PI控制的電動(dòng)泵增壓變推力火箭發(fā)動(dòng)機(jī)系統(tǒng)仿真

胡潤(rùn)生，程玉強(qiáng)，吳建軍

(國(guó)防科技大學(xué)空天科學(xué)學(xué)院，長(zhǎng)沙 410073)

1 引言

變推力液體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)是航空航天先進(jìn)動(dòng)力系統(tǒng)之一，能夠出色完成多樣化航天任務(wù)。其推力深度可調(diào)，是目前實(shí)現(xiàn)無大氣星球軟著陸的動(dòng)力裝置形式之一。

單個(gè)液體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)的推力可以通過改變推進(jìn)劑種類、推進(jìn)劑流量、噴管出口面積以及噴管喉部來實(shí)現(xiàn)。但是由于物理結(jié)構(gòu)和熱流等因素的限制，改變推進(jìn)劑種類、噴管喉部以及出口面積比較困難，調(diào)節(jié)質(zhì)量流量是調(diào)節(jié)發(fā)動(dòng)機(jī)推力最簡(jiǎn)單的方法。為減小飛行器體積以及發(fā)動(dòng)機(jī)的干重，通常采用泵壓式系統(tǒng)來供給推進(jìn)劑。在泵壓式系統(tǒng)中，常使用渦輪驅(qū)動(dòng)泵工作。渦輪泵系統(tǒng)能夠減輕發(fā)動(dòng)機(jī)的重量，但復(fù)雜的機(jī)械結(jié)構(gòu)降低了發(fā)動(dòng)機(jī)工作的可靠性，大部分火箭發(fā)射失敗都是渦輪泵故障造成的；同時(shí)，隨著電機(jī)和電池技術(shù)的發(fā)展，電動(dòng)泵液體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)以低成本、高可靠、調(diào)節(jié)簡(jiǎn)單、易于實(shí)現(xiàn)深度變推力等特點(diǎn)，受到越來越多的重視。因此，本文采用電動(dòng)泵系統(tǒng)對(duì)火箭發(fā)動(dòng)機(jī)推進(jìn)劑質(zhì)量流量進(jìn)行調(diào)節(jié)。

變推力過程中對(duì)推進(jìn)劑質(zhì)量流量的控制有著重要的意義。一方面，可以有效減少燃料損耗，提高飛行器的有效載荷；另一方面，通過調(diào)節(jié)質(zhì)量流量和噴注器面積能夠一定程度上穩(wěn)定噴注壓降，這對(duì)燃料的充分霧化和高效燃燒尤為重要。對(duì)于處理工業(yè)相關(guān)的控制問題，PID(Proportional Integrator Derivative)控制器是最簡(jiǎn)單和最有效的方法。通過比例、積分和微分控制增益，PID控制器可以處理瞬態(tài)和穩(wěn)態(tài)過程。Razvarz等采用PID控制器通過控制電動(dòng)泵的振動(dòng)來控制管路中重油的質(zhì)量流量。PID控制器不僅能夠處理線性控制問題，同時(shí)也能在一定程度上處理非線性問題。Habibi等通過Nussbaum型函數(shù)對(duì)PID控制器參數(shù)進(jìn)行整定，發(fā)展了風(fēng)機(jī)的魯棒自適應(yīng)及容錯(cuò)控制方案。Song等利用Nussbaum型函數(shù)和矩陣分解技術(shù)自適應(yīng)地調(diào)節(jié)增益參數(shù)，使得PID控制器具有更強(qiáng)的魯棒性、自適應(yīng)性和容錯(cuò)能力，能夠很好地應(yīng)用到具有未知故障的非線性系統(tǒng)。PID控制器在火箭發(fā)動(dòng)機(jī)方面的應(yīng)用也取得了一些成果，Otto等采用PID控制策略實(shí)現(xiàn)了再生冷卻氫氟發(fā)動(dòng)機(jī)室壓和混合比的控制。Nemeth等采用PI控制器對(duì)SSME發(fā)動(dòng)機(jī)穩(wěn)態(tài)和非穩(wěn)態(tài)過程的推力和混合比進(jìn)行控制。Sunakawa等采用3個(gè)解耦的PI控制回路控制LE-X發(fā)動(dòng)機(jī)穩(wěn)態(tài)過程的推力、混合比以及渦輪進(jìn)口溫度。翟一帆提出了基于雙PI控制器的某型串聯(lián)式雙渦輪泵閉式膨脹循環(huán)發(fā)動(dòng)機(jī)控制方法，并對(duì)工況調(diào)節(jié)過程中推力和混合比的控制效果進(jìn)行了驗(yàn)證。

