張維星，劉甲天，陳二鋒

(1.西昌衛(wèi)星發(fā)射中心 文昌航天發(fā)射場，海南 文昌 571300；2.中國航天科技集團公司 北京宇航系統(tǒng)工程研究所，北京 100076)

0 引言

氣動單向閥是液體火箭增壓輸送系統(tǒng)的重要元件，地面氣源通過該閥向貯箱或氣瓶充氣，充氣完畢后在彈簧力和氣體壓力的作用下實現(xiàn)反向密封。為了提高系統(tǒng)工作的可靠性，防止單向閥在測試或飛行過程中因密封失效導(dǎo)致氣體泄漏，我國新一代運載火箭低溫貯箱一般采用雙單向閥串聯(lián)的增壓方式。但是在實際應(yīng)用過程中，該種增壓方式曾多次發(fā)生因閥芯密封失效導(dǎo)致氣體泄漏的故障，火箭測試發(fā)射流程因此而受到比較大的影響。通過對故障單向閥進行研究發(fā)現(xiàn)，閥芯密封失效的主要原因在于：單向閥在工作過程中，因閥芯顫振致使其與金屬彈簧密封圈的接觸部位出現(xiàn)損傷，損傷累積導(dǎo)致閥芯—殼體運動副的導(dǎo)向面出現(xiàn)劃痕，最終使得閥芯回位受阻、密封失效。

氣動閥門的顫振涉及流固耦合、動力學(xué)、振動等很復(fù)雜的多學(xué)科交叉問題，振動機理復(fù)雜，分析和驗證難度較大。多年來，國內(nèi)外學(xué)者對該問題開展了一些有益的研究工作，建立了閥門振動的動力學(xué)模型，并取得了一定研究成果。陶玉靜、戴佳等針對電動氣閥的電動過程和氣動過程進行了仿真分析，獲得了閥芯的運動規(guī)律及動態(tài)響應(yīng)特性。王劍中等基于彈簧振子的擾動響應(yīng)特性，構(gòu)建了單向閥的氣固耦合動力學(xué)模型及穩(wěn)定性模型，并在試驗驗證的基礎(chǔ)上得到了單向閥的壓力—流量臨界穩(wěn)定性曲線。余武江等采用線性分析方法提出了單向閥的臨界穩(wěn)定曲線，并建立了單向閥的三維動態(tài)流場，研究了不同影響因素與閥件穩(wěn)定性之間的關(guān)系。文獻[6-7]分別對某型號單向閥、保險閥進行了建模，分析了閥門的顫振特性和影響因素，并結(jié)合試驗驗證了數(shù)值計算和分析結(jié)果的有效性。Hayashi等構(gòu)建了先導(dǎo)式減壓閥的非線性動力學(xué)模型，并研究了在不同平衡點穩(wěn)定狀態(tài)和入口壓力擾動條件下的閥芯自激振動。Misra等針對直動式控制閥的閥芯振動特性進行了研究，并對自激振動產(chǎn)生的原因進行了系統(tǒng)分析。文獻[10-12]分別基于不同的分析方法建立了氣動先導(dǎo)式電磁閥的動力學(xué)模型，對閥門自激振動進行了數(shù)值分析和試驗研究，并獲得了不同工作條件下的電磁閥振動特性及穩(wěn)定工作區(qū)間。劉上等建立了單向閥流路系統(tǒng)的非線性動力學(xué)模型，并分析了此系統(tǒng)產(chǎn)生自激振蕩的原因、特點及影響因素。張生昌等利用VOF法建立了氣液單向閥內(nèi)流場的CFD模型，并研究了不同含氣率下彈簧剛度對出口單向閥開啟特性的影響。陳二鋒等基于修正的庫侖摩擦力模型，理論分析了氣動閥門的非線性穩(wěn)定特性，并對某型號保險閥在通氣振動試驗中出現(xiàn)的異響現(xiàn)象開展了仿真分析及試驗驗證。陳其法等基于流固耦合方法分析了閥門的氣動載荷，并通過建立氣動模型研究了在該載荷作用下閥門的沖擊響應(yīng)和顫振機理，提出了主閥結(jié)構(gòu)的優(yōu)化方案并進行了試驗驗證。史剛等建立了氣體單向閥的AMESim模型，并結(jié)合數(shù)值計算和試驗驗證提出了單向閥的防顫技術(shù)。上述研究對于氣動閥門的振動機理、影響因素等進行了比較系統(tǒng)的分析，但是這些成果均集中在單個氣動閥門的振動特性研究方面，對于本文所提到的雙單向閥串聯(lián)模式的顫振特性研究尚無人涉足，兩個單向閥在串聯(lián)之后產(chǎn)生的耦合振動是一個值得研究的課題。

