范围内,满足存储温度指标。高温工况分析了不同阳光照射状态下关节的温度分布及最长可工作时间,关节在极端高温状态下可工作2 h,满足使用要求。     

真空应用电火花点火的氢氧发动机设计与试验

为研究某大推力氢氧发动机真空羽流效应,设计采用火炬点火方式的60N缩比氢氧发动机.通过球头密封声速喷嘴组件控制流量,使真空下每个声速喷嘴组件减少3个密封面.进行真空点火方案设计,从理论上证明电火花点火的可行性.设计试验系统并进行地面及真空环境下的热试车,试车结果表明:燃烧室压力达到额定压力为0.6MPa时,发动机热防护结构良好,试验系统设计合理,真空电火花点火方案可行,为进行真空羽流效应研究奠定基础.      

80kN富氧补燃发动机燃气发生器-推力室深度变工况直连热试研究

针对80 kN富氧补燃循环发动机燃气系统工作特性,对燃气发生器与推力室直连试验装置开展了深度变工况热试研究,提出了一种挤压式供应的燃气发生器与推力室直连热试方法,对双燃烧组件燃气系统进行了基于绝热模型和声学模型的稳定性建模仿真分析,获得了双燃烧组件在80％～20％变工况工作特性、点火特性、燃气路低频衰减特性.结果表明:...     

涡扇发动机装机状态自然低温试验

为完成涡扇发动机状态鉴定，在北方场站开展了发动机装机状态下的自然环境低温试验。通过地面试验完成了自然低 温试验环境的量化分析，研究了不同气源起动模式、不同使用方法对装机状态自然低温条件下发动机起动性能的影响，分析了发 动机样本量对试验鉴定结果的影响。结果表明：APU供气是低温冷浸透起动的首选起动方式；冷运转可以有效改善发动机低温起 动性能，使相对起动时间缩短0.125～0.250；增加发动机样本量可以获得更加科学的鉴定结果，在低温起动过程中，发动机可能出 现失速等不稳定现象，甚至造成起动失败。开展了飞行试验，研究了空中低温环境对发动机工作参数及加减速特性的影响。结果 表明：在相同高度和速度下发动机加速时间随进气温度的降低而延长，当空中进气温度相差约30 ℃时，加速时间延长最多约为 18%；减速时间随进气温度的变化不大。     

某航天器发动机机组热分析及在轨应用研究

为给某航天器机组热控设计、飞行任务中各种新工况下机组的温度适应性分析和飞控判据提供有效数据支撑,以该航天器某发动机B机组模块作为研究对象,采用IDEAS软件建立了有限元模型,在航天器三轴对地姿态下对该发动机机组温度进行了计算并对热模型进行修正,对飞行数据和热分析结果进行了比对。之后应用该热模型,完成了高温工况1下热控适应性设计工作,开展了组件温度与在轨数据比对工作;并进行了高温工况2中不同太阳入射角下B机组氧阀温度研究。结果表明:B机组热分析得到了在轨飞行的验证,有限元模型有效并且合理;该热模型应用于不同热控状态、位置以及工况下来解决实际热控难题,并可预示不同太阳入射角下的氧阀温度;航天器的运行轨道、飞行姿态以及机组安装位置都是影响机组温度的重要因素,在热控设计中应引起足够重视。     

星用490 N发动机偏工况工作特性试验

准确掌握液体火箭发动机不同参数下的工作特性及裕度对其使用可靠性至关重要。对第二代490 N发动机开展偏工况高空模拟和地面热试车,研究了推力和混合比变化对发动机工作特性的影响。结果表明:高空模拟环境下发动机能在混合比1.54～1.80及真空推力372～584 N的较宽包络范围内正常工作。随着推力的增加,真空比冲和喉部温度均提高,燃烧室效率依次呈增大、平稳、下降的趋势,喷管效率小幅增大。随着混合比的增大,真空比冲和喉部温度也提高,燃烧室效率未发生明显变化,喷管效率微降低。额定混合比下,室压在0.61～1.56 MPa区间内波动平稳,具备真空推力345～900 N工作能力,但在0.51 MPa时产生与输送系统耦合的中低频（207 Hz）燃烧振荡。高工况引起喉部热流冲刷加剧以及温度升高会加速涂层的损失,使得发动机长程工作寿命下降,但在一定的偏离范围及单次点火时长内仍能满足卫星25000 s鉴定级寿命要求。      

活塞发动机高空最小点火能量计算及试验

根据原型机结构,应用AVL BOOST建立了航空活塞式发动机的一维仿真模型,通过地面特性仿真计算与试验研究,验证了发动机仿真模型的可行性和正确性;在深入分析可燃混合气燃烧机理基础上,建立了发动机最小点火能量计算数学模型;在此基础上,采用AVL BOOST与MATLAB联合仿真的方法,计算了发动机在不同高空、不同空燃比稳定运行工况下的最小点火能量,得出不同高空最小点火能量MAP图,并进行了试验验证,结果表明,所建立的最小点火能量的仿真计算模型是正确可行的,能够满足后续性能预测与研究的要求.      