基于電動(dòng)泵系統(tǒng)的特點(diǎn)，本文針對(duì)液氧路和甲烷路設(shè)計(jì)了電動(dòng)泵系統(tǒng)PI控制器來智能調(diào)節(jié)變推力過程中推進(jìn)劑質(zhì)量流量的變化。

2 系統(tǒng)方案

2.1 系統(tǒng)組成

電動(dòng)泵增壓變推力火箭發(fā)動(dòng)機(jī)系統(tǒng)，由推進(jìn)劑供應(yīng)系統(tǒng)、控制系統(tǒng)、推力室以及再生冷卻系統(tǒng)組成。系統(tǒng)方案如圖1所示。

圖1 系統(tǒng)方案示意圖Fig.1 Diagram of system scheme

推進(jìn)劑供應(yīng)系統(tǒng)包括推進(jìn)劑貯箱、電動(dòng)泵以及閥門等其他組件。貯箱下游布置有電爆閥，工作時(shí)通電打開，推進(jìn)劑進(jìn)入輸送管道；電磁閥下游布置有過濾器，用于為防止污垢、顆粒物或碎片進(jìn)入推力室堵塞推力室噴注器的噴注單元；過濾器下游為液氧電動(dòng)泵和甲烷電動(dòng)泵，用于對(duì)推進(jìn)劑增壓以及調(diào)節(jié)管路中推進(jìn)劑流量。

控制系統(tǒng)為電機(jī)提供電壓數(shù)字信號(hào)，通過改變電機(jī)轉(zhuǎn)速來改變泵的出口壓力，最終調(diào)節(jié)推進(jìn)劑在管路中的流量；而雙電磁閥液壓作動(dòng)器驅(qū)動(dòng)針?biāo)▏娮⑵鞯目烧{(diào)套筒移動(dòng)，改變針?biāo)▏娮⑵鲊娮⒚娣e。電動(dòng)泵下游布置有渦輪流量計(jì)，用于檢測(cè)管路中體積流量。

推力室包括可調(diào)針?biāo)▏娮⑵?、燃燒室、噴管擴(kuò)張段以及點(diǎn)火器等組件。點(diǎn)火器給推進(jìn)劑點(diǎn)火，可調(diào)針?biāo)▏娮⑵饔糜诒ＷC推力調(diào)節(jié)期間均有較高的噴注壓降，從而有較好的噴注性能。

2.2 技術(shù)指標(biāo)

表1為發(fā)動(dòng)機(jī)系統(tǒng)設(shè)計(jì)參數(shù)，主要包括100%RPL(Rated Power Level)條件下燃燒室壓力、液氧路和液甲烷路質(zhì)量流量、混合比、真空推力和真空比沖，以及整個(gè)發(fā)動(dòng)機(jī)工作過程的推力變比，液氧和液甲烷貯箱供給壓力。

表1 系統(tǒng)設(shè)計(jì)參數(shù)Table 1 Parameters of system design

3 系統(tǒng)建模

由于電動(dòng)泵系統(tǒng)與控制器的設(shè)計(jì)有關(guān)，因此將對(duì)該部組件的動(dòng)力學(xué)方程作詳細(xì)地介紹。

