利用AMESim软件^[19]对某新型运载火箭氢箱增压系统进行建模,所建立的模型如图3所示。模型采用氦气源,根据工程实践经验,设定气源压力为28 MPa,利用一个可控开度的孔板模型来模拟配气台的增压手阀开闭过程,孔板全开状态下通径为DN10,贮箱初始压力设置为0.09 MPa保护压。

图3 双单向阀串联的AMESim模型
Fig.3 AMESim model of double check valves connected in series

与单向阀相关的主要参数如表1所示,由于单向阀振动一般发生在供气初始段和结束端,时间比较短,因此本文在进行建模时忽略单向阀供气过程中的热交换,设置热交换系数为0。

表1 单向阀主要技术参数
Tab.1 Major parameters of check valve

由于增压单向阀的颤振大都出现在增压手阀打开和关闭的过程中,因此,本文主要针对这两个过程进行分析。在实际工作中,为了防止插拔组合连接器上的增压路超过23 MPa设计压力极限,氢箱增压手阀一般不允许全开。根据工程经验,本文设置手阀开度随时间的变化曲线如图4所示。其中,可控开度孔板的开度在3 s内增大到35,从而模拟手阀打开过程; 随后开度保持2 s,维持打开状态; 水平段结束后再使开度在1 s内减小到0,模拟手阀关闭过程; 手阀关闭后,维持关闭状态。

图4 手阀开度变化曲线
Fig.4 Curve of the manual valve opening index

分析可得2个单向阀的阀芯位移曲线如图5所示。从图中可以看出,2个单向阀在供气开始和结束时,阀芯均产生了剧烈的颤振效应,而关闭过程的颤振更加明显,持续时间更长。在颤振过程中,阀芯位移均达到了2.3 mm的限位距离,即阀芯在运动过程中会与阀座和限位元件产生较大的冲击。

图5 双单向阀串联的阀芯位移曲线
Fig.5 Spool displacement curve of the double checks valve connected in series

提取单向阀前、两单向阀之间和单向阀后的压力,其对比曲线如图6所示。从图中可以看出,前置单向阀前的压力总体比较平稳,只在压力上升段初始和压力下降段末端有小幅波动; 而两单向阀之间、后置单向阀后的压力在上述2个阶段产生了小幅高频压力波动,这也是导致单向阀产生剧烈颤振的直接原因。

图6 双单向阀串联的压力曲线
Fig.6 Pressure curve of the double check valves connected in series

为了和双增压单向阀串联的增压模式对比,本文对单一增压单向阀的颤振特性进行了分析,所建立的AMESim模型如图7所示。由于取消了一个单向阀,原模型中两单向阀之间1 m的DN12管路直接与贮箱之前2 m的DN12管路相连,因此将模型中单向阀与贮箱之间的管路长度由2 m增加为3 m,其余参数均保持不变。

图7 单个单向阀的AMESim模型
Fig.7 AMESim model of single check valve

仍然按照图4所描述的孔板开度曲线进行增压控制,分析可得单向阀的阀芯位移曲线及单向阀前后的压力曲线,分别如图8和图9所示。

图8 单个单向阀的阀芯位移曲线
Fig.8 Spool displacement curve of the single check valve

图9 单个单向阀的压力曲线
Fig.9 Pressure curve of the single check valve

从图8和图9中可以看出,采用单一增压单向阀进行贮箱增压时,单向阀的阀芯位移只在压力上升段有小幅振动,频率很低; 而单向阀前后的压力在上升段和下降段都很平滑,无明显波动。

对比双增压单向阀和单一增压单向阀的阀芯位移、压力曲线可知,虽然双增压单向阀串联的增压模式理论上可以提升增压路的密封可靠性,防止火箭在测试和飞行过程中出现贮箱漏气的现象,但是由于这种串联模式会导致单向阀的阀芯颤振加剧,长期工作会影响其寿命,反而在一定程度上降低了增压路密封的可靠性。

从流体力学的角度看,根据理想气体状态方程pV=nRT,可知管路压力为

p=f(V,T,n)(2)

