星用第三代錸/銥材料490 N 發(fā)動機(jī)研制進(jìn)展

劉 犇，劉昌國，楊成虎，林慶國，陳銳達(dá)

（1.上?？臻g推進(jìn)研究所，上海 201112；2.上?？臻g發(fā)動機(jī)工程技術(shù)研究中心，上海 201112）

0 引言

目前，我國所有東方紅三號（DFH-3）衛(wèi)星平臺和東方紅四號（DFH-4）衛(wèi)星平臺的三軸穩(wěn)定地球同步軌道通信衛(wèi)星、中軌道高度導(dǎo)航衛(wèi)星、探月工程繞月衛(wèi)星以及其他軍用、民用高軌衛(wèi)星，均采用上海空間推進(jìn)研究所研制的第一代或第二代490 N發(fā)動機(jī)完成軌道機(jī)動[1]。

隨著我國新一代大容量、長壽命衛(wèi)星的發(fā)展，衛(wèi)星的質(zhì)量和使用壽命都在不斷地增長，490 N 軌控發(fā)動機(jī)的性能變得尤為重要[2-3]。提高發(fā)動機(jī)的真空比沖可以有效減少衛(wèi)星變軌推進(jìn)劑的消耗量，從而延長衛(wèi)星的在軌工作壽命或增加有效載荷的質(zhì)量，進(jìn)一步提高我國現(xiàn)有DFH-3 和DFH-4 衛(wèi)星平臺航天器的總體性能，提高基于以上平臺軍事衛(wèi)星的戰(zhàn)術(shù)性能和裝備效費(fèi)比，從整體上縮小我國天基裝備水平與國外同類裝備的差距，同時也可提升我國整星的國際競爭力和發(fā)動機(jī)單機(jī)出口的能力。

上?？臻g推進(jìn)研究所在研的衛(wèi)星用第三代490 N 發(fā)動機(jī)為國內(nèi)首臺采用錸/銥材料設(shè)計和制造的發(fā)動機(jī)，目前已完成了兩臺錸/銥燃燒室制備，并通過了長壽命高空模擬熱試車考核。本文介紹了第三代490 N 發(fā)動機(jī)的總體設(shè)計方案、研制過程中攻克的關(guān)鍵技術(shù)和高空模擬熱試車驗證結(jié)果，闡述了發(fā)動機(jī)的工作性能和溫度特性，分析了工程化應(yīng)用尚存在的問題，并相應(yīng)提出了改進(jìn)和優(yōu)化方案。

1 國內(nèi)外研究概況

1.1 國內(nèi)研究概況

1.1.1 第一代490 N 發(fā)動機(jī)

研制的第一代490 N 雙組元液體火箭發(fā)動機(jī)最初用于DFH-3 平臺衛(wèi)星遠(yuǎn)地點(diǎn)變軌，如圖1 所示。該發(fā)動機(jī)產(chǎn)品代號為FY-25，從研制至今已有37 年歷史。發(fā)動機(jī)真空推力為490 N，推進(jìn)劑為四氧化二氮（N2O4）/甲基肼（MMH），混合比為1.65，燃燒室壓力為0.68 MPa，噴管面積比為154∶1，身部材料為鈮鉿合金，內(nèi)外表面涂覆“815A”高溫抗氧化涂層，真空比沖為305 s 左右。迄今為止，該發(fā)動機(jī)先后用于48 顆衛(wèi)星和天宮實驗室上天飛行，均成功完成變軌飛行任務(wù)。

1.1.2 第二代490 N 發(fā)動機(jī)

為滿足衛(wèi)星推進(jìn)對高比沖軌控發(fā)動機(jī)的需求，在總裝航天局的支持下，開展了提高真空比沖的第二代490 N 發(fā)動機(jī)研究工作。通過優(yōu)化噴注器方案、采用新型高溫抗氧化材料（鈮鎢合金）、提高燃燒室壓力和增大噴管面積比等技術(shù)途徑，經(jīng)過大量的地面和高空熱試車驗證，成功將第二代490 N 發(fā)動機(jī)的真空比沖在第一代飛行產(chǎn)品的基礎(chǔ)上提高了10 s，達(dá)到315 s 以上，其外觀如圖2 所示。第二代490 N 發(fā)動機(jī)于2012 年5 月首飛，目前已完成22 次飛行，成功率為100%。

