富氧補燃循環(huán)液氧煤油發(fā)動機深度推力調(diào)節(jié)方案對比分析

王海燕，邢理想，高玉閃，陳 文

(西安航天動力研究所，西安710100)

1 引言

液體火箭發(fā)動機作為目前火箭和空間飛行器的主要推進方式，具有諸多技術(shù)優(yōu)勢，其中推力可調(diào)的特點可以優(yōu)化火箭運載能力，抑制飛行過載，提高操作靈活性，滿足重復(fù)使用火箭垂直返回需求。

根據(jù)發(fā)動機系統(tǒng)方案和用途的不同，液體火箭發(fā)動機通過多種方式實現(xiàn)推力調(diào)節(jié)，如美國的登月下降級發(fā)動機LMDE，采用四氧化二氮和混肼50 推進劑、擠壓式供應(yīng)系統(tǒng)，通過針栓式噴注器和可變面積汽蝕管實現(xiàn)10 ∶1的變推力能力[1]；航天飛機主發(fā)動機SSME 采用液氧液氫推進劑、富燃補燃循環(huán)，通過控制驅(qū)動氧渦輪泵的富燃燃氣發(fā)生器的氧流量來實現(xiàn)額定工況65%～109%范圍內(nèi)的推力調(diào)節(jié)[2]；垂直起降驗證機DC-X 的發(fā)動機RL10 A-5 采用液氧液氫推進劑、膨脹循環(huán)，通過渦輪工質(zhì)分流的方式實現(xiàn)額定工況30%～100%范圍內(nèi)的推力調(diào)節(jié)[3]。 俄羅斯安加拉系列運載火箭主發(fā)動機RD-191 采用液氧煤油推進劑、富氧補燃循環(huán)，通過控制富氧燃氣發(fā)生器的燃料流量實現(xiàn)額定工況38%～100%范圍內(nèi)的推力調(diào)節(jié)[3]；富燃補燃循環(huán)發(fā)動機RD-0120 通過調(diào)節(jié)富燃燃氣發(fā)生器的氧化劑流量實現(xiàn)額定工況45%～100%范圍內(nèi)的推力調(diào)節(jié)[3]。

嫦娥三號探測器的7500 N變推力發(fā)動機采用四氧化二氮和一甲基肼推進劑、擠壓式供應(yīng)系統(tǒng)，通過針栓式噴注器和可變面積汽蝕管實現(xiàn)5 ∶1的推力調(diào)節(jié)[4]。 未來載人登月工程需要運載能力更大的高性能泵壓式深度變推力登月下降級發(fā)動機，富氧補燃循環(huán)液氧煤油發(fā)動機有望在載人登月工程中得到應(yīng)用。 中國已研制成功1200 kN富氧補燃循環(huán)液氧煤油發(fā)動機，推力調(diào)節(jié)范圍為65%～100%[5]，但未能滿足載人登月下降級發(fā)動機變推范圍要求[6]，為此需要對富氧補燃循環(huán)液氧煤油發(fā)動機推力調(diào)節(jié)方式展開研究，探尋可實現(xiàn)更大變推力能力的調(diào)節(jié)方案。

本文從泵壓式液體火箭發(fā)動機流量與泵揚程特性、供應(yīng)系統(tǒng)負載特性匹配的角度來分析可能的推力調(diào)節(jié)方式，分析對比各調(diào)節(jié)方案的優(yōu)劣，以確定可實現(xiàn)深度變推力的調(diào)節(jié)方式。

2 系統(tǒng)配置和推力調(diào)節(jié)原理

富氧補燃循環(huán)發(fā)動機是指全部氧化劑和少部分燃料進入燃氣發(fā)生器進行燃燒，產(chǎn)生的富氧燃氣驅(qū)動主渦輪做功，之后進入推力室進行補燃的液體動力裝置。 系統(tǒng)原理[7]如圖1 所示。

圖1 富氧補燃循環(huán)液氧煤油發(fā)動機系統(tǒng)原理圖[7]Fig.1 Schematic of oxidizer-rich gas staged combustion liquid oxygen/kerosene engine[7]

