王 凱, 孫 濤, 史小鋒, 伊 寅, 伊進(jìn)寶, 韓勇軍

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HAP三組元推進(jìn)劑泵供系統(tǒng)流動(dòng)特性仿真

王 凱1, 2, 孫 濤1, 史小鋒1, 伊 寅1, 伊進(jìn)寶1, 韓勇軍1

(1. 中國(guó)船舶重工集團(tuán)公司 第705研究所, 陜西 西安, 710077; 2. 水下信息與控制重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室, 陜西 西安, 710077)

文中針對(duì)燃燒試驗(yàn)出現(xiàn)的燃燒振蕩, 開展水下航行器HAP三組元推進(jìn)劑泵供系統(tǒng)流動(dòng)特性研究。使用3D仿真軟件PumpLinx模擬出燃料泵的流動(dòng)狀態(tài), 使用1D軟件AMESim模擬出泵供系統(tǒng)流動(dòng)特性, 通過三組元燃燒動(dòng)態(tài)測(cè)試試驗(yàn), 測(cè)得泵供系統(tǒng)各組部件流體壓力脈動(dòng)情況, 以驗(yàn)證仿真模型。結(jié)果表明, 仿真獲取的泵供系統(tǒng)流動(dòng)特性與試驗(yàn)所測(cè)脈動(dòng)規(guī)律基本吻合, 證明了仿真獲取的各組部件脈動(dòng)頻率等參數(shù)的準(zhǔn)確性, 這些參數(shù)可為設(shè)計(jì)和優(yōu)化液壓元器件提供技術(shù)支撐。

水下航行器; HAP三組元推進(jìn)劑; 泵供系統(tǒng); 流動(dòng)特性

0 引言

HAP三組元推進(jìn)劑燃燒試驗(yàn)中出現(xiàn)了燃燒振蕩, 燃燒振蕩的出現(xiàn)會(huì)伴隨著放熱量和壓力的大幅波動(dòng), 可能會(huì)導(dǎo)致動(dòng)力系統(tǒng)損傷, 因此, 熱動(dòng)力系統(tǒng)必須避免或控制燃燒振蕩。從公開出版的資料可以看出, 引起燃燒室壓力波動(dòng)的原因主要有以下幾個(gè)方面: 1) HAP三組元燃料比例和摻混狀態(tài)不穩(wěn)定會(huì)導(dǎo)致燃燒室熱容隨之變化, 引起燃燒壓力波動(dòng)[1]; 2) 燃料在燃燒室里的燃燒時(shí)滯, 會(huì)導(dǎo)致“堆積燃燒”, 嚴(yán)重時(shí)可導(dǎo)致燃燒振蕩; 3) 泵供系統(tǒng)的耦合振蕩。HAP三組元泵供系統(tǒng)中的燃料泵是一種軸向柱塞泵, 其輸出油液的流量是周期性脈動(dòng)的, 會(huì)導(dǎo)致燃料流量和壓力脈動(dòng)[2], 當(dāng)變工況時(shí), 變量燃料泵還會(huì)產(chǎn)生燃料流量和壓力的脈沖, 這種脈沖會(huì)與供應(yīng)系統(tǒng)彈性環(huán)節(jié)(單向閥閥芯和旋流噴嘴閥芯)產(chǎn)生響應(yīng)和反饋, 若設(shè)計(jì)不好有可能產(chǎn)生放大效應(yīng), 引起燃燒時(shí)滯的劇烈變化, 導(dǎo)致燃燒振蕩。

文章主要研究由泵供系統(tǒng)組成的燃燒試驗(yàn)系統(tǒng)是否產(chǎn)生燃燒振蕩, 具體研究燃燒室前端的泵供系統(tǒng), 包括變量燃料泵、燃料管路、單向閥和旋流噴嘴等組部件, 如圖1所示。這些部件的流動(dòng)特性及其耦合特性對(duì)燃燒穩(wěn)定性有很大影響, 但影響程度和影響規(guī)律目前尚不可知, 因此需對(duì)變量燃料泵進(jìn)行3D仿真, 對(duì)單向閥、噴嘴、燃料管路進(jìn)行1D系統(tǒng)仿真。同時(shí), 通過燃燒試驗(yàn)測(cè)量供應(yīng)回路動(dòng)態(tài)壓力參數(shù), 以驗(yàn)證和修正仿真模型。

