高压大流量氢气稳压技术在试验中的研究与应用

宋晶晶，赵洪波，孙 德，刘瑞敏

（北京航天试验技术研究所，北京100074）

0 引言

某发动机是新一代运载火箭芯二级发动机，根据其研制计划，需要进行涡轮泵低温介质试验。根据《氢涡轮泵介质试验任务书》的要求，试验包括两种低压工况，两种高压工况。其中，在高压工况中，氢气流量、压力较以往发动机涡轮泵介质试验有很大幅度的提高。以往发动机氢泵试验涡轮入口压力约为3.768 MPa，流量约为0.733 kg/s；目前发动机氢泵试验氢涡轮入口最大压力要求为8.744 MPa，最大流量要求为2.140 kg/s。为了满足后者的试验要求，地面工艺系统需要模拟发动机氢涡轮气氢的真实压力和流量参数，于是这种高压、大流量氢气介质稳压技术在试验中的应用研究成为了氢吹工艺系统设计优先要解决的问题。

1 高压大流量稳压技术的研究

目前试验台应用比较成熟、可靠的稳压方法是采用高压大流量减压器与喷嘴串联工艺，通过减压器稳定喷嘴前压力，而喷嘴主要提供满足试验要求的气氢流量。针对此次试验中氢吹涡轮入口流量的提高，工艺系统设计拟采用减压器并联再与喷嘴组串联的稳压方式，而这种工艺技术应用在新型号发动机试验中还需要进一步的分析和研究，以确保试验以及流量控制的的可靠性。

本文从以下两个方面进行分析。首先，如何保证减压器并联输出参数的稳定性。大流量减压器并联使用可能会存在相互干扰现象，产生很大的振动，从而对减压器的膜片造成冲击，导致减压器失效。其次，喷嘴设计生产厂家对其产品的标定在常温低压空气介质条件下，采用抽空法进行的，而在发动机氢泵试验中，喷嘴需在氢气介质高压常温条件下进行流量控制，那么如何保证氢气流量控制的准确性成为试验的另一难点。

1.1 减压器并联稳定性的研究

1.1.1 WS34-001减压器的工作原理

氢吹工艺系统选用WS34-001减压器，其进口压力15～23 MPa，出口压力1～15 MPa空气介质的最大流量20 kg/s，属于气动弹簧活塞膜片式气体减压阀。它是通过启闭件的节流，将进口压力降至某一需要的出口压力，并能在进口压力及流量变动时，利用本身介质能量保持出口压力基本不变。

如图1所示：气源PN1进入A腔，操作调压气管路阀门，使C腔充达一定气压，即关闭调压气管路阀门，膜片克服弹簧力顶起活门，气源PN1经活门间的缝隙中进入出口腔，同时作用于膜片，减少活门的开启度，直至平衡。此时B腔内气压即PN2输出压力。

如图2所示，此减压阀有三个进口和三个出口，上盖的小接管嘴接出口压力表。下盖的两个小接管嘴任意一个为调压气进口，调压气管路上应有排气口，防止由于调压气压力过高而使出口压力过高时排气降压；另一个小接管嘴与上盖的安全阀相连。

1.1.2 减压器并联稳定性试验

由于每台减压器的各种配件存在差异，装备状态不可能完全一样。所以，即使在减压器入口压力、操纵腔压力一致的情况下，减压器出口压力仍会产生较大差异。试验表明：如果并联减压器的输出特性不相匹配，那么系统的干扰就会有发散的趋势，压力波动较大；如果因此进入不稳定状态，压力波动会越来越大，严重时会把连接法兰震松。因此，在并联使用前，对单台减压器做输出压力稳定性试验，选取性能相近、稳定性好的减压器并联使用是确保试验系统可靠性的关键所在。

综上所述，对减压器的稳定性进行了试验测试，其试验系统如图3所示。试验系统由气瓶、手动截止阀、气动球阀、过滤器、压力表以及孔板组成。此次试验分别对四台减压器进行静态及动态测试，给气瓶充气20 MPa，打开氢气源总阀，调整WS34-001减压器，使其出口压力为11 MPa，当减压器入口压力依次降至19 MPa、17 MPa、15 MPa、14 MPa时，分别记录减压器出口压力值，此外，每当压力降至19 MPa、17 MPa、15 MPa、14 MPa时，关闭喷嘴前的气动球阀，待30 s后记录减压器出口压力即零流量减压器的出口压力，观察减压器工作状态。

如表1所示，减压器Ⅲ和减压器Ⅳ的输出特性较为相近，且减压器动态压力值在减压器调整值上下0.2 MPa左右摆动，说明减压器性能好，输出稳定，可在系统上并联使用。减压器Ⅰ的输出稳定性相对较好，可作为备份使用。而减压器Ⅱ动态压力值与减压器调整值相差0.5 MPa左右，其输出稳定性相对差些，不易并联使用。

