雙增壓?jiǎn)蜗蜷y顫振特性分析及防顫策略

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(chǎng)，海南 文昌 571300；2.中國(guó)航天科技集團(tuán)公司 北京宇航系統(tǒng)工程研究所，北京 100076)

0 引言

氣動(dòng)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(guò)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(shí)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(cè)試或飛行過(guò)程中因密封失效導(dǎo)致氣體泄漏，我國(guó)新一代運(yùn)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(shí)際應(yīng)用過(guò)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(cè)試發(fā)射流程因此而受到比較大的影響。通過(guò)對(duì)故障單向閥進(jìn)行研究發(fā)現(xiàn)，閥芯密封失效的主要原因在于：?jiǎn)蜗蜷y在工作過(guò)程中，因閥芯顫振致使其與金屬?gòu)椈擅芊馊Φ慕佑|部位出現(xiàn)損傷，損傷累積導(dǎo)致閥芯—?dú)んw運(yùn)動(dòng)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(dòng)閥門的顫振涉及流固耦合、動(dòng)力學(xué)、振動(dòng)等很復(fù)雜的多學(xué)科交叉問(wèn)題，振動(dòng)機(jī)理復(fù)雜，分析和驗(yàn)證難度較大。多年來(lái)，國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)該問(wèn)題開(kāi)展了一些有益的研究工作，建立了閥門振動(dòng)的動(dòng)力學(xué)模型，并取得了一定研究成果。陶玉靜、戴佳等針對(duì)電動(dòng)氣閥的電動(dòng)過(guò)程和氣動(dòng)過(guò)程進(jìn)行了仿真分析，獲得了閥芯的運(yùn)動(dòng)規(guī)律及動(dòng)態(tài)響應(yīng)特性。王劍中等基于彈簧振子的擾動(dòng)響應(yīng)特性，構(gòu)建了單向閥的氣固耦合動(dòng)力學(xué)模型及穩(wěn)定性模型，并在試驗(yàn)驗(yàn)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(dòng)態(tài)流場(chǎng)，研究了不同影響因素與閥件穩(wěn)定性之間的關(guān)系。文獻(xiàn)[6-7]分別對(duì)某型號(hào)單向閥、保險(xiǎn)閥進(jìn)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(yàn)驗(yàn)證了數(shù)值計(jì)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(dòng)力學(xué)模型，并研究了在不同平衡點(diǎn)穩(wěn)定狀態(tài)和入口壓力擾動(dòng)條件下的閥芯自激振動(dòng)。Misra等針對(duì)直動(dòng)式控制閥的閥芯振動(dòng)特性進(jìn)行了研究，并對(duì)自激振動(dòng)產(chǎn)生的原因進(jìn)行了系統(tǒng)分析。文獻(xiàn)[10-12]分別基于不同的分析方法建立了氣動(dòng)先導(dǎo)式電磁閥的動(dòng)力學(xué)模型，對(duì)閥門自激振動(dòng)進(jìn)行了數(shù)值分析和試驗(yàn)研究，并獲得了不同工作條件下的電磁閥振動(dòng)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(dòng)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(diǎn)及影響因素。張生昌等利用VOF法建立了氣液?jiǎn)蜗蜷y內(nèi)流場(chǎng)的CFD模型，并研究了不同含氣率下彈簧剛度對(duì)出口單向閥開(kāi)啟特性的影響。陳二鋒等基于修正的庫(kù)侖摩擦力模型，理論分析了氣動(dòng)閥門的非線性穩(wěn)定特性，并對(duì)某型號(hào)保險(xiǎn)閥在通氣振動(dòng)試驗(yàn)中出現(xiàn)的異響現(xiàn)象開(kāi)展了仿真分析及試驗(yàn)驗(yàn)證。陳其法等基于流固耦合方法分析了閥門的氣動(dòng)載荷，并通過(guò)建立氣動(dòng)模型研究了在該載荷作用下閥門的沖擊響應(yīng)和顫振機(jī)理，提出了主閥結(jié)構(gòu)的優(yōu)化方案并進(jìn)行了試驗(yàn)驗(yàn)證。史剛等建立了氣體單向閥的AMESim模型，并結(jié)合數(shù)值計(jì)算和試驗(yàn)驗(yàn)證提出了單向閥的防顫技術(shù)。上述研究對(duì)于氣動(dòng)閥門的振動(dòng)機(jī)理、影響因素等進(jìn)行了比較系統(tǒng)的分析，但是這些成果均集中在單個(gè)氣動(dòng)閥門的振動(dòng)特性研究方面，對(duì)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(wú)人涉足，兩個(gè)單向閥在串聯(lián)之后產(chǎn)生的耦合振動(dòng)是一個(gè)值得研究的課題。

