新型弹簧床结构的HAN基发动机技术

姚天亮，郭曼丽，戴 佳，林庆国

(1. 上海空间推进研究所，上海 201112；2. 上海空间发动机工程技术研究中心，上海 201112)

0 引 言

目前航天器单元推进系统主要采用肼类推进剂。肼类推进剂具有很大的吸入致癌毒性，且易燃易爆，在产品生产、试验及使用过程中，不仅会对人员的生命和健康造成严重的危害，而且会对环境造成污染，同时还增加了生产、发射和使用维护的成本[1]。近年来，随着社会不断进步和航天技术的不断发展，人们对环境保护和人员健康的要求更为严格，发展无毒推进技术以代替肼类有毒推进技术势在必行[2-5]。

HAN基推进剂主要由硝酸羟胺(Hydroxyla-mmonium nitrate，HAN[6])、相容的燃料、添加剂和适量的水组成。与无水肼相比，HAN不会致癌，毒性也低得多，比肼的毒性小13.6倍[7]，其蒸气主要是水蒸气。因此，操作和维护人员只需要普通的防护设备，推进剂如沾到皮肤上用水冲洗即可[8]。该类推进剂具有冰点低、密度高、安全、无毒等特点，常压下不敏感，贮存安全，无着火爆炸危险，可以显著改善单组元推进系统的使用维护性。

由于HAN基推进剂的诸多显著优点，国内外相关机构开展了大量的研究工作。

20世纪70年代，美国陆军开始研究用于液体火炮发射药的硝酸羟胺基单组元推进剂，所研制的推进剂密度在1.4 g/cm3左右，理论比冲在2500 m/s以上。NASA在此基础之上，对肼类推进剂和HAN基推进剂进行了系统的对比研究。研究结果表明，与肼类推进剂相比，在相同比冲条件下，HAN基推进剂燃料质量可降低17.5%，燃料体积可减少41.8%，推进剂贮箱体积减少38%，推进剂贮箱质量减少35%，可大大降低推进系统的重量[9]。2012年8月，NASA启动了绿色推进剂飞行演示任务(Green propellant infusion mission, GPIM)，由Ball空间技术公司负责，主要演示AF-M315E推进剂[10]和Aerojet公司研制的HAN基发动机，2017年完成飞行。

2017年，Busek公司报道了1U立方体卫星绿色推进系统的进展[11]。该项目也被称为立方体卫星的先进单元技术应用(Advanced monopropellant application for cubeSats，AMAC)，其推进系统使用HAN基无毒单组元推进剂AF-M315E，目前已完成工程样机研制。该系统湿重1.5 kg，能提供0.1～0.5 N的可变推力以及565 N·s的总冲，系统需求的功率为20 W。AMAC系统已经完成系统集成并成功完成了系统级的热点火测试。0.5N发动机是AMAC项目的关键单机，发动机采用催化点火方式进行工作。Busek公司为了解决传统颗粒催化剂磨损的问题，发动机催化床采用了整装式催化剂的设计。该设计首先在0.5 N发动机上进行了验证，并形成了系列化，推力包括0.1 N、0.5 N、5 N和22 N。

三菱重工还研制了GPRCS (Green propellant reaction control system)推进系统用于微小卫星上，系统采用了HAN基1 N发动机[13]，已经通过振动测试，GPRCS的1 N绿色推力器比冲200 s，累积工作时长5000 s，脉冲10000个。

从1998年开始，上海空间推进研究针对载人航天工程的返回舱开展了无毒推进技术的研究。通过十多年不间断地研究，近期取得了较大的技术进展，突破了HAN基发动机的推进剂配方、催化剂制备和发动机结构设计等技术，完成了多型发动机设计，并进行了多轮次热试车考核[14-17]。其中，HAN基1N发动机成功应用于某微纳卫星，于2018年1月25日搭载长征二号丙运载火箭顺利进入预定轨道。随后于2月5日首次点火工作，发动机工作正常，性能达到预期水平，标志着我国成为世界上首个掌握并在轨验证HAN推进技术的国家。

