某型發(fā)動(dòng)機(jī)自反饋調(diào)節(jié)閥動(dòng)態(tài)仿真分析

劉 暢，鄭孟偉，郭文君

某型發(fā)動(dòng)機(jī)自反饋調(diào)節(jié)閥動(dòng)態(tài)仿真分析

劉 暢，鄭孟偉，郭文君

（北京航天動(dòng)力研究所，北京，100076）

基于FLUENT軟件提供的計(jì)算方法和物理模型，利用動(dòng)網(wǎng)格技術(shù)及用戶自定義函數(shù)（User-define Function，UDF），對(duì)發(fā)動(dòng)機(jī)預(yù)燃室調(diào)節(jié)閥的自反饋調(diào)節(jié)過(guò)程進(jìn)行動(dòng)態(tài)數(shù)值模擬，并分析阻尼參數(shù)對(duì)調(diào)節(jié)效果的影響。結(jié)果表明：自反饋機(jī)構(gòu)可實(shí)現(xiàn)對(duì)不同壓力擾動(dòng)的及時(shí)響應(yīng)，具有穩(wěn)定流量的效果，改變阻尼參數(shù)可對(duì)調(diào)節(jié)響應(yīng)速度和流量穩(wěn)定性進(jìn)行優(yōu)化，其中摩擦力對(duì)調(diào)節(jié)影響最顯著。

火箭發(fā)動(dòng)機(jī)；動(dòng)網(wǎng)格；UDF；調(diào)節(jié)閥；流場(chǎng)仿真

0 引 言

變推力液體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)是當(dāng)今航天領(lǐng)域的一大關(guān)鍵技術(shù)，通過(guò)改變推進(jìn)劑流量來(lái)實(shí)現(xiàn)變推力控制是這一技術(shù)的主流方式，在工程中，采用調(diào)節(jié)閥進(jìn)行流量調(diào)節(jié)是實(shí)現(xiàn)簡(jiǎn)單且高可靠性的最佳方案[1]。隨著計(jì)算機(jī)技術(shù)的高速發(fā)展，利用CFD技術(shù)可以高效率地實(shí)現(xiàn)對(duì)流場(chǎng)的仿真，利用仿真結(jié)論指導(dǎo)試驗(yàn)，甚至在仿真中得到試驗(yàn)中難以測(cè)量的物理規(guī)律[2]。本文研究火箭發(fā)動(dòng)機(jī)預(yù)燃室調(diào)節(jié)閥，設(shè)計(jì)要求其具有穩(wěn)定流量的功能，采用FLUENT軟件為仿真平臺(tái)，運(yùn)用動(dòng)網(wǎng)格技術(shù)和用戶自定義函數(shù)（User-define Function，UDF）對(duì)動(dòng)態(tài)調(diào)節(jié)過(guò)程內(nèi)流場(chǎng)進(jìn)行數(shù)值仿真，以驗(yàn)證其自反饋穩(wěn)定機(jī)構(gòu)的可行性及穩(wěn)流效果，在此基礎(chǔ)上進(jìn)一步分析調(diào)節(jié)機(jī)構(gòu)阻尼對(duì)調(diào)節(jié)響應(yīng)時(shí)間和調(diào)節(jié)穩(wěn)定度的影響[3,4]。

1 調(diào)節(jié)閥結(jié)構(gòu)及原理

本文所研究的調(diào)節(jié)閥可控制預(yù)燃室氧路流量，調(diào)節(jié)渦輪的輸出功率，進(jìn)而調(diào)節(jié)推進(jìn)劑流量，實(shí)現(xiàn)推力調(diào)節(jié)，其剖面結(jié)構(gòu)原理如圖1所示。

圖1 調(diào)節(jié)閥基本結(jié)構(gòu)

1—?dú)んw；2—彈簧；3—壓力敏感面；4—齒條套筒；5—柱塞

由圖1可以看出，該閥門(mén)有兩級(jí)節(jié)流機(jī)構(gòu)：第1級(jí)齒輪齒條套筒裝置，為主動(dòng)控制機(jī)構(gòu)，由電機(jī)驅(qū)動(dòng)、齒輪齒條傳動(dòng)，帶動(dòng)套筒往復(fù)運(yùn)動(dòng)，改變節(jié)流窗口面積，以實(shí)現(xiàn)調(diào)節(jié)功能；第2級(jí)柱塞彈簧阻尼機(jī)構(gòu)，為自反饋調(diào)節(jié)機(jī)構(gòu)，柱塞連接的壓力敏感面左右分別受到第1級(jí)節(jié)流副前后的兩壓強(qiáng)1和2，與彈簧力k共同作用在柱塞上，并驅(qū)動(dòng)柱塞左右移動(dòng)改變節(jié)流面積，以實(shí)現(xiàn)穩(wěn)定流量功能。

