饒大林，琚春光，吳勝寶，高朝輝，申 麟

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軌道轉(zhuǎn)移飛行器動力系統(tǒng)方案選擇分析

饒大林，琚春光，吳勝寶，高朝輝，申 麟

（中國運載火箭技術(shù)研究院研究發(fā)展中心，北京，100076）

動力系統(tǒng)是軌道轉(zhuǎn)移飛行器的重要分系統(tǒng)之一，為飛行器提供速度增量，實現(xiàn)變軌、姿態(tài)控制等功能。為優(yōu)化飛行器總體性能，首先對擠壓式和泵壓式動力系統(tǒng)進行比較分析；然后在總沖、尺寸等約束條件下，分別建立兩種系統(tǒng)貯箱、氣瓶、發(fā)動機等組件的質(zhì)量預(yù)估模型；最后以某空間碎片主動清除飛行器為例，分析了兩種動力系統(tǒng)的總質(zhì)量隨總沖的變化規(guī)律，為飛行器動力系統(tǒng)的方案選擇提供設(shè)計依據(jù)。

軌道轉(zhuǎn)移飛行器；動力系統(tǒng)；擠壓式系統(tǒng)；泵壓式系統(tǒng)

0 引 言

動力系統(tǒng)作為空間軌道轉(zhuǎn)移飛行器的重要分系統(tǒng)之一，占據(jù)了飛行器較大部分質(zhì)量。因此，提高動力系統(tǒng)的性能，降低系統(tǒng)質(zhì)量對于提高有效載荷質(zhì)量，從而提高整個飛行任務(wù)的效費比具有重要意義[1]。

雖當(dāng)前對反物質(zhì)推進、核推進、微波推進、激光推進、繩系推進等多種新概念空間推進技術(shù)[2～4]開展深入研究，但目前基于化學(xué)能的液體推進仍是空間飛行器的主要動力方案。液體化學(xué)能推進系統(tǒng)按照推進劑供應(yīng)方式可分為擠壓式系統(tǒng)和泵壓式系統(tǒng)[5]。兩種系統(tǒng)各有優(yōu)缺點，使用范圍也不同，對于特定的空間任務(wù)，動力系統(tǒng)總體方案對空間飛行器總體方案和性能都具有重要影響[6]。動力系統(tǒng)選型需考慮的因素有技術(shù)成熟度、系統(tǒng)復(fù)雜度和性能等，本文主要從降低系統(tǒng)質(zhì)量的角度出發(fā)，分析泵壓式和擠壓式系統(tǒng)的應(yīng)用范圍。

1 擠壓式系統(tǒng)和泵壓式系統(tǒng)原理及特點

1.1 擠壓式系統(tǒng)和泵壓式系統(tǒng)原理

動力系統(tǒng)主要由主發(fā)動機、貯箱、氣瓶和管路閥門等組成，其工作原理如圖1所示。

a）擠壓式

b）泵壓式

續(xù)圖1

1.2 特點比較分析

表1對兩種系統(tǒng)進行了比較分析。

表1 空間飛行器擠壓式和泵壓式系統(tǒng)比較[7]

1.3 影響動力系統(tǒng)結(jié)構(gòu)質(zhì)量的因素

動力系統(tǒng)的結(jié)構(gòu)質(zhì)量主要受下列因素影響：

a）燃燒室壓力。由于泵壓式發(fā)動機的燃燒室壓力較高、混合比接近化學(xué)當(dāng)量混合比，因此泵壓式發(fā)動機的結(jié)構(gòu)質(zhì)量、比沖均高于擠壓式發(fā)動機。

b）發(fā)動機入口壓力和箱壓。泵壓式發(fā)動機的入口壓力及箱壓均小于擠壓式發(fā)動機，因此在推進劑加注量較大時，泵壓式動力系統(tǒng)的貯箱質(zhì)量、貯氣量和氣瓶結(jié)構(gòu)質(zhì)量均小于擠壓式。

c）推進劑加注量。在相同總沖要求下，泵壓式發(fā)動機比沖較高，推進劑加注量較小，貯箱和氣瓶尺寸較小；在相同加注量條件下，泵壓式系統(tǒng)的貯箱工作壓力較小，貯箱結(jié)構(gòu)質(zhì)量也較小。