1 泵供系統(tǒng)結(jié)構(gòu)及原理

1.1 燃料泵

燃料泵在供應(yīng)和控制系統(tǒng)中的主要功能是分別將系統(tǒng)中的燃料、海水等增壓并輸送。燃料泵的工作原理是, 缸體帶動(dòng)柱塞旋轉(zhuǎn), 柱塞在柱塞孔內(nèi)作直線往復(fù)運(yùn)動(dòng), 以改變柱塞缸內(nèi)容積的大小, 實(shí)現(xiàn)吸油和壓油的過程。常規(guī)柱塞泵的結(jié)構(gòu)相對(duì)比較簡(jiǎn)單, 工作可靠, 其設(shè)計(jì)加工均已成熟, 因此使用廣泛。其結(jié)構(gòu)如圖2所示。

柱塞泵的配流盤每旋轉(zhuǎn)1周, 每個(gè)活塞往復(fù)1次, 完成1次吸油和壓油。配流角度一定時(shí), 變配流式燃料泵相當(dāng)于定量軸向泵, 其理論流量為

式中:為燃料泵流量;為柱塞直徑; Z為柱塞個(gè)數(shù);為柱塞分布圓半徑;為斜盤傾角;為轉(zhuǎn)速;η為容積效率。

1.2 單向閥

單向閥是液壓系統(tǒng)中的一種方向控制閥, 其主要作用是控制液流只能向一個(gè)方向流動(dòng), 而不能反向流動(dòng)。

HAP三組元泵供系統(tǒng)采用的普通直通式單向閥, 其結(jié)構(gòu)如圖3所示。主要由殼體、閥芯和彈簧等零件組成, 閥體與管路采用O形圈密封。

單向閥的振動(dòng)頻率為

將單向閥參數(shù)代入式(2)中, 可計(jì)算出單向閥彈簧系統(tǒng)振動(dòng)的固有頻率。

1.3 旋流噴嘴

旋轉(zhuǎn)射流是一種重要的射流運(yùn)動(dòng)形式, 旋轉(zhuǎn)射流的目的是使燃料和介質(zhì)混合更均勻, 從而提高燃燒效率[3]。噴嘴在燃料泵供系統(tǒng)中起著相當(dāng)重要的作用, 燃料在進(jìn)入燃燒室之前, 經(jīng)過噴嘴的霧化過程, 可將液體撕裂成直徑細(xì)小的液滴, 極大地增加了燃料的表面積, 提高了燃燒速率。

HAP三組元泵供系統(tǒng)采用閉式旋流噴嘴, 其結(jié)構(gòu)包括噴嘴殼體、端蓋、旋流器等零部件。閉式噴嘴外層為離心旋流器, 在旋流器中心安裝錐形閥桿, 旋流器與閥桿之間設(shè)有直射間隙。液體由旋流室入口進(jìn)入旋流室, 在旋流室內(nèi)部既有軸向運(yùn)動(dòng), 又有旋轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng), 最后經(jīng)噴孔噴出。其結(jié)構(gòu)如圖4所示。

旋流噴嘴固有頻率為

1.4 燃料管路

液壓系統(tǒng)中大多數(shù)組部件都是通過管路和管路接口連接的, 從而構(gòu)成一個(gè)封閉、完整的系統(tǒng)回路, 如果系統(tǒng)中任一管路或接口損壞, 都可能導(dǎo)致系統(tǒng)出現(xiàn)故障。

液壓管路發(fā)生振動(dòng)主要有2個(gè)方面原因[4]: 一是液壓系統(tǒng)各部件的振動(dòng)引起管路共振; 二是管內(nèi)壓力脈動(dòng)等因素迫使管路產(chǎn)生振動(dòng)。為避免液壓系統(tǒng)管路在工作中產(chǎn)生共振, 有必要對(duì)管路特性進(jìn)行分析, 以提高液壓系統(tǒng)的安全性與可靠性。

燃料管路固有頻率為

燃料管路材料采用14Cr17Ni2, 其彈性模量=200 GPa, 密度=7 930 kg/m3, 將其代入式(4)中, 可得=63.47 Hz。

泵供系統(tǒng)中的燃料泵會(huì)產(chǎn)生壓力脈動(dòng), 當(dāng)其他彈性元件固有頻率與燃料泵的壓力脈動(dòng)相近時(shí), 可能會(huì)產(chǎn)生諧振, 諧振時(shí)壓力脈動(dòng)可能很大, 這對(duì)結(jié)構(gòu)有極大的破壞性。因此在設(shè)計(jì)液壓系統(tǒng)時(shí), 必須要避免諧振的產(chǎn)生。