式中:p为气体压力; V为气体体积; T为气体温度; R为理想气体常数; n为物质的量。

对式(2)进行微分处理,可得

(3)

在不考虑气体热交换的条件下,即T恒定时,可得管路内压力随时间变化的微分方程为

(dp)/(dt)=p(1/(m_g)m^·_g-1/V(dV)/(dt))(4)

式中:m_g为气体质量; m^·_g为气体质量流量。

从式(4)可以看出,当贮箱增压管路上只有一个单向阀时,由于单向阀后贮箱容积V足够大,1/V足够小,从而使得单向阀开闭过程中的管路容积变化速率dV/dt对管路压力的影响微乎其微,可以基本维持单向阀开闭过程中的压力稳定,对阀芯颤振的形成会有一定抑制作用。

而当增压管路上有2个单向阀,且两单向阀距离很近时,单向阀间的管路容积V比较小,1/V则偏大。受此影响,在单向阀开闭过程中,管路容积变化dV/dt会对两单向阀之间的管路压力产生较大影响,而压力的高频波动则会直接导致2个单向阀的阀芯颤振。

因此,对于双单向阀串联的增压模式而言,增大两单向阀之间的管路容积V,可在一定程度上抑制单向阀颤振。就理论而言,只要两单向阀之间的管路容积V足够大,就可以使得压力波动变得足够小,从而对阀芯颤振形成较好的抑制作用。

在此基础上,提出了3种防颤策略:在两单向阀之间增设集气管或气瓶(方案1)、延长两单向阀之间的管路长度(方案2)、直接采用单个单向阀进行增压(方案3),下面对3种方案分别进行分析。

假设在两单向阀之间增设1个容积为2 L的集气管或气瓶,重新建模如图 10所示。

图 10 增设气瓶的双单向阀AMESim模型
Fig.10 AMESim model of double check valves system with a gas cylinder assembled

仍然按图4所示的曲线进行孔板开度控制,分析可得2个单向阀的阀芯位移曲线、单向阀前后压力曲线分别如图 11和图 12所示。

图 11 增设2 L气瓶后的阀芯位移曲线
Fig.11 Spool displacement curve of the double check valves connected in series with a 2 L gas cylinder assembled

图 12 增设2 L气瓶后的压力曲线
Fig.12 Pressure curve of the double check valves connected in series with a 2 L gas cylinder assembled

与原始模型的分析结果对比可知,增加气瓶后单向阀的阀芯位移已经得到了较大幅度的降低,尤其是在压力下降段,颤振得到了较好的抑制,单向阀前后的压力波动也较之前有所下降。

而当两单向阀之间的集气管或气瓶容积达到4 L时,单向阀的阀芯位移曲线、单向阀前后压力曲线如图 13和图 14所示。从图中可以看出,阀芯振动的频率和幅度均得到了大幅度的减小,颤振情况已经得到了有效抑制,其对单向阀密封结构的影响可以忽略不计。

图 13 增设4 L气瓶后的阀芯位移曲线
Fig.13 Spool displacement curve of the double check valves connected in series with a 4 L gas cylinder assembled

图 14 增设4 L气瓶后的压力曲线
Fig.14 Pressure curve of the double check valves connected in series with a 4 L gas cylinder assembled

假设后置单向阀位置不动,仍然位于氢箱前底,而将前置单向阀的位置调整到尾舱,则可使得两单向阀之间的管路延长,利用图3所示的AMESim模型,重新设置管路长度参数后提交运算,可得2个单向阀的阀芯位移曲线、单向阀前后压力曲线分别如图 15和图 16所示。

图 15 延长单向阀间管路长度后的阀芯位移曲线
Fig.15 Spool displacement curve of the double check valves connected in series with a longer pipe between each other

图 16 延长两单向阀管路长度后的压力曲线
Fig.16 Pressure curve of the double check valves connected in series with a longer pipe between each other

从图 15和图 16中可以看出,相比于原始模型,两单向阀之间的气体在压力上升段和下降段的波动总体有所减小,前置单向阀的颤振有一定程度的减轻,而后置单向阀的阀芯颤振基本消失。在抑制颤振方面,该方案总体效果不如3.1节所述的增加集气管或气瓶,但是相比于原始模型,其优化作用比较明显,能基本达到预期目标。