2 動力系統(tǒng)方案選擇分析

2.1 簡化假設(shè)及輸入條件

為了便于分析比較，在方案選擇及初步設(shè)計時，根據(jù)下列簡化假設(shè)和輸入條件進行計算：

a）動力系統(tǒng)的結(jié)構(gòu)質(zhì)量主要考慮發(fā)動機、氣瓶和貯箱三大部件，管路閥門的質(zhì)量通過系數(shù)簡化計算，此外機架也暫不考慮；

b）動力系統(tǒng)僅考慮軌控發(fā)動機的選擇；

c）動力系統(tǒng)質(zhì)量模型按照理論分析得到；

d）暫不考慮動力系統(tǒng)熱控、飛行過載、推進劑管理等問題；

e）采用常溫氦氣增壓，貯箱和氣瓶的初始溫度均為293.15 K，氣瓶工作壓強均選擇35 MPa；

f）貯箱暫用十字交叉并聯(lián)布局方案，氧化劑貯箱和燃料貯箱各兩個，貯箱直徑不超過1.0 m，采用球形貯箱或柱形貯箱（封頭橢球比1.6）。氣瓶直徑不超過0.3 m，采用球形氣瓶或柱形氣瓶（封頭為半球形）。

2.2 動力系統(tǒng)質(zhì)量模型

2.2.1 備選發(fā)動機

備選發(fā)動機包括1臺擠壓式發(fā)動機和1臺泵壓式發(fā)動機。其中發(fā)動機質(zhì)量是影響系統(tǒng)總質(zhì)量的重要因素之一，但發(fā)動機本身的設(shè)計計算不在本文研究范圍，其質(zhì)量和比沖數(shù)據(jù)參考某型發(fā)動機型號。擠壓式發(fā)動機質(zhì)量為15 kg，泵壓式發(fā)動機質(zhì)量為45 kg。

2.2.2 貯箱設(shè)計

2.2.2.1 貯箱容積

計算貯箱容積的輸入條件包括：總沖、比沖、混合比、推進劑密度等。

總沖z根據(jù)空間任務(wù)情況確定，比沖v、混合比、推進劑密度o和f由所選定的發(fā)動機確定。設(shè)初始?xì)庹碚假A箱容積的比例為c（初始?xì)鈮|體積為貯箱容積的3%～5%），貯箱排空率為d，則氧化劑和燃料貯箱的容積o，f可表示為

（2）

2.2.2.2 貯箱工作壓強

貯箱的工作壓強由增壓計算和強度設(shè)計計算得到，為簡化計算，本文僅根據(jù)增壓計算結(jié)果取值。增壓計算的目的是為了得到保證飛行器在飛行過程中發(fā)動機能正常工作所需的貯箱壓力。

對于擠壓式供應(yīng)系統(tǒng)[5]有:

式中tk為貯箱壓強；c為燃燒室工作壓強；Δinj為噴注器壓降；Δl為管路和過濾器的壓降；Δv為各種閥門的壓降。

對于泵壓式系統(tǒng)[5]有：

2.2.2.3 貯箱結(jié)構(gòu)及質(zhì)量

求得貯箱的工作壓強和容積后，首先根據(jù)結(jié)構(gòu)尺寸約束選定結(jié)構(gòu)形狀，然后依據(jù)強度理論計算壁厚，再求得質(zhì)量。

a）柱形貯箱。

柱形貯箱的圓筒段壁厚可用下式計算[8]：

式中tk為貯箱工作壓強；tk為圓筒段內(nèi)徑；為焊縫系數(shù)；[]為在最高溫度下的材料許用壓強。對于材料強度極限的安全系數(shù)b取為1.8~3，對材料屈服極限的安全系數(shù)s取為1.3～1.5。當(dāng)用強度極限安全系數(shù)進行強度計算時，應(yīng)對材料的屈服進行校核。