3.1 電動(dòng)泵模型

電機(jī)的方程主要包括電壓平衡方程、電磁轉(zhuǎn)矩方程以及電機(jī)轉(zhuǎn)矩平衡方程三部分。

直流電機(jī)銜鐵線圈電壓平衡方程見式(1):

其中，U是電機(jī)電壓，R是線圈電阻，i是電流，L是電感，是時(shí)間，e是反電動(dòng)勢(shì)見式(2):

其中，是電機(jī)轉(zhuǎn)動(dòng)角速度，C是電機(jī)反電動(dòng)勢(shì)和轉(zhuǎn)矩系數(shù)，可表示為式(3):

其中，C是電機(jī)反電動(dòng)勢(shì)和轉(zhuǎn)矩系數(shù)常數(shù)。電機(jī)的電磁力矩方程為式(4):

其中是電機(jī)的輸出力矩。電機(jī)的力矩平衡方程見式(5):

其中，J是電機(jī)的轉(zhuǎn)動(dòng)慣量，f是電機(jī)的摩擦系數(shù)，是驅(qū)動(dòng)泵的負(fù)載力矩。

介紹泵的動(dòng)力學(xué)方程之前，首先定義2個(gè)無量綱參數(shù)，見式(6)。

其中，為無量綱體積流率，為體積流率，為參考體積流率；為無量綱轉(zhuǎn)速，為泵轉(zhuǎn)速，為參考轉(zhuǎn)速。

流體慣性、參考扭矩、特性角以及比轉(zhuǎn)速N的定義見公式(7)～(10)。

其中，為參考密度，為泵參考流道長(zhǎng)度，參考流道截面積，為參考泵壓頭，為參考效率，為進(jìn)出泵流體的平均密度，為重力加速度。

泵壓頭及泵扭矩見式(11)、式(12)。

其中，和是和N的函數(shù)，可以通過查表插值得到。本文中N為固定值，因此和隨的變化如圖2所示。

圖2 WH和WT隨θ的變化曲線[19]Fig.2 Variations of WH and WT withθ[19]

進(jìn)而可得離心泵體積流率的動(dòng)力學(xué)方程見式(13)。

根據(jù)體積流率，可得質(zhì)量流量表達(dá)式，見式(15)。

3.2 冷卻通道模型

冷卻通道從尾噴管5∶1的位置開始，流經(jīng)喉部以及燃燒室等直段部分。為了便于計(jì)算，將整個(gè)冷卻通道及與其接觸的推力室壁面分為6段，分段方式見圖3，每一段表示一個(gè)熱節(jié)點(diǎn)。由于喉部熱流密度比較大，為了保證較好的冷卻效果，喉部分段最短。冷卻通道結(jié)構(gòu)參數(shù)表2。

圖3 冷卻通道分段模型Fig.3 Segmentation of cooling channel

表2 冷卻通道參數(shù)Table 2 Parameters of cooling channel

仿真中主要考慮三部分換熱模型:燃?xì)馀c推力室壁面?zhèn)鳠崮Ｐ汀⑼屏κ冶诿鎮(zhèn)鳠崮Ｐ鸵约袄鋮s劑與通道壁面?zhèn)鳠崮Ｐ?。在燃?xì)馀c推力室壁面?zhèn)鳠崮Ｐ椭?，主要考慮燃?xì)馀c壁面之間的對(duì)流換熱。在建模過程中，冷卻通道以及與其接觸的推力室壁面被看作是6個(gè)熱節(jié)點(diǎn)，因此在推力室壁面?zhèn)鳠崮Ｐ椭校紤]推力室壁面熱節(jié)點(diǎn)內(nèi)部的傳熱、熱節(jié)點(diǎn)之間的換熱以及推力室與冷卻通道外壁面接觸部分的換熱。在冷卻劑與通道壁面?zhèn)鳠崮Ｐ椭?，假設(shè)冷卻劑與壁面僅存在對(duì)流換熱，冷卻劑在通道中考慮單相和兩相的工況，兩相考慮沸騰和冷凝工況。單相和超臨界采用Gnielinski關(guān)聯(lián)式計(jì)算，兩相中冷凝換熱采用Shah關(guān)系式計(jì)算，沸騰換熱采用VDI模型計(jì)算。

