全流量補燃循環(huán)液氧甲烷發(fā)動機推力調(diào)節(jié)方案研究

邢理想，蘇 展，張 航，武曉欣，張衛(wèi)紅

(1. 西北工業(yè)大學(xué)，西安 710100；2. 西安航天動力研究所，西安 710100)

0 引言

航天活動需要大推力液體火箭發(fā)動機提供動力，其性能和可靠性直接關(guān)系到航天事業(yè)的發(fā)展，重大航天任務(wù)對大推力、高可靠、高安全火箭發(fā)動機的需求更加迫切。近年來，隨著空間活動商業(yè)化和產(chǎn)業(yè)化的快速發(fā)展，下一代航天運載火箭多以可重復(fù)使用為目標，從而大幅度降低發(fā)射費用、縮短發(fā)射周期，以滿足航天任務(wù)低成本、快響應(yīng)的需求[1-2]。

全流量補燃循環(huán)發(fā)動機以其高性能、高可靠、可重復(fù)使用的特點[3]，將成為世界重復(fù)使用液體主動力的重要發(fā)展方向。與現(xiàn)有其他循環(huán)方式相比，全流量補燃循環(huán)發(fā)動機系統(tǒng)更復(fù)雜、回路多，對工況調(diào)節(jié)方案的設(shè)計提出了更高的要求；此外，甲烷為低溫推進劑，臨界溫度低，其物理性質(zhì)在高溫高壓的工作環(huán)境下變化較為劇烈，傳熱情況更為復(fù)雜，對發(fā)動機大范圍變工況影響較大。

俄羅斯在1960—1970年研制RD-270全流量補燃循環(huán)發(fā)動機，進行了27次點火測試，試驗了22臺發(fā)動機。1970年12月，RD-270火箭發(fā)動機的各項研發(fā)工作停止，未完全突破關(guān)鍵技術(shù)。21世紀初，美國國家航空航天局(NASA)在SSME和RS-2100的基礎(chǔ)上，研發(fā)了全流量補燃循環(huán)氫氧IPD演示驗證機，其推力量級為1 000 kN，截至2006年完成系統(tǒng)級試驗23次，累計在100%功率下工作429 s，基本突破全流量補燃循環(huán)技術(shù)[4-8]。SpaceX公司于2012年開始研制全流量補燃循環(huán)液氧甲烷發(fā)動機(猛禽，Raptor)，目前已生產(chǎn)超過300臺發(fā)動機，已完成多次低空飛行和星艦首飛[9-12]。但是，發(fā)動機可靠性仍需進一步提升。經(jīng)過多輪技術(shù)迭代，猛禽V3.0發(fā)動機推力可達269 t。

國內(nèi)尚無成功研制的全流量補燃循環(huán)液氧甲烷發(fā)動機，其變推力系統(tǒng)方案的研究則更少。本文針對200 t級全流量補燃循環(huán)發(fā)動機多種推力調(diào)節(jié)方案，通過系統(tǒng)敏感性分析，分析了不同調(diào)節(jié)元件設(shè)置方案的優(yōu)缺點，提出了推力和混合比調(diào)節(jié)耦合程度最低的調(diào)節(jié)元件系統(tǒng)設(shè)置方案。在此系統(tǒng)方案基礎(chǔ)上，通過仿真對比分析，選擇出了最佳推力調(diào)節(jié)方案。

1 全流量補燃發(fā)動機系統(tǒng)方案簡介

200 t級全流量補燃循環(huán)發(fā)動機系統(tǒng)簡圖如圖 1所示，全流量補燃循環(huán)是性能最高的發(fā)動機循環(huán)方式，同時流路也最為復(fù)雜。該系統(tǒng)采用兩套發(fā)生器--渦輪泵系統(tǒng)，大部分流量的燃料和少量氧化劑輸送到富燃燃氣發(fā)生器中進行燃燒，產(chǎn)生富燃燃氣用來驅(qū)動燃料主渦輪；大部分流量的氧化劑和少量燃料輸送到富氧燃氣發(fā)生器中進行燃燒，產(chǎn)生富氧燃氣用來驅(qū)動氧化劑主渦輪。全部推進劑經(jīng)過預(yù)先燃燒后均用來驅(qū)動渦輪作功，因此，相比富氧補燃和富燃補燃循環(huán)發(fā)動機，相同性能情況下，全流量補燃循環(huán)發(fā)動機渦輪入口溫度較低，改善了發(fā)生器、渦輪及推力室頭部等部件的工作環(huán)境，提高了發(fā)動機的可靠性；驅(qū)動渦輪后的燃氣進入推力室燃燒，燃燒效率高、燃燒穩(wěn)定性好，大范圍變推力適應(yīng)性強[13]。