从前文的分析可知,在单个单向阀的增压模式下,阀芯颤振很小,工作条件优良,因此有必要探讨采用单个单向阀进行贮箱增压的可行性。从设计的目的来看,采用双单向阀串联模式进行增压主要是为了提高飞行过程中增压路的可靠性,使得在某个单向阀出现故障漏气的情况下,另外一个单向阀可以起到冗余的作用。所以,如果采用单个增压单向阀,最重要的一点是要能够排除漏气的影响。

假设在火箭飞行过程中,增压路出现最严重故障,即增压路与大气全通,在这种情况下,利用AMESim建模如图 17所示。模型中右侧管路模拟手动增压路密封失效情况下的漏气通路; 左侧模拟自生增压通路。其中,气源为氢箱自生增压气源,气源类型为低温氢气,某次飞行任务中的自生增压压力曲线如图 18所示,气体压力最高约为12 MPa,温度约为100 K。

图 17 飞行期间氢箱增压过程的AMESim模型
Fig.17 AMESim model of the pressurization process for liquid hydrogen tank during flight

图 18 氢箱自生增压路压力曲线
Fig.18 Pressure curve of the self-pressurization process of liquid hydrogen tank

该火箭在某次飞行任务中的氢箱压力曲线如图 19所示,发动机启动后2.4 s,因自生增压作用,箱压升至最高0.467 MPa(绝压),此时气枕约为9 m³; 而在约139.6 s箱压达到最低值约0.364 MPa(绝压),此时气枕约为110 m³。

图 19 氢箱飞行压力曲线
Fig.19 Pressure curve of the liquid hydrogen tank during flight

根据上述箱压及气枕容积数据,利用图 17所示的AMESim模型计算出贮箱的增压流量、漏气流量为:点火后2.4 s,在箱压最高时漏量为25.8 g/s,此时自生增压流量约1 200 g/s; 而到了139.6 s箱压最低时漏量为8.7 g/s,此时自生增压流量为1 100 g/s。由此可见,相比于自生增压的增压流量,单向阀的漏气量几乎可以忽略不计。

为了更直观地显示漏量的影响,根据理想气体状态方程pV=nRT,将气体质量流量换算成贮箱的压力损失,在点火时刻,因漏气引起的压力损失约为0.003 2 MPa/s,而在368.1 s因漏气引起的压力损失约为88.9 Pa/s。与图 19所示的贮箱压力相比,该量级的漏气量可以忽略不计。

根据上述分析可知,若采用单个单向阀进行地面增压,而恰好该单向阀在飞行过程中失效导致增压路漏气,该故障并不会影响到增压输送系统的工作,可以不予考虑。因此,直接采用单个单向阀进行增压的方案可行。

从数值分析结果来看,上述3种策略均可以在一定程度上减轻单向阀的颤振,较好地改善其工作环境。下面对3种方案进行对比分析,以便于其工程应用。

1)方案1能使两单向阀间的管路容积足够大,从而很好地抑制单向阀颤振,但在增设集气管或气瓶后,会导致箭体质量增加,若增加的质量不足以影响火箭的运载能力,则可以采用方案1,否则方案1不具有可行性。

2)方案2对前置单向阀颤振的抑制效果不如方案1那么明显,但它还是能有效改善后置单向阀的颤振特性,而且该方案不会对火箭内部结构进行大幅度改造,是一个比较折中的方案,也是目前在技术上最具可行性、最容易在工程上加以实现的方案。

3)方案3在抑制单向阀颤振方面效果最好,但是缺点在于:该方案取消一个单向阀之后,虽然对飞行过程无影响,但在单向阀不改进、可靠性不提高的情况下,可能会使地面测试期间贮箱增压路的气密性冗余度有所下降。

因此,针对目前双单向阀串联的增压模式,短期内可通过增设缓冲气瓶、集气管,或者延长两单向阀之间的管路(即把2个单向阀分开布置的方式)来实现对颤振的抑制。从长远看,在对单向阀进行技术改进后,可取消1个单向阀,直接采用单个单向阀进行增压。