姚 娜，李會萍，程光平，梁建國

（上海宇航系統(tǒng)工程研究所，上海 201109）

0 引言

發(fā)射人造地球衛(wèi)星、載人航天和深空探測是人類航天活動的三大領(lǐng)域。我國在前兩個領(lǐng)域已有了很大進展并取得了重大成就，適時開展以月球探測為主的深空探測是我國航天活動的必然選擇，也是我國航天事業(yè)持續(xù)發(fā)展，有所創(chuàng)造、有所作為的重大舉措。新一代運載火箭主要是為深空探測器研制的運輸工具，使用了新型動力系統(tǒng)。新型動力系統(tǒng)采用無毒無污染的推進劑替代常規(guī)有毒有污染推進劑。因深空探測器發(fā)射的可靠性要求高，因此與常規(guī)運載火箭相比，對新一代運載火箭可靠性的要求更高。據(jù)美國對早期在十多年中發(fā)射的上千枚中程、遠程導(dǎo)彈和運載火箭的飛行故障統(tǒng)計，由增壓輸送系統(tǒng)故障引起的飛行失敗約占28%，由此可認(rèn)為增壓輸送系統(tǒng)是運載火箭的重要系統(tǒng)，直接影響運載火箭的飛行可靠性［1－3］。因此，設(shè)計新一代運載火箭增壓輸送系統(tǒng)方案時，應(yīng)將高可靠性作為首要考慮的因素。世界各航天大國對火箭的氦氣增壓系統(tǒng)進行了大量研究［4－5］。其中：俄羅斯、烏克蘭的運載火箭主要采用冷氦增壓，而美國的Atlas運載火箭采取了兩貯箱統(tǒng)一的常溫氦增壓方案。本文對適于新一代運載火箭推進劑貯箱的冗余氦氣增壓系統(tǒng)進行了研究。

1 常規(guī)運載火箭氦氣增壓系統(tǒng)

圖1 常規(guī)運載火箭氦氣增壓系統(tǒng)Fig.1 Helium pressurization system for convention launch vehicle

常規(guī)運載火箭的氦氣增壓系統(tǒng)原理如圖1所示。其中：增壓系統(tǒng)由起主要增壓作用的主增壓路和對主路進行補充的輔路組成，輔路的啟閉由控制器和壓力信號器根據(jù)貯箱壓力大小進行控制，當(dāng)貯箱壓力低于壓力信號器的設(shè)定值時，壓力信號器接通輔路電磁閥通電打開，輔路對貯箱進行補充增壓，當(dāng)貯箱壓力高于壓力信號器的設(shè)定值時，壓力信號器斷開，輔路電磁閥斷電關(guān)閉，輔路停止工作。增壓系統(tǒng)主增壓路的增壓氦氣流量設(shè)計為需要流量的80%，貯箱壓力降低時由輔路補充，主增壓路單獨工作時不能滿足貯箱增壓要求，而輔路僅在貯箱壓力低于設(shè)定值時對主增壓路進行補充增壓，增壓氦氣流量更小，單獨工作時也無法滿足貯箱增壓的要求。

因增壓系統(tǒng)中輔路不設(shè)減壓閥對增壓氣瓶剩余壓力無要求，可提高氣瓶中氦氣的利用率減少高壓氣瓶的數(shù)量，但增壓系統(tǒng)無冗余功能，任一閥門出現(xiàn)故障增壓系統(tǒng)就無法正常工作，存在單點故障，可靠性低。

2 冗余氦氣增壓系統(tǒng)

2.1 增壓系統(tǒng)組成

冗余氦氣增壓系統(tǒng)由貯存增壓氣體的高壓氣瓶、起主要增壓作用的增壓主路和對主路起冗余作用的增壓副路，以及控制增壓主、副路電磁閥啟閉的壓力信號器和控制器三部分組成，如圖2所示。

高壓氣瓶可采用金屬材料氣瓶或復(fù)合材料纏繞氣瓶。因復(fù)合材料纏繞氣瓶結(jié)構(gòu)重量較輕而一般作為首選，氣瓶數(shù)根據(jù)增壓氣體的用量和氣瓶的容積確定。