圖1 第一代490 N 發(fā)動機(jī)Fig.1 First generation 490 N engine

圖2 第二代490 N 發(fā)動機(jī)Fig.2 Second generation 490 N engine

1.2 國外研究概況

國外在衛(wèi)星研制過程中，對提高軌控發(fā)動機(jī)性能十分重視，始終堅持采用最先進(jìn)的材料和設(shè)計技術(shù)，持續(xù)不斷地提高發(fā)動機(jī)比沖性能。美國Marquardt公司（現(xiàn)屬Aerojet 公司）歷經(jīng)40 多年研發(fā)R-4D 系列發(fā)動機(jī)，R-4D-16相比R-4D-7發(fā)動機(jī)的真空比沖提高了近40 s，燃燒室材料從最初研制時的純鉬金屬依次改進(jìn)為鈮合金材料、鈮鈦噴管和錸/銥材料，耐高溫性能不斷提高（從1 300～2 200 ℃）[4-7]。國外衛(wèi)星用軌控發(fā)動機(jī)主要使用N2O4/MMH 推進(jìn)劑組合，已經(jīng)飛行的軌控發(fā)動機(jī)最高比沖為323 s，采用了較大的噴管面積比，其中，Aerojet公司研制的AMBR 發(fā)動機(jī)噴管面積比甚至達(dá)到了400∶1[8]。另外，在噴注器方面各研制單位設(shè)計了不同類型的噴注器，通過選用合適的耐高溫材料和特殊結(jié)構(gòu)的燃燒室，發(fā)動機(jī)比沖可以達(dá)到320 s以上[9]。

2 發(fā)動機(jī)總體設(shè)計和技術(shù)參數(shù)

2.1 總體設(shè)計

第三代錸/銥材料490 N 發(fā)動機(jī)結(jié)構(gòu)如圖3 所示。該發(fā)動機(jī)主要由一臺推力室和兩個推進(jìn)劑控制閥通過緊固件連接組成，推力室由頭部和大面積比單壁輻射冷卻身部焊接而成，推進(jìn)劑控制閥為雙穩(wěn)態(tài)自鎖式電磁閥，其總體設(shè)計主要包括推力室、閥門和流阻匹配3 部分。

圖3 第三代490 N 發(fā)動機(jī)結(jié)構(gòu)Fig.3 Sketch of third generation 490 N engine

2.1.1 推力室

推力室頭部采用鳥籠結(jié)構(gòu)和直流互擊式噴注器，為了提高燃燒室效率和簡化噴注結(jié)構(gòu)，主要在減少邊區(qū)冷卻流量、增加噴注小孔數(shù)量、優(yōu)化噴注器流道結(jié)構(gòu)等方面進(jìn)行了改良設(shè)計。

推力室身部由燃燒室、噴管過渡段和延伸段組成，燃燒室采用二次燃燒裝置和新型錸/銥高溫抗氧化材料，增加了特征長度，以提高燃燒室效率，噴管擴(kuò)張段采用Rao 氏噴管造型和鈮合金材料。

2.1.2 閥門

第三代490 N 發(fā)動機(jī)與第二代490 N 發(fā)動機(jī)采用相同的推進(jìn)劑組合，且推進(jìn)劑流量相近，因此，沿用第二代490 N 發(fā)動機(jī)閥門，不再另行研制。

2.1.3 流阻匹配

發(fā)動機(jī)流阻指在額定流量下推進(jìn)劑控制閥入口至燃燒室之間的壓降，流阻匹配與噴注器內(nèi)流道的設(shè)計密切相關(guān)。第三代490 N 發(fā)動機(jī)的額定閥前入口壓力為1.55 MPa，額定燃燒室壓力為1.0 MPa，節(jié)流孔板壓降、推進(jìn)劑控制閥流阻、噴注器流道流阻、噴注小孔壓降值總和不大于0.55 MPa。

2.2 技術(shù)參數(shù)

第三代490 N 發(fā)動機(jī)技術(shù)參數(shù)見表1。發(fā)動機(jī)推進(jìn)劑采用N2O4和MMH，額定混合比為1.65，真空比沖達(dá)到325.6 s，噴管擴(kuò)張比為330∶1。

表1 第三代490 N 發(fā)動機(jī)技術(shù)參數(shù)Tab.1 Technical parameters of third generation 490 N engine