圖1 液氧/甲烷全流量補燃循環(huán)發(fā)動機的系統(tǒng)簡圖Fig.1 System diagram of liquid oxygen/methane full flow combustion cycle engine

發(fā)動機變推力論證目標為25%～110%，發(fā)動機具有四路調(diào)節(jié)元件，分別設(shè)置在兩泵后主流路、發(fā)生器供應(yīng)路上。通過四路調(diào)節(jié)元件可以實現(xiàn)發(fā)動機推力調(diào)節(jié)。全流量補燃循環(huán)發(fā)動機系統(tǒng)流路多，可通過在不同流路上設(shè)置不同調(diào)節(jié)元件組合形成多種不同的調(diào)節(jié)元件配置方案。

目前，雙組元泵壓式液體火箭發(fā)動機多采用在推進劑供應(yīng)系統(tǒng)設(shè)置流量調(diào)節(jié)器或節(jié)流閥來調(diào)節(jié)推進劑的流量[14]，進而改變液體火箭發(fā)動機的推力。常見的流量調(diào)節(jié)器結(jié)構(gòu)如圖 2所示，流量調(diào)節(jié)器通常為兩級節(jié)流機構(gòu)，利用反饋原理進行工作。通過作用在敏感面積處的壓差控制滑閥的位置保持第一級節(jié)流壓差基本不變，從而保證在不同壓降下流量調(diào)節(jié)器的流量不變。節(jié)流閥結(jié)構(gòu)相對簡單，是一種可變開度的節(jié)流裝置，隨著節(jié)流面積的改變，其流阻產(chǎn)生相應(yīng)的變化[15-17]。

圖2 流量調(diào)節(jié)器結(jié)構(gòu)圖Fig.2 Regulator structure diagram

2 工況調(diào)節(jié)仿真模型

發(fā)動機靜態(tài)特性建模與仿真分析是發(fā)動機研制過程中的重要環(huán)節(jié)，對發(fā)動機方案論證和優(yōu)化設(shè)計、關(guān)鍵參數(shù)選擇、試車方案制定和結(jié)果分析、發(fā)動機故障分析和組件適應(yīng)性分析具有重要工程指導(dǎo)作用。根據(jù)以往的研究經(jīng)驗，發(fā)動機不同組件工作過程遵循相應(yīng)的物理化學(xué)規(guī)律，形成了不同的靜態(tài)數(shù)學(xué)模型[18-19]。全流量補燃循環(huán)發(fā)動機室壓高，高壓燃氣渦輪真實氣體效應(yīng)明顯[20-21]；同時，甲烷推進劑在高溫高壓工作環(huán)境下物性變化劇烈，冷卻套傳熱模型對發(fā)動機變工況影響較大[22-23]。本文重點對真實氣體絕熱功模型和冷卻套傳熱模型進行分析。

2.1 真實氣體絕熱功模型

理想氣體效應(yīng)模型常應(yīng)用于描述低壓高溫環(huán)境下的氣體狀態(tài)，由于燃氣發(fā)生器溫度高于500 K，且壓力大于50 MPa，真實氣體效應(yīng)突出，理想氣體假設(shè)與真實氣體的偏差會導(dǎo)致葉片機械功率計算的偏差，因此，必須考慮真實氣體效應(yīng)對渦輪絕熱功的影響。

真實氣體的理論絕熱功為

Lr=ht1-ht2

(1)

式中，Lr為理論絕熱功，ht1和ht2為基于立方形狀態(tài)方程的渦輪實際入口和出口的焓值。焓的變化可以簡化為

(2)

(3)