3.3 推力室模型

推力室主要包括噴注器、燃燒室和尾噴管。噴注器采用容腔加閥門進(jìn)行模擬，燃燒室采用軟件自帶的模型，尾噴管根據(jù)設(shè)計(jì)方案輸入相關(guān)形狀參數(shù)。燃燒室模型在計(jì)算的時(shí)候需要給出平衡狀態(tài)的化學(xué)反應(yīng)關(guān)系式，各組分比例關(guān)系可由RPA(Rocket Propulsion Analysis)軟件計(jì)算得到。

4 控制器設(shè)計(jì)

控制器主要用來控制電動(dòng)泵的質(zhì)量流量。根據(jù)電動(dòng)泵的動(dòng)力學(xué)方程可得其狀態(tài)方程，見式(16)。

由狀態(tài)方程可知，該系統(tǒng)為非線性系統(tǒng)。需要將其進(jìn)行線性化再采用PID等線性控制策略。針對(duì)甲烷電機(jī)泵和液氧電機(jī)泵分別進(jìn)行PI控制器參數(shù)求解，最終確定的PI參數(shù)如表3所示。

表3 電動(dòng)泵PI控制器參數(shù)Table 3 Parameters for the electric pump PI controller

控制目標(biāo)為燃燒室壓力和混合比，考慮到燃燒室壓力和混合比不容易直接測(cè)量，首先擬合得到燃燒室壓力與液氧路質(zhì)量流量的關(guān)系，將燃燒室壓力的目標(biāo)值換算成液氧路質(zhì)量流量的參考值，然后將液氧質(zhì)量流量實(shí)測(cè)值與參考值的差值輸入到液氧路控制器當(dāng)中，控制器會(huì)給液氧路電動(dòng)泵提供合適的電壓信號(hào)；對(duì)于甲烷路的控制，需要測(cè)量得到液氧路的質(zhì)量流量，通過目標(biāo)混合比得到甲烷路質(zhì)量流量的參考值，接下來將甲烷質(zhì)量流量實(shí)測(cè)值與參考值的差值輸入到甲烷路控制器當(dāng)中，控制器會(huì)給甲烷路電動(dòng)泵提供合適的電壓信號(hào)。具體的控制策略如圖4所示。

圖4 控制系統(tǒng)框架Fig.4 Control system framework

5 仿真結(jié)果分析

5.1 不同工況啟動(dòng)過程動(dòng)態(tài)特性

在低工況條件下，冷卻通道內(nèi)液甲烷質(zhì)量流量低，冷卻效果不足，如果此時(shí)混合比維持在設(shè)計(jì)值，燃燒室溫度較高，可能損壞燃燒室壁面?？紤]到燃燒室壁面的熱防護(hù)問題，隨著推進(jìn)劑質(zhì)量流量的下降，混合比向下線性微調(diào)。本文選取6個(gè)工況點(diǎn)進(jìn)行仿真，仿真工況見表4，仿真結(jié)果見圖5。