2 燃料泵仿真

2.1 建模及仿真

PumpLinx是美國(guó)Simerics公司的產(chǎn)品, 是專業(yè)計(jì)算泵類問題的流體力學(xué)軟件, 它可以對(duì)泵進(jìn)行流速、壓力、載荷及噪聲的預(yù)測(cè)和分析[5]。

在UG環(huán)境建立完整的柱塞泵實(shí)體模型, 通過布爾運(yùn)算得到柱塞泵流場(chǎng)部分的3D模型, 提取柱塞泵流體域, 將流體域?qū)氲絇umpLinx, 并對(duì)其進(jìn)行分區(qū)處理。采用動(dòng)網(wǎng)格處理燃料泵的運(yùn)動(dòng), 對(duì)動(dòng)靜流域分別建模, 動(dòng)靜流域通過PumpLinx獨(dú)特的全隱式滑移界面技術(shù)MGI (mis- matched gird interface)在不同位置重新聯(lián)結(jié)。

根據(jù)燃料泵實(shí)際參數(shù)設(shè)置柱塞泵模板, 選取高級(jí)模式。PumpLinx可通過外接程序在計(jì)算過程中控制燃料泵的轉(zhuǎn)速與斜盤傾角, 即可仿真變工況過程對(duì)流量脈動(dòng)的影響。

依次設(shè)置完成燃料泵邊界條件, 其中轉(zhuǎn)速、出口壓力設(shè)置使用外接變工況程序, 使燃料泵前0.1 s以Ⅰ速制啟動(dòng), 0.1~0.2 s為換速制階段, 0.2 s之后為Ⅱ速制。設(shè)置燃料泵旋轉(zhuǎn)20圈, 柱塞每往復(fù)一次分30步, 設(shè)置最大迭代步默認(rèn)50, 殘差收斂為0.1, 完成設(shè)置即可開始進(jìn)行計(jì)算。

2.2 流體特性分析

為了便于仿真計(jì)算, 假定泵在穩(wěn)定工況下運(yùn)行, 液壓油粘度不變。通過CFD仿真可獲取直觀的壓力分布圖, 燃料泵啟動(dòng)時(shí), 進(jìn)口壓力低, 出口壓力逐漸增高, 與出口配流盤接觸柱塞腔壓力也逐漸升高, 壓力分布如圖5所示。

通過在燃料泵出口處設(shè)置監(jiān)測(cè)點(diǎn), 可測(cè)得出口處燃料的壓力波動(dòng)情況。燃料泵出口處壓力波動(dòng)曲線如圖6所示。

由圖6可知, 從啟動(dòng)過程至0.09 s, 壓力維持在0.98~1(歸一化壓力, 下同)范圍內(nèi)波動(dòng); 從0.09 s至0.18 s, 壓力在逐漸降低, 但波動(dòng)幅值基本不變, 并未產(chǎn)生壓力脈沖; 從0.18 s至停車, 壓力在0.88~0.91范圍內(nèi)波動(dòng)。

使用MATLAB進(jìn)行傅里葉變換, 繪制出口處壓力曲線Ⅰ速制頻譜如圖7所示。

由圖7可知, 燃料泵在Ⅰ速制下出口壓力脈動(dòng)基頻為571.5 Hz, 其偶數(shù)階脈動(dòng)幅值均高于奇數(shù)階脈動(dòng)幅值(約差8倍), 根據(jù)理論公式, 可知其Ⅰ速制理論基頻為574 Hz, 基本吻合。

燃料泵脈動(dòng)較為顯著, 這些脈動(dòng)會(huì)使系統(tǒng)工作不穩(wěn)定, 當(dāng)脈動(dòng)頻率與管路系統(tǒng)中的各組部件固有頻率相接近時(shí), 則可能產(chǎn)生諧振。柱塞泵脈動(dòng)率受柱塞數(shù)、斜盤傾角影響, 還與變轉(zhuǎn)速比、油液彈性模量等參數(shù)有關(guān)。