圖2 冗余增壓系統(tǒng)Fig.2 Redundant helium pressurization system

增壓主路由主路電磁閥、減壓閥和節(jié)流圈組成，考慮增壓副路僅起冗余作用，為簡化系統(tǒng)，進一步提高可靠性，增壓副路不設(shè)減壓閥。

主路和副路壓力信號器裝于貯箱測壓管，與控制器共同作用控制增壓主路和增壓副路電磁閥的啟閉。

2.2 增壓系統(tǒng)工作原理

該增壓系統(tǒng)是用貯箱壓力控制的閉式增壓系統(tǒng)。主路和副路壓力信號器通過測壓管與貯箱氣枕連接，直接感受貯箱壓力，主路或副路電磁閥的啟閉均由壓力信號器根據(jù)箱壓高低通過控制器進行控制：貯箱壓力高于壓力信號器設(shè)定上限值時，壓力信號器觸點斷開，控制器斷開電磁閥供電，電磁閥關(guān)閉；貯箱壓力低于壓力信號器設(shè)定下限值時，壓力信號器觸點閉合，控制器接通電磁閥供電，電磁閥打開。

運載火箭發(fā)射前，增壓氦氣由地面氣源通過配氣臺、氣路連接器及高壓手動開關(guān)等充入并貯存于氣瓶中，需要增壓時主路或副路電磁閥打開。主路工作時，高壓氦氣經(jīng)主路減壓閥后壓力降低，由節(jié)流圈控制流量，調(diào)節(jié)為增壓要求的流量后進入貯箱增壓；副路工作時，高壓氦氣經(jīng)節(jié)流圈節(jié)流壓力降低后進入貯箱增壓。

與常規(guī)運載火箭的氦氣增壓系統(tǒng)相比，冗余氦氣增壓系統(tǒng)不僅根據(jù)貯箱氣枕壓力的變化控制副路電磁閥的啟閉，而且控制主增壓路電磁閥的啟閉，消除了系統(tǒng)的單點故障模式；因貯箱增壓壓力由壓力信號器的設(shè)定值控制，可允許主增壓路中減壓閥出口壓力有較大的變化范圍，對減壓閥出口壓力精度的要求降低，進一步提高系統(tǒng)的可靠性。

2.3 應(yīng)用實例

冗余氦氣增壓系統(tǒng)已應(yīng)用于新一代運載火箭。該增壓系統(tǒng)用于火箭的一級或助推級時，一般將表壓壓力信號器作為壓力信號器，但壓力信號器設(shè)定值的絕壓會隨大氣壓力而變，在火箭飛行初期增壓副路會啟閉數(shù)次；用于在真空中飛行的火箭二級及以上級時，系統(tǒng)正常則副路不工作。

冗余氦氣增壓系統(tǒng)用于某型火箭助推級時，在常溫增壓氦氣流量（90±10）g／s，推進劑流量226kg／s條 件 下，設(shè) 主 路 壓 力 信 號 器 （0.28±0.1）MPa，副路壓力信號器（0.21±0.01）MPa時，貯箱氣枕壓力的理論計算結(jié)果如圖3所示。圖中：1＃，2＃，3＃曲線的主路流量分別為100，90，80g／s。冗余氦氣增壓系統(tǒng)用于某運載火箭二級時，在常溫增壓氦氣流量（11±1）g／s，推進劑流量15.4kg／s條件下，設(shè)主路壓力信號器（0.35±0.005）MPa，副路壓力信號器（0.32±0.005）MPa時，貯箱氣枕壓力的理論計算結(jié)果如圖4所示。圖中：1＃，2＃曲線的主增壓路流量分別為12，10g／s。

圖3 推進劑貯箱壓力理論計算結(jié)果Fig.3 Theoretical calculation result of propellanttank ullage pressure

圖4 推進劑貯箱壓力理論計算結(jié)果Fig.4 Theoretical calculation result of propellanttank ullage pressure

由圖3可知：該增壓系統(tǒng)用于火箭的助推級（或一級時），推進劑貯箱氣枕壓力在副路壓力信號器上限與下限設(shè)定值之間，與貯箱需要的增壓壓力的余量最小為0.05MPa，滿足系統(tǒng)工作要求。增壓過程中主路常開，增壓前期副路會開、閉數(shù)次。由圖4可知：該增壓系統(tǒng)用于火箭的二級（或二級以上級）時，貯箱氣枕壓力亦能滿足系統(tǒng)工作要求，且在增壓過程中主路常開，副路不會打開。

2.4 增壓系統(tǒng)冗余功能分析

2.4.1 增壓系統(tǒng)一度故障模式

以圖3的增壓系統(tǒng)為例，根據(jù)增壓系統(tǒng)的故障模式分析結(jié)果，系統(tǒng)主要單點故障模式有：

a）主增壓路電磁閥打不開；

b）副增壓路電磁閥打不開；

c）副增壓路電磁閥打開后關(guān)不上；

d）主路減壓器在最大開度處卡滯；

e）主路減壓器在最小開度處卡滯。

故障a）主增壓路電磁閥打不開時主路失效；故障e）主路減壓閥在最小開度處卡滯時減壓閥相當(dāng)于孔徑很小的節(jié)流圈，此故障與主增壓路流量不足等效。比較可知，故障a）可包含故障e），是較故障e更嚴(yán)酷的故障模式，因此對增壓系統(tǒng)屬于較嚴(yán)酷的故障a）、b）、c）、d）的冗余功能進行了研究。