本文在全面梳理增壓單向閥結(jié)構(gòu)組成及工作原理的基礎(chǔ)上，利用AMESim軟件建模并分析了雙單向閥串聯(lián)的閥芯顫振特性，通過與單一單向閥增壓模式進行對比研究，提出了抑制單向閥顫振的3種防控策略，并結(jié)合數(shù)值計算結(jié)果和工程實踐經(jīng)驗，對3種防顫策略的技術(shù)可行性進行了對比分析。

1 增壓單向閥結(jié)構(gòu)及工作原理簡介

某新型運載火箭氫箱增壓單向閥的結(jié)構(gòu)如圖1所示，該單向閥主要由閥芯、殼體、接管嘴、彈簧等組成。

圖1 單向閥結(jié)構(gòu)示意圖Fig.1 Structure of check valve

當(dāng)貯箱進行地面增壓時，氣體克服彈簧力和摩擦力的作用，將閥芯頂開，從閥門出口流出后進入貯箱實現(xiàn)增壓；增壓結(jié)束后，撤去地面氣源，閥芯在壓差和彈簧力的作用下復(fù)位，從而實現(xiàn)單向閥的密封。單向閥的閥門動作主要發(fā)生在火箭測試階段，火箭點火起飛后，單向閥只起到密封作用。

氫箱手動增壓路的氣路原理如圖2所示。氣源壓力為26～35 MPa氦氣源或空氣源，增壓手閥打開后，氣體經(jīng)過30 m的DN20硬管到達發(fā)射平臺上表面，硬管與插拔組合連接器之間由3 m的DN12軟管相連，氣體經(jīng)插拔組合連接器后再通過35 m的DN12管路到達貯箱前底與前置增壓單向閥相連，兩單向閥之間為1 m的DN12管路，后置單向閥通過2 m的DN12管路與貯箱連在一起。

圖2 氫箱手動增壓路工作原理圖Fig.2 Schematic diagram of the manual pressurization for liquid hydrogen tank

單向閥從本質(zhì)上可以簡化為一個彈簧振子系統(tǒng)，兩個串聯(lián)單向閥的運動方程為

(1)

從式(1)可以看出，單向閥的閥芯運動方程受閥門出入口壓力的影響較大。尤其是在單向閥開啟和關(guān)閉的過程中，由于壓力不穩(wěn)定，會導(dǎo)致閥芯重復(fù)打開、關(guān)閉，即顫振。而當(dāng)雙單向閥串聯(lián)時，由于前置單向閥的出口壓力剛好是后置單向閥的入口壓力，導(dǎo)致兩個單向閥的前后氣體壓力、閥芯開閉過程等均會存在交叉影響，從而使顫振過程變得更加復(fù)雜、顫振現(xiàn)象更加明顯。

在單向閥高速顫振過程中，由于閥芯的金屬彈簧密封圈與安裝槽之間留有一定寬度的安裝間隙，在每個振動周期的位移起點和終點，閥芯在運動轉(zhuǎn)向過程中都會與金屬彈簧密封圈和限位殼體產(chǎn)生撞擊，從而使得閥芯與密封圈、殼體接觸部位出現(xiàn)輕微損傷，當(dāng)損傷積累到一定程度后，就會使閥芯—殼體運動副的導(dǎo)向面產(chǎn)生劃痕，最終導(dǎo)致閥芯回位受阻、密封失效。