表4 不同工況參數(shù)Table 4 Parameters at different operating conditions

圖5(a)和(b)分別為不同工況條件下燃燒室入口甲烷和液氧質(zhì)量流量變化曲線。從圖5(a)可以看到，高工況啟動(dòng)時(shí)，甲烷質(zhì)量流量在0～1 s內(nèi)會(huì)存在劇烈的振蕩，流量越大，振蕩越明顯；同時(shí)高工況條件下會(huì)存在超調(diào)，且流量越大越明顯。振蕩和超調(diào)的原因是甲烷在冷卻通道內(nèi)發(fā)生了相變，此外，啟動(dòng)過程中混合比的超調(diào)還和甲烷噴前容腔大小以及噴注器閥門響應(yīng)快慢有關(guān)。隨著工況的降低，甲烷質(zhì)量流量達(dá)到穩(wěn)態(tài)所需時(shí)間越來越長(zhǎng)，如表5所示。相比甲烷，液氧路質(zhì)量流量在啟動(dòng)過程變化較為平緩，且不管工況高低，質(zhì)量流量都能較快達(dá)到穩(wěn)態(tài)值。圖5(c)為燃燒室內(nèi)混合比的變化曲線，可以看出由于100%RPL工況下，甲烷質(zhì)量流量在0.3 s左右存在突降的現(xiàn)象，導(dǎo)致混合比出現(xiàn)了超調(diào)。圖5(d)和(e)分別為燃燒室壓力和溫度變化曲線。從圖中可以看到，燃燒室建壓過程較為穩(wěn)定，基本不存在室壓超調(diào)的現(xiàn)象。因?yàn)槭覊汉屯七M(jìn)劑總的質(zhì)量流量有關(guān)系，因此室壓的變化具有液氧和甲烷變化的特點(diǎn)。在100% RPL工況下，0.4～0.8 s之間存在幾個(gè)凸起和凹槽，這些凸起和凹槽跟甲烷質(zhì)量流量變化過程中的振蕩有關(guān)；同時(shí)，由于液氧質(zhì)量流量較大，室壓的總體變化趨勢(shì)和液氧質(zhì)量流量的變化一致，因此可以建立室壓和液氧質(zhì)量流量正相關(guān)的關(guān)系，這一點(diǎn)為控制器控制目標(biāo)的選取和轉(zhuǎn)化提供了依據(jù)。而燃燒室內(nèi)溫度的變化在0～1 s之間比較劇烈，不同工況下出現(xiàn)了不同程度的超調(diào)，并且不存在明顯的規(guī)律。對(duì)比燃燒室混合比的變化曲線，可以看到燃燒室溫度變化曲線和混合比變化曲線具有相同的趨勢(shì)，即證明了燃燒室內(nèi)溫度和混合比正相關(guān)的關(guān)系。

表5 推進(jìn)劑質(zhì)量流量穩(wěn)定時(shí)間Table 5 Time for propellant mass flow rate reaching its steady-state value

圖5 燃燒室參數(shù)Fig.5 Parameters in combustion chamber

圖6(a)和(b)分別真空比沖和推力變化曲線。圖中明顯看到，真空推力的變化曲線和燃燒室壓力的變化一致，即證明了燃燒室壓力和真空推力正相關(guān)關(guān)系。因此，對(duì)于變推力火箭發(fā)動(dòng)機(jī)變推力過程穩(wěn)態(tài)和準(zhǔn)穩(wěn)態(tài)過程的推力控制而言，控制目標(biāo)選擇室壓或者推力均可，考慮到測(cè)量問題，選擇室壓更合適。真空比沖的變化趨勢(shì)和燃燒室溫度以及混合比的變化趨勢(shì)一致。

圖6 推力性能參數(shù)Fig.6 Parameters of thrust performance

5.2 質(zhì)量流量測(cè)量反饋點(diǎn)的影響

圖7為質(zhì)量流量在不同位置的變化曲線，可以看到，盡管泵出口的質(zhì)量流量和燃燒室入口質(zhì)量流量的穩(wěn)態(tài)值一致，但動(dòng)態(tài)變化過程存在一定的差異，需要驗(yàn)證這種差異對(duì)控制效果的影響。仿真中選擇了3個(gè)用于控制器接受反饋信號(hào)的測(cè)量點(diǎn)，具體測(cè)點(diǎn)如圖8中位置1、2和3所示，位置1為泵出口質(zhì)量流量測(cè)點(diǎn)，位置2為噴前質(zhì)量流量測(cè)點(diǎn)，位置3為燃燒室入口質(zhì)量流量測(cè)點(diǎn)。