3 關(guān)鍵技術(shù)攻關(guān)

通過“十一五”高性能軌控發(fā)動機(jī)預(yù)先研究，第三代490 N 發(fā)動機(jī)實現(xiàn)了真空比沖323 s、累計工作時間不低于3 600 s 的設(shè)計指標(biāo)。“十二五”期間，第三代490 N 發(fā)動機(jī)成功突破了可靠傳熱穩(wěn)定工作噴注器、高性能噴注器與燃燒室匹配以及新型高溫抗氧化材料制備等關(guān)鍵技術(shù)。

3.1 可靠傳熱穩(wěn)定工作噴注器

噴注器的設(shè)計是提高發(fā)動機(jī)性能最關(guān)鍵的技術(shù)。研制過程中充分結(jié)合理論分析、噴霧場測試、仿真計算和熱試車考核驗證等方法，完成了第三代490 N 發(fā)動機(jī)可靠傳熱穩(wěn)定工作噴注器的中心撞擊對、邊區(qū)冷卻和流道結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計，發(fā)動機(jī)工作溫度的控制主要通過以下兩個方面實現(xiàn)：一方面，優(yōu)化發(fā)動機(jī)頭部設(shè)計，采用鳥籠支架結(jié)構(gòu)將身部、頭部法蘭安裝面和閥座隔離，增加頭部熱阻，降低身部熱流向頭部的傳遞；另一方面，合理組織中心噴霧場流強(qiáng)分布、混合比分布以及邊區(qū)液膜冷卻，進(jìn)而降低發(fā)動機(jī)頭部法蘭溫度。發(fā)動機(jī)頭部溫度分布仿真結(jié)果，計算溫度與試車實測溫度平均偏差＜10%，發(fā)動機(jī)頭部連接環(huán)中段溫度約為260 ℃，頭部法蘭溫度約為106 ℃如圖4 所示。

圖4 發(fā)動機(jī)頭部溫度分布仿真結(jié)果Fig.4 Temperature distribution of the engine head

為了獲取發(fā)動機(jī)噴注器噴霧場參數(shù)，分別利用激光多普勒粒子分析儀（PDA）、粒子圖像速度場儀（PIV）和噴霧場集液測試系統(tǒng)對噴霧場液滴尺寸分布、速度分布以及流強(qiáng)分布等關(guān)鍵霧化特性參數(shù)進(jìn)行測量，為噴霧場評估提供了更全面的手段，測試結(jié)果如圖5 所示。

圖5（a）為噴霧場距離噴注器面軸向30 mm 的PDA 測試結(jié)果，液滴霧化Sauter 平均直徑約為130 μm。可以發(fā)現(xiàn)，在激光發(fā)射器和接收器所在的一半?yún)^(qū)域內(nèi)其測量誤差相對較小，而另一半?yún)^(qū)域由于穿越稠密噴霧場后激光發(fā)生了不同程度的散射和折射，其強(qiáng)度顯著減弱，導(dǎo)致測量區(qū)域出現(xiàn)明顯的不對稱現(xiàn)象。從各自的半塊區(qū)域分析，噴霧場液滴直徑接近軸對稱分布，并未因為撞擊點(diǎn)的離散布置而呈離散分布。

圖5（b）為過內(nèi)圈撞擊對的噴霧截面PIV 測試結(jié)果。可以發(fā)現(xiàn)，噴霧場呈傘狀分布，液滴速度約為20 m/s 并持續(xù)衰減，噴霧場在下游不再擴(kuò)散而呈收斂狀態(tài)，大部分液滴位于撞擊對合成動量角方向，液滴速度整體接近軸對稱分布。

圖5（c）為噴霧場高分辨率（5 mm）流強(qiáng)分布測試結(jié)果?？梢园l(fā)現(xiàn)，對于兩圈撞擊對布置方案，流強(qiáng)在徑向呈雙峰對稱分布，內(nèi)圈表現(xiàn)更為明顯，峰值區(qū)域流強(qiáng)大于1 g/mm2。

3.2 高性能噴注器與燃燒室匹配

圖5 噴霧場測試結(jié)果Fig.5 Test results of injector spray field

第三代490 N 發(fā)動機(jī)“十一五”期間的研究結(jié)果表明，通過頭部噴霧場組織和身部結(jié)構(gòu)優(yōu)化均能提高發(fā)動機(jī)燃燒室效率，但是，發(fā)動機(jī)性能提高的同時也導(dǎo)致了較高的工作溫度，對燃燒室材料提出了更高的要求。