表1 减压器稳定性试验数据Tab.1 Test data of pressure reducer stability MPa

在上述试验的基础上，为了进一步验证并联使用减压器的动态特性，将减压器Ⅲ和减压器Ⅳ以并联的方式在系统上使用，其试验数据如表2所示。

在试验过程中，两台减压器并联使用未发生相互干扰现象，也没有产生很大的振动，其压力表指针基本保持不动状态。而且，从减压器并联的试验数据可以看出：并联后的出口压力与其中较大的出口压力相同。因此可以说明这两台减压器并联工作性能稳定，满足进一步试验的要求。

表2 减压器并联稳定性试验数据Tab.2 Test data of pressure reducers installed in parallel MPa

通过以上两组试验确定了适用于并联且稳定性良好的减压器组合，解决了大流量稳压技术的一个关键问题，为氢吹工艺系统设计奠定了良好的基础。

1.2 在试验工况下临界流文丘里喷嘴流量控制准确性的研究

1.2.1 在试验工况下临界流文丘里喷嘴流量系数的修正

喷嘴制造厂家给出的流量系数是以低压空气为标定介质取得的，而目前试验的介质为高压氢气，应对标定的流量系数重新进行修正，否则将影响氢气流量控制的准确性。所以，根据喷嘴产品检定书及相关规范要求，对以空气为检定介质的流量系数进行修正，其修正过程如下：

根据《喷嘴产品使用说明书》中给出的流量公式：

式中：qm为通过文丘里喷嘴的气体流量，kg/s；p0为文丘里喷嘴前的滞止压力，Pa；T0为文丘里喷嘴前的滞止温度，K；K为流量系数；Z为通过文丘里喷嘴气体的压缩系数。

式中：K0为与标定介质成分有关系数；Cd0为空气标定时流出系数（制造单位给出恒定值）；ΔCd为与通过喷嘴雷诺数有关系数；

根据ISO9300－2005(E)中的规定：

式中：Rent为在实际使用时气体通过喷嘴喉部雷诺数。当标定介质不是空气以及温度、压力远离标定状态时，K0按下式计算：

式中：K01为以空气为介质标定时制造单位给出的系数；k为被标定介质的比热比；R为被标定介质的气体常数。

式中：d为喷嘴喉部的直径，m；μ为气体的动力粘度，Pa s；p1为测得的音速喷嘴前静压，Pa；T1为测得的音速喷嘴前静温度，K。

那么，试验工况下氢气流量的计算过程是：由实测喷嘴入口氢气压力p1、温度T1确定热力学参数k和μ；根据公式 (5)计算出在试验时氢气通过喷嘴喉部雷诺数，从而求得参数ΔCd；以空气为介质标定喷嘴获得的系数K01和Cd0，代入公式 (4)和公式 (2)求出流量系数K；由于喷嘴前压力、温度测点按照相关规范进行安装，用静压、静温代替滞止压力、滞止温度的误差较小，可以近似认为p1≈p0，T1≈T0；将K，p1和T1代入公式 (1)求出试验工况下的氢气流量。

表3 喷嘴氢气流量换算公式Tab.3 Reduction formulas for gas flow of nozzles

由于此次试验包括4种工况，工艺系统设计采用3只喷嘴并联完成不同工况下的试验要求，根据以上换算过程，3只喷嘴的氢气流量换算公式如表3所示。

1.2.2 临界流文丘里喷嘴流量测量不确定度评定

氢吹系统设计采用临界流文丘里喷嘴作为氢气流量控制及测量元件，而影响临界流文丘里喷嘴测量氢气流量的不确定度因素有：喷嘴流出系数、喷嘴前滞止压力测量、喷嘴前滞止温度测量、流出系数的修正、由标定空气转换成氢气的换算公式。文丘里喷嘴流量测量不确定度分析如表4所示。

表4 音速文丘里喷嘴流量测量不确定度Tab.4 Uncertainty of flow measurement of sonic Venturi nozzles

1)流出系数C的不确定度μr(c)

按检定规程要求，在95%的置信概率下，U=0.2%。因测量次数为6，ta=2.45，则μr(c)=U/ta=0.082%。

2)喷嘴前滞止压力的不确定度μr(p0)

3)喷嘴前滞止温度的不确定度μr(T0)

温度传感器允许误差为±0.2 K，气体温度为290K，按矩形分布，则

4)流出系数ΔTd修正引入的不确定度μr(ΔCd)

通过计算得出Rent相对不确定度μr(Rent)=0.1%，取 Rent范围是 1.5×105～2×107，由此计算出修正过的流出系数的相对不确定度μr(ΔCd)=0.002%。

5)由标定空气转换成氢气的换算公式的不确定度μr(Cth)

