氢氧发动机氢涡轮泵汽蚀试验技术研究

李培昌，冯 飞，王建宇

（北京航天试验技术研究所，北京，100074）

0 引 言

氢氧火箭发动机涡轮泵应该工作在临界汽蚀点之上，一旦涡轮泵发生汽蚀，就会对泵叶片造成严重的侵蚀破坏，同时还产生噪音和震动现象。汽蚀后涡轮泵吸入的推进剂内将混有大量气泡，泵的流量、扬程、功率和效率都降低，严重时遭到损坏并断流[1]，发动机不能正常工作。

对于火箭总体及增压输送系统的设计来说，涡轮泵的汽蚀点是一个非常重要的数据，通过水力试验得到，但是液氢泵通过水力试验得到的汽蚀点换算成低温介质后，其准确性和可靠性需要通过真实介质试验才能确认。大推力氢氧发动机由于液氢流量大，介质的安全排放无法较好地解决，因此未进行过液氢介质的汽蚀试验。本文通过在某型发动机全系统试验中，采取技术手段使氢涡轮泵发生汽蚀，获取泵工作的实际汽蚀点，为火箭总体设计及发动机氢涡轮泵的抗汽蚀性能研究提供重要的技术数据。

1 涡轮泵汽蚀控制

1.1 涡轮泵汽蚀控制方法分析

若要使涡轮泵达到汽蚀，可通过以下方法实现[2]：a）提高泵入口流体的温度；b）降低泵入口流体的压力。氢氧火箭发动机试验的推进剂供应采用绝热管路输送，通过给推进剂贮箱增压的方式保持泵入口压力。发动机试验要求在额定条件下正常启动，根据实际情况，提高流体温度难以实现，而降低贮箱压力从而降低泵入口流体的压力相对容易。

对于氢涡轮泵汽蚀试验而言，要求在规定时间内缓慢持续降低泵入口压力，确保发动机氢涡轮泵汽蚀。若是压力控制不精确，很可能在发动机试验完成后涡轮泵还没有汽蚀，达不到试验目的，或者在发动机试验开始时就发生汽蚀关机，不利于对发动机性能的考察。在试验过程中，需要保证氢涡轮泵入口压力平稳下降，实现发动机自动紧急关机，这样既能考核发动机性能，又能对氢涡轮泵的汽蚀点作出一个准确的测试，因此如何控制泵入口压力成为难点。

1.2 泵入口压力控制方法

在发动机试验中，涡轮泵入口压力可由下式确定：

式中ivP为泵入口压力；xrP为贮箱压力；hP为推进剂液柱压力；P∆为管路流阻损失。

对于确定的试验系统而言，当推进剂流量不变时，管路流阻损失不变；推进剂液柱压力可通过推进剂加注量及推进剂流量计算得到。由此泵入口压力与贮箱压力直接相关，试验中一般通过控制贮箱压力来保证泵入口压力稳定。汽蚀试验需要降低泵入口压力，即可通过降低贮箱压力来实现。

贮箱压力的降低可以通过两种方法实现：a）一方面停止向容器内增压，此时增压气体受到推进剂温度的影响温度降低、压力下降；另一方面由于推进剂的不断消耗，因此贮箱内空容积增大，气枕膨胀使压力下降。该方法优点是贮箱压力及泵入口压力下降平稳，缺点是在规定的时间内不一定能达到泵汽蚀压力。b）停止增压后的自然降压外加贮箱放气强制降压，该方法优点是可保证贮箱压力达到汽蚀压力，缺点是压力控制不稳定，压力曲线不够平缓。对于这两种箱压控制方式，可以通过计算来进行比较。

2 贮箱压力控制方法

对于前面两种压力控制方法，先计算第1种，即停止增压后贮箱压力自然下降。该型号氢涡轮泵理论汽蚀点为入口压力0.12 MPa，液氢系统流阻及静液柱压力较小忽略不计，可认为箱压0.12 MPa时涡轮泵发生汽蚀。

2.1 箱压估算方法

贮箱停止增压后，贮箱压降主要由两部分组成：a）贮箱气枕与推进剂之间的热交换造成气枕温度降低，压力下降；b）推进剂消耗造成的气枕体积变大，压力减小。即：

式中1P∆为气枕与推进剂热交换造成的压降；2P∆为推进剂消耗造成的压降；oP为贮箱初始压力。

这两方面原因造成贮箱压力降低，从而使泵入口压力下降，这一过程可以通过下述方法计算。

2.1.1 气枕与推进剂热交换造成的压降

气枕与推进剂的热交换为瞬态过程，可以通过数值模拟或试验测得。为了获得这一数据，某次试验时发动机一次关机后，增压系统停止工作，随后测量系统记录了200 s内箱压变化的数据，如图1所示。

图1 某次地面试车静置状态氢箱箱压变化Fig.1 Hydrogen Tank Pressure Curve of a Ground Test

由图1可以看出，在停止增压的情况下，100 s时间内氢箱箱压下降了0.08 MPa，且箱压下降速度在初始时较快，后来趋于平缓，平均值约为0.0008 MPa/s，即：