3 系統(tǒng)仿真與分析

3.1 系統(tǒng)建模

液壓仿真軟件AMESim中的液壓元件設(shè)計(jì)(hydraulic component design, HCD)庫(kù)功能強(qiáng)大, 能夠根據(jù)需要自主設(shè)計(jì)液壓元件, 對(duì)液壓系統(tǒng)的設(shè)計(jì)與優(yōu)化提供技術(shù)支持。AMESim中有2種定義元器件的方式: 1) 直接調(diào)用元件庫(kù)中現(xiàn)有的模型; 2) 通過元件庫(kù)提供的一些小單元自行搭建元器件[6]。在建模過程中, 需要依次完成草圖模式、子模型模式、參數(shù)模式和運(yùn)行模式。

以單向閥為研究對(duì)象, 充分考慮其工作過程中的泄露、油液的可壓縮性、閥芯慣性以及閥芯與壁面的摩擦等因素, 通過研究單向閥的內(nèi)部結(jié)構(gòu)及AMESim液壓庫(kù)所提供的機(jī)械、信號(hào)和液壓元器件庫(kù), 搭建單向閥模型, 如圖8所示。

圖8中, 模塊1實(shí)現(xiàn)單向閥的同流面積隨閥芯變化; 模塊2實(shí)現(xiàn)閥芯慣性以及閥芯與壁面的摩擦; 模塊3實(shí)現(xiàn)壓力與作用力之間的轉(zhuǎn)換, 其彈簧的預(yù)緊力和剛度決定閥門的開啟壓力; 模塊4實(shí)現(xiàn)考慮流體的可壓縮性。

燃料進(jìn)入噴嘴, 首先由旋流室入口進(jìn)入旋流室, 在旋流式內(nèi)既有旋轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng), 又有軸向運(yùn)動(dòng), 最后經(jīng)噴孔形成噴霧。以閉式旋流噴嘴為研究對(duì)象, 充分考慮工作過程的泄露、油液的可壓縮性以及閥芯與壁面的摩擦等因素, 通過研究閉式旋流噴嘴結(jié)構(gòu), 應(yīng)用AMESim中液壓庫(kù)的子模型搭建噴嘴模型, 如圖9所示。

噴嘴模型中的元件7模擬柱塞泵的相關(guān)特性, 可控制進(jìn)入噴嘴流量速度; 元件8模擬過濾器; 元件1模擬彈簧, 彈簧的預(yù)緊力和剛度決定閥門開啟壓力; 元件3可實(shí)現(xiàn)旋流噴嘴的流量泄露狀況; 元件4可設(shè)置閥桿參數(shù); 元件5對(duì)應(yīng)氣動(dòng)設(shè)計(jì)庫(kù)的錐形閥控制模型; 元件10表示旋流噴嘴的噴孔, 可控制噴孔直徑等參數(shù); 元件11為流量計(jì)量器。

3.2 參數(shù)設(shè)置

由上述模型建立燃料泵供系統(tǒng)的AMESim模型如圖10所示。其中系統(tǒng)的單向閥、噴嘴等尺寸主要是依據(jù)實(shí)際系統(tǒng)的參數(shù)所取, 其他參數(shù)如液體密度、粘度均采用OTTO-Ⅱ在常規(guī)狀態(tài)下考慮的值, 部分參數(shù)則選取AMESim軟件模型庫(kù)提供的首選參數(shù)即可滿足要求。

將PumpLinx軟件仿真獲取的泵出口壓力脈動(dòng)參數(shù)導(dǎo)入AMESim模型中, 設(shè)置仿真時(shí)間為3 s, 時(shí)間步長(zhǎng)為0.000 1 s, 這樣就能夠清晰地看到流體的壓力波動(dòng)情況, 全部參數(shù)設(shè)置完成后, 即可進(jìn)行系統(tǒng)仿真。

3.3 仿真分析

仿真結(jié)束后, 雙擊燃料管路模塊, 即可獲取管路仿真參數(shù), 同法可獲得單向閥出口和噴嘴容腔參數(shù)。繪制其壓力曲線如圖11所示。

由圖11可知, Ⅰ速制工況下, 燃料管路壓力波動(dòng)范圍為0.94~1, 脈動(dòng)幅值為0.06; 單向閥出口壓力波動(dòng)范圍為0.93~0.99, 脈動(dòng)幅值為0.06; 噴嘴容腔壓力波動(dòng)范圍為0.78~0.8, 脈動(dòng)幅值為0.02。