估计该经验公式本身带来的不确定度μr(Cth)=0.05%。

根据不确定度传播律，合成方差：

合成标准不确定度为0.16%，扩展不确定度为0.32%，k=2。

通过对在试验工况下临界流文丘里喷嘴流量测量不确定度的评定表明：流量系数修正后的喷嘴具有足够的精度进行流量测量，并且其不确定度满足《氢涡轮泵介质试验任务书》中提出流量测量不确定度小于0.5%的要求。

2 高压大流量稳压技术的应用

2.1 氢吹系统的设计

氢吹系统主要由氢气瓶、手动截止阀、过滤器、压力表、减压器以及喷嘴组组成。系统采用减压器并联的方式为喷嘴组提供大流量稳压的氢气，减压器出口与喷嘴组相连，喷嘴组由3个不同喉部直径的喷嘴构成，主要为试验提供满足要求气氢的流量，系统原理如图4所示。

根据任务书要求要进行两次高工况的试验。而两次高工况下，氢吹涡轮入口压力分别为8.744 MPa、5.618 MPa；氢涡轮气氢流量分别为2.140 kg/s、1.542 kg/s。针对这种高压、大流量，系统同时使用减压器1和减压器2并将高工况下的额定流量分配给两个音速喷嘴（喷嘴1和喷嘴2）进行流量控制，它们流量的分配关系分别为额定流量的40%和额定流量的60%，喷嘴的喉部直径分别为Φ12.775 mm和Φ15.639 mm。此外，为了避免减压器在高压大流量工作状态时产生振动，对减压器结构造成破坏，系统先启动小流量的音速喷嘴3，启动稳定后，关闭小流量的音速喷嘴3，同时逐级启动40%和60%的音速喷嘴。

管道与喷嘴为法兰连接，3个喷嘴出、入口管道的内径为65 mm，分别大于3个喷嘴喉部直径d的4倍，安装时与3个喷嘴中心线的同轴度保持在±1.3 mm之内。3个喷嘴前安装压力测点和温度测点，在距喷嘴入口平面58.5～71.5 mm处的管壁取压力口测量上游静压，在距喷嘴入口平面117～143 mm处的管壁取温度口测量上游静温，此外，在距扩散段出口平面下游32.5 mm处的管壁取压力口，测量下游压力以检测是否达到临界流动。

2.2 试验结果

对于雷诺数大于2×105，出口锥体长度大于d的喷嘴，允许最大压力比(p2/p0)max与扩散锥体面积比A2/Ant的关系见图5。

由于3个喷嘴出口面积大于4倍的喉部面积，从图5可以看出：当扩散锥体面积比为4，而气体的比热比k在1.4左右时，喷嘴的最大允许背压比接近0.9，而由表5可以看出：两次高工况试验喷嘴的背压比小于0.8，说明在高工况下试验时，喷嘴喉部的流速达到了音速。

为检测系统设计的合理性与可靠性，表5给出了在试验工况下喷嘴流量测量数据。由表5可以看出：在高工况1试验中，喷嘴组的总流量为1.553 kg/s，喷后压力为5.696 MPa，而试验要求流量1.542 kg/s，喷后压力5.618 MPa；在高工况2试验中，喷嘴组的总流量为2.153 kg/s，喷后压力8.998 MPa，而试验要求流量2.140 kg/s，喷后压力8.744 MPa，两种工况下流量偏离任务要求值分别为0.71%和0.60%，压力偏离任务要求值分别为2.9%和1.4%。依据《氢涡轮泵介质试验任务书》要求，其试验值流量在1%范围之内，压力在5%范围之内。试验结果很好的吻合了高工况的试验要求。由此表明：该氢吹系统设计是合理的，高压大流量稳压技术在氢吹系统中得到了较好的应用。

表5 在试验工况下喷嘴流量测量数据Tab.5 Measured data of nozzle flow under working condition of test

3 结论

1)通过减压器稳定性试验，确定了适用于并联且稳定性良好的减压器组合，解决了高压大流量减压器WS34-001并联使用时存在的相互干扰现象，以及由其引起系统振动问题，并得出：当WS34-001减压器动态压力值在减压器调整值上下0.2MPa左右摆动时，减压器性能好，输出稳定，可以并联使用，并联后的出口压力与其中较大的出口压力相同。

2)对临界流文丘里喷嘴在空气介质下标定的流量系数进行了修正，确保了喷嘴测量高压氢气流量的精度，通过在试验工况下喷嘴流量测量不确定度分析表明：流量系数修正后的喷嘴进行氢气流量测量的不确定度满足《氢涡轮泵介质试验任务书》中提出流量测量不确定度小于0.5%的要求。

3)减压器组与喷嘴组串联的高压大流量稳压技术在氢吹系统得到较好的应用，试验结果很好的吻合了高工况的试验要求，说明基于这种高压大流量稳压技术的氢吹系统设计是合理、可靠的，同时为后续高压大流量试验提供了更好的技术支持和实践基础。

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