橢球形封頭的壁厚可以按照下列公式計算[8]：

式中為橢球封頭的形狀系數(shù)，由下式確定：

（7）

在設(shè)計橢球封頭時，壁厚通常不小于箱體直徑的0.3%。

對于橢球封頭的貯箱，其容積、表面積和質(zhì)量分別為

（9）

（10）

式中tk為貯箱結(jié)構(gòu)材料的密度；為圓柱段的容積，；為表面積，（其中，為圓筒段長度）；為橢球封頭容積，；為表面積；。

b）球形貯箱。

對于球形容器，按照下式計算壁厚[8]：

式中b為最高環(huán)境溫度下的最高工作壓強，對于氣瓶通常取初始壓強，對于貯箱則取安全閥開啟壓強；b為容器內(nèi)徑；[]為在最高溫度下的材料許用壓強。

氣瓶在最高環(huán)境溫度下的材料許用應(yīng)力可用下式求得：

根據(jù)求得的氣瓶容積，可由下式計算球形氣瓶內(nèi)徑：

氣瓶的結(jié)構(gòu)質(zhì)量為

（14）

式中為氣瓶結(jié)構(gòu)系數(shù)，考慮到氣瓶厚度不均以及附件和固定件的影響，通常取1.2～1.5；b為氣瓶結(jié)構(gòu)材料密度。

2.2.3 氣瓶設(shè)計

求得貯箱容積和初始?xì)鈮|體積后，即可求出氣瓶的貯氣量。為了簡化計算，做以下假設(shè)：增壓氣體為不加熱的常溫氣體、理想氣體、推進劑不蒸發(fā)、絕熱系統(tǒng)，增壓氣體與推進劑之間的熱交換暫不考慮。

計算氣瓶容積的輸入條件包括：增壓工質(zhì)參數(shù)、貯箱工作壓強、貯箱初始溫度、貯箱初始和終了氣墊體積、氣瓶初始壓強、氣瓶初始溫度、氣瓶最低工作壓強等。

2.2.3.1 氣墊初始質(zhì)量

初始?xì)鈮|質(zhì)量由氣墊的初始狀態(tài)參數(shù)確定，即：

式中ui為氣墊初始質(zhì)量；u為初始?xì)鈮|氣體的摩爾質(zhì)量；ui，ui和ui分別為氣墊的初始壓力、體積和溫度；為摩爾氣體常數(shù)。

2.2.3.2 有效氣體質(zhì)量

忽略推進劑的蒸發(fā)，可得工作終了時刻的有效氣體質(zhì)量[7]：

式中ef為增壓氣體的摩爾質(zhì)量；g為終了時刻氣墊總體積；tkf為工作終了時刻的貯箱氣墊氣體溫度。

2.2.3.3 終了時刻氣瓶和貯箱內(nèi)的氣體溫度

假設(shè)氣瓶內(nèi)氣體絕熱膨脹，并遵循氣體狀態(tài)方程，則氣瓶最終溫度和剩余氣體質(zhì)量為[7]

（18）

若貯箱初始?xì)鈮|和增壓氣體是同種氣體，則貯箱最終的溫度為[7]

式中bi，bi和bi分別為氣瓶初始?xì)怏w質(zhì)量、溫度和壓強；bf為氣瓶最終壓強；為增壓氣體的比熱容比。

2.2.3.4 氣瓶容積和殘存氣體質(zhì)量

假定氣瓶內(nèi)氣體按照絕熱過程膨脹，則氣瓶容積為[7]

式中b為氣瓶容積；r為工作終了時刻氣瓶出口到貯箱入口腔道中殘存的氣體質(zhì)量，可忽略。

終了時刻氣瓶中殘存的氣體質(zhì)量為[7]

實際上氣瓶內(nèi)的氣體大多按多變過程膨脹，若有準(zhǔn)確的實驗數(shù)據(jù)，可將上述各式中的絕熱指數(shù)用多變指數(shù)代替。

通過上述方法計算得到所需的增壓氣體質(zhì)量和氣瓶體積后，即可進行氣瓶結(jié)構(gòu)設(shè)計和質(zhì)量估算，其計算方法與上述貯箱的計算方法相同。氣瓶材料通常可選擇鈦合金或復(fù)合材料。

2.2.4 動力系統(tǒng)總質(zhì)量估算

主發(fā)動機、貯箱和氣瓶等占據(jù)了動力系統(tǒng)質(zhì)量的絕大部分，而閥門管路的質(zhì)量相對較小。采用下式估算主動力系統(tǒng)的干重：