式中，La為考慮真實氣體效應(yīng)的焓變的近似值，Cpi為氣體定壓比熱，T01為氣體入口溫度，ε為渦輪壓比的倒數(shù)，γ為絕熱指數(shù)，Li為渦輪的理論絕熱功，Z為氣體的壓縮因子。

2.2 冷卻套溫升模型

200 t級全流量補燃循環(huán)液氧甲烷發(fā)動機推力室室壓高，熱流密度大，需采用發(fā)汗冷卻、再生冷卻和液膜冷卻等多種冷卻方式共同進行推力室熱防護。在設(shè)計再生冷卻和膜冷卻推力室時，必須進行推力室結(jié)構(gòu)的熱分析，因為冷卻系統(tǒng)的可靠性與有效性直接關(guān)系到液體火箭發(fā)動機推力室的壽命，本文采用巴茲公式描述再生冷卻模型[24]

(4)

(5)

(6)

式中，Taw為燃氣溫度，Twg為燃氣側(cè)壁溫，Twl為冷卻劑側(cè)壁溫，Tl為冷卻劑溫度，hg為燃氣側(cè)對流換熱系數(shù)，λw為室壁熱導(dǎo)率，δw為室壁厚度，hl為冷卻劑側(cè)對流換熱系數(shù)，σ為對流換熱修正系數(shù)，C*為特征速度效率，Tc為推力室溫度，kg為絕熱指數(shù)。燃氣的動力黏度μg和普朗特數(shù)Prg根據(jù)燃氣的其他熱力參數(shù)近似計算，在喉部附近換熱系數(shù)可以采用喉部曲率半徑修正。

對于甲烷，冷卻劑側(cè)對流換熱系數(shù)[25]

(7)

式中，vl為甲烷流速，dl為冷卻通道直徑，ρl，λl，Cpl，μl分別為液甲烷密度、熱導(dǎo)率、定壓比熱和動力黏度。

2.3 渦輪泵功率平衡模型

為簡化計算，將氧主渦輪泵和燃料主渦輪泵簡化為單個渦輪泵處理。其中，渦輪功率

(8)

式中，Pt為渦輪功率，qm為渦輪流量，η為渦輪效率。

氧主泵功率為

(9)

燃料主泵功率為

(10)

渦輪泵的功率平衡為

Pto=Ppo

(11)

Ptf=Ppf

(12)

式中，Ppo，Ppf為主泵功率，qmo，qmf為主泵流量，Δppo，Δppf為主泵揚程，ρo，ρf為主泵介質(zhì)密度，ηpo，ηpf為主泵密度，Pto，Ptf為主渦輪功率。

3 發(fā)動機調(diào)節(jié)元件設(shè)置方案選擇

對于雙組元泵壓式液體火箭發(fā)動機，工況調(diào)節(jié)元件可以設(shè)置在兩泵后主流路、發(fā)生器供應(yīng)路、渦輪入口燃氣路等。調(diào)節(jié)元件設(shè)置的主要原則為：一是推力和混合比調(diào)節(jié)盡量解耦，即調(diào)節(jié)推力時，混合比變化很??；調(diào)節(jié)混合比時，推力變化很小。二是大流量路設(shè)置結(jié)構(gòu)簡單的節(jié)流閥，小流量路可設(shè)置結(jié)構(gòu)復(fù)雜但自帶穩(wěn)流作用的調(diào)節(jié)器。對于液體火箭發(fā)動機線性方程組，常采用線性化處理辦法，計算自變量微弱變化對整個發(fā)動機的影響。計算表明發(fā)動機推力和混合比對主閥的敏感性較低，主閥節(jié)流面積變化5%時，推力和混合比的變化小于0.5%。而發(fā)動機推力和混合比對副路調(diào)節(jié)元件的敏感性較高，分別計算了不同調(diào)節(jié)元件設(shè)置方案在額定工況下，副系統(tǒng)路流量調(diào)節(jié)器流量變化5%時或節(jié)流閥流通面積變化5%時推力和混合比的變化，以此來評估發(fā)動機推力和混合比對副系統(tǒng)路調(diào)節(jié)元件的敏感性，見表1。