本文研究調(diào)節(jié)閥在100%工況工作過(guò)程中自反饋機(jī)構(gòu)對(duì)壓力擾動(dòng)的響應(yīng)，因此需要固定第1級(jí)開(kāi)度即齒套位置，在此工況下，入口壓力46.233 MPa，出口壓力39.232 MPa，流量50.45 kg/s。由于閥門(mén)有兩級(jí)節(jié)流機(jī)構(gòu)，需要對(duì)壓降進(jìn)行合理分配，第1級(jí)節(jié)流副壓降一般不大于調(diào)節(jié)閥額定工作壓降的10%，通常在0.4～0.8 MPa范圍內(nèi)，最終選定為0.6 MPa，第1級(jí)節(jié)流窗口面積為

式中為節(jié)流窗面積，mm2；為流量，g/s；為流量系數(shù)；為密度，kg/m3；Δ為壓力損失，MPa。

流量系數(shù)一般由經(jīng)驗(yàn)確定，本文取0.85，由此可得節(jié)流面積，并計(jì)算出調(diào)節(jié)齒套的位移量為40.08 mm，后文中的動(dòng)態(tài)仿真計(jì)算均以此工況為初始狀態(tài)。

仿真過(guò)程中入口腔壓力1和兩級(jí)節(jié)流之間腔體壓力2分別作用（通過(guò)兩狹窄流道）到閥芯中間的一壓力敏感面的左右兩面上，在此產(chǎn)生左右兩個(gè)壓力，為方便記憶直接記作1和2，同時(shí)閥內(nèi)彈簧還會(huì)給壓力敏感面施加一向左的彈簧張力k，當(dāng)受力平衡時(shí)第2級(jí)節(jié)流柱塞保持靜止；當(dāng)出現(xiàn)壓力擾動(dòng)，平衡破壞，柱塞移動(dòng)，彈簧壓縮量變化導(dǎo)致k變化，進(jìn)而達(dá)到新的平衡。柱塞位移可由柱塞的力平衡關(guān)系計(jì)算得到：

式中m為敏感面積，mm2；Δ1為第1級(jí)節(jié)流副壓差，MPa；為彈簧剛度系數(shù)，N/mm；為柱塞位移量，mm；0為調(diào)節(jié)彈簧初始變形量，mm；為柱塞運(yùn)動(dòng)所受摩擦力，N。

2 CFD模型及UDF

2.1 流道模型及網(wǎng)格劃分

本文采用Creo軟件進(jìn)行三維建模，為提高運(yùn)算速度，考慮到流場(chǎng)的對(duì)稱性，截取一半流道作為計(jì)算區(qū)域并在截面設(shè)置對(duì)稱邊界條件[5]。

網(wǎng)格劃分采用ICEM軟件，由于仿真過(guò)程涉及動(dòng)網(wǎng)格，在動(dòng)作區(qū)域需要對(duì)網(wǎng)格進(jìn)行單獨(dú)設(shè)置，整體網(wǎng)格分為3個(gè)流域，兩個(gè)運(yùn)動(dòng)流域采用八叉樹(shù)方式生成帶邊界層的四面體網(wǎng)格，并根據(jù)流動(dòng)劇烈程度適當(dāng)加密；在動(dòng)網(wǎng)格流域，采用結(jié)構(gòu)網(wǎng)格，方便動(dòng)網(wǎng)格設(shè)置同時(shí)保證運(yùn)動(dòng)網(wǎng)格質(zhì)量。流域之間連接面采用交界面連接，實(shí)現(xiàn)網(wǎng)格節(jié)點(diǎn)不對(duì)應(yīng)的流動(dòng)銜接。

運(yùn)動(dòng)區(qū)域根據(jù)調(diào)節(jié)柱塞水平運(yùn)動(dòng)方式，選擇動(dòng)網(wǎng)格技術(shù)中的動(dòng)態(tài)層技術(shù)，分裂因子和消滅因子分別取0.4和0.2，柱塞運(yùn)動(dòng)過(guò)程中網(wǎng)格自動(dòng)根據(jù)移動(dòng)量增加或減少邊界網(wǎng)格層數(shù)，可生成類(lèi)似結(jié)構(gòu)網(wǎng)格的邊界層，網(wǎng)格質(zhì)量高，有利于動(dòng)態(tài)計(jì)算[6,7]。