2 增壓單向閥顫振特性仿真分析

2.1 雙增壓單向閥串聯(lián)模型的建立

利用AMESim軟件對某新型運載火箭氫箱增壓系統(tǒng)進行建模，所建立的模型如圖3所示。模型采用氦氣源，根據(jù)工程實踐經(jīng)驗，設(shè)定氣源壓力為28 MPa，利用一個可控開度的孔板模型來模擬配氣臺的增壓手閥開閉過程，孔板全開狀態(tài)下通徑為DN10，貯箱初始壓力設(shè)置為0.09 MPa保護壓。

圖3 雙單向閥串聯(lián)的AMESim模型Fig.3 AMESim model of double check valves connected in series

與單向閥相關(guān)的主要參數(shù)如表1所示，由于單向閥振動一般發(fā)生在供氣初始段和結(jié)束端，時間比較短，因此本文在進行建模時忽略單向閥供氣過程中的熱交換，設(shè)置熱交換系數(shù)為0。

表1 單向閥主要技術(shù)參數(shù)

2.2 雙增壓單向閥顫振特性分析

由于增壓單向閥的顫振大都出現(xiàn)在增壓手閥打開和關(guān)閉的過程中，因此，本文主要針對這兩個過程進行分析。在實際工作中，為了防止插拔組合連接器上的增壓路超過23 MPa設(shè)計壓力極限，氫箱增壓手閥一般不允許全開。根據(jù)工程經(jīng)驗，本文設(shè)置手閥開度隨時間的變化曲線如圖4所示。其中，可控開度孔板的開度在3 s內(nèi)增大到35%，從而模擬手閥打開過程；隨后開度保持2 s，維持打開狀態(tài)；水平段結(jié)束后再使開度在1 s內(nèi)減小到0，模擬手閥關(guān)閉過程；手閥關(guān)閉后，維持關(guān)閉狀態(tài)。

圖4 手閥開度變化曲線Fig.4 Curve of the manual valve opening index

分析可得2個單向閥的閥芯位移曲線如圖5所示。從圖中可以看出，2個單向閥在供氣開始和結(jié)束時，閥芯均產(chǎn)生了劇烈的顫振效應(yīng)，而關(guān)閉過程的顫振更加明顯，持續(xù)時間更長。在顫振過程中，閥芯位移均達到了2.3 mm的限位距離，即閥芯在運動過程中會與閥座和限位元件產(chǎn)生較大的沖擊。

圖5 雙單向閥串聯(lián)的閥芯位移曲線Fig.5 Spool displacement curve of the double checks valve connected in series

提取單向閥前、兩單向閥之間和單向閥后的壓力，其對比曲線如圖6所示。從圖中可以看出，前置單向閥前的壓力總體比較平穩(wěn)，只在壓力上升段初始和壓力下降段末端有小幅波動；而兩單向閥之間、后置單向閥后的壓力在上述2個階段產(chǎn)生了小幅高頻壓力波動，這也是導(dǎo)致單向閥產(chǎn)生劇烈顫振的直接原因。

圖6 雙單向閥串聯(lián)的壓力曲線Fig.6 Pressure curve of the double check valves connected in series

2.3 單個增壓單向閥的顫振特性對比

為了和雙增壓單向閥串聯(lián)的增壓模式對比，本文對單一增壓單向閥的顫振特性進行了分析，所建立的AMESim模型如圖7所示。由于取消了一個單向閥，原模型中兩單向閥之間1 m的DN12管路直接與貯箱之前2 m的DN12管路相連，因此將模型中單向閥與貯箱之間的管路長度由2 m增加為3 m，其余參數(shù)均保持不變。