2.1.2 推进剂消耗造成的压力下降

推进剂消耗导致气枕膨胀压力降低的数值可以根据贮箱结构尺寸、推进剂流量、发动机工作时间、发动机启动时气枕大小计算得出。在计算时，发动机启动时气枕大小为不确定值，可以通过固定加注量、固化推进剂加注后停放时间、估算预冷消耗量得到。

本次汽蚀试验气枕初始体积为15.5 m3，初始压力为 0.22 MPa，由推进剂质量流量可得体积流量为0.04485 m3/s。由理想气体公式，忽略温度变化，可得推进剂消耗造成的贮箱压降为

由式（2）～（5）可得贮箱压力随时间的变化规律为

根据式（6）即可算得停止增压后一段时间内的箱压压力，此压力为保守值，实际压力可能小于此数值。根据计算，氢涡轮泵汽蚀试验无须采取贮箱放气降压的方法就可以满足压降的要求，实现氢泵汽蚀。

2.2 箱压数值模拟

为了更准确地计算贮箱压力的变化过程，对该压降过程进行数值模拟。贮箱结构如图2所示，采用二维对称结构，划分非结构化网格，网格单元为四边形网格，部分区域网格模型如图3所示。

图2 贮箱结构示意Fig.2 Schematic Diagram of the Tank H—贮箱高度；D—贮箱内径

图3 部分网格模型示意Fig.3 Part of the Grid Model

贮箱箱体由圆柱筒体与上下碟形封头组成，液氢经贮箱下方排液口流出。初始时刻，箱内装有温度为20 K的低温液氢，贮箱顶部为气枕区，并选择氢气作为增压气体，主要参数如表1所示。

表1 主要参数Tab.1 Main Parameters

模拟过程中低温液氢流量从下排液口流出，气枕容积增大，压力降低。

本文采用Fluent对液氢贮箱增压排液过程进行数值模拟，计算中氢气密度采用理想气体模型。在参量的离散格式设置中，压力项采用PRESTO!格式，体积分数项采用GEO-Reconsturct格式，其他参数均采用二阶迎风格式，压力速度耦合项选用PISO算法来修正压力值。液氢流出过程中，箱内始终存在着气液相界面，且相间没有互相穿插，因此采用流体体积函数多相流模型。

本文直接考虑了相间热质转移的产生机理，编写了控制相变的用户自定义函数（User-Defined Function，UDF），包括分别作用于气、液相连续方程的质量源项与作用于整个流体区的能量源项。计算时假设整个增压过程中相界面始终处于热平衡状态，液面温度等于当前压力对应的饱和温度．计算中通过控制方程求解整个计算域的温度分布，比较当前网格温度与饱和温度的相对大小来判断是否发生相变，若发生相变则在连续方程与能量方程中增加相应源项以保证相间的热质转移，其数学描述见文献[3]。

3 结果分析

3.1 估算结果与数值模拟结果对比

估算箱压与数值模拟箱压的对比如图4所示。

图4 估算结果与数值模拟结果对比Fig.4 Comparison of Estimated Results with Numerical Simulation Results

由图4可以看出，两种算法可以得到100 s内箱压均达到氢涡轮泵的理论汽蚀压力，而估算所得箱压要偏高于数值模拟的箱压。其原因为：a）对温度引起的压降做了线性平均，引起了一些误差；b）计算推进剂消耗造成的压力下降2P∆时，采用理想气体公式忽略了温度的变化，而实际过程中气体温度会降低，造成压力下降。因此造成了估算箱压值偏高于数值模拟的箱压值。

由估算和数值模拟均可发现，试验过程中，停止增压即可在100 s内使箱压下降，从而导致泵入口压力降低，氢涡轮泵发生汽蚀。因此，认为氢涡轮泵汽蚀试验采用第1种方式，无须采取贮箱放气降压的方法就可以满足压降的要求。

3.2 试验结果

根据计算结果，采用停止增压的方法进行了氢涡轮泵汽蚀试验，结果如图 5所示。发动机氢泵入口压力按照预先计算的趋势变化，泵入口压力比箱压低，在停止增压84 s左右，氢涡轮泵发生汽蚀，发动机达到汽蚀关机条件，正确实施了自动紧急关机。

图5 地面试验泵入口压力与箱压对比Fig.5 Inlet Pressure of the Pump and Tank Pressure of A Ground Test

估算箱压、数值模拟箱压与试验箱压的对比如图6所示。

图6 估算结果、数值模拟结果与试验结果对比Fig.6 Estimated Results、Numerical Simulation Results and Test Results

由图6可以看出，估算箱压值偏差较大，而数值模拟压力与试验数据接近，因此可认为数值模拟具有一定的参考性，可以对后续的其他类型涡轮泵汽蚀试验的箱压控制方法作出一定的指导。

4 结束语

由于大流量的液氢排放无法得到有效的安全处理，大推力氢氧发动机涡轮泵无法单独进行真实介质的涡轮泵汽蚀试验。某型发动机借助于全系统长程试验，依托现有试验系统，通过技术手段确保发动机氢涡轮入口压力降低，首次实现了人为控制的涡轮泵汽蚀试验，获取了氢涡轮泵实际汽蚀点的入口压力，各项试验取得圆满成功，为发动机氢涡轮泵的抗汽蚀性能研究提供了重要技术数据。