圖7 不同位置質(zhì)量流量的變化Fig.7 Mass flow rate variation at different locations

圖8 質(zhì)量流量測(cè)點(diǎn)Fig.8 Measurement points of mass flow rate

圖9為控制器接收不同位置質(zhì)量流量反饋信號(hào)時(shí)得到的仿真結(jié)果。圖9(a)～圖9(c)分別為甲烷質(zhì)量流量、液氧質(zhì)量流量以及混合比在設(shè)計(jì)工況啟動(dòng)時(shí)的變化情況。為了方便描述，將位置1作為反饋控制點(diǎn)得到的結(jié)果記作曲線1(黑色實(shí)線)，將位置2作為反饋控制點(diǎn)得到的結(jié)果記作曲線2(紅色短線)，將位置3作為反饋控制點(diǎn)得到的結(jié)果記作曲線3(藍(lán)色點(diǎn)劃線)。

圖9 不同反饋測(cè)點(diǎn)對(duì)流量控制的影響Fig.9 Effects of feedback points on mass flow rate control

從甲烷質(zhì)量流量的變化來看，0.15～0.75 s之間的變化存在較大差異，雖然0.15～0.25 s內(nèi)3條曲線都是3個(gè)遞增的峰值后緊跟著一個(gè)陡降，但峰值大小不同，并且曲線3的陡降段比曲線1、2提前了約0.02 s，此外，0.25～0.35 s之間的變化曲線也大不一樣，0.35 s左右3條曲線都出現(xiàn)了一個(gè)尖峰，曲線1和2在該尖峰之后就開始下降，然后開始緩慢上升，而曲線3在一個(gè)尖峰之后又出現(xiàn)下了一個(gè)尖峰，隨后變化趨勢(shì)才和曲線1、2相似，3條曲線回升點(diǎn)對(duì)應(yīng)的時(shí)間以及對(duì)應(yīng)的質(zhì)量流量的大小都存在差異。對(duì)于液氧質(zhì)量流量，曲線1和2除了在0.44 s附近存在大小在8%左右的差異，其他時(shí)間基本完全重合；而曲線3比曲線1和2提前0.02 s開始變化，并且從開始上升一直到1 s，都和另外2條曲線存在大小在15%以內(nèi)的差異。對(duì)于混合比而言，動(dòng)態(tài)變化部分差異也較為顯著，并且曲線2和3出現(xiàn)了比較大的超調(diào)，而這種現(xiàn)象是不希望出現(xiàn)的。

值得說明的是，由于位置3為燃燒室入口測(cè)點(diǎn)，實(shí)際工作過程中對(duì)該點(diǎn)質(zhì)量流量進(jìn)行監(jiān)測(cè)存在難度，此外，綜合考慮到混合比是否存在超調(diào)現(xiàn)象，本文研究選擇位置1，即泵后質(zhì)量流量測(cè)點(diǎn)，作為質(zhì)量流量反饋點(diǎn)。

5.3 控制器對(duì)變推力過程的影響

5.3.1 開環(huán)系統(tǒng)變推力過程仿真

除了表3的工況外，這一部分的仿真中增加90%RPL的工況，并從高工況向低工況依次調(diào)節(jié)。仿真過程中，燃燒室壓力、推力變化正常，而混合比和冷卻后燃燒壁面溫度在變工況的瞬間出現(xiàn)了超調(diào)現(xiàn)象，具體如圖10所示。

圖10 開環(huán)仿真典型參數(shù)變化Fig.10 Typical parameter variations in openloop simulation

從圖10(a)中可以明顯看到，在變工況的過程中，混合比會(huì)出現(xiàn)超調(diào)的情況，這主要是兩路電機(jī)泵在穩(wěn)態(tài)過渡時(shí)響應(yīng)存在差異造成的?；旌媳鹊某{(diào)會(huì)引起燃燒室溫度的超調(diào)、比沖的超調(diào)以及推力室壁面溫度的超調(diào)，尤其是推力室壁面溫度的超調(diào)會(huì)影響壁面材料的疲勞壽命。因此，可采用控制手段同步協(xié)調(diào)液氧和甲烷泵的動(dòng)態(tài)響應(yīng)，從而盡量減少工況調(diào)節(jié)過程中混合比的超調(diào)。