配置1為兩副系統(tǒng)路均設(shè)置流量調(diào)節(jié)器，此時發(fā)動機混合比對副系統(tǒng)路流量偏差較為敏感。因此副路調(diào)節(jié)元件不能同時采用流量調(diào)節(jié)器，否則通過一個調(diào)節(jié)器調(diào)節(jié)推力時，發(fā)動機混合比會大幅偏離設(shè)計點。

配置2為副系統(tǒng)路均采用節(jié)流閥，發(fā)動機推力對節(jié)流面積的敏感度相對于混合比敏感度均較大，推力和混合比耦合程度強。

配置3為氧副路采用調(diào)節(jié)器，燃料副路采用節(jié)流閥方案，該方案相對前兩種配置，推力和混合比調(diào)節(jié)的耦合相對較小，但氧副路調(diào)節(jié)器流量較大，調(diào)節(jié)器設(shè)計難度較大。

配置4為燃料副路采用調(diào)節(jié)器，氧副路采用節(jié)流閥方案。該方案氧副路節(jié)流閥在調(diào)節(jié)混合比時，基本不影響推力。因此，氧副路節(jié)流閥可作為混合比控制的執(zhí)行元件。燃料副路流量調(diào)節(jié)器對推力的調(diào)節(jié)能力更強，同時對混合比的影響相對較小。因此，燃料副路流量調(diào)節(jié)器可作為推力控制的執(zhí)行元件。該方案可以實現(xiàn)兩個工況參數(shù)控制的基本解耦，降低控制系統(tǒng)研制難度。且燃料副路流量較小，調(diào)節(jié)器設(shè)計難度相對較小。綜上所述，從控制系統(tǒng)解耦的角度看，配置4最優(yōu)。因此，氧和燃料副路的調(diào)節(jié)元件分別為節(jié)流閥和調(diào)節(jié)器。

4 發(fā)動機推力調(diào)節(jié)方案選擇

在發(fā)動機推力調(diào)節(jié)過程中：

1)發(fā)動機混合比變化不宜過大，以便于火箭總體兩貯箱推進劑加注量控制以及保證發(fā)動機自身性能穩(wěn)定。

2)發(fā)生器溫度不宜過高或過低，較高的溫度會造成渦輪葉片燒蝕，而較低的溫度易產(chǎn)生不穩(wěn)定燃燒。推力室冷卻套壁溫不宜過高，以避免冷卻套壁面結(jié)構(gòu)性損壞。

3)低工況時發(fā)生器噴注器壓降不宜過低，防止燃燒低頻不穩(wěn)定性。

4)副系統(tǒng)路調(diào)節(jié)器壓降不宜過低，避免調(diào)節(jié)器不起調(diào)的風(fēng)險。

200 t級全流量補燃循環(huán)發(fā)動機具有4個調(diào)節(jié)元件，通過控制任意調(diào)節(jié)元件可改變?nèi)細獍l(fā)生器的混合比，進而改變渦輪功率，控制發(fā)動機的推力。不同調(diào)節(jié)元件相互組合，形成了多種推力調(diào)節(jié)方案。本文通過仿真計算，著重對比分析了單路調(diào)節(jié)方案、雙路調(diào)節(jié)方案和四路調(diào)節(jié)方案。

4.1 單路調(diào)節(jié)方案

單路調(diào)節(jié)方案通過設(shè)置在富氧發(fā)生器燃料路上的流量調(diào)節(jié)器或富燃發(fā)生器氧路上的節(jié)流閥進行推力調(diào)節(jié)，其他調(diào)節(jié)元件不參與變工況調(diào)節(jié)。該方案通過調(diào)節(jié)流經(jīng)富氧(富燃)發(fā)生器小流量路的流量，控制富氧(富燃)發(fā)生器的混合比，改變發(fā)生器的溫度，改變氧(燃料)主渦輪的功率，進而影響整個發(fā)動機系統(tǒng)，進行推力調(diào)節(jié)。

