新型彈簧床結構的HAN基發動機技術

姚天亮，郭曼麗，戴 佳，林慶國

(1. 上海空間推進研究所，上海 201112；2. 上海空間發動機工程技術研究中心，上海 201112)

0 引 言

目前航天器單元推進系統主要采用肼類推進劑。肼類推進劑具有很大的吸入致癌毒性，且易燃易爆，在產品生產、試驗及使用過程中，不僅會對人員的生命和健康造成嚴重的危害，而且會對環境造成污染，同時還增加了生產、發射和使用維護的成本[1]。近年來，隨著社會不斷進步和航天技術的不斷發展，人們對環境保護和人員健康的要求更為嚴格，發展無毒推進技術以代替肼類有毒推進技術勢在必行[2-5]。

HAN基推進劑主要由硝酸羥胺(Hydroxyla-mmonium nitrate，HAN[6])、相容的燃料、添加劑和適量的水組成。與無水肼相比，HAN不會致癌，毒性也低得多，比肼的毒性小13.6倍[7]，其蒸氣主要是水蒸氣。因此，操作和維護人員只需要普通的防護設備，推進劑如沾到皮膚上用水沖洗即可[8]。該類推進劑具有冰點低、密度高、安全、無毒等特點，常壓下不敏感，貯存安全，無著火爆炸危險，可以顯著改善單組元推進系統的使用維護性。

由于HAN基推進劑的諸多顯著優點，國內外相關機構開展了大量的研究工作。

20世紀70年代，美國陸軍開始研究用于液體火炮發射藥的硝酸羥胺基單組元推進劑，所研制的推進劑密度在1.4 g/cm3左右，理論比沖在2500 m/s以上。NASA在此基礎之上，對肼類推進劑和HAN基推進劑進行了系統的對比研究。研究結果表明，與肼類推進劑相比，在相同比沖條件下，HAN基推進劑燃料質量可降低17.5%，燃料體積可減少41.8%，推進劑貯箱體積減少38%，推進劑貯箱質量減少35%，可大大降低推進系統的重量[9]。2012年8月，NASA啟動了綠色推進劑飛行演示任務(Green propellant infusion mission, GPIM)，由Ball空間技術公司負責，主要演示AF-M315E推進劑[10]和Aerojet公司研制的HAN基發動機，2017年完成飛行。

2017年，Busek公司報道了1U立方體衛星綠色推進系統的進展[11]。該項目也被稱為立方體衛星的先進單元技術應用(Advanced monopropellant application for cubeSats，AMAC)，其推進系統使用HAN基無毒單組元推進劑AF-M315E，目前已完成工程樣機研制。該系統濕重1.5 kg，能提供0.1～0.5 N的可變推力以及565 N·s的總沖，系統需求的功率為20 W。AMAC系統已經完成系統集成并成功完成了系統級的熱點火測試。0.5N發動機是AMAC項目的關鍵單機，發動機采用催化點火方式進行工作。Busek公司為了解決傳統顆粒催化劑磨損的問題，發動機催化床采用了整裝式催化劑的設計。該設計首先在0.5 N發動機上進行了驗證，并形成了系列化，推力包括0.1 N、0.5 N、5 N和22 N。

三菱重工還研制了GPRCS (Green propellant reaction control system)推進系統用于微小衛星上，系統采用了HAN基1 N發動機[13]，已經通過振動測試，GPRCS的1 N綠色推力器比沖200 s，累積工作時長5000 s，脈沖10000個。

從1998年開始，上海空間推進研究針對載人航天工程的返回艙開展了無毒推進技術的研究。通過十多年不間斷地研究，近期取得了較大的技術進展，突破了HAN基發動機的推進劑配方、催化劑制備和發動機結構設計等技術，完成了多型發動機設計，并進行了多輪次熱試車考核[14-17]。其中，HAN基1N發動機成功應用于某微納衛星，于2018年1月25日搭載長征二號丙運載火箭順利進入預定軌道。隨后于2月5日首次點火工作，發動機工作正常，性能達到預期水平，標志著我國成為世界上首個掌握并在軌驗證HAN推進技術的國家。