式中p為主動力系統(tǒng)干重；e為主發(fā)動機質(zhì)量；tk為貯箱質(zhì)量；b為氣瓶質(zhì)量；為系數(shù)，用于考慮管路閥門和其他附件的質(zhì)量。

2.3 仿真結(jié)果分析

擠壓式系統(tǒng)的推進劑為四氧化二氮和一甲基肼，泵壓式系統(tǒng)的推進劑為四氧化二氮和偏二甲肼。擠壓式系統(tǒng)的貯箱采用等容設(shè)計；而泵壓式系統(tǒng)的貯箱根據(jù)實際混合比分別設(shè)計。貯箱材料選用LF6，氣瓶材料選用碳纖維復(fù)合材料（鋁合金內(nèi)襯）。

動力系統(tǒng)干重、貯箱和氣瓶結(jié)構(gòu)質(zhì)量隨總沖的變化曲線如圖2所示。由圖2可知，貯箱質(zhì)量對系統(tǒng)干重的影響較大，氣瓶質(zhì)量影響較小?？倹_z大于6.5×106N?s時擠壓式系統(tǒng)的干重和貯箱質(zhì)量急劇增加，原因在于貯箱形狀的變化。當(dāng)總沖I小于6.5×106N?s時，選擇球形貯箱即可滿足要求，當(dāng)總沖較大時，則需要選擇采用橢球封頭的柱形貯箱。相同尺寸和材料工藝的貯箱，其壁厚和結(jié)構(gòu)質(zhì)量與工作壓強成正比。

濕重隨總沖的變化情況如圖3所示。對于貯箱直徑限制在1.0 m以下的系統(tǒng)，當(dāng)總沖I<6.5×106N?s（推進劑加注量約980 kg）時，選擇擠壓式系統(tǒng)獲得的系統(tǒng)總質(zhì)量較小，而當(dāng)總沖大于該值時，泵壓式動力系統(tǒng)獲得的系統(tǒng)總質(zhì)量較小。

圖2 動力系統(tǒng)干重、貯箱和氣瓶結(jié)構(gòu)質(zhì)量的變化曲線

當(dāng)總沖I<6.5×106N?s（推進劑加注量約2 100 kg）時，兩種系統(tǒng)的總質(zhì)量相差不大；而大于該值時，由于貯箱結(jié)構(gòu)質(zhì)量的顯著增加使擠壓式系統(tǒng)總質(zhì)量急劇上升，明顯大于泵壓式系統(tǒng)。

由上述結(jié)果可知，從系統(tǒng)質(zhì)量方面分析，泵壓式系統(tǒng)的優(yōu)勢主要體現(xiàn)在總沖較大時。一方面由于泵壓式發(fā)動機比沖的優(yōu)勢使得推進劑總質(zhì)量減小的優(yōu)勢更加顯著；另一方面貯箱尺寸小和工作壓強低使得結(jié)構(gòu)質(zhì)量小的優(yōu)勢也體現(xiàn)了出來，尤其當(dāng)推進劑加注量較大而必須采用柱形貯箱以后，采用泵壓式系統(tǒng)的貯箱工作壓強低而使其結(jié)構(gòu)質(zhì)量遠(yuǎn)小于擠壓式系統(tǒng)的貯箱質(zhì)量。

3 某空間飛行器動力系統(tǒng)分析

3.1 計算條件

該飛行器主要用于實現(xiàn)下列功能：a）待命期間為軌道維持提供動力；b）與目標(biāo)交會對接時提供動力；c）抓捕目標(biāo)后將目標(biāo)拖拽至墳?zāi)管壍捞峁﹦恿Α?/p>

飛行器包絡(luò)尺寸為Φ2.8×2.3 m，主動力系統(tǒng)的總沖量要求為9.66.5×106N?s，貯箱直徑不大于1.0 m，發(fā)動機啟動次數(shù)不小于3次。