2.2 計(jì)算設(shè)置及UDF

采用三維雙精度求解器，湍流模型選用雙方程模型Realizable k-ε模型，使用標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)法處理，壓力速度耦合方法采用壓力耦合方程組的半隱式算法（Semi-implicit Method for Pressure Linked Equations Consistent，SIMPLEC），壓力離散格式采用中心差分格式，密度、動(dòng)力的離散均采用二階迎風(fēng)格式，殘差收斂判據(jù)精度為1×10-3。

邊界條件設(shè)置進(jìn)出口均為壓力邊界條件，由于計(jì)算工質(zhì)為高壓液氧，速度遠(yuǎn)小于聲速且不存在氣化，選用不可壓模型，入口速度條件等價(jià)于流量條件，使用此條件有助于計(jì)算速度提升。

計(jì)算過(guò)程中需用UDF來(lái)定義動(dòng)態(tài)邊界條件和柱塞運(yùn)動(dòng)速度，邊界條件可用DEFINE_PROFILE宏定義，運(yùn)動(dòng)速度可用DEFINE_CG_MOTION定義，此外在計(jì)算過(guò)程中還需要用到F_AREA宏調(diào)用網(wǎng)格面上的物理參數(shù)、Lookup_Thread宏獲取指定區(qū)域、Get_Domain宏獲取區(qū)域指針，每一宏函數(shù)內(nèi)計(jì)算用循環(huán)宏遍歷數(shù)據(jù)進(jìn)行操作[8]。

實(shí)現(xiàn)自反饋調(diào)節(jié)的原理需要獲取1和2的壓力和彈簧力，彈簧力可由彈簧壓縮量和彈簧剛度乘積求得，所以只需要獲取柱塞位移長(zhǎng)度即可與彈簧預(yù)壓縮量得到彈簧壓縮量。

3 自反饋調(diào)節(jié)效果分析

為便于對(duì)比分析，設(shè)置一無(wú)調(diào)節(jié)機(jī)構(gòu)的靜態(tài)對(duì)照組，對(duì)兩組分別施加正弦、階躍、脈沖3種典型擾動(dòng)，分析流量、柱塞位移等參數(shù)變化規(guī)律，驗(yàn)證自反饋機(jī)構(gòu)調(diào)節(jié)過(guò)程原理以及模型的準(zhǔn)確性。

整個(gè)動(dòng)態(tài)過(guò)程是從靜態(tài)計(jì)算得到的穩(wěn)定流場(chǎng)狀態(tài)作為初始值，其入口總壓為46.233 MPa，出口靜壓為39.232 MPa，流量為46.40 kg/s，柱塞位移為20.15 mm，彈簧初始?jí)嚎s量為17.80 mm；為使擾動(dòng)足夠明顯，施加正弦波的擾動(dòng)為±2 MPa，頻率為1 Hz，脈動(dòng)和階躍擾動(dòng)為0.1 s時(shí)施加的擾動(dòng)為2 MPa。正弦擾動(dòng)計(jì)算時(shí)長(zhǎng)1 s，其他運(yùn)動(dòng)時(shí)長(zhǎng)0.5 s，時(shí)間步長(zhǎng)取值根據(jù)步長(zhǎng)無(wú)關(guān)性驗(yàn)證結(jié)果取0.0002 s，實(shí)時(shí)監(jiān)測(cè)計(jì)算過(guò)程中入口流量、入口壓力及柱塞位移情況。

計(jì)算前需要確定柱塞質(zhì)量、彈簧剛度以及摩擦力的大小，柱塞質(zhì)量可根據(jù)體積和密度求得，本文柱塞質(zhì)量在1 kg左右，為便于計(jì)算直接取整1 kg；彈簧剛度根據(jù)設(shè)計(jì)選材，取42.06 N/mm；摩擦力在實(shí)際工程中受到加工精度等影響，根據(jù)計(jì)算公式可算得理論值為239 N，考慮到壓差力和彈簧力的數(shù)值大小，在原理驗(yàn)證計(jì)算過(guò)程中主觀地選取50 N作為滑動(dòng)摩擦力的取值。

3.1 穩(wěn)流效果分析

對(duì)比入口正弦擾動(dòng)可得無(wú)反饋調(diào)節(jié)與標(biāo)準(zhǔn)參數(shù)（柱塞質(zhì)量1 kg、彈簧剛度42.06 N/mm，滑動(dòng)摩擦50 N）流量曲線，如圖2所示。