本文在全面梳理增壓?jiǎn)蜗蜷y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(guò)與單一單向閥增壓模式進(jìn)行對(duì)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(jì)算結(jié)果和工程實(shí)踐經(jīng)驗(yàn)，對(duì)3種防顫策略的技術(shù)可行性進(jìn)行了對(duì)比分析。

1 增壓?jiǎn)蜗蜷y結(jié)構(gòu)及工作原理簡(jiǎn)介

某新型運(yùn)載火箭氫箱增壓?jiǎn)蜗蜷y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(jìn)行地面增壓時(shí)，氣體克服彈簧力和摩擦力的作用，將閥芯頂開(kāi)，從閥門出口流出后進(jìn)入貯箱實(shí)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(shí)現(xiàn)單向閥的密封。單向閥的閥門動(dòng)作主要發(fā)生在火箭測(cè)試階段，火箭點(diǎn)火起飛后，單向閥只起到密封作用。

氫箱手動(dòng)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(kāi)后，氣體經(jīng)過(guò)30 m的DN20硬管到達(dá)發(fā)射平臺(tái)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(guò)35 m的DN12管路到達(dá)貯箱前底與前置增壓?jiǎn)蜗蜷y相連，兩單向閥之間為1 m的DN12管路，后置單向閥通過(guò)2 m的DN12管路與貯箱連在一起。

圖2 氫箱手動(dòng)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(jiǎn)化為一個(gè)彈簧振子系統(tǒng)，兩個(gè)串聯(lián)單向閥的運(yùn)動(dòng)方程為

(1)

從式(1)可以看出，單向閥的閥芯運(yùn)動(dòng)方程受閥門出入口壓力的影響較大。尤其是在單向閥開(kāi)啟和關(guān)閉的過(guò)程中，由于壓力不穩(wěn)定，會(huì)導(dǎo)致閥芯重復(fù)打開(kāi)、關(guān)閉，即顫振。而當(dāng)雙單向閥串聯(lián)時(shí)，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(gè)單向閥的前后氣體壓力、閥芯開(kāi)閉過(guò)程等均會(huì)存在交叉影響，從而使顫振過(guò)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(guò)程中，由于閥芯的金屬?gòu)椈擅芊馊εc安裝槽之間留有一定寬度的安裝間隙，在每個(gè)振動(dòng)周期的位移起點(diǎn)和終點(diǎn)，閥芯在運(yùn)動(dòng)轉(zhuǎn)向過(guò)程中都會(huì)與金屬?gòu)椈擅芊馊拖尬粴んw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(huì)使閥芯—?dú)んw運(yùn)動(dòng)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?jiǎn)蜗蜷y顫振特性仿真分析

2.1 雙增壓?jiǎn)蜗蜷y串聯(lián)模型的建立

利用AMESim軟件對(duì)某新型運(yùn)載火箭氫箱增壓系統(tǒng)進(jìn)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(shí)踐經(jīng)驗(yàn)，設(shè)定氣源壓力為28 MPa，利用一個(gè)可控開(kāi)度的孔板模型來(lái)模擬配氣臺(tái)的增壓手閥開(kāi)閉過(guò)程，孔板全開(kāi)狀態(tài)下通徑為DN10，貯箱初始?jí)毫υO(shè)置為0.09 MPa保護(hù)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(dòng)一般發(fā)生在供氣初始段和結(jié)束端，時(shí)間比較短，因此本文在進(jìn)行建模時(shí)忽略單向閥供氣過(guò)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?jiǎn)蜗蜷y顫振特性分析