圖7 單個單向閥的AMESim模型Fig.7 AMESim model of single check valve

仍然按照圖4所描述的孔板開度曲線進行增壓控制，分析可得單向閥的閥芯位移曲線及單向閥前后的壓力曲線，分別如圖8和圖9所示。

圖8 單個單向閥的閥芯位移曲線Fig.8 Spool displacement curve of the single check valve

圖9 單個單向閥的壓力曲線Fig.9 Pressure curve of the single check valve

從圖8和圖9中可以看出，采用單一增壓單向閥進行貯箱增壓時，單向閥的閥芯位移只在壓力上升段有小幅振動，頻率很低；而單向閥前后的壓力在上升段和下降段都很平滑，無明顯波動。

對比雙增壓單向閥和單一增壓單向閥的閥芯位移、壓力曲線可知，雖然雙增壓單向閥串聯(lián)的增壓模式理論上可以提升增壓路的密封可靠性，防止火箭在測試和飛行過程中出現(xiàn)貯箱漏氣的現(xiàn)象，但是由于這種串聯(lián)模式會導(dǎo)致單向閥的閥芯顫振加劇，長期工作會影響其壽命，反而在一定程度上降低了增壓路密封的可靠性。

3 雙增壓單向閥防顫策略及對比

工程上，單向閥顫振一般可通過3種方法加以抑制：控制流量、增加摩擦阻尼、提供增強力使得流量降低時閥芯保持在開啟止動位置。但是，上述方法要么不具備可操作性，要么需要對單向閥進行重新設(shè)計，尚需經(jīng)過較長的設(shè)計和試驗周期后才能投入使用。如何在現(xiàn)有條件下通過系統(tǒng)優(yōu)化來抑制或減弱單向閥的顫振，是本文研究的重點。

3.1 單向閥防顫機理分析

從流體力學(xué)的角度看，根據(jù)理想氣體狀態(tài)方程=，可知管路壓力為

=(,,)

(2)

式中：為氣體壓力；為氣體體積；為氣體溫度；為理想氣體常數(shù)；為物質(zhì)的量。

對式(2)進行微分處理，可得

(3)

在不考慮氣體熱交換的條件下，即恒定時，可得管路內(nèi)壓力隨時間變化的微分方程為

(4)

從式(4)可以看出，當(dāng)貯箱增壓管路上只有一個單向閥時，由于單向閥后貯箱容積足夠大，1足夠小，從而使得單向閥開閉過程中的管路容積變化速率dd對管路壓力的影響微乎其微，可以基本維持單向閥開閉過程中的壓力穩(wěn)定，對閥芯顫振的形成會有一定抑制作用。

而當(dāng)增壓管路上有2個單向閥，且兩單向閥距離很近時，單向閥間的管路容積比較小，1則偏大。受此影響，在單向閥開閉過程中，管路容積變化dd會對兩單向閥之間的管路壓力產(chǎn)生較大影響，而壓力的高頻波動則會直接導(dǎo)致2個單向閥的閥芯顫振。

因此，對于雙單向閥串聯(lián)的增壓模式而言，增大兩單向閥之間的管路容積，可在一定程度上抑制單向閥顫振。就理論而言，只要兩單向閥之間的管路容積足夠大，就可以使得壓力波動變得足夠小，從而對閥芯顫振形成較好的抑制作用。

在此基礎(chǔ)上，提出了3種防顫策略：在兩單向閥之間增設(shè)集氣管或氣瓶(方案1)、延長兩單向閥之間的管路長度(方案2)、直接采用單個單向閥進行增壓(方案3)，下面對3種方案分別進行分析。

3.2 在兩單向閥之間增設(shè)集氣管或氣瓶

假設(shè)在兩單向閥之間增設(shè)1個容積為2 L的集氣管或氣瓶，重新建模如圖10所示。

圖10 增設(shè)氣瓶的雙單向閥AMESim模型Fig.10 AMESim model of double check valves system with a gas cylinder assembled

仍然按圖4所示的曲線進行孔板開度控制，分析可得2個單向閥的閥芯位移曲線、單向閥前后壓力曲線分別如圖11和圖12所示。

圖11 增設(shè)2 L氣瓶后的閥芯位移曲線Fig.11 Spool displacement curve of the double check valves connected in series with a 2 L gas cylinder assembled