2.4.2 增壓系統(tǒng)冗余功能分析

系統(tǒng)設(shè)計參數(shù)選用圖3的參數(shù)，對該增壓系統(tǒng)用于火箭的助推級時出現(xiàn)上述a）、b）、c）、d）四種故障時貯箱的壓力變化進行了理論分析。

a）主增壓路電磁閥打不開

主增壓路電磁閥打不開時主路失效，僅副路工作，貯箱壓力的理論計算結(jié)果如圖5所示。

圖5 主路電磁閥打不開時貯箱壓力Fig.5 Propellant－tank ullage pressure when main solenoid valve not opened

由圖5可知：當(dāng)主增壓路電磁閥打不開時，貯箱氣枕壓力很快下降，當(dāng)壓力降至副路壓力信號器的設(shè)定下限值時，副路增壓電磁閥打開，副路工作，整個工作過程貯箱壓力高于系統(tǒng)發(fā)動機正常工作所需的最小增壓壓力，系統(tǒng)可正常工作?？梢?，在主增壓路電磁閥打不開主增壓路失效時增壓系統(tǒng)仍能正常工作。

b）副增壓路電磁閥打不開

該增壓系統(tǒng)用于火箭的一級或助推級時，在初始階段副增壓路會工作，若此時副增壓路電磁閥打不開，副路失效，貯箱壓力的理論計算結(jié)果如圖6所示。圖中：1＃，2＃，3＃曲線的主路流量分別為100，90，80g／s。

圖6 副路電磁閥打不開時貯箱壓力Fig.6 Propellant－tank ullage pressure profiles when redundant solenoid valve not opened

由圖6可知：當(dāng)副增壓路電磁閥打不開時，僅靠主增壓路增壓，貯箱氣枕壓力在初期下降隨后穩(wěn)定，在整個工作過程中增壓能力均能滿足貯箱最小增壓壓力要求，增壓系統(tǒng)能正常工作。可見，在副路增壓電磁閥故障打不開時增壓系統(tǒng)能正常工作。

c）副增壓路電磁閥打開后關(guān)不上

副增壓路電磁閥在第一次打開后就關(guān)不上是最嚴(yán)酷的，本文主要分析此種最嚴(yán)酷的故障模式。當(dāng)增壓系統(tǒng)發(fā)生副增壓路電磁閥第一次打開后就關(guān)不上的故障時，貯箱壓力計算結(jié)果如圖7所示。圖中：1＃，2＃，3＃曲線的主路流量分別為100，90，80g／s。

由圖7可知：副增壓路電磁閥第一次打開后關(guān)不上時，副路常開，副路沒有減壓閥，在工作初期由于氣瓶壓力較高，副路增壓氣體流量大，氣枕壓力迅速升高，超過主路壓力信號器上限值，主路關(guān)閉，主路關(guān)閉后貯箱壓力逐漸降低至主路壓力信號器下限值，主路再打開，如此反復(fù)，工作前期氣枕壓力一直高位運行于主路壓力信號器下限和上限值之間，工作后期隨著氣瓶壓力降低，箱壓下降，但仍能滿足增壓要求。

圖7 副路電磁閥打開后關(guān)不上時貯箱壓力Fig.7 Propellant－tank ullage pressure profiles when redundant solenoid valve not opened

可見，冗余氦氣增壓系統(tǒng)在副增壓路電磁閥打開后關(guān)不上時能正常工作。

d）主路減壓閥在最大開度處卡滯

主路減壓閥在工作開始就在最大開度處卡滯為最嚴(yán)酷的故障模式。當(dāng)主路減壓閥在工作開始就在最大開度處卡滯時，貯箱壓力的計算結(jié)果如圖8所示。

圖8 主路減壓器在最大開度處卡滯時貯箱壓力Fig.8 Propellant－tank ullage pressure profiles of calculation when main pressure regulate valve choked at the maximum opening