對(duì)比3組數(shù)據(jù)可知, 燃料經(jīng)過單向閥, 壓力降低約0.01, 即單向閥對(duì)燃料的壓降損失并不大, 其對(duì)壓力波動(dòng)削弱效果也不明顯; 燃料經(jīng)過噴嘴, 壓力降低約0.17, 即噴嘴對(duì)燃料壓降損失較大, 同時(shí)其可大幅削弱燃料的壓力脈動(dòng)。

結(jié)果表明, 單向閥設(shè)計(jì)合理時(shí), 對(duì)燃料的壓力及脈動(dòng)影響較小; 噴嘴設(shè)計(jì)合理, 可有效削減燃料的壓力脈動(dòng), 其壓力脈動(dòng)大幅衰減的原因?qū)?duì)小空間控制壓力脈動(dòng)具有非常重要的意義。

4 試驗(yàn)驗(yàn)證

搭建三組元燃燒動(dòng)態(tài)測(cè)試系統(tǒng), 如圖12所示。分別在燃料泵出口、單向閥出口安裝ICP動(dòng)態(tài)壓力傳感器, 采用高速數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)測(cè)量被測(cè)點(diǎn)的動(dòng)態(tài)壓力。

通過開展的單泵試驗(yàn), 可測(cè)得燃料泵出口處燃料的壓力脈動(dòng)時(shí)域波形及其頻譜如圖13所示。

由圖13可知, 燃料泵出口動(dòng)態(tài)壓力信號(hào)為多個(gè)不同頻率正弦信號(hào)組合成的周期信號(hào), 與理論推導(dǎo)得到的周期性脈動(dòng)信號(hào)相符。該段信號(hào)的壓力脈動(dòng)基頻為575.0 Hz, 這與燃料泵的理論脈動(dòng)基頻574 Hz吻合。圖中頻譜信號(hào)2~3階幅值相差不大, 均遠(yuǎn)低于第1階幅值, 前階頻率分布與CFD仿真吻合, 但各階脈動(dòng)幅值大小不同。

為測(cè)量單向閥出口處燃料壓力波動(dòng)情況, 在燃燒室端蓋處設(shè)置一個(gè)測(cè)壓點(diǎn), 即位于單向閥后噴嘴前。測(cè)得單向閥出口燃料壓力脈動(dòng)曲線為圖14所示。

由圖14可知, 單向閥出口壓力脈動(dòng)為–0.08~ 0.04, 相比燃料泵出口波動(dòng)減小很多。

從燃料泵到單向閥出口, 實(shí)測(cè)的燃料壓力波動(dòng)大幅減小, 而究竟是哪組部件使燃料壓力減小, 仍需再次開展測(cè)試試驗(yàn)。在燃料管路尾端新增一測(cè)壓點(diǎn), 燃料泵低轉(zhuǎn)速運(yùn)行, 可測(cè)得燃料管路內(nèi)燃料的壓力脈動(dòng)時(shí)域波及其頻譜, 如圖15所示。

由圖15可知, 該段壓力波動(dòng)約為非對(duì)稱波形, 壓力波動(dòng)幅值為－0.1~0.4, 其主要頻率成分的壓力脈動(dòng)基頻為206.3 Hz, 與燃料泵轉(zhuǎn)速對(duì)應(yīng)的理論脈動(dòng)基頻相符。圖中可見其14階諧波, 其中前7階諧波幅值較大。

綜合2次試驗(yàn)可知, 燃料在流經(jīng)燃料管路及單向閥的過程中壓力脈動(dòng)均有明顯減小, 與仿真情況相符。試驗(yàn)所測(cè)壓力曲線頻譜特性與仿真值基本吻合, 即證明仿真結(jié)果準(zhǔn)確。

5 結(jié)論

針對(duì)HAP三組元推進(jìn)劑燃燒試驗(yàn)中出現(xiàn)的燃燒振蕩, 分析總結(jié)了可能產(chǎn)生的原因, 并對(duì)燃料泵供系統(tǒng)進(jìn)行系統(tǒng)建模及仿真, 獲取了各組部件的壓力脈動(dòng)情況, 最后通過燃燒試驗(yàn), 測(cè)量了各組部件的壓力脈動(dòng), 驗(yàn)證了仿真模型。主要結(jié)論如下: 1) 首次從泵供系統(tǒng)層面研究燃燒不穩(wěn)定的影響機(jī)理, 建立起泵供系統(tǒng)仿真模型; 2) 泵后液壓系統(tǒng)對(duì)燃料壓力波動(dòng)削弱明顯, 但其影響機(jī)理仍有待研究; 3) 換速過程沒有產(chǎn)生流量和壓力的脈沖, 且不會(huì)激起液壓元件的耦合振蕩。