液體火箭發(fā)動機主要通過調(diào)節(jié)發(fā)動機的流量來實現(xiàn)變推力。 對于泵壓式液體火箭發(fā)動機，發(fā)動機的流量與泵的揚程滿足一定的關(guān)系，同時泵的揚程必須滿足供應(yīng)系統(tǒng)的負載要求，如圖2 所示[8]。 通過改變渦輪泵的轉(zhuǎn)速或供應(yīng)系統(tǒng)的負載特性可實現(xiàn)發(fā)動機的流量調(diào)節(jié)。

圖2 供應(yīng)系統(tǒng)的負載特性、泵的揚程特性與流量的關(guān)系[8]Fig.2 Relationship between load characteristics of the supply system， pump head characteristics and flow rate[8]

富氧補燃循環(huán)發(fā)動機典型非線性數(shù)學(xué)模型如公式(1)～(7)所示[7]：

式中：F 為發(fā)動機的推力， qmo、qmf為發(fā)動機入口氧化劑和燃料流量， Ve為噴口燃氣流速， pe為噴管出口壓力，pa為環(huán)境壓力，Ae為噴管出口面積，ηt為渦輪的效率，qmit為進入渦輪的流量，kgg、Rgg、Tgg為渦輪燃氣定熵指數(shù)、氣體常數(shù)和噴嘴入口總溫，pit、pet為渦輪入口總壓和出口總壓，qmpf2為燃料二級泵流量，qmfc為推力室燃料流量，ρepo、ρepf1為氧泵后和燃料一級泵后推進劑密度，pepo、pepf1為氧泵和燃料一級泵出口壓力，pgg為發(fā)生器壓力，ξggo為發(fā)生器氧路的流阻系數(shù)，ξfc為推力室燃料主路流阻系數(shù)，ξitg為渦輪入口燃氣路流阻系數(shù)。 通過改變渦輪流量qmit、渦輪燃氣熱力參數(shù)( kgg、Rgg、Tgg)、供應(yīng)系統(tǒng)負載特性( ξggo、ξfc)，即可實現(xiàn)發(fā)動機推力調(diào)節(jié)。

3 推力調(diào)節(jié)方案對比

3.1 流量調(diào)節(jié)器控制發(fā)生器燃料流量

中國研制的1200 kN 富氧補燃循環(huán)液氧煤油發(fā)動機和俄羅斯研制的RD-170、RD-180、RD-0124 等發(fā)動機[9]均采用了流量調(diào)節(jié)器來調(diào)節(jié)發(fā)動機的推力。 流量調(diào)節(jié)器能夠精確控制流量，其數(shù)學(xué)模型[7]如公式(8)～(10)所示：

式中： Δpta、qmta為推力調(diào)節(jié)元件(流量調(diào)節(jié)器)的壓降和流量， Δpihfg為發(fā)生器燃料噴嘴壓降，Δppip為從燃料二級泵出口到發(fā)生器燃料噴嘴之間的管路、節(jié)流圈和閥門等元件的壓降，pepf2為燃料二級泵出口壓力。 流量調(diào)節(jié)器的流量只與閥芯的開度α 有關(guān)，在高于起調(diào)壓降的壓力范圍內(nèi)能夠保證各工況的流量不受其它參數(shù)波動的影響。 發(fā)動機的推力控制精度高達1%。

圖3 采用流量調(diào)節(jié)器調(diào)節(jié)發(fā)生器燃料流量的發(fā)動機推力調(diào)節(jié)特性Fig.3 Thrust regulation characteristics of regulating generator fuel flow by flow regulator

發(fā)動機典型非線性靜態(tài)數(shù)學(xué)模型與公式(8)～(10)配合，采用秩2 擬牛頓法進行求解，利用MATLAB 軟件仿真得到流量調(diào)節(jié)器開度對推力的影響。 圖3 是某型號富氧補燃循環(huán)液氧煤油發(fā)動機推力與主要性能參數(shù)的對應(yīng)關(guān)系(發(fā)動機的混合比保持不變)。 減小流量調(diào)節(jié)器的開度，進入發(fā)生器的燃料流量減小，發(fā)生器溫度和渦輪功率降低，主渦輪泵的轉(zhuǎn)速下降(圖3(c))，進入發(fā)動機的推進劑流量降低(圖3(a))，最終實現(xiàn)推力下調(diào)。 渦輪的效率與U/C 相關(guān)(U 為渦輪圓周速度，與轉(zhuǎn)速相關(guān)；C 為渦輪噴嘴出口絕熱速度，與發(fā)生器溫度相關(guān))，由于燃氣發(fā)生器溫度和轉(zhuǎn)速下降的幅度相當(dāng)，因此渦輪的效率基本不變。 在推力降至41%時，泵的Q/n 僅下降17%(圖3(d))，泵工況的變化幅度較小。 在推力下調(diào)的過程中推力調(diào)節(jié)元件(流量調(diào)節(jié)器)的壓降降低(圖3(b))，當(dāng)?shù)陀谄鹫{(diào)壓降時流量調(diào)節(jié)器將無法正常工作。 為此燃料二級泵需要具備較高的揚程特性。