圖2 入口正弦壓力擾動(dòng)流量對(duì)比

由圖2可知：無(wú)反饋調(diào)節(jié)流量曲線為規(guī)整正弦曲線，與入口擾動(dòng)波形相同，上下峰值流量分別為59.33 kg/s和31.11 kg/s，流量波動(dòng)較大；加入反饋調(diào)節(jié)機(jī)構(gòu)后，流量在45 kg/s附近震蕩，能明顯看出流量波動(dòng)被抑制的結(jié)果，最大流量為47.82 kg/s，最小流量為41.84 kg/s，壓力波動(dòng)范圍僅為無(wú)調(diào)節(jié)的21.2%。根據(jù)流量特性公式，流量與壓差的平方成正比，對(duì)于設(shè)計(jì)總壓差4 MPa的工況，當(dāng)入口壓力擾動(dòng)為±2 MPa的正弦波時(shí)，流量擾動(dòng)應(yīng)該在±22.5%，加入反饋調(diào)節(jié)機(jī)構(gòu)后，對(duì)于45 kg/s左右的流量擾動(dòng)量?jī)H有6.7%，達(dá)到了較好的抑制流量波動(dòng)的效果。

出口正弦擾動(dòng)與入口正弦擾動(dòng)僅有相位差，結(jié)果也表明兩種干擾下規(guī)律基本一致，與預(yù)期相符。

相較于正弦波擾動(dòng)，入口脈沖和階躍壓力擾動(dòng)是突變過(guò)程，其階躍壓力擾動(dòng)流量曲線如圖3所示。

階躍壓力擾動(dòng)為2 MPa，在0.1 s時(shí)施加在入口，0.2 s時(shí)壓力回歸原值。結(jié)果顯示流動(dòng)的不穩(wěn)定性使得未施加擾動(dòng)下流量已存在小幅波動(dòng)，無(wú)反饋機(jī)構(gòu)的流量曲線較好地?cái)M合了入口的壓力變化情況，而加入反饋機(jī)構(gòu)之后，兩次的階躍分別在0.01 s和0.02 s左右被衰減，并維持穩(wěn)定，第1次階躍的流量波動(dòng)較小且調(diào)節(jié)較快，而第2次階躍流量波動(dòng)稍大，調(diào)節(jié)過(guò)程較慢，分析原理后認(rèn)為，兩次調(diào)節(jié)的方向不同，因此開(kāi)口面積變化的相對(duì)速率也不相同，壓力增大時(shí)調(diào)節(jié)機(jī)構(gòu)右移開(kāi)度減小、面積變化率高；而壓力減小時(shí)調(diào)節(jié)機(jī)構(gòu)左移，面積變化率低，因此需要進(jìn)一步的驗(yàn)證和分析。

從本質(zhì)而言，對(duì)個(gè)體性別差異的研究首先是基于生理性別完成的類(lèi)型劃分，這是因?yàn)樯硇詣e是個(gè)體與生俱來(lái)、最易識(shí)別的客觀屬性。針對(duì)旅游活動(dòng)中的3類(lèi)重要人群，學(xué)界從不同視角深入考察了性別差異的具體影響（見(jiàn)表1）。

圖3 入口階躍壓力擾動(dòng)流量對(duì)比

綜合分析自反饋調(diào)節(jié)機(jī)構(gòu)，認(rèn)為其具有穩(wěn)定流量的功能，能夠?qū)u變或突變壓力擾動(dòng)做出合理迅速響應(yīng)。此外由于柱塞與閥體結(jié)構(gòu)所致，調(diào)節(jié)過(guò)程對(duì)方向具有不同的敏感程度，開(kāi)口減小過(guò)程調(diào)節(jié)相對(duì)迅速且劇烈，開(kāi)口增大過(guò)程調(diào)節(jié)相對(duì)緩慢且平和。

3.2 柱塞運(yùn)動(dòng)分析

柱塞位移曲線可以體現(xiàn)調(diào)節(jié)的機(jī)理和過(guò)程，將兩脈沖、階躍兩擾動(dòng)與無(wú)擾動(dòng)3種情況進(jìn)行對(duì)比，結(jié)果如圖4所示。