涡轮冲压组合发动机燃油系统温升仿真研究

为了实现涡轮冲压组合发动机(简称组合发动机)燃油系统温升仿真计算,基于Flowmaster软件平台首次建立了组合发动机燃油系统温升仿真计算模型,为提高精度,根据试验数据自定义了航空煤油随温度压力变化的物性模块代替软件内置物性模块,基于此进行仿真计算得到不同工作模态下燃油系统温升情况。计算结果表明:涡轮模态工况下自定义物性模块计算得到的主要节点温升与软件内置物性模块相比总体偏低,且压力变化越大计算结果偏差越大;模态转换期间各子燃油系统流量迅速变化对燃油温度影响十分显著;冲压模态工况下燃油流量为2.68倍主燃烧室燃油流量时,可承受的最大发动机热负荷为400kW,最大飞行马赫数为5。实现了对发动机燃烧室入口燃油温度的预测和评估。     

高混合比火炬式电点火器试验研究

介绍了低温高混合比火炬式电点火技术的初步研究进展,包括有关的设计参数和试验情况。该点火器用电火花塞作为激励能源,氢氧推进剂通过一个位于头部的同轴式喷嘴进入点火室,大部分液氢用作冷却剂通过排放冷却方式冷却点火室。累计５次共５０ｓ的热试车表明,高混合比火炬式电点火器能实现可靠的低温点火,并具有较广的工况和混合比变化范围。     

温度对涡轴发动机起动性能影响的试验研究

为研究装直升机后的涡轴发动机的地面起动性能,开展了不同环境温度、冷/热态条件下的发动机地面起动试验,分析了温度对起动时间和排气温度峰值的影响。结果表明,随着环境温度的增加,冷态起动时间先降后增,热态起动时间、冷/热态起动排气温度峰值均呈线性增加。环境温度0℃以下时,随温度的降低冷/热态起动性能差异逐渐增大,滑油导致的转子阻力矩升高是低温冷态起动时间长的主要原因。利用试验结果,建立了冷/热态起动时间、排气温度峰值随环境温度变化的模型,并应用于实际飞行时的起动监控。     

低温对涡轴发动机起动性能影响的试验与分析

为研究低温对涡轴发动机起动性能的影响,对国军标的适用与裁剪进行了讨论,开展了低温起动试验,试验以滑油箱内的滑油温度达到-34 ℃算起,冷浸4 h后进行起动,分析了低温起动过程的阻力矩、剩余扭矩、点火性能和温升效应对起动性能的影响。结果表明:-34 ℃条件下的初始阻力矩是25 ℃条件下的2.25倍,至点火转速附件阻力矩降低为1.53倍；温度越低,点火边界对应的索尔太平均直径(SMD)越小,燃烧室点火边界越窄；温升效应对低温起动性能的影响显著,考虑温升效应的起动时间延长约25%。热空气加温和起动滑油断油可以降低起动初始阻力矩,改善点火性能,从而提高了低温起动性能。研究结论对同类发动机开展低温起动试验、起动供油规律优化及相关研究提供了参考。      

单组元300N发动机低温试验研究 (“液体火箭推进”专刊)

为探究低温环境下单组元300N发动机的工作特性，揭示影响发动机低温性能的主要影响因素，以300N发动机为试验对象，开展了模拟飞行工况的发动机低温试验。给出了低温试验研究方法，分别从温度差异对发动机性能影响、催化剂活性差异对发动机低温启动特性影响和低温对电磁阀响应特性影响等方面获得研究结果。结果表明，低温是影响发动机低温性能的主要影响因素，-48℃条件催化剂无法完成推进剂的催化分解，发动机发生爆炸；-30℃条件下起活时间为80.5～87.5ms，发动机可正常启动，且启动温度与起活时间成指数关系；催化剂批次差异也对发动机低温工作性能产生一定影响，不同批次催化剂低温起活时间t10的差异可达91ms；低温试验过程中，电磁阀的关闭受到低温推进剂粘性和背压的影响，产生了明显的迟滞现象，延迟时间约100ms，对发动机在轨的精准控制存在一定影响。     

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.      

隔舱式双脉冲发动机第Ⅱ脉冲点火过程数值仿真

基于计算流体力学和相关点火理论,对双脉冲发动机第Ⅱ脉冲点火瞬态过程的流场进行了数值分析,并进行了发动机第Ⅱ脉冲点火试车试验。结果表明：在隔板打开前,第Ⅱ脉冲燃烧室高压区的位置由燃烧室前端向隔板移动,压强沿燃烧室径向变化较小,沿轴向变化较大,燃烧室头部和尾部近壁面区域一直处于低温;6 ms时隔板打开,第Ⅱ脉冲燃烧室压强下降05 MPa,药柱内孔前后端压强差波动剧烈,药柱内孔前端温度场下降600 K,而其他区域温度变化较小。隔板打开后,沿隔板下游第Ⅰ脉冲燃烧室轴线形成带状高温区,第Ⅰ脉冲燃烧室头部和尾部依次出现压强峰值,第Ⅰ脉冲燃烧室压强在18 ms时达到稳定,而温度在25 ms时达到稳定。试验测得的第Ⅰ、Ⅱ脉冲燃烧室压强-时间曲线和仿真结果吻合较好,表明该仿真方法具有一定的准确性。