[1] 黨建軍, 羅凱, 張宇文. HAP三組元燃燒旋轉(zhuǎn)燃燒室振蕩燃燒外部激勵(lì)研究[J]. 西北工業(yè)大學(xué)學(xué)報(bào), 2005, 23 (2): 212-216.
Dang Jian-jun, Luo Kai, Zhang Yu-wen. Exploring Su- ppression of Oscillation Combustion of HAP Tri-Com- ponent Propellant in Revolving Combustion Chamber[J]. Journal of Northwestern Polytechnical University, 2005, 23(2): 212-216.

[2] 楊逢瑜, 胡敏, 胡靜, 等. 斜柱塞斜盤式軸向柱塞泵的流量特性[J]. 蘭州理工大學(xué)學(xué)報(bào), 2011, 37(3): 60-64.
Yang Feng-yu, Hu Min, Hu Jing, et al. Flow Characteristics of the Swash Plate Axial Piston Pump with Inclined Pistons[J]. Journal of Lanzhou University of Technology, 2011, 37(3): 60-64.

[3] 楊杰, 錢志博, 張進(jìn)軍, 等. 水下三組元?jiǎng)恿ο到y(tǒng)燃燒穩(wěn)定性實(shí)驗(yàn)研究[J]. 船舶工程, 2007, 29(2): 26-29.
Yang Jie, Qian Zhi-bo, Zhang Jin-jun, et al. Experimental Study on Combustion Stability of Underwater Tri-prope- llant Power System[J]. Ship Engineering, 2007, 29(2): 26-29.

[4] 張樂迪, 張顯余. 飛機(jī)液壓管道流固耦合振動(dòng)特性及動(dòng)響應(yīng)分析[J]. 科學(xué)技術(shù)與工程, 2014, 14(28): 153-157.
Zhang Le-di, Zhang Xian-yu. Aircraft Hydraulic Piping Vibration Characteristics of Fluid-structure Coupling and Dynamic Response Analysis[J]. Science Technology and Engineering, 2014, 14(28): 153-157.

[5] 方建忠. 多排式軸向柱塞泵的關(guān)鍵技術(shù)研究及動(dòng)態(tài)仿真[D]. 重慶: 重慶大學(xué), 2007.

[6] Elayaraja R. Lingeswaramurthy P, Govindarajan S. Performance of Gerotor Oil Pump for an Automotive Engine-prediction Using CFD Analysis and Experimental Validation[R]. USA: Society of Automotive Engineer, 2009.

Flow Characteristics Simulation of HAP Tri-propellant Pump Supply System

WANG Kai1,2, SUN Tao1, SHI Xiao-feng1, YI Yin1, YI Jin-bao1, HAN Yong-jun1

(1. The 705 Research Institute, China Shipbuilding Industry Corporation, Xi′an 710077, China; 2. Science and Technology on Underwater Information and Control Laboratory, Xi′an 710077, China)

The flow characteristics simulation of a HAP tri-propellant pump supply system was researched aiming at the combustion oscillation of combustion test. The flow of fuel pump was simulated by using three-dimensional simulation software PumpLinx, and the flow characteristics of the pump supply system were obtained by the software AMESim. HAP tri-propellant combustion dynamic test was conducted to measure the fluid pressure pulsation of each group member and verify the simulation model of pump system. The results show that the simulated flow characteristics of pump supply system is in accordance with the measured pulsation law, verifying the correctness of the parameters, such as pulsation frequency, achieved in simulation. These parameters could provide technical support to design and optimization of hydraulic components.

underwater vehicle; HAP tri-propellant; pump supply system; flow characteristic

10.11993/j.issn.1673-1948.2016.02.009

TJ630.32

A

1673-1948(2016)02-0126-07

2016-01-07;

2016-02-17.

王 凱(1990-), 男, 在讀碩士, 主要研究方向?yàn)槟茉磩?dòng)力推進(jìn)技術(shù).

(責(zé)任編輯: 陳 曦)