分別對比了氧副路節(jié)流閥單路調(diào)節(jié)方案(方案1)和燃料副路流量調(diào)節(jié)器單路調(diào)節(jié)方案(方案2)，見圖 3。如圖 3(a)所示，發(fā)生器副系統(tǒng)路流量對推力室混合比有一定影響，當推力調(diào)節(jié)至較低工況時，兩種方案推力室混合比變化均較大，但是由于燃料副路調(diào)節(jié)器(方案2)對推力室混合比更敏感，其可適應(yīng)的調(diào)節(jié)范圍相對方案1更小。當限定發(fā)動機混合比變化不超過額定工況的±10%時，方案1可適應(yīng)的推力調(diào)節(jié)范圍為75%～110%，方案2可適應(yīng)的推力調(diào)節(jié)范圍為80%～110%。

如圖 3(b)～(d)所示，兩單路調(diào)節(jié)方案在上述推力調(diào)節(jié)范圍內(nèi)，組件適應(yīng)性良好。隨著工況降低，流經(jīng)富燃燃氣發(fā)生器的氧化劑流量降低，富燃燃氣發(fā)生器的混合比降低，富氧燃氣發(fā)生器的混合比上升，兩燃氣發(fā)生器的溫度均降低，溫度變化范圍滿足燃氣發(fā)生器溫度限制要求。冷卻套最高液壁溫和最高液壁溫均不超過設(shè)計點的110%，滿足冷卻要求。流量調(diào)節(jié)器壓降呈現(xiàn)先升后降的趨勢，當處于110%工況時，其壓降達到最低，高于其起調(diào)壓降，滿足流量調(diào)節(jié)器的調(diào)節(jié)要求。在兩方案推力調(diào)節(jié)能力下限時，富氧燃氣發(fā)生器燃料噴注壓降和富燃燃氣發(fā)生器氧化劑噴注壓降均不低于設(shè)計點0.1倍，滿足發(fā)生器噴嘴壓降要求。

(a)推力室和富燃發(fā)生器混合比

綜上，氧副路單路調(diào)節(jié)方案推力調(diào)節(jié)范圍為75%～110%，燃料副路單路調(diào)節(jié)方案推力調(diào)節(jié)范圍為80%～110%。但采用單路調(diào)節(jié)推力時，發(fā)動機混合比仍受一定影響，特別是推力調(diào)節(jié)范圍增大時，發(fā)動機混合比偏離較大，不能滿足使用要求。

4.2 雙路調(diào)節(jié)方案

單路調(diào)節(jié)方案可以實現(xiàn)發(fā)動機推力調(diào)節(jié)，但推力室混合比限制了單路調(diào)節(jié)方案的調(diào)節(jié)范圍。為了解決上述問題，采用在單路調(diào)節(jié)的基礎(chǔ)上，增加一路調(diào)節(jié)元件，維持混合比穩(wěn)定，從而增大發(fā)動機的推力調(diào)節(jié)范圍。

雙路調(diào)節(jié)方案組合較多，通過初步篩選，在6種雙路調(diào)節(jié)方案里選出了2種調(diào)節(jié)方案進行對比分析，分別為雙副路調(diào)節(jié)方案(方案3)和富氧發(fā)生器副路流量調(diào)節(jié)器+燃料主路節(jié)流閥調(diào)節(jié)方案(方案4)。

如圖 4(a)所示，隨著工況的下降，兩種雙路調(diào)節(jié)方案均受發(fā)生器溫度限制，50%工況下兩種方案富氧發(fā)生器和富燃發(fā)生器溫度均較低，已低于可接受的溫度下限。

如圖 4(b)～(c)所示，兩種雙路調(diào)節(jié)方案在上述推力限制范圍內(nèi)，組件適應(yīng)性良好。隨著工況逐漸下降，推力室冷卻套溫度逐漸下降，冷卻通道最高氣壁溫和液壁溫均不超過設(shè)計點的1.1倍，滿足冷卻要求。流量調(diào)節(jié)器壓降呈現(xiàn)先升后降的趨勢，當處于110%工況時，其壓降達到最低，高于其起調(diào)壓降，滿足流量調(diào)節(jié)器的調(diào)節(jié)要求。在兩方案推力調(diào)節(jié)能力下限時，富氧燃氣發(fā)生器燃料噴嘴壓降和富燃燃氣發(fā)生器氧化劑噴嘴壓降均高于設(shè)計點的0.1倍，滿足發(fā)生器噴嘴壓降要求。