通過開展高性能噴注器與燃燒室匹配技術(shù)研究，將噴注器設(shè)計和燃燒室設(shè)計結(jié)合，建立噴注器、燃燒室設(shè)計參數(shù)對發(fā)動機(jī)性能和溫度特性的影響關(guān)系，優(yōu)化發(fā)動機(jī)結(jié)構(gòu)設(shè)計，在合理的工作溫度下獲取較高的發(fā)動機(jī)性能，從而降低對耐高溫材料的性能要求和研制難度。

優(yōu)化燃燒室構(gòu)型設(shè)計，增加二次燃燒裝置延長推進(jìn)劑在燃燒室內(nèi)停留時間，促進(jìn)推進(jìn)劑充分燃燒，可以提高發(fā)動機(jī)比沖性能，并有效控制發(fā)動機(jī)工作溫度[10]。通過對不同材料、不同構(gòu)型燃燒室仿真計算分析和發(fā)動機(jī)熱試車考核，確定了二次燃燒裝置鉑擾流環(huán)結(jié)構(gòu)和錸/銥材料燃燒室構(gòu)型，如圖6所示，將第三代490 N 發(fā)動機(jī)燃燒室效率成功提高了1%，達(dá)到98%以上。同時，擾流環(huán)對燃燒室進(jìn)口段銥涂層進(jìn)行隔離保護(hù)，試驗后鉑擾流環(huán)和燃燒室進(jìn)口段銥完好，表明鉑擾流環(huán)在提高燃燒效率的同時，有效解決了推進(jìn)劑燃燒中間產(chǎn)物對燃燒室進(jìn)口段銥涂層在1 000 ℃溫度附近的氧化問題。

圖6 帶有二次燃燒裝置的燃燒室構(gòu)型Fig.6 Chamber configuration with secondary combustion device

3.3 新型高溫抗氧化材料制備

發(fā)動機(jī)性能提高必然需要提高燃燒室溫度，高溫抗氧化材料一直是限制軌控發(fā)動機(jī)性能提高的瓶頸。為適應(yīng)第二代490 N 軌控發(fā)動機(jī)的需要，國內(nèi)新研發(fā)了鈮鎢合金噴管，內(nèi)外表面涂覆“056”高溫抗氧化硅化物涂層，最高允許使用溫度在1 450 ℃左右，而高性能軌控發(fā)動機(jī)的燃燒室壁溫大約在1 600 ℃～1 800 ℃，因此，需要開展新型高溫抗氧化材料制備技術(shù)攻關(guān)研究。

“十一五”期間對錸/銥材料和鉭十鎢合金材料進(jìn)行了研制，結(jié)果表明，錸/銥材料工作溫度能夠達(dá)到2 000 ℃，但尚需解決燃燒室進(jìn)口低溫端銥層保護(hù)問題、錸/銥燃燒室與異種金屬連接問題以及身部過渡涂層問題，并完成燃燒室應(yīng)用考核；鉭十鎢合金材料燃燒室工作溫度能夠達(dá)到1 600 ℃以上，并且發(fā)動機(jī)通過了3 860 s 高空模擬熱試車考核，但抗氧化涂層在空氣中靜態(tài)抗氧化性能和熱震性能偏低，工藝穩(wěn)定性不足，難以滿足第三代490 N 發(fā)動機(jī)25 000 s 的使用壽命要求。

針對第三代490 N 發(fā)動機(jī)的設(shè)計要求，“十二五”期間進(jìn)一步對新型耐高溫材料技術(shù)進(jìn)行了攻關(guān)，提高材料的高溫工作性能和工藝穩(wěn)定性，發(fā)動機(jī)外觀如圖7 所示。采用粉末冶金錸和電弧沉積銥工藝制備錸/銥材料燃燒室[11-12]，在燃燒室兩端采用一體化成形鈮合金環(huán)實現(xiàn)燃燒室分別與鈦合金頭部、鈮合金擴(kuò)張段的過渡焊接連接，通過工藝控制實現(xiàn)燃燒室銥與噴管擴(kuò)張段硅涂層的可靠搭接，通過外表面制備氧化鉿高輻射涂層降低噴管工作溫度。