与肼类推进剂相比，HAN基推进剂的催化反应速率要比肼类推进剂慢1～2个数量级，温度低的推进剂与催化剂接触后不能瞬间完成化学反应，必然有一部分未发生化学反应的推进剂由于毛细作用以液态形式渗入多孔催化剂颗粒内部微孔中，液体推进剂在微孔中分解为气体膨胀升压，在催化剂颗粒内外产生很大的压力梯度[3]。当压力超过催化剂颗粒强度时，催化剂便爆炸破碎，国外HAN基发动机研制过程中也出现了该现象[18]。催化剂破碎后，发动机催化床就可能出现空穴，导致发动机工作性能下降、寿命缩短。Masse等[19]指出，长寿命的HAN基发动机必须满足两个必要条件：(1)催化剂具有长时间分解HAN基推进剂的能力，(2)发动机需要有容忍或消除催化床空穴的能力。

本文将研究消除HAN基发动机催化床空穴的方法，设计了一种弹簧床结构能有效消除催化剂破损后出现的空穴，保证发动机长寿命可靠工作。

1 弹簧床结构的1N发动机工作原理简介

本文以HAN基1N发动机为载体，开展弹簧床结构发动机研究工作。使用弹簧床结构的HAN基1N发动机示意图如图1所示。发动机主要由喷注器、前催化床、分隔板、后催化床、弹簧床、喷管和测压管嘴等组成，其中，弹簧床包括可移动支撑桶、氧化锆陶瓷(用于隔热)和弹簧等结构。

图1 HAN基1N弹簧床结构发动机示意图Fig.1 Schematic of HAN-based 1N thruster with spring bed structure

弹簧床结构发动机的工作原理为：HAN基推进剂经喷注器流入催化床，推进剂在催化床内发生催化分解(主要在前床)和催化燃烧(主要在后床)反应，产生高温高压的气体，气体经喷管加速至超音速状态喷出，产生反作用推力。随着发动机工作时间的增加，发动机催化床内(主要是前催化床)的催化剂会因发生破碎现象而产生空穴。此时，可移动支撑桶在弹簧的推力作用下，向催化床方向移动，通过挤压催化剂的方式消除催化床内的空穴，从而保证发动机长寿命可靠稳定工作。

对弹簧床结构的发动机而言，除了发动机结构设计以外，弹簧的设计最为关键。设计弹簧时，一方面要求弹簧能提供足够的弹力保证可移动支撑桶的自由移动;另一方面还要保证弹簧提供的弹力不足以压碎催化剂。即，要求所设计的弹簧提供的弹力在合适的范围之内，否则弹簧结构将失效，对发动机可靠稳定工作产生十分不利的影响。

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2 弹簧设计计算

2.1 弹簧参数设计要求

对于弹簧床结构的单元发动机而言，发动机完成装配时，弹簧的形变量最大，而且是常温环境，因此提供的弹力最大。随着发动机试车的进行，催化剂逐渐破碎，催化床向喷注器方向移动，弹簧形变量减小，而且试车时，弹簧结构处于高温环境，此时弹簧弹力受高温环境的影响而明显减小。根据HAN基1N发动机试车结果，发动机试车后催化床的空腔高度一般不超过6 mm，因此弹簧形变量比试车前减小6 mm且处于高温环境时提供的弹力最小。

为了使设计的弹簧床在各种环境下均能使用，设计的弹簧至少需要满足如下两个条件：

(1)在常温条件下，试车前弹簧的形变量最大，记为ΔxM，要求此时弹簧提供的最大弹力不足以压碎催化剂，即

K常温·ΔxM

(1)

(2)在高温条件下，接近试车后期弹簧的形变量最小，记为Δxm，根据试车结果，可知Δxm≈ΔxM-6，要求此时弹簧提供的最小弹力足以克服催化床受到的流动阻力，即

K高温·Δxm>Fb

(2)

因此，为了对弹簧进行设计计算，首先需要确定催化剂破碎压力F碎和催化床受到的流动阻力Fb。

图2 测量催化剂压碎力示意图Fig.2 Schematic diagram of measuring the catalyst crushing force

F碎可通过试验测得，设计的试验装置示意图如图2所示。结果表明，当F=81N时，催化剂出现破裂现象。因此，为了保证催化剂不破碎，可得

K常温·ΔxM

(3)