圖4 脈沖、階躍壓力擾動(dòng)與無(wú)擾動(dòng)柱塞位移對(duì)比曲線

由圖4可知：柱塞初始位置為20.15 mm，由于不穩(wěn)定流動(dòng)的影響，在0.02 s處柱塞第1次調(diào)節(jié)，經(jīng)過(guò)短促的兩次微調(diào)后穩(wěn)定在20.46 mm位置，并持續(xù)到0.5 s結(jié)束，說(shuō)明無(wú)擾動(dòng)下柱塞基本保持穩(wěn)定狀態(tài)；兩種突變擾動(dòng)的施加促使柱塞發(fā)生快速的響應(yīng)，調(diào)節(jié)的移動(dòng)速度較高，震蕩一兩個(gè)周期就可以維持到穩(wěn)定位置。對(duì)圖3、圖4可以發(fā)現(xiàn)，位移與流量的對(duì)應(yīng)關(guān)系，雖然流量會(huì)有小幅波動(dòng)，但柱塞位移造成的流量變化遠(yuǎn)大于這一波動(dòng)值。

觀察進(jìn)出口正弦壓力擾動(dòng)與無(wú)擾動(dòng)情況的流量變化，結(jié)果如圖5所示。

圖5 入口、出口正弦壓力擾動(dòng)與無(wú)擾動(dòng)柱塞位移對(duì)比

由圖5可知：漸變過(guò)程中柱塞呈多次小幅調(diào)節(jié)的態(tài)勢(shì)，位移曲線類(lèi)似階梯式，逐步變化的過(guò)程可以將流量維持在一個(gè)區(qū)間內(nèi)；此外也看出向下調(diào)節(jié)過(guò)程的位移曲線呈臺(tái)階狀，調(diào)節(jié)無(wú)回動(dòng)過(guò)程，而向上調(diào)節(jié)需要有一個(gè)回動(dòng)過(guò)程，這也解釋了流量曲線增減對(duì)應(yīng)調(diào)節(jié)頻率的差異。由于存在超調(diào)和回動(dòng)現(xiàn)象，因此調(diào)節(jié)時(shí)間加長(zhǎng)、穩(wěn)定值的停留時(shí)間縮短，很快進(jìn)入下一次動(dòng)作；同時(shí)柱塞下調(diào)總距離大于上調(diào)距離，表明調(diào)節(jié)的方向性對(duì)調(diào)節(jié)機(jī)構(gòu)具有差異性；出入口正弦的兩位移曲線走勢(shì)相似，最終的位移穩(wěn)定值稍有差異，但也基本一致。

綜合柱塞位移曲線結(jié)果可以看出，柱塞通過(guò)位移的改變可直接調(diào)節(jié)流量大小，使得自反饋調(diào)節(jié)機(jī)構(gòu)能夠?qū)_動(dòng)及時(shí)做出響應(yīng)、調(diào)節(jié)迅速，且能夠過(guò)濾掉過(guò)小的擾動(dòng)以維持流量的穩(wěn)定性；由柱塞結(jié)構(gòu)所致，調(diào)節(jié)方向會(huì)對(duì)調(diào)節(jié)速度和精度以及效果造成一定的影響。

4 阻尼參數(shù)優(yōu)化

4.1 柱塞質(zhì)量對(duì)調(diào)節(jié)影響

柱塞質(zhì)量大小直接影響加速度大小，且二者成反比，但由于整閥的輕量化要求以及材料強(qiáng)度的需求，整體可變范圍不大。

實(shí)際結(jié)構(gòu)中，柱塞質(zhì)量在1 kg左右，即使改變結(jié)構(gòu)也很難將質(zhì)量減小很多，增大質(zhì)量只需加厚柱塞即可實(shí)現(xiàn)，但增大閥體質(zhì)量對(duì)整體系統(tǒng)不利。為方便對(duì)比質(zhì)量的影響效果，這里設(shè)置0.1 kg和10 kg兩對(duì)照組進(jìn)行仿真，分別在入口施加階躍、正弦兩種壓力擾動(dòng)。

階躍擾動(dòng)流量曲線如圖6所示。

圖6 階躍壓力擾動(dòng)下不同質(zhì)量流量曲線

柱塞位移曲線如圖7所示。

圖7 階躍壓力擾動(dòng)下不同質(zhì)量柱塞位移曲線

由于極大的質(zhì)量差異，兩組之間的加速度值在理論上相差10倍，因此從圖6、圖7中的3組曲線可以看到明顯差異。

0.1 kg質(zhì)量組因加速度大，所以調(diào)節(jié)最快，在調(diào)節(jié)過(guò)程中的震蕩頻率也是最高的，但快速的震蕩情況下造成的流量波動(dòng)卻不很明顯，反而是3組中流量波動(dòng)最小的，分析認(rèn)為過(guò)高的震蕩頻率使得流量的變化還未發(fā)生就已經(jīng)趨于緩和。10 kg質(zhì)量組的調(diào)節(jié)過(guò)程較為緩慢，調(diào)節(jié)的位移曲線也很平緩，流量波動(dòng)相比1 kg的峰值稍小，流量穩(wěn)定時(shí)間差異為3倍左右。