與肼類推進劑相比，HAN基推進劑的催化反應速率要比肼類推進劑慢1～2個數量級，溫度低的推進劑與催化劑接觸后不能瞬間完成化學反應，必然有一部分未發生化學反應的推進劑由于毛細作用以液態形式滲入多孔催化劑顆粒內部微孔中，液體推進劑在微孔中分解為氣體膨脹升壓，在催化劑顆粒內外產生很大的壓力梯度[3]。當壓力超過催化劑顆粒強度時，催化劑便爆炸破碎，國外HAN基發動機研制過程中也出現了該現象[18]。催化劑破碎后，發動機催化床就可能出現空穴，導致發動機工作性能下降、壽命縮短。Masse等[19]指出，長壽命的HAN基發動機必須滿足兩個必要條件：(1)催化劑具有長時間分解HAN基推進劑的能力，(2)發動機需要有容忍或消除催化床空穴的能力。

本文將研究消除HAN基發動機催化床空穴的方法，設計了一種彈簧床結構能有效消除催化劑破損后出現的空穴，保證發動機長壽命可靠工作。

1 彈簧床結構的1N發動機工作原理簡介

本文以HAN基1N發動機為載體，開展彈簧床結構發動機研究工作。使用彈簧床結構的HAN基1N發動機示意圖如圖1所示。發動機主要由噴注器、前催化床、分隔板、后催化床、彈簧床、噴管和測壓管嘴等組成，其中，彈簧床包括可移動支撐桶、氧化鋯陶瓷(用于隔熱)和彈簧等結構。

圖1 HAN基1N彈簧床結構發動機示意圖Fig.1 Schematic of HAN-based 1N thruster with spring bed structure

彈簧床結構發動機的工作原理為：HAN基推進劑經噴注器流入催化床，推進劑在催化床內發生催化分解(主要在前床)和催化燃燒(主要在后床)反應，產生高溫高壓的氣體，氣體經噴管加速至超音速狀態噴出，產生反作用推力。隨著發動機工作時間的增加，發動機催化床內(主要是前催化床)的催化劑會因發生破碎現象而產生空穴。此時，可移動支撐桶在彈簧的推力作用下，向催化床方向移動，通過擠壓催化劑的方式消除催化床內的空穴，從而保證發動機長壽命可靠穩定工作。

對彈簧床結構的發動機而言，除了發動機結構設計以外，彈簧的設計最為關鍵。設計彈簧時，一方面要求彈簧能提供足夠的彈力保證可移動支撐桶的自由移動;另一方面還要保證彈簧提供的彈力不足以壓碎催化劑。即，要求所設計的彈簧提供的彈力在合適的范圍之內，否則彈簧結構將失效，對發動機可靠穩定工作產生十分不利的影響。

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2 彈簧設計計算

2.1 彈簧參數設計要求

對于彈簧床結構的單元發動機而言，發動機完成裝配時，彈簧的形變量最大，而且是常溫環境，因此提供的彈力最大。隨著發動機試車的進行，催化劑逐漸破碎，催化床向噴注器方向移動，彈簧形變量減小，而且試車時，彈簧結構處于高溫環境，此時彈簧彈力受高溫環境的影響而明顯減小。根據HAN基1N發動機試車結果，發動機試車后催化床的空腔高度一般不超過6 mm，因此彈簧形變量比試車前減小6 mm且處于高溫環境時提供的彈力最小。

為了使設計的彈簧床在各種環境下均能使用，設計的彈簧至少需要滿足如下兩個條件：

(1)在常溫條件下，試車前彈簧的形變量最大，記為ΔxM，要求此時彈簧提供的最大彈力不足以壓碎催化劑，即

K常溫·ΔxM

(1)

(2)在高溫條件下，接近試車后期彈簧的形變量最小，記為Δxm，根據試車結果，可知Δxm≈ΔxM-6，要求此時彈簧提供的最小彈力足以克服催化床受到的流動阻力，即

K高溫·Δxm>Fb

(2)

因此，為了對彈簧進行設計計算，首先需要確定催化劑破碎壓力F碎和催化床受到的流動阻力Fb。

圖2 測量催化劑壓碎力示意圖Fig.2 Schematic diagram of measuring the catalyst crushing force

F碎可通過試驗測得，設計的試驗裝置示意圖如圖2所示。結果表明，當F=81N時，催化劑出現破裂現象。因此，為了保證催化劑不破碎，可得

K常溫·ΔxM

(3)