圖12 增設(shè)2 L氣瓶后的壓力曲線Fig.12 Pressure curve of the double check valves connected in series with a 2 L gas cylinder assembled

與原始模型的分析結(jié)果對比可知，增加氣瓶后單向閥的閥芯位移已經(jīng)得到了較大幅度的降低，尤其是在壓力下降段，顫振得到了較好的抑制，單向閥前后的壓力波動也較之前有所下降。

而當(dāng)兩單向閥之間的集氣管或氣瓶容積達到4 L時，單向閥的閥芯位移曲線、單向閥前后壓力曲線如圖13和圖14所示。從圖中可以看出，閥芯振動的頻率和幅度均得到了大幅度的減小，顫振情況已經(jīng)得到了有效抑制，其對單向閥密封結(jié)構(gòu)的影響可以忽略不計。

圖13 增設(shè)4 L氣瓶后的閥芯位移曲線Fig.13 Spool displacement curve of the double check valves connected in series with a 4 L gas cylinder assembled

圖14 增設(shè)4 L氣瓶后的壓力曲線Fig.14 Pressure curve of the double check valves connected in series with a 4 L gas cylinder assembled

3.3 延長兩單向閥之間的管路長度

假設(shè)后置單向閥位置不動，仍然位于氫箱前底，而將前置單向閥的位置調(diào)整到尾艙，則可使得兩單向閥之間的管路延長，利用圖3所示的AMESim模型，重新設(shè)置管路長度參數(shù)后提交運算，可得2個單向閥的閥芯位移曲線、單向閥前后壓力曲線分別如圖15和圖16所示。

圖15 延長單向閥間管路長度后的閥芯位移曲線Fig.15 Spool displacement curve of the double check valves connected in series with a longer pipe between each other

圖16 延長兩單向閥管路長度后的壓力曲線Fig.16 Pressure curve of the double check valves connected in series with a longer pipe between each other

從圖15和圖16中可以看出，相比于原始模型，兩單向閥之間的氣體在壓力上升段和下降段的波動總體有所減小，前置單向閥的顫振有一定程度的減輕，而后置單向閥的閥芯顫振基本消失。在抑制顫振方面，該方案總體效果不如3.1節(jié)所述的增加集氣管或氣瓶，但是相比于原始模型，其優(yōu)化作用比較明顯，能基本達到預(yù)期目標(biāo)。

3.4 直接采用單個單向閥增壓

從前文的分析可知，在單個單向閥的增壓模式下，閥芯顫振很小，工作條件優(yōu)良，因此有必要探討采用單個單向閥進行貯箱增壓的可行性。從設(shè)計的目的來看，采用雙單向閥串聯(lián)模式進行增壓主要是為了提高飛行過程中增壓路的可靠性，使得在某個單向閥出現(xiàn)故障漏氣的情況下，另外一個單向閥可以起到冗余的作用。所以，如果采用單個增壓單向閥，最重要的一點是要能夠排除漏氣的影響。

假設(shè)在火箭飛行過程中，增壓路出現(xiàn)最嚴(yán)重故障，即增壓路與大氣全通，在這種情況下，利用AMESim建模如圖17所示。模型中右側(cè)管路模擬手動增壓路密封失效情況下的漏氣通路；左側(cè)模擬自生增壓通路。其中，氣源為氫箱自生增壓氣源，氣源類型為低溫氫氣，某次飛行任務(wù)中的自生增壓壓力曲線如圖18所示，氣體壓力最高約為12 MPa，溫度約為100 K。

圖17 飛行期間氫箱增壓過程的AMESim模型Fig.17 AMESim model of the pressurization process for liquid hydrogen tank during flight

圖18 氫箱自生增壓路壓力曲線Fig.18 Pressure curve of the self-pressurization process of liquid hydrogen tank

該火箭在某次飛行任務(wù)中的氫箱壓力曲線如圖19所示，發(fā)動機啟動后2.4 s，因自生增壓作用，箱壓升至最高0.467 MPa(絕壓)，此時氣枕約為9 m；而在約139.6 s箱壓達到最低值約0.364 MPa(絕壓)，此時氣枕約為110 m。