從圖3 可以看出，在推力下調(diào)到42%時，發(fā)生器溫度下降到57%，發(fā)生器的混合比高達90，容易出現(xiàn)低頻不穩(wěn)定，不利于發(fā)動機穩(wěn)定工作[7]；同時，當(dāng)流量調(diào)節(jié)器的壓降低于其起調(diào)壓降時，流量調(diào)節(jié)器也無法正常工作。 以上兩個因素限制了這種推力調(diào)節(jié)方式的調(diào)節(jié)范圍。

3.2 節(jié)流閥控制發(fā)生器燃料流量

節(jié)流閥(設(shè)置在圖1 中序號7 的位置)的數(shù)學(xué)模型[7]如公式(11)～(13)所示：

式中：ξl(α)為節(jié)流閥的流阻系數(shù)， ρpf2為燃料二級泵后推進劑密度。 節(jié)流閥的流量是其開度α、壓降Δpta的函數(shù)。 額定推力時節(jié)流閥的開度大，對應(yīng)的流阻系數(shù)小，進入發(fā)生器的燃料流量大；降推力時，減小節(jié)流閥開度，增大其流阻系數(shù)，使得進入發(fā)生器的燃料流量減小。 除此之外，節(jié)流閥的壓降受燃料二級泵出口壓力波動和發(fā)生器壓力波動的影響，使得進入發(fā)生器的燃料流量也隨之波動。 因此采用節(jié)流閥進行推力調(diào)節(jié)的精度低于流量調(diào)節(jié)器調(diào)節(jié)方案。 為了提高發(fā)動機的推力調(diào)節(jié)精度，需建立節(jié)流閥開度與室壓的反饋機制，對推力進行實時調(diào)節(jié)。

發(fā)動機典型非線性靜態(tài)數(shù)學(xué)模型與公式(11)～(13)配合，仿真得到節(jié)流閥開度對推力的影響。 采用節(jié)流閥進行推力調(diào)節(jié)時(發(fā)動機的混合比保持不變)，除了節(jié)流閥的壓降之外(見圖4)，其它參數(shù)的變化規(guī)律與采用流量調(diào)節(jié)器的推力調(diào)節(jié)方案是一致的。 這是因為對于同一發(fā)動機，在推力和混合比一定時，進入發(fā)動機的氧流量和燃料流量是一定的。 當(dāng)供應(yīng)系統(tǒng)的負載特性相同時，渦輪泵的功率一定，也就決定了進入發(fā)生器的燃料流量。 用于推力調(diào)節(jié)的節(jié)流閥在推力調(diào)節(jié)量較小時壓降呈現(xiàn)增大的趨勢，之后壓降減小，這是發(fā)生器燃料路流量下降和節(jié)流閥流阻系數(shù)增大的平衡過程。 額定工況節(jié)流閥的壓降僅需滿足補償系統(tǒng)偏差和修正參數(shù)波動的裕量即可，相比于采用流量調(diào)節(jié)器進行推力調(diào)節(jié)的方案，燃料二級泵的揚程可適當(dāng)降低。 制約這種推力調(diào)節(jié)方式的因素仍然是低工況時發(fā)生器的混合比和溫度。

3.3 渦輪工質(zhì)分流

渦輪工質(zhì)分流方案是通過調(diào)節(jié)設(shè)置在渦輪入口旁路的燃氣分流閥(圖1 中序號8)來改變進入渦輪做功的燃氣流量，從而實現(xiàn)發(fā)動機推力的調(diào)節(jié)。 分流的燃氣流量最終匯入渦輪出口，并進入推力室進行補燃。 燃氣分流閥的數(shù)學(xué)模型如公式(14)～(17)所示[7]：