根据1N发动机试车结果可知，催化床流阻约Pb=0.2 MPa，因此流阻产生的反作用力为

(4)

为了使高温下弹簧提供的弹力足以克服催化床受到的流动阻力，可得

K高温·Δxm=K高温·(ΔxM-6)>12.7

(5)

2.2 弹簧设计计算

本文设计的弹簧钢丝材料选用GH141高温合金，选取的弹簧钢丝直径为d=1.4 mm。根据图1所示的弹簧床结构，设计的弹簧床装配时弹簧的高度为14 mm，弹簧内径Di应满足Di>9.9 mm，选取Di=10.2 mm，因此弹簧的外径Do=13 mm，弹簧中径D=11.6 mm。不同温度下GH141合金的性质如表1所示。根据GH141材料的参数，在常温下对弹簧进行设计计算，详细计算过程和计算结果如表2所示。

从表2中的第12条可以看出，设计的弹簧压缩的最短长度为Hj=13.9 mm，实际设计时，弹簧床装配时弹簧的高度为14 mm，满足最短长度要求。

表1 GH141材料参数Table 1 GH141 material parameters

注：G=E/[2*(1+v)]

表2 常温条件的弹簧设计计算Table 2 Calculation of spring design at room temperature

发动机装配时，弹簧压缩到14 mm，此时弹簧提供的弹力为

F=K常温·ΔxM=4.11×(27.5-14)=

55.5

(6)

因此，设计的弹簧不会使催化剂压碎，满足弹簧设计第一条件。

根据相同的计算方法，可得在600 ℃下，弹簧的刚度为

K高温=3.11

(7)

根据1N发动机试车结果，试车后期，催化床空穴高度一般不超过6 mm，此时弹簧的长度为20 mm，则在高温下弹簧提供的弹力为

F=K高温·ΔxM=3.11×(27.5-20)=

23.3>Fb=12.7

(8)

因此，设计的弹簧在高温下提供的弹力足以抵抗催化床流阻产生的反作用力，可以保证可移动支撑桶的自由移动，满足弹簧设计第二条件。理论计算表明，设计的弹簧满足弹簧床要求。

3 对比试验校验

为了验证本文所提出的新型弹簧床结构的有效性，分别对传统结构HAN基1N发动机与新型弹簧床结构HAN基1N发动机进行了温启动寿命对比试验校验。新型弹簧床结构的HAN基1N发动机除使用了新型弹簧床外，其它试验条件与传统结构的HAN基1N发动机试验工况保持一致。

通过地面热试车试验可以发现，传统结构的HAN基1N发动机温启动次数不超过150次，试验曲线如图3-图6所示。可以看出，初始阶段(如第10次温启动)，室压在1 s左右达到稳定状态，室压曲线平稳，发动机性能稳定，至第101次温启动时，室压曲线在前5 s内出现较大波动，5 s之后波动幅度降低，但仍存在震荡现象，出现了不稳定的波峰波谷状态，说明发动机已经出现了性能不稳定的现象，至第142次温启动时，发动机室压上升缓慢，2.5 s左右才到达室压峰值，但室压在10 s之后开始逐渐下降，20 s时发动机停止工作，室压曲线的不稳定充分说明了发动机性能已经下降，到第149次温启动时，发动机室压仅在前5 s内震荡上升，但5 s之后发动机室压下降到初始状态，发动机已经完全失效，无法正常启动工作。

图3 传统结构1 N发动机温启动性能曲线(第10次温启动)Fig.3 Hot-starting performance curve of 1N thruster with traditional structure (10th hot-starting)

图4 传统结构1N发动机温启动性能曲线(第101次温启动)Fig.4 Hot-starting performance curve of 1N thruster with traditional structure (101st hot-starting)

图5 传统结构1N发动机温启动性能曲线(第142次温启动)Fig.5 Hot-starting performance curve of 1N thruster with traditional structure (142nd hot-starting)