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

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

分析可得2個(gè)單向閥的閥芯位移曲線如圖5所示。從圖中可以看出，2個(gè)單向閥在供氣開(kāi)始和結(jié)束時(shí)，閥芯均產(chǎn)生了劇烈的顫振效應(yīng)，而關(guān)閉過(guò)程的顫振更加明顯，持續(xù)時(shí)間更長(zhǎng)。在顫振過(guò)程中，閥芯位移均達(dá)到了2.3 mm的限位距離，即閥芯在運(yùn)動(dòng)過(guò)程中會(huì)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(duì)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(dòng)；而兩單向閥之間、后置單向閥后的壓力在上述2個(gè)階段產(chǎn)生了小幅高頻壓力波動(dòng)，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(gè)增壓?jiǎn)蜗蜷y的顫振特性對(duì)比

為了和雙增壓?jiǎn)蜗蜷y串聯(lián)的增壓模式對(duì)比，本文對(duì)單一增壓?jiǎn)蜗蜷y的顫振特性進(jìn)行了分析，所建立的AMESim模型如圖7所示。由于取消了一個(gè)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(zhǎng)度由2 m增加為3 m，其余參數(shù)均保持不變。

圖7 單個(gè)單向閥的AMESim模型Fig.7 AMESim model of single check valve

仍然按照?qǐng)D4所描述的孔板開(kāi)度曲線進(jìn)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(gè)單向閥的閥芯位移曲線Fig.8 Spool displacement curve of the single check valve

圖9 單個(gè)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?jiǎn)蜗蜷y進(jìn)行貯箱增壓時(shí)，單向閥的閥芯位移只在壓力上升段有小幅振動(dòng)，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(wú)明顯波動(dòng)。

對(duì)比雙增壓?jiǎn)蜗蜷y和單一增壓?jiǎn)蜗蜷y的閥芯位移、壓力曲線可知，雖然雙增壓?jiǎn)蜗蜷y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(cè)試和飛行過(guò)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(huì)導(dǎo)致單向閥的閥芯顫振加劇，長(zhǎng)期工作會(huì)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?jiǎn)蜗蜷y防顫策略及對(duì)比

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

3.1 單向閥防顫?rùn)C(jī)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(duì)式(2)進(jìn)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(shí)，可得管路內(nèi)壓力隨時(shí)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(gè)單向閥時(shí)，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(kāi)閉過(guò)程中的管路容積變化速率dd對(duì)管路壓力的影響微乎其微，可以基本維持單向閥開(kāi)閉過(guò)程中的壓力穩(wěn)定，對(duì)閥芯顫振的形成會(huì)有一定抑制作用。

而當(dāng)增壓管路上有2個(gè)單向閥，且兩單向閥距離很近時(shí)，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(kāi)閉過(guò)程中，管路容積變化dd會(huì)對(duì)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(dòng)則會(huì)直接導(dǎo)致2個(gè)單向閥的閥芯顫振。

因此，對(duì)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(dòng)變得足夠小，從而對(duì)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(zhǎng)兩單向閥之間的管路長(zhǎng)度(方案2)、直接采用單個(gè)單向閥進(jìn)行增壓(方案3)，下面對(duì)3種方案分別進(jìn)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(gè)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(jìn)行孔板開(kāi)度控制，分析可得2個(gè)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(duì)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(dòng)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(dá)到4 L時(shí)，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(dòng)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(duì)單向閥密封結(jié)構(gòu)的影響可以忽略不計(jì)。