根據1N發動機試車結果可知，催化床流阻約Pb=0.2 MPa，因此流阻產生的反作用力為

(4)

為了使高溫下彈簧提供的彈力足以克服催化床受到的流動阻力，可得

K高溫·Δxm=K高溫·(ΔxM-6)>12.7

(5)

2.2 彈簧設計計算

本文設計的彈簧鋼絲材料選用GH141高溫合金，選取的彈簧鋼絲直徑為d=1.4 mm。根據圖1所示的彈簧床結構，設計的彈簧床裝配時彈簧的高度為14 mm，彈簧內徑Di應滿足Di>9.9 mm，選取Di=10.2 mm，因此彈簧的外徑Do=13 mm，彈簧中徑D=11.6 mm。不同溫度下GH141合金的性質如表1所示。根據GH141材料的參數，在常溫下對彈簧進行設計計算，詳細計算過程和計算結果如表2所示。

從表2中的第12條可以看出，設計的彈簧壓縮的最短長度為Hj=13.9 mm，實際設計時，彈簧床裝配時彈簧的高度為14 mm，滿足最短長度要求。

表1 GH141材料參數Table 1 GH141 material parameters

注：G=E/[2*(1+v)]

表2 常溫條件的彈簧設計計算Table 2 Calculation of spring design at room temperature

發動機裝配時，彈簧壓縮到14 mm，此時彈簧提供的彈力為

F=K常溫·ΔxM=4.11×(27.5-14)=

55.5

(6)

因此，設計的彈簧不會使催化劑壓碎，滿足彈簧設計第一條件。

根據相同的計算方法，可得在600 ℃下，彈簧的剛度為

K高溫=3.11

(7)

根據1N發動機試車結果，試車后期，催化床空穴高度一般不超過6 mm，此時彈簧的長度為20 mm，則在高溫下彈簧提供的彈力為

F=K高溫·ΔxM=3.11×(27.5-20)=

23.3>Fb=12.7

(8)

因此，設計的彈簧在高溫下提供的彈力足以抵抗催化床流阻產生的反作用力，可以保證可移動支撐桶的自由移動，滿足彈簧設計第二條件。理論計算表明，設計的彈簧滿足彈簧床要求。

3 對比試驗校驗

為了驗證本文所提出的新型彈簧床結構的有效性，分別對傳統結構HAN基1N發動機與新型彈簧床結構HAN基1N發動機進行了溫啟動壽命對比試驗校驗。新型彈簧床結構的HAN基1N發動機除使用了新型彈簧床外，其它試驗條件與傳統結構的HAN基1N發動機試驗工況保持一致。

通過地面熱試車試驗可以發現，傳統結構的HAN基1N發動機溫啟動次數不超過150次，試驗曲線如圖3-圖6所示。可以看出，初始階段(如第10次溫啟動)，室壓在1 s左右達到穩定狀態，室壓曲線平穩，發動機性能穩定，至第101次溫啟動時，室壓曲線在前5 s內出現較大波動，5 s之后波動幅度降低，但仍存在震蕩現象，出現了不穩定的波峰波谷狀態，說明發動機已經出現了性能不穩定的現象，至第142次溫啟動時，發動機室壓上升緩慢，2.5 s左右才到達室壓峰值，但室壓在10 s之后開始逐漸下降，20 s時發動機停止工作，室壓曲線的不穩定充分說明了發動機性能已經下降，到第149次溫啟動時，發動機室壓僅在前5 s內震蕩上升，但5 s之后發動機室壓下降到初始狀態，發動機已經完全失效，無法正常啟動工作。

圖3 傳統結構1 N發動機溫啟動性能曲線(第10次溫啟動)Fig.3 Hot-starting performance curve of 1N thruster with traditional structure (10th hot-starting)

圖4 傳統結構1N發動機溫啟動性能曲線(第101次溫啟動)Fig.4 Hot-starting performance curve of 1N thruster with traditional structure (101st hot-starting)

圖5 傳統結構1N發動機溫啟動性能曲線(第142次溫啟動)Fig.5 Hot-starting performance curve of 1N thruster with traditional structure (142nd hot-starting)