图6 传统结构1N发动机温启动性能曲线(第149次温启动)Fig.6 Hot-starting performance curve of 1N thruster with traditional structure (149th hot-starting)

相比而言，使用弹簧床结构的1N发动机温启动次数超过500次，试验曲线如图7-图10所示。可以看出，初始阶段(如第10次温启动)，室压迅速上升到峰值，并保持稳定，发动机性能与传统结构HAN基1N发动机性能相当；之后(如第101次温启动和第350次温启动)的室压一直保持在平稳状态，室压性能曲线的粗糙度更低；至第505次温启动时发动机工作性能曲线依然非常平稳，表明基于新型弹簧床结构的发动机性能依然保持在稳定状态。

从试车温启动性能数据分析可知，基于新型弹簧床结构的HAN基1N发动机较传统结构HAN基1N发动机温启动寿命提高了3倍以上，试验结果充分验证了本文所提新型弹簧床结构对发动机温启动寿命提升的有效性。

图7 弹簧床结构1N发动机温启动性能曲线(第10次温启动)Fig.7 Hot-starting performance curve of 1N thruster with traditional structure (10th hot-starting)

图8 弹簧床结构1N发动机温启动性能曲线(第101次温启动)Fig.8 Hot-starting performance curve of 1N thruster with traditional structure (101st hot-starting)

图9 弹簧床结构1N发动机温启动性能曲线(第350次温启动)Fig.9 Hot-starting performance curve of 1N thruster with traditional structure (350th hot-starting)

图10 弹簧床结构1N发动机温启动性能曲线(第505次温启动)Fig.10 Hot-starting performance curve of 1N thruster with traditional structure (505th hot-starting)

图11 弹簧床结构1N发动机20 s稳态的室压粗糙度与试验次数的统计图Fig.11 20 s steady state ranghness curve of 1N thruster with spring bed

为了进一步说明本文所设计的新型弹簧床结构的有效性及弹簧结构的工作可靠性，对新型弹簧床结构的HAN基1N发动机室压曲线的粗糙度进行了统计。图11是基于新型弹簧床结构的1N发动机20 s稳态的室压曲线粗糙度的统计图，可以看出随着发动机工作次数的增加，前床温度逐渐上升，室压曲线粗糙度逐渐下降，特别是在发动机工作200次以后，室压粗糙度是初始工作时室压曲线粗糙度的1/4。说明随时间的推移，前床在弹簧推力作用下破碎的细颗粒催化剂填充更密实，与推进剂接触面积增大，使推进剂反应更加完全，室压曲线粗糙度的下降，使发动机性能得到优化。

为了更加直观说明本文所设计新型弹簧床结构的工作可靠性，对试验后的基于新型弹簧床结构的发动机进行CT扫描。扫描结果如图12所示。可以看出，可移动支撑桶向喷注器方向移动了4.5 mm，发动机内部几乎没有空腔。该现象充分说明采用本文所提出的新型弹簧床结构，可有效消除发动机长时间工作状态下催化床内因催化剂破碎而产生的4.5 mm的空腔，对发动机的温启动寿命产生了十分有利的影响，可有效提升HAN基发动机的长寿命可靠工作性能。

图12 试车后弹簧床结构发动机的CT扫描结果Fig.12 CT scan results of spring bed structure thruster after tests

4 结 论

针对HAN基发动机在长时间工作下催化剂容易发生破碎而产生空穴的问题，本文提出一种新型弹簧床结构的催化床设计方法用以消除空穴现象。并以HAN基1N发动机为载体，开展新型弹簧床结构的HAN基1N发动机及传统结构的HAN基1N发动机温启动寿命试验对比。试验结果表明基于新型弹簧床结构的HAN基1N发动机的温启动次数可由之前的不超过150次，提高到500次，充分说明了该设计方法的有效性。CT扫描更直观地验证了新型弹簧床结构的长寿命工作的可靠性。上述研究表明，本文所提的新型弹簧床设计方法可有效提高HAN基发动机的工作寿命，具有良好的工程应用前景。