圖19 氫箱飛行壓力曲線Fig.19 Pressure curve of the liquid hydrogen tank during flight

根據(jù)上述箱壓及氣枕容積數(shù)據(jù)，利用圖17所示的AMESim模型計算出貯箱的增壓流量、漏氣流量為：點火后2.4 s，在箱壓最高時漏量為25.8 g/s，此時自生增壓流量約1 200 g/s；而到了139.6 s箱壓最低時漏量為8.7 g/s，此時自生增壓流量為1 100 g/s。由此可見，相比于自生增壓的增壓流量，單向閥的漏氣量幾乎可以忽略不計。

為了更直觀地顯示漏量的影響，根據(jù)理想氣體狀態(tài)方程=，將氣體質(zhì)量流量換算成貯箱的壓力損失，在點火時刻，因漏氣引起的壓力損失約為0.003 2 MPa/s，而在368.1 s因漏氣引起的壓力損失約為88.9 Pa/s。與圖19所示的貯箱壓力相比，該量級的漏氣量可以忽略不計。

根據(jù)上述分析可知，若采用單個單向閥進行地面增壓，而恰好該單向閥在飛行過程中失效導(dǎo)致增壓路漏氣，該故障并不會影響到增壓輸送系統(tǒng)的工作，可以不予考慮。因此，直接采用單個單向閥進行增壓的方案可行。

3.5 防顫策略對比分析

從數(shù)值分析結(jié)果來看，上述3種策略均可以在一定程度上減輕單向閥的顫振，較好地改善其工作環(huán)境。下面對3種方案進行對比分析，以便于其工程應(yīng)用。

1)方案1能使兩單向閥間的管路容積足夠大，從而很好地抑制單向閥顫振，但在增設(shè)集氣管或氣瓶后，會導(dǎo)致箭體質(zhì)量增加，若增加的質(zhì)量不足以影響火箭的運載能力，則可以采用方案1，否則方案1不具有可行性。

2)方案2對前置單向閥顫振的抑制效果不如方案1那么明顯，但它還是能有效改善后置單向閥的顫振特性，而且該方案不會對火箭內(nèi)部結(jié)構(gòu)進行大幅度改造，是一個比較折中的方案，也是目前在技術(shù)上最具可行性、最容易在工程上加以實現(xiàn)的方案。

3)方案3在抑制單向閥顫振方面效果最好，但是缺點在于：該方案取消一個單向閥之后，雖然對飛行過程無影響，但在單向閥不改進、可靠性不提高的情況下，可能會使地面測試期間貯箱增壓路的氣密性冗余度有所下降。

因此，針對目前雙單向閥串聯(lián)的增壓模式，短期內(nèi)可通過增設(shè)緩沖氣瓶、集氣管，或者延長兩單向閥之間的管路(即把2個單向閥分開布置的方式)來實現(xiàn)對顫振的抑制。從長遠看，在對單向閥進行技術(shù)改進后，可取消1個單向閥，直接采用單個單向閥進行增壓。

4 結(jié)語

本文在全面分析單向閥結(jié)構(gòu)及工作原理的基礎(chǔ)上，建立了新型運載火箭雙單向閥串聯(lián)增壓模式的AMESim模型，并對閥芯的顫振特性進行了對比研究。結(jié)果表明，相比于單一單向閥增壓的模式，雙單向閥串聯(lián)后閥芯的顫振現(xiàn)象加??；而通過增加兩單向閥之間的管路容積，可有效緩解單向閥的顫振現(xiàn)象。在此基礎(chǔ)上，分別提出了3種抑制閥芯顫振的策略：在兩單向閥中間增設(shè)集氣管或氣瓶、延長兩單向閥之間的管路長度、直接采用單個單向閥進行增壓，并利用AMESim模型對3種策略進行了定性的對比分析。所獲得的研究結(jié)果對于新一代運載火箭貯箱增壓系統(tǒng)的可靠性提升具有一定的工程意義和參考價值。