圖7 第三代490 N 發(fā)動機(jī)Fig.7 Third generation 490 N engine

4 高空模擬熱試車結(jié)果

4.1 發(fā)動機(jī)性能

第三代490 N 發(fā)動機(jī)高空模擬熱試車點(diǎn)火狀態(tài)如圖8 所示，試車過程發(fā)動機(jī)啟動關(guān)機(jī)正常，各項性能參數(shù)正常，累計點(diǎn)火20 次，累計工作25 171 s，成功通過了25 000 s 壽命考核，單次最長工作時間為8 100 s，燃燒室效率為98.6%，噴管效率為96%，實測真空比沖的分布范圍為325.4～326.1 s，均值為(325.6±0.3)s，達(dá)到國際先進(jìn)水平。

圖8 第三代490 N 發(fā)動機(jī)點(diǎn)火狀態(tài)Fig.8 Third generation 490 N engine under hot fire test condition

發(fā)動機(jī)8 100 s 長程試車過程壓力變化曲線如圖9 所示。圖9 中，Pc為燃燒室壓力，Pio、Pif分別為氧化劑路和燃料路入口壓力?？梢园l(fā)現(xiàn)，整個試車過程壓力基本維持穩(wěn)定，發(fā)動機(jī)工作狀態(tài)良好。

圖9 發(fā)動機(jī)試車過程壓力變化曲線Fig.9 Distribution of engine pressure during hot fire test

4.2 發(fā)動機(jī)身部和喉部溫度特性

8 100 s 長程試車時發(fā)動機(jī)喉部和身部燃燒室段溫度隨時間變化曲線如圖10 所示。圖10 中，Tt為發(fā)動機(jī)喉部溫度，Tb為發(fā)動機(jī)身部燃燒室段溫度，其中，身部溫度突變?yōu)檎{(diào)整測溫傳感器位置所致?？梢园l(fā)現(xiàn)，發(fā)動機(jī)喉部和身部溫度在50 s 左右開始趨于穩(wěn)定，且最高溫度在喉部附近，約為2 190 ℃，身部溫度約為1 800 ℃，說明錸/銥材料耐高溫性能優(yōu)良，但喉部溫度接近銥材料2 300 ℃的許用溫度極限，溫度裕度較小。

圖10 發(fā)動機(jī)喉部和身部溫度曲線Fig.10 Distribution of engine throat and body temperature

4.3 發(fā)動機(jī)頭部溫度特性

8 100 s 長程試車時發(fā)動機(jī)頭部溫度隨時間變化曲線如圖11 所示。圖11 中，Th1、Th2均為頭部噴注盤上測點(diǎn)溫度，Th3、Th4均為頭部法蘭測點(diǎn)溫度，Th5、Th6均為連接環(huán)測點(diǎn)溫度，溫度傳感器測點(diǎn)位置分布如圖12 所示。發(fā)動機(jī)啟動過程頭部各測點(diǎn)溫度約在1 000 s 以內(nèi)穩(wěn)定，發(fā)動機(jī)工作時噴注盤上的測點(diǎn)因靠近頭身焊縫位置而溫度最高，其中，靠近測壓管嘴處的溫度Th2最高，達(dá)到了250 ℃，但溫度整體穩(wěn)定性較好。而連接環(huán)上的測點(diǎn)溫度Th3、Th4分別為150 ℃和220 ℃，靠近測壓管嘴處溫度較高，說明上游溫度傳導(dǎo)不均。位于安裝法蘭上的Th5、Th6測點(diǎn)溫度主要分布在60～100 ℃之間，溫度變化均勻，說明鳥籠結(jié)構(gòu)的隔熱性能優(yōu)良，能有效降低安裝法蘭位置處的溫度，不僅有利于安裝，且有利于保護(hù)推進(jìn)劑控制閥，防止熱返浸過程溫度過高。

圖11 發(fā)動機(jī)頭部溫度曲線Fig.11 Distribution of engine head temperature

圖12 溫度傳感器測點(diǎn)位置Fig.12 Measuring point position of temperature sensors

4.4 發(fā)動機(jī)啟動和關(guān)機(jī)特性

熱試車過程中，各個工況下發(fā)動機(jī)啟動響應(yīng)時間分布范圍為52～59 ms，均值為(56±3) ms；關(guān)機(jī)響應(yīng)時間分布范圍為12～21 ms，均值為(16±4)ms，滿足不大于200 ms 的指標(biāo)要求，發(fā)動機(jī)啟動和關(guān)機(jī)特性良好。