同時(shí)，在從65%RPL調(diào)整至50%RPL時(shí)，混合比的變化出現(xiàn)了高頻振蕩，導(dǎo)致50%RPL工況的混合比結(jié)果與單點(diǎn)仿真結(jié)果相比存在差異，不能達(dá)到預(yù)期效果。分析仿真結(jié)果發(fā)現(xiàn)，這是由于從65%RPL調(diào)整到50%RPL時(shí)，冷卻通道內(nèi)有一小段出現(xiàn)了氣體體積分?jǐn)?shù)周期性振蕩的現(xiàn)象，而這一現(xiàn)象在沒有外力的作用下并沒有消失，直到繼續(xù)向25%RPL調(diào)節(jié)，振蕩才消失。冷卻通道內(nèi)氣體分?jǐn)?shù)的振蕩現(xiàn)象導(dǎo)致了甲烷流量的振蕩，從而出現(xiàn)了混合比振蕩的現(xiàn)象。

5.3.2 PI閉環(huán)變推力過程仿真

采用圖4所示的控制方案進(jìn)行仿真，仿真工況與開環(huán)仿真相同。在仿真過程中，對(duì)電壓進(jìn)行限幅，最大值為540 V，仿真結(jié)果如圖11所示。從圖11(a)、(b)和圖10(a)、(b)的對(duì)比來看，PI控制器的加入能夠明顯地減小工況調(diào)節(jié)過程中混合比等參數(shù)出現(xiàn)的超調(diào)，如啟動(dòng)階段的超調(diào)降低了75%左右，推力室壁面最高溫度降低了7 K左右，這一改進(jìn)有益于延長(zhǎng)發(fā)動(dòng)機(jī)推力室的使用壽命。

此外，由于施加了外界信號(hào)，在從65%RPL調(diào)整到50%RPL的時(shí)候，冷卻通道內(nèi)氣體分?jǐn)?shù)振蕩現(xiàn)象消失，因此甲烷流量也比較穩(wěn)定，而圖10中出現(xiàn)的混合比的振蕩現(xiàn)象也隨之消失，如圖11(a)所示，并且該時(shí)段混合比達(dá)到預(yù)期數(shù)值。

圖11 閉環(huán)仿真典型參數(shù)變化Fig.11 Typical parameter variation in closedloop simulation

6 結(jié)論

本文針對(duì)電動(dòng)泵增壓液氧甲烷變推力火箭發(fā)動(dòng)機(jī)系統(tǒng)進(jìn)行了建模仿真，同時(shí)根據(jù)變推力需求設(shè)計(jì)了電動(dòng)泵質(zhì)量流量控制器，并對(duì)其控制效果進(jìn)行仿真驗(yàn)證。結(jié)論如下:

1)不同工況啟動(dòng)的時(shí)候，甲烷流量穩(wěn)定時(shí)間存在差異，工況越大，流量達(dá)到穩(wěn)定所用時(shí)間越短；而對(duì)于液氧路來說，穩(wěn)定時(shí)間差異不明顯。

2)啟動(dòng)過程中，液氧質(zhì)量流量以及燃燒室壓力變化較為平滑，幾乎不存在超調(diào)和振蕩現(xiàn)象；而甲烷質(zhì)量流量、混合比和燃燒室溫度在0～1 s之間出現(xiàn)了不同程度的振蕩和超調(diào)。

3)電動(dòng)泵質(zhì)量流量PI控制器能夠有效減小混合比和冷卻后推力室壁面溫度的超調(diào)，同時(shí)還能夠一定程度上抑制冷卻通道內(nèi)由于冷卻劑相變?cè)斐傻臍怏w分?jǐn)?shù)的高頻振蕩。