圖4 節(jié)流閥的壓降與推力的關(guān)系Fig.4 Relationship between pressure drop in throttle valve and thrust

式中：ξg(α)為燃氣分流閥的流阻系數(shù)， ξggf為燃料二級泵到發(fā)生器燃料路的流阻系數(shù)。 燃氣分流閥的流量是其開度α、進出口壓力( pit、pet)和燃氣熱力參數(shù)( Rgg、Tgg)的函數(shù)。 燃氣分流閥的開度變化時，渦輪進出口壓差、燃氣分流閥的流阻系數(shù)和發(fā)生器的溫度均發(fā)生改變，因此影響燃氣分流流量的環(huán)節(jié)較多，為了提高發(fā)動機的推力調(diào)節(jié)精度，需建立燃氣分流閥開度與室壓的反饋機制，對推力進行實時調(diào)節(jié)。

發(fā)動機典型非線性靜態(tài)數(shù)學(xué)模型與公式(14)～(17)配合，仿真得到燃氣分流閥開度對推力的影響。 圖5 是渦輪工質(zhì)分流方案的發(fā)動機參數(shù)變化規(guī)律(發(fā)動機的混合比保持不變)。 隨著燃氣分流流量增大，進入渦輪做功的燃氣流量減小，渦輪功率降低，渦輪泵的轉(zhuǎn)速下降，發(fā)動機入口推進劑流量減小(圖5(a))，發(fā)動機推力降低；渦輪壓比和燃氣分流閥的壓降降低(圖5(b))，發(fā)生器的溫度略有升高(圖5(c))；渦輪的效率與U/C 相關(guān)，由于發(fā)生器溫度變化的幅度小，而轉(zhuǎn)速下降幅度大，因此渦輪的效率降低。 在推力降至41%時，泵的Q/n 僅下降15%，泵工況的變化幅度小(圖5(d))。

渦輪工質(zhì)分流方案在低工況時發(fā)生器的混合比和燃氣溫度變化不大，組織燃燒更為容易，有利于發(fā)生器穩(wěn)定工作。

圖5 采用渦輪燃氣分流的發(fā)動機推力調(diào)節(jié)特性Fig.5 Thrust regulation characteristics of turbine gas diffluent

3.4 推進劑供應(yīng)主路調(diào)節(jié)

推力室是最終產(chǎn)生推力的裝置，理論上通過節(jié)流改變進入推力室的氧化劑流量和燃料流量即可實現(xiàn)發(fā)動機的推力調(diào)節(jié)。

發(fā)動機典型非線性靜態(tài)數(shù)學(xué)模型中氧化劑主路流阻系數(shù) ξggo(α)和燃料主路流阻系數(shù)ξfc( α)是相應(yīng)閥門開度的函數(shù)，發(fā)生器燃料路流阻系數(shù)恒定，數(shù)學(xué)模型采用公式(16)，仿真得到主路流阻系數(shù)對推力的影響。

圖6 是氧化劑主路流阻系數(shù)對發(fā)動機性能參數(shù)的影響。 氧化劑主路的流阻系數(shù)增加時，發(fā)動機的推力和氧化劑流量變化不大，混合比下降(圖6(a)、圖6(b))。 這是因為推力室氧化劑供應(yīng)路的特殊性，全部氧化劑并不直接進推力室，而是與少量燃料燃燒產(chǎn)生高溫燃氣后對渦輪做功，之后進入推力室補燃。 在對氧化劑主路進行節(jié)流時，既改變了渦輪的功率又改變了泵的負載特性。

圖7 是燃料主路流阻系數(shù)對發(fā)動機性能參數(shù)的影響。 燃料主路流阻系數(shù)增加時，發(fā)動機的推力和混合比升高(圖7(a))。 這主要是因為氧泵和燃料泵同軸，氧泵的功率大約是燃料泵功率的2 倍，燃料主路節(jié)流時燃料流量降低，燃料泵功率降低，渦輪泵功率最終平衡的結(jié)果是主渦輪泵轉(zhuǎn)速升高(圖7(c))，進入發(fā)動機的氧流量和進入發(fā)生器的燃料流量增加(圖7(b))，導(dǎo)致發(fā)動機的推力和混合比升高。