5 工程化應(yīng)用存在的問題及改進(jìn)方案

5.1 存在的問題

第三代490 N 發(fā)動機(jī)長時間點(diǎn)火過程中出現(xiàn)了不規(guī)律的溫漂現(xiàn)象，溫度異常升高，最高工作溫度由1 900 ℃左右上升至2 200 ℃左右。

粉末冶金錸/銥材料發(fā)動機(jī)歷次試車中均有相應(yīng)的沉積現(xiàn)象出現(xiàn)。點(diǎn)火時間在300 s～25 000 s 之間，錸/銥噴管喉部上游均有銥堆積物，可能的原因是銥在制備過程中出現(xiàn)了團(tuán)聚沉積，沉積的銥在燃燒室表層不穩(wěn)定，在高溫高速氣流沖刷作用下脫落并堆積在喉部上游，燃?xì)庠诙逊e位置發(fā)生滯止導(dǎo)致喉部附近局部高溫，錸燃燒室在高溫下發(fā)生高溫蠕變。

5.2 改進(jìn)方案

基于上述分析，從改進(jìn)錸基體和銥涂層制備工藝兩個方面開展了改進(jìn)工作：

（1）錸基體制備工藝優(yōu)化。通過優(yōu)化粉末冶金過程工藝以及所用的原始粉末，大幅提高了錸材料的抗高溫蠕變性能，并同時提高了燃燒室成型的控制精度。新工藝和傳統(tǒng)工藝制造的錸材料高溫力學(xué)性能參數(shù)見表2?？梢园l(fā)現(xiàn)，新工藝下錸材料的常溫抗拉強(qiáng)度和屈服強(qiáng)度降低，而高溫拉伸強(qiáng)度和屈服強(qiáng)度提高，抗高溫蠕變能力增強(qiáng)，力學(xué)性能得到進(jìn)一步優(yōu)化提高。目前，該工藝制造的燃燒室試驗件已經(jīng)完成加工，驗證了優(yōu)化工藝的可行性。

表2 錸材料高溫力學(xué)性能參數(shù)Tab.2 High temperature mechanical properties of Rhenium material

（2）銥涂層制備工藝優(yōu)化。工程化研究中，優(yōu)化了靶材制備工藝，制備涂層的穩(wěn)定性及均勻性得到提高，進(jìn)行了銥涂層的高溫沖刷試驗，但未出現(xiàn)銥涂層堆積現(xiàn)象。分析點(diǎn)火工作時間分別為1 800 s、2 500 s、25 000 s 和25 000 s 的4 臺發(fā)動機(jī)產(chǎn)品喉部，發(fā)現(xiàn)銥涂層堆積并未隨試車時間延長而不斷增加。根據(jù)上述分析，認(rèn)為物理氣相沉積（PVD）銥涂層喉部堆積的主要原因：涂層表面的疏松顆粒組織在推進(jìn)劑腐蝕和沖刷作用下在喉部發(fā)生堆積，當(dāng)涂層表面逐漸變得光滑后，堆積將不再發(fā)生。因此，后續(xù)銥涂層制備將增加涂層表面處理工藝，降低粗糙度，改善甚至徹底解決銥涂層堆積問題。

6 結(jié)束語

第三代490 N 發(fā)動機(jī)的比沖性能相較于第二代490 N 發(fā)動機(jī)提高了10 s，達(dá)到國際先進(jìn)水平。但是，目前尚處于工程化研制階段，針對試車子樣數(shù)較少和錸/銥燃燒室制備工藝?yán)щy的問題，還需進(jìn)一步開展銥涂層和錸基體的高溫性能研究，并結(jié)合錸/銥材料工藝的穩(wěn)定性，固化燃燒室加工工藝。同時，繼續(xù)優(yōu)化發(fā)動機(jī)設(shè)計，并綜合考慮發(fā)動機(jī)比沖性能和工作溫度之間的關(guān)系，積累發(fā)動機(jī)考核子樣，提高發(fā)動機(jī)可靠性裕度。