正弦壓力擾動(dòng)流量曲線和柱塞位移曲線如圖8和圖9所示。

圖8 正弦壓力擾動(dòng)下不同質(zhì)量流量曲線

圖9 正弦壓力擾動(dòng)下不同質(zhì)量柱塞位移曲線

由圖8、圖9可知：正弦波擾動(dòng)下的流量變化可以說(shuō)規(guī)律性不明顯，較為混亂，細(xì)致觀察后發(fā)現(xiàn)，小質(zhì)量0.1 kg組的流量變化振動(dòng)偏多，而大質(zhì)量10 kg組則曲線光滑；結(jié)合位移曲線，大質(zhì)量組的每步調(diào)節(jié)清晰可辨，臺(tái)階明顯，而小質(zhì)量組則多次震蕩調(diào)節(jié)，位移的振動(dòng)較多，流量曲線不平滑，但并沒(méi)有增加流量波動(dòng)幅度。

綜合突變與漸變結(jié)果，可知柱塞質(zhì)量對(duì)自反饋調(diào)節(jié)確有影響，質(zhì)量越大流量的調(diào)節(jié)就越平滑、柱塞位移變化就越平穩(wěn)；質(zhì)量越小流量調(diào)節(jié)就越震蕩，柱塞高頻振動(dòng)，流量也會(huì)因此而小幅高頻波動(dòng)。雖然柱塞質(zhì)量對(duì)位移影響較大，但對(duì)穩(wěn)定流量的效果影響不大，流量波動(dòng)范圍基本一致。因此認(rèn)為柱塞質(zhì)量對(duì)自反饋調(diào)節(jié)影響不大，實(shí)際過(guò)程中如需保證流量平滑調(diào)節(jié)，可適當(dāng)增加柱塞質(zhì)量。

同時(shí)經(jīng)過(guò)以上對(duì)比分析認(rèn)為流量曲線和柱塞位移曲線對(duì)應(yīng)關(guān)系較強(qiáng)，且柱塞位移曲線可讀性更佳，因此在后續(xù)分析中由于篇幅限制不再羅列流量曲線圖。

4.2 彈簧剛度對(duì)調(diào)節(jié)影響

調(diào)節(jié)彈簧為穩(wěn)定裝置提供基準(zhǔn)載荷，彈簧剛度是調(diào)節(jié)閥的重要結(jié)構(gòu)參數(shù)，一般在20～60 N/mm范圍內(nèi)選取，需考慮調(diào)節(jié)精度并兼顧穩(wěn)定性要求。除設(shè)計(jì)值42.06 N/mm外，仿真過(guò)程中另取20 N/mm和60 N/mm作對(duì)比。彈簧剛度大小影響柱塞的行程范圍和調(diào)節(jié)速度，最大行程時(shí)既要保證不能蔽塞流道也要保證流阻足夠大，還要考慮到最大最小起調(diào)壓力的情況，從調(diào)節(jié)閥靜特性出發(fā)，調(diào)節(jié)彈簧剛度越小越好，但過(guò)小容易引起調(diào)節(jié)閥特性不穩(wěn)定。

階躍擾動(dòng)柱塞位移曲線如圖10所示。

圖10 階躍壓力擾動(dòng)下不同彈簧剛度柱塞位移曲線

由圖10可知：階躍擾動(dòng)體現(xiàn)出的位移差異不明顯，整體走勢(shì)基本一致，觀察0.1～0.2 s之間的位移和流量曲線，可以明顯看出高剛度下位移的變化幅度更小，流量的穩(wěn)定性也更高，且調(diào)節(jié)速度并無(wú)區(qū)別。分析認(rèn)為調(diào)節(jié)位移相比總壓縮量低一個(gè)數(shù)量級(jí)，不同剛度下受力僅有幾十牛的差異，遠(yuǎn)小于壓差力，因此各曲線差異較小。

正弦波壓力擾動(dòng)下柱塞位移曲線如圖11所示。

由圖11可知：正弦波壓力擾動(dòng)下的流量曲線仍然比較紛繁，高剛度下流量波動(dòng)較小，對(duì)比相同位置的波動(dòng)，低剛度曲線幅度更大，位移曲線顯示高剛度曲線的位移總幅度較小。