由圖8可知：當(dāng)主路減壓閥在工作開始就在最大開度處卡滯時，減壓閥相當(dāng)于孔徑較大的節(jié)流圈，因減壓閥有節(jié)流圈1個，故此時主增壓路可視為兩個節(jié)流圈串聯(lián)，效果等同于一個等效節(jié)流圈。工作開始時因氣瓶壓力較高，相應(yīng)增壓氣體流量大，氣枕壓力迅速升高，超過主路壓力信號器斷開值，主路斷開，貯箱壓力隨之下降，當(dāng)壓力降至主路壓力信號器的接通值時，主路再次打開，這樣主路會不斷打開、關(guān)閉。后期氣瓶壓力降低時增壓氣體流量相應(yīng)減小，箱壓下降較快，但仍能滿足增壓要求?？梢姡髀窚p壓閥在工作開始時就在最大開度卡滯的情況下增壓系統(tǒng)仍能正常工作。

3 地面試驗驗證

為驗證冗余氦氣增壓系統(tǒng)的工作性能及其容錯能力，進行了增壓輸送系統(tǒng)全系統(tǒng)的冷流試驗。試驗貯箱直徑與飛行箭貯箱相同容積減?。ㄍ捕伍L度減少），增壓系統(tǒng)的閥門采用真實閥門，用水代替推進劑，用壓縮空氣代替氦氣，對減壓閥進行了氦氣和壓縮空氣等開度等效處理，共進行了系統(tǒng)正常工作和a）、b）、c）、d）4個故障共5個狀態(tài)十多次試驗。

系統(tǒng)正常工作狀態(tài)的試驗測試結(jié)果和針對試驗系統(tǒng)的計算結(jié)果如圖9所示。不同故障狀態(tài)的試驗測試和計算結(jié)果如圖10～13所示。圖9～11三種狀態(tài)因貯箱壓力低液體排出量小工作時間相對長（約300s），圖12、13兩種狀態(tài)則因貯箱壓力較高液體排出量相應(yīng)大而工作時間縮短（約250s）。

由圖9～13可知：系統(tǒng)正常工作及在各種故障模式下的試驗測試值與計算結(jié)果均基本吻合，測試結(jié)果與預(yù)期效果相同，試驗驗證冗余氦氣增壓系統(tǒng)各閥門附件工作協(xié)調(diào)、系統(tǒng)在一度故障狀態(tài)下仍能正常工作，系統(tǒng)工作性能滿足設(shè)計要求，具備一度故障的冗余功能。

圖9 系統(tǒng)正常工作時貯箱壓力的測試和計算結(jié)果Fig.9 Calculation and test result of propellant－tank ullage pressure when pressurization system was usual

圖10 僅副路工作時貯箱壓力的測試和計算結(jié)果Fig.10 Calculation and test result of propellant－tank ullage pressure when redundant system was usual only

圖11 僅主路工作時貯箱壓力的測試和計算結(jié)果Fig.11 Calculation and test result of propellant－tank ullage pressure when main system was usual only

圖12 副路電磁閥第一次打開后就關(guān)不上時貯箱壓力的測試和計算結(jié)果Fig.12 Calculation and test result of propellant－tank ullage pressure when redundant solenoid valve not closed after first opening

圖13 主路減壓閥在最大開度處卡滯時貯箱壓力的測試和試驗結(jié)果Fig.13 Calculation and test result of propellant－tank ullage pressure when main pressure regulate valve choked at maximum opening

4 結(jié)束語

為滿足新一代運載火箭高可靠性的要求，提高新一代運載火箭增壓輸送系統(tǒng)工作的可靠性，設(shè)計了主、副路冗余的氦氣增壓系統(tǒng)。仿真分析和地面試驗驗證結(jié)果表明：冗余氦氣增壓系統(tǒng)的主、副路單獨工作均能滿足性能要求，副路可作為主路的完全冗余；對系統(tǒng)的一度故障有容錯能力；增壓系統(tǒng)降低了減壓閥性能的要求，減少了減壓閥的設(shè)計難度。冗余氦氣增壓系統(tǒng)能實現(xiàn)提高增壓系統(tǒng)可靠性的目的，可用于對可靠性要求高的新一代運載火箭的任一級的氧化劑或燃料貯箱。

［1］ 廖少英.液體火箭推進增壓輸送系統(tǒng)［M］.北京：國防工業(yè)出版社，2007.

［2］ 廖少英，趙金才.航空－航天飛行器推進增壓輸送系統(tǒng)設(shè)計［M］.北京：中國宇航出版社，2012.

［3］ RING E. Rocket propellant and pressurization systems［M］.Englewood Cliffs：Prentice－Hall Inc，1964.

［4］ ROUDEBUSB W H.An analysis of the problem of tank pressurization during outflow［R］.NASA TN D－2585，1965.

［5］ LACOVIC R.A comparison of experimental and calculated helium requriments for the pressurization of a centaur liquid hydrogen tank［R］. NASA TM－X－1870，1969.