圖6 傳統結構1N發動機溫啟動性能曲線(第149次溫啟動)Fig.6 Hot-starting performance curve of 1N thruster with traditional structure (149th hot-starting)

相比而言，使用彈簧床結構的1N發動機溫啟動次數超過500次，試驗曲線如圖7-圖10所示。可以看出，初始階段(如第10次溫啟動)，室壓迅速上升到峰值，并保持穩定，發動機性能與傳統結構HAN基1N發動機性能相當；之后(如第101次溫啟動和第350次溫啟動)的室壓一直保持在平穩狀態，室壓性能曲線的粗糙度更低；至第505次溫啟動時發動機工作性能曲線依然非常平穩，表明基于新型彈簧床結構的發動機性能依然保持在穩定狀態。

從試車溫啟動性能數據分析可知，基于新型彈簧床結構的HAN基1N發動機較傳統結構HAN基1N發動機溫啟動壽命提高了3倍以上，試驗結果充分驗證了本文所提新型彈簧床結構對發動機溫啟動壽命提升的有效性。

圖7 彈簧床結構1N發動機溫啟動性能曲線(第10次溫啟動)Fig.7 Hot-starting performance curve of 1N thruster with traditional structure (10th hot-starting)

圖8 彈簧床結構1N發動機溫啟動性能曲線(第101次溫啟動)Fig.8 Hot-starting performance curve of 1N thruster with traditional structure (101st hot-starting)

圖9 彈簧床結構1N發動機溫啟動性能曲線(第350次溫啟動)Fig.9 Hot-starting performance curve of 1N thruster with traditional structure (350th hot-starting)

圖10 彈簧床結構1N發動機溫啟動性能曲線(第505次溫啟動)Fig.10 Hot-starting performance curve of 1N thruster with traditional structure (505th hot-starting)

圖11 彈簧床結構1N發動機20 s穩態的室壓粗糙度與試驗次數的統計圖Fig.11 20 s steady state ranghness curve of 1N thruster with spring bed

為了進一步說明本文所設計的新型彈簧床結構的有效性及彈簧結構的工作可靠性，對新型彈簧床結構的HAN基1N發動機室壓曲線的粗糙度進行了統計。圖11是基于新型彈簧床結構的1N發動機20 s穩態的室壓曲線粗糙度的統計圖，可以看出隨著發動機工作次數的增加，前床溫度逐漸上升，室壓曲線粗糙度逐漸下降，特別是在發動機工作200次以后，室壓粗糙度是初始工作時室壓曲線粗糙度的1/4。說明隨時間的推移，前床在彈簧推力作用下破碎的細顆粒催化劑填充更密實，與推進劑接觸面積增大，使推進劑反應更加完全，室壓曲線粗糙度的下降，使發動機性能得到優化。

為了更加直觀說明本文所設計新型彈簧床結構的工作可靠性，對試驗后的基于新型彈簧床結構的發動機進行CT掃描。掃描結果如圖12所示。可以看出，可移動支撐桶向噴注器方向移動了4.5 mm，發動機內部幾乎沒有空腔。該現象充分說明采用本文所提出的新型彈簧床結構，可有效消除發動機長時間工作狀態下催化床內因催化劑破碎而產生的4.5 mm的空腔，對發動機的溫啟動壽命產生了十分有利的影響，可有效提升HAN基發動機的長壽命可靠工作性能。

圖12 試車后彈簧床結構發動機的CT掃描結果Fig.12 CT scan results of spring bed structure thruster after tests

4 結 論

針對HAN基發動機在長時間工作下催化劑容易發生破碎而產生空穴的問題，本文提出一種新型彈簧床結構的催化床設計方法用以消除空穴現象。并以HAN基1N發動機為載體，開展新型彈簧床結構的HAN基1N發動機及傳統結構的HAN基1N發動機溫啟動壽命試驗對比。試驗結果表明基于新型彈簧床結構的HAN基1N發動機的溫啟動次數可由之前的不超過150次，提高到500次，充分說明了該設計方法的有效性。CT掃描更直觀地驗證了新型彈簧床結構的長壽命工作的可靠性。上述研究表明，本文所提的新型彈簧床設計方法可有效提高HAN基發動機的工作壽命，具有良好的工程應用前景。