綜合分析得出彈簧剛度對(duì)于自反饋調(diào)節(jié)的影響較小，在取值范圍內(nèi)高剛度性能更優(yōu)越，可以使調(diào)節(jié)更加高效，減小位移和流量波動(dòng)。

4.3 摩擦力對(duì)調(diào)節(jié)影響

摩擦力影響整體超調(diào)量，大摩擦力可以確保調(diào)節(jié)的穩(wěn)定性。但過(guò)大的摩擦系數(shù)會(huì)使得柱塞抱死，從而喪失調(diào)節(jié)性能；從調(diào)節(jié)速度出發(fā)，希望摩擦力越小越好，但過(guò)小的摩擦力也會(huì)使得不穩(wěn)定性增加，產(chǎn)生持續(xù)波動(dòng)。

50 N對(duì)于整體受力而言已經(jīng)不大，因此不取更小的摩擦力值，直接設(shè)定一組0 N摩擦力，另一組設(shè)定為200 N。

階躍擾動(dòng)下的柱塞位移曲線如圖12所示。

圖12 階躍壓力擾動(dòng)下不同摩擦力柱塞位移曲線

無(wú)摩擦力曲線為持續(xù)震蕩，呈現(xiàn)出簡(jiǎn)諧運(yùn)動(dòng)的形式，在沒(méi)有摩擦力的情況下擾動(dòng)造成的柱塞波動(dòng)無(wú)法停止，柱塞將會(huì)一直保持往復(fù)運(yùn)動(dòng)，不利于流動(dòng)的穩(wěn)定性，通過(guò)這一運(yùn)動(dòng)也可以得出對(duì)于1 kg柱塞震蕩頻率大致為150 Hz左右。對(duì)比200 N和50 N曲線，高摩擦力組調(diào)節(jié)更快，阻尼衰減現(xiàn)象不明顯，兩次突變都是在半個(gè)震蕩周期內(nèi)調(diào)節(jié)到位并穩(wěn)定，但即使柱塞穩(wěn)定，流量的穩(wěn)定值差異較大，流量控制精度低。

正弦波壓力擾動(dòng)下柱塞位移曲線如圖13所示。

圖13 正弦壓力擾動(dòng)下不同摩擦力柱塞位移曲線

由圖13可知：正弦擾動(dòng)下無(wú)摩擦力組在后半段出現(xiàn)過(guò)大波動(dòng)，只截取前半段，這說(shuō)明無(wú)摩擦力或摩擦力過(guò)小的情況并不能穩(wěn)定流量。這一過(guò)程高摩擦力下的流量曲線和位移曲線十分清晰，調(diào)節(jié)次數(shù)僅有5次，不能滿足流量穩(wěn)定的需要，流量的變化幅度也是50 N組的2倍。

綜合分析得出摩擦力對(duì)流量調(diào)節(jié)的影響顯著，試驗(yàn)過(guò)程中應(yīng)進(jìn)行液氮低溫處理，隨溫度變化，各個(gè)結(jié)構(gòu)之間的摩擦力也會(huì)發(fā)生變化，為保證較好的調(diào)節(jié)效果，自反饋機(jī)構(gòu)應(yīng)該保持一較小的摩擦力，還需要試驗(yàn)對(duì)其調(diào)節(jié)的具體效果進(jìn)行測(cè)試。

5 結(jié) 論

調(diào)節(jié)閥的自反饋調(diào)節(jié)機(jī)構(gòu)可以對(duì)壓力擾動(dòng)做出及時(shí)響應(yīng)，能夠?qū)崿F(xiàn)穩(wěn)定流量的效果，且穩(wěn)流效果較節(jié)流孔有明顯提高，在自反饋機(jī)構(gòu)的調(diào)節(jié)下流量波動(dòng)范圍僅為節(jié)流孔的20%。對(duì)于漸變壓力擾動(dòng)，柱塞逐步調(diào)節(jié)，位移曲線呈階梯狀；對(duì)于突變壓力擾動(dòng)柱塞單次位移，調(diào)節(jié)曲線呈高頻衰減震蕩形式，壓力變化越大震蕩幅值越大、衰減時(shí)間越長(zhǎng)，且柱塞位移具有方向差異。

仿真分析得出柱塞質(zhì)量影響調(diào)節(jié)的加速度大小，彈簧剛度影響柱塞活動(dòng)范圍大小，摩擦力影響調(diào)節(jié)過(guò)程的穩(wěn)定性，且摩擦力對(duì)自反饋調(diào)節(jié)效果影響最大，取值范圍區(qū)間也最大，仿真中的最優(yōu)設(shè)計(jì)參數(shù)取為：柱塞質(zhì)量1 kg、彈簧剛度60 N/mm、摩擦力50 N。

[1] 張育林. 變推力液體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)及其控制技術(shù)[M]. 北京: 國(guó)防工業(yè)出版社, 2001.