3.2 結(jié)果分析

采用上述方法計算動力系統(tǒng)總質(zhì)量及結(jié)果見表2。

表2 動力系統(tǒng)總體方案質(zhì)量比較

由表2可知，由于泵壓式系統(tǒng)貯箱工作壓強比劑壓式系統(tǒng)的貯箱工作壓強低得多，因此泵壓式系統(tǒng)的貯箱質(zhì)量比擠壓式系統(tǒng)的低約212.36 kg（58.5%），氣瓶質(zhì)量低約35.44 kg（65.98%），增壓氣體少9.19 kg（69.57%）；又由于泵壓式系統(tǒng)發(fā)動機比沖（3 097 m/s）比擠壓式系統(tǒng)發(fā)動機（3 030 m/s）高，因此在滿足相同總沖的條件下，推進劑加注量少69.85 kg。泵壓式系統(tǒng)干重（257.03 kg）比擠壓式系統(tǒng)（518.39 kg）的輕261.36 kg（50.42%）。泵壓式系統(tǒng)總質(zhì)量（3 426.17 kg）比擠壓式系統(tǒng)總質(zhì)量（3 767.01 kg）少340.84 kg（約9.05%），因此對于上述飛行器，宜選用泵壓式系統(tǒng)。

4 結(jié) 論

傳統(tǒng)空間飛行器，例如衛(wèi)星、飛船等，由于系統(tǒng)規(guī)模小和多次啟動技術(shù)不成熟等原因，常采用擠壓式系統(tǒng)，但隨著空間飛行器規(guī)模的增大，以及泵壓式系統(tǒng)多次啟動技術(shù)逐漸成熟，泵壓式動力系統(tǒng)的需求也逐漸增強。

本文基于兩款備選發(fā)動機，建立雙組元擠壓式系統(tǒng)和雙組元泵壓式系統(tǒng)的質(zhì)量預(yù)估模型，分析了兩種系統(tǒng)的結(jié)構(gòu)質(zhì)量隨總沖的變化情況，對于貯箱直徑限制在1.0 m以下，氣瓶直徑限制在0.3 m以下的系統(tǒng)，得到如下結(jié)論：

a）貯箱結(jié)構(gòu)質(zhì)量對系統(tǒng)干重的影響最大，氣瓶的影響較小。

b）當(dāng)總沖I<3.0×106N?s時，擠壓式系統(tǒng)的總質(zhì)量小于泵壓式系統(tǒng)，反之則反。

c）當(dāng)總沖I>6.5×106N?s時，貯箱形狀（由于直徑限制需要選用柱形貯箱）對動力系統(tǒng)質(zhì)量的影響較大，泵壓式系統(tǒng)的總質(zhì)量明顯小于擠壓式系統(tǒng)，建議選擇泵壓式系統(tǒng)；而當(dāng)總沖I<6.5×106N?s時，考慮到系統(tǒng)復(fù)雜度等因素，建議選擇擠壓式系統(tǒng)（總沖I介于3.0×106～6.5×106N?s之間時，兩種系統(tǒng)質(zhì)量相差不大，但擠壓式系統(tǒng)更簡單，且更易實現(xiàn)姿軌控系統(tǒng)一體化設(shè)計）。

d）根據(jù)某空間飛行器的約束條件，選擇泵壓式系統(tǒng)能使動力系統(tǒng)總質(zhì)量減小約9.05%。

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Propulsion System Selection and Analysis for Orbit-transfer Vehicle

Rao Da-lin, Ju Chun-guang, Wu Sheng-bao, Gao Zhao-hui, Shen Lin

(R&D Center, China Academy of Launch Vehicle Technology, Beijing, 100076)

Propulsion system is one of the most important systems of orbit-transfer vehicle, which provides the velocity increment for the functions of orbit transfer, attitude control and so on. To optimize the performance of the vehicle, pressure-fed propulsion system and pump-pressurized propulsion system were compared. Then the quality model of the two systems were established with the constraints of total impulse and size, considering the components of tanks, gas cylinders and engines mainly. At last, taking the active debris remove vehicle as the example, the variation current of the total impulses with total impulse for both propulsion systems was analyzed, supporting the selection and design of propulsion system.

Orbit-transfer vehicle; Propulsion system; Pressure-fed propulsion system; Pump-pressurized propulsion system

1004-7182(2016)02-0017-05

10.7654/j.issn.1004-7182.20160204

V475

A

2015-01-06；

2015-12-22

饒大林（1983-），男，工程師，主要從事航天運輸總體及動力技術(shù)研究