(a)發(fā)生器溫度

綜上，兩種雙路調(diào)節(jié)方案的推力調(diào)節(jié)范圍為50%～100%。

4.3 四路調(diào)節(jié)方案

采用雙路調(diào)節(jié)的推力調(diào)節(jié)方式，可以在調(diào)節(jié)推力的同時，維持推力室混合比穩(wěn)定。但是，受限于燃氣發(fā)生器溫度下限，無法實現(xiàn)發(fā)動機深度變推的目的。因此，在雙路調(diào)節(jié)的基礎(chǔ)上，增加兩路調(diào)節(jié)元件，在推力深度調(diào)節(jié)過程中，維持兩個燃氣發(fā)生器溫度穩(wěn)定，擴大發(fā)動機的推力調(diào)節(jié)范圍(方案5)。

如圖 5所示，當工況降低至額定工況的60%時，富氧燃氣發(fā)生器和富燃發(fā)生器溫度較低，易產(chǎn)生燃燒不穩(wěn)定現(xiàn)象。為保證兩發(fā)生器穩(wěn)定工作，進一步降工況時，調(diào)節(jié)氧主閥和燃主閥，保持兩燃氣發(fā)生器的混合比不變，進而維持兩發(fā)生器溫度基本穩(wěn)定，在25%～110%推力調(diào)節(jié)范圍內(nèi)，冷卻通道最高氣壁溫和液壁溫均不超過設(shè)計點的1.1倍，滿足推力室冷卻要求。

如圖 6所示，隨著工況下降，兩燃氣發(fā)生器副路噴注壓降均逐漸下降，且下降幅度較為穩(wěn)定。在20%工況時，富氧燃氣發(fā)生器和富燃燃氣發(fā)生器噴注壓降約為設(shè)計點的10%，噴注器壓降較低，后續(xù)需要進行發(fā)生器低噴注壓降下的工作穩(wěn)定性考核。

圖6 發(fā)生器噴嘴壓降隨工況變化Fig.6 Variation of generator parameters with operating conditions

(a)調(diào)節(jié)元件壓降

如圖 7所示，在25%～110%推力調(diào)節(jié)范圍內(nèi)，燃料副路流量調(diào)節(jié)器壓降和氧副路節(jié)流閥壓降呈現(xiàn)先降后升的趨勢，在推力調(diào)節(jié)過程中，流量調(diào)節(jié)器壓降均較高，始終高于對應(yīng)工況的起調(diào)壓降，具有良好的調(diào)節(jié)能力。當推力降低至額定工況的60%以下時，兩主閥開始節(jié)流。當推力逐漸降低至額定工況的25%時，兩主閥當量流通面積的變化量分別為67%和72%，調(diào)節(jié)靈敏度適中，能夠?qū)崿F(xiàn)推力的調(diào)節(jié)。

綜上所述，四路調(diào)節(jié)方案可滿足發(fā)動機25%～110%的推力調(diào)節(jié)范圍。

5 結(jié)論

全流量補燃循環(huán)調(diào)節(jié)系統(tǒng)復(fù)雜，調(diào)節(jié)方案多樣，本文以200 t級全流量補燃循環(huán)液氧甲烷發(fā)動機為研究對象，提出了發(fā)動機調(diào)節(jié)元件設(shè)置方案，即氧副路設(shè)置調(diào)節(jié)閥，燃料副路設(shè)置流量調(diào)節(jié)器方案。該方案可以實現(xiàn)兩個控制通道的解耦，降低控制系統(tǒng)研制難度。

通過5種推力調(diào)節(jié)方案的對比分析，發(fā)現(xiàn)限制單路推力調(diào)節(jié)方案的主要因素為推力室混合比，限制雙路調(diào)節(jié)方案的主要因素為兩個發(fā)生器的溫度。其中，四路調(diào)節(jié)方案變推范圍最大，各組件工作參數(shù)較優(yōu)。

在四路調(diào)節(jié)方案下，發(fā)動機在進行25%～110%推力調(diào)節(jié)時，各組合件工作狀態(tài)變化仍較大，后續(xù)需要開展大量研究工作確認各組合件在大范圍變工況條件下的工作適應(yīng)性。