Zhang Yulin. Variable thrust liquid propellant rocket engine and its control techniques[M]. Beijing: National Defense Industry Press, 2001.

[2] 石娟, 姚征, 馬明軒. 調(diào)節(jié)閥內(nèi)三維流動(dòng)與啟閉過(guò)程的數(shù)值模擬及分析[J]. 上海理工大學(xué)學(xué)報(bào), 2005(06): 498-502.

Shi Juan, Yao Zheng, Ma Mingxuan. Numerical simulation and analysis of the 3-D flow and opening-closing processes in control valve[J]. University of Shanghai for Science and Technology, 2005(06): 498-502.

[3] 李哲, 魏志東, 張平. 調(diào)壓閥內(nèi)流場(chǎng)數(shù)值模擬及動(dòng)態(tài)特性分析[J]. 北京理工大學(xué)學(xué)報(bào), 2007(5): 390-394.

Li Zhe, Wei Zhidong, Zhang Ping. Internal flow field numerical calculation and dynamic characteristic study of ptessure-regulating valve[J]. Transactions of Beijing Institute of Technology, 2007(5): 390-394.

[4] 李哲, 魏志東, 張平. 自力式調(diào)壓閥變開(kāi)度流場(chǎng)及特性分析[J]. 火箭推進(jìn), 2009, 35(1): 36-40.

Li Zhe, Wei Zhijun, Zhang Ping. Analysis of characteristic and flow field of self operated pressure-regulating valve[J]. Journal of Propulsion Technology, 2009, 35(1): 36-40.

[5] 張偉政. 調(diào)節(jié)閥內(nèi)部流場(chǎng)的數(shù)值模擬及優(yōu)化分析[D]. 蘭州: 蘭州理工大學(xué), 2007.

Zhang Weizheng. Numerical simulation and experimental analysis of interior flow field in control valve[D]. Lanzhou: Journal of Lanzhou University of Technology, 2007.

[6] 郭昌盛. 基于動(dòng)網(wǎng)格的調(diào)壓閥流場(chǎng)模擬及閥芯運(yùn)動(dòng)分析[D]. 重慶: 重慶大學(xué), 2013.

Guo Changsheng. Moving mesh based flow field simulation of pressure regulating valve and spool motion analysis[D]. Chongqing: Chongqing University, 2013.

[7] Cavallo P A, Hosangadi A, Ahuja V. Transient simulations of valve motion in cryogenic systems[R]. AIAA2005-5152, 2005.

[8] 劉華坪, 陳浮, 馬波. 基于動(dòng)網(wǎng)格與UDF技術(shù)的閥門(mén)流場(chǎng)數(shù)值模擬[J].汽輪機(jī)技術(shù), 2008(2): 106-108.

Liu Huaping, Chen Fu, Ma Bo. Numerical simulation of flow field in the valve based on the moving mesh and the UDF[J]. Turbine Technology, 2008(2): 106-108.

Transient Simulation and Analysis of Feedback Regulating Valve in Rocket Engine

Liu Chang, Zheng Meng-wei, Guo Wen-jun

(Beijing Aerospace Propulsion Institute, Beijing, 100076)

Based on the calculation and physical models of FLUENT software, the feedback control process of preburner regulating valve in rocket engine and the effect of damping parameter on regulation is simulated by using dynamic mesh and UDF(user-define function). The result shows that: the feedback control element can timely response to different pressure disturbances, and it can stabilize flowrate. Regulating response time and flowrate stabilization effect can be optimized by changing damping parameters, and friction has the most significant effect in the regulating process.

rocket engine; dynamic mesh; user-define function; regulating valve; flow field simulation

V434+.13-14

A

1004-7182(2020)01-0054-06

10.7654/j.issn.1004-7182.20200110

2019-04-26；

2019-06-14

劉 暢（1993-），男，碩士研究生，主要研究方向?yàn)殚y門(mén)流場(chǎng)仿真。

鄭孟偉（1977-），男，博士，研究員，主要研究方向?yàn)橐后w火箭發(fā)動(dòng)機(jī)總體設(shè)計(jì)。

郭文君（1990-），男，工程師，主要研究方向?yàn)橐后w火箭發(fā)動(dòng)機(jī)閥門(mén)技術(shù)研究。