雙增壓單向閥顫振特性分析及防顫策略

張維星，劉甲天，陳二鋒

(1.西昌衛星發射中心 文昌航天發射場，海南 文昌 571300；2.中國航天科技集團公司 北京宇航系統工程研究所，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反向密封。為了提高系統工作的可靠性，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的增壓方式。但是在實際應用過程中，該種增壓方式曾多次發生因閥芯密封失效導致氣體泄漏的故障，火箭測試發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現，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損傷，損傷累積導致閥芯—殼體運動副的導向面出現劃痕，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、振動等很復雜的多學科交叉問題，振動機理復雜，分析和驗證難度較大。多年來，國內外學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律及動態響應特性。王劍中等基于彈簧振子的擾動響應特性，構建了單向閥的氣固耦合動力學模型及穩定性模型，并在試驗驗證的基礎上得到了單向閥的壓力—流量臨界穩定性曲線。余武江等采用線性分析方法提出了單向閥的臨界穩定曲線，并建立了單向閥的三維動態流場，研究了不同影響因素與閥件穩定性之間的關系。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，并結合試驗驗證了數值計算和分析結果的有效性。Hayashi等構建了先導式減壓閥的非線性動力學模型，并研究了在不同平衡點穩定狀態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，并對自激振動產生的原因進行了系統分析。文獻[10-12]分別基于不同的分析方法建立了氣動先導式電磁閥的動力學模型，對閥門自激振動進行了數值分析和試驗研究，并獲得了不同工作條件下的電磁閥振動特性及穩定工作區間。劉上等建立了單向閥流路系統的非線性動力學模型，并分析了此系統產生自激振蕩的原因、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定特性，并對某型號保險閥在通氣振動試驗中出現的異響現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和顫振機理，提出了主閥結構的優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，并結合數值計算和試驗驗證提出了單向閥的防顫技術。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模式的顫振特性研究尚無人涉足，兩個單向閥在串聯之后產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構組成及工作原理的基礎上，利用AMESim軟件建模并分析了雙單向閥串聯的閥芯顫振特性，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，并結合數值計算結果和工程實踐經驗，對3種防顫策略的技術可行性進行了對比分析。

1 增壓單向閥結構及工作原理簡介

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

圖1 單向閥結構示意圖Fig.1 Structure of check valve

當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增壓；增壓結束后，撤去地面氣源，閥芯在壓差和彈簧力的作用下復位，從而實現單向閥的密封。單向閥的閥門動作主要發生在火箭測試階段，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，氣體經過30 m的DN20硬管到達發射平臺上表面，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

單向閥從本質上可以簡化為一個彈簧振子系統，兩個串聯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閉的過程中，由于壓力不穩定，會導致閥芯重復打開、關閉，即顫振。而當雙單向閥串聯時，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雜、顫振現象更加明顯。

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，閥芯在運動轉向過程中都會與金屬彈簧密封圈和限位殼體產生撞擊，從而使得閥芯與密封圈、殼體接觸部位出現輕微損傷，當損傷積累到一定程度后，就會使閥芯—殼體運動副的導向面產生劃痕，最終導致閥芯回位受阻、密封失效。

2 增壓單向閥顫振特性仿真分析

2.1 雙增壓單向閥串聯模型的建立

利用AMESim軟件對某新型運載火箭氫箱增壓系統進行建模，所建立的模型如圖3所示。模型采用氦氣源，根據工程實踐經驗，設定氣源壓力為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，孔板全開狀態下通徑為DN10，貯箱初始壓力設置為0.09 MPa保護壓。

圖3 雙單向閥串聯的AMESim模型Fig.3 AMESim model of double check valves connected in series

與單向閥相關的主要參數如表1所示，由于單向閥振動一般發生在供氣初始段和結束端，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，設置熱交換系數為0。

表1 單向閥主要技術參數

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在增壓手閥打開和關閉的過程中，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設計壓力極限，氫箱增壓手閥一般不允許全開。根據工程經驗，本文設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；水平段結束后再使開度在1 s內減小到0，模擬手閥關閉過程；手閥關閉后，維持關閉狀態。

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束時，閥芯均產生了劇烈的顫振效應，而關閉過程的顫振更加明顯，持續時間更長。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生較大的沖擊。

圖5 雙單向閥串聯的閥芯位移曲線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，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個階段產生了小幅高頻壓力波動，這也是導致單向閥產生劇烈顫振的直接原因。

圖6 雙單向閥串聯的壓力曲線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貯箱漏氣的現象，但是由于這種串聯模式會導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計，尚需經過較長的設計和試驗周期后才能投入使用。如何在現有條件下通過系統優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

從流體力學的角度看，根據理想氣體狀態方程=，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；為物質的量。

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，可得管路內壓力隨時間變化的微分方程為

(4)

從式(4)可以看出，當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定，對閥芯顫振的形成會有一定抑制作用。

而當增壓管路上有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生較大影響，而壓力的高頻波動則會直接導致2個單向閥的閥芯顫振。

因此，對于雙單向閥串聯的增壓模式而言，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。

在此基礎上，提出了3種防顫策略：在兩單向閥之間增設集氣管或氣瓶(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集氣管或氣瓶

假設在兩單向閥之間增設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果對比可知，增加氣瓶后單向閥的閥芯位移已經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，顫振情況已經得到了有效抑制，其對單向閥密封結構的影響可以忽略不計。

圖13 增設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，重新設置管路長度參數后提交運算，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節所述的增加集氣管或氣瓶，但是相比于原始模型，其優化作用比較明顯，能基本達到預期目標。

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。從設計的目的來看，采用雙單向閥串聯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。

假設在火箭飛行過程中，增壓路出現最嚴重故障，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。模型中右側管路模擬手動增壓路密封失效情況下的漏氣通路；左側模擬自生增壓通路。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中的氫箱壓力曲線如圖19所示，發動機啟動后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

根據上述箱壓及氣枕容積數據，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，根據理想氣體狀態方程=，將氣體質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致增壓路漏氣，該故障并不會影響到增壓輸送系統的工作，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

從數值分析結果來看，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境。下面對3種方案進行對比分析，以便于其工程應用。

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，但在增設集氣管或氣瓶后，會導致箭體質量增加，若增加的質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部結構進行大幅度改造，是一個比較折中的方案，也是目前在技術上最具可行性、最容易在工程上加以實現的方案。

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的增壓模式，短期內可通過增設緩沖氣瓶、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)來實現對顫振的抑制。從長遠看，在對單向閥進行技術改進后，可取消1個單向閥，直接采用單個單向閥進行增壓。

4 結語

本文在全面分析單向閥結構及工作原理的基礎上，建立了新型運載火箭雙單向閥串聯增壓模式的AMESim模型，并對閥芯的顫振特性進行了對比研究。結果表明，相比于單一單向閥增壓的模式，雙單向閥串聯后閥芯的顫振現象加??；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象。在此基礎上，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。所獲得的研究結果對于新一代運載火箭貯箱增壓系統的可靠性提升具有一定的工程意義和參考價值。