這種調(diào)節(jié)特性是不期望看到的，因此富氧補燃循環(huán)發(fā)動機一般不采用對氧化劑主路和燃料主路調(diào)節(jié)的方式來調(diào)節(jié)推力。

3.5 流量調(diào)節(jié)器與氧化劑主路節(jié)流聯(lián)合調(diào)節(jié)

通過減小發(fā)生器燃料流量來降低推力的方案，在低工況時發(fā)生器的混合比過高，不利于發(fā)生器穩(wěn)定工作，為改善其工作條件，對氧化劑主路進行節(jié)流。 為簡化系統(tǒng)，氧化劑主路節(jié)流元件的流阻系數(shù)ξggo(α1，α2)只設(shè)置兩種狀態(tài)，例如額定工況為小流阻狀態(tài)，在推力降至額定工況的58%時，將氧化劑主路節(jié)流元件調(diào)至大流阻狀態(tài)。

圖6 采用氧化劑主路節(jié)流的發(fā)動機推力調(diào)節(jié)特性Fig.6 Thrust regulation characteristics of throttling oxidant main supply flow

圖8是該調(diào)節(jié)方案的發(fā)動機參數(shù)變化規(guī)律。可以看出，由于氧泵的負載提高，相同推力下，進入發(fā)生器的燃料流量增加(圖8(a))，發(fā)生器的混合比降低、溫度升高(圖8(c))；渦輪泵的轉(zhuǎn)速升高，泵的Q/n 出現(xiàn)較大幅度的降低(圖8(d))；發(fā)生器溫度和渦輪泵轉(zhuǎn)速上升的幅度不同，渦輪效率略有降低(圖8(d))；推力調(diào)節(jié)元件的壓降相應(yīng)升高(圖8(b))。 為防止系統(tǒng)參數(shù)過渡過程出現(xiàn)較大的振蕩，需要適當(dāng)控制氧化劑主路節(jié)流的速率[10]。

氧路節(jié)流的程度決定了工況進一步降低的程度，同時也決定了泵的工況變化幅度。 推力調(diào)節(jié)范圍較大時，泵需要具備在Q/n 大范圍變化條件下穩(wěn)定工作的能力。

圖7 采用燃料主路節(jié)流的發(fā)動機推力調(diào)節(jié)特性Fig.7 Thrust regulation characteristics of throttling fuel main supply flow

3.6 對比與分析

上述5 種方案的比較見表1。 富氧補燃循環(huán)液氧煤油發(fā)動機在氧化劑主路和燃料主路進行節(jié)流時，無法實現(xiàn)降推力，主要通過改變渦輪輸入功率的方法來實現(xiàn)變推力，包括：①在發(fā)生器燃料路設(shè)置流量調(diào)節(jié)器或節(jié)流閥來改變渦輪工質(zhì)的燃氣溫度；②通過燃氣分流方案來改變驅(qū)動渦輪的工質(zhì)流量。

圖8 采用流量調(diào)節(jié)器調(diào)節(jié)發(fā)生器燃料流量和氧化劑主路節(jié)流相結(jié)合的發(fā)動機推力調(diào)節(jié)特性Fig.8 Thrust regulation characteristics of regulating generator fuel flow by flow regulator and throttling oxidant main supply flow

表1 調(diào)節(jié)方案比較Table 1 Comparison of throttling schemes

流量調(diào)節(jié)器或節(jié)流閥的設(shè)計難度小，但在較低工況時會出現(xiàn)發(fā)生器混合比過高的情況，因此需配合對氧化劑主路進行節(jié)流來改善發(fā)生器的工作條件。 高溫燃氣分流閥的設(shè)計難度大，但在變推力過程中發(fā)生器溫度變化小，有利于發(fā)生器穩(wěn)定工作。

4 結(jié)論

富氧補燃循環(huán)液氧煤油發(fā)動機通過發(fā)生器燃料路和氧路配合可實現(xiàn)推力大范圍調(diào)節(jié)，但調(diào)節(jié)元件多，系統(tǒng)復(fù)雜。 通過渦輪燃氣分流可實現(xiàn)推力深度調(diào)節(jié)，燃氣分流閥有一定的研制基礎(chǔ)，有望在工程研制中得到應(yīng)用。

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