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(zhǎng)兩單向閥之間的管路長(zhǎng)度

假設(shè)后置單向閥位置不動(dòng)，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(zhǎng)，利用圖3所示的AMESim模型，重新設(shè)置管路長(zhǎng)度參數(shù)后提交運(yùn)算，可得2個(gè)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(zhǎng)單向閥間管路長(zhǎng)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(zhǎng)兩單向閥管路長(zhǎng)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(dòng)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(dá)到預(yù)期目標(biāo)。

3.4 直接采用單個(gè)單向閥增壓

從前文的分析可知，在單個(gè)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(gè)單向閥進(jìn)行貯箱增壓的可行性。從設(shè)計(jì)的目的來(lái)看，采用雙單向閥串聯(lián)模式進(jìn)行增壓主要是為了提高飛行過(guò)程中增壓路的可靠性，使得在某個(gè)單向閥出現(xiàn)故障漏氣的情況下，另外一個(gè)單向閥可以起到冗余的作用。所以，如果采用單個(gè)增壓?jiǎn)蜗蜷y，最重要的一點(diǎn)是要能夠排除漏氣的影響。

假設(shè)在火箭飛行過(guò)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(dòng)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(guò)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(dòng)機(jī)啟動(dòng)后2.4 s，因自生增壓作用，箱壓升至最高0.467 MPa(絕壓)，此時(shí)氣枕約為9 m；而在約139.6 s箱壓達(dá)到最低值約0.364 MPa(絕壓)，此時(shí)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(jì)算出貯箱的增壓流量、漏氣流量為：點(diǎn)火后2.4 s，在箱壓最高時(shí)漏量為25.8 g/s，此時(shí)自生增壓流量約1 200 g/s；而到了139.6 s箱壓最低時(shí)漏量為8.7 g/s，此時(shí)自生增壓流量為1 100 g/s。由此可見(jiàn)，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(jì)。

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(diǎn)火時(shí)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(jí)的漏氣量可以忽略不計(jì)。

根據(jù)上述分析可知，若采用單個(gè)單向閥進(jìn)行地面增壓，而恰好該單向閥在飛行過(guò)程中失效導(dǎo)致增壓路漏氣，該故障并不會(huì)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(gè)單向閥進(jìn)行增壓的方案可行。

3.5 防顫策略對(duì)比分析

從數(shù)值分析結(jié)果來(lái)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(duì)3種方案進(jìn)行對(duì)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(huì)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(yùn)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(duì)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(huì)對(duì)火箭內(nèi)部結(jié)構(gòu)進(jìn)行大幅度改造，是一個(gè)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(shí)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(diǎn)在于：該方案取消一個(gè)單向閥之后，雖然對(duì)飛行過(guò)程無(wú)影響，但在單向閥不改進(jìn)、可靠性不提高的情況下，可能會(huì)使地面測(cè)試期間貯箱增壓路的氣密性冗余度有所下降。

因此，針對(duì)目前雙單向閥串聯(lián)的增壓模式，短期內(nèi)可通過(guò)增設(shè)緩沖氣瓶、集氣管，或者延長(zhǎng)兩單向閥之間的管路(即把2個(gè)單向閥分開(kāi)布置的方式)來(lái)實(shí)現(xiàn)對(duì)顫振的抑制。從長(zhǎng)遠(yuǎn)看，在對(duì)單向閥進(jìn)行技術(shù)改進(jìn)后，可取消1個(gè)單向閥，直接采用單個(gè)單向閥進(jìn)行增壓。

4 結(jié)語(yǔ)

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(yùn)載火箭雙單向閥串聯(lián)增壓模式的AMESim模型，并對(duì)閥芯的顫振特性進(jìn)行了對(duì)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(guò)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(zhǎng)兩單向閥之間的管路長(zhǎng)度、直接采用單個(gè)單向閥進(jìn)行增壓，并利用AMESim模型對(duì)3種策略進(jìn)行了定性的對(duì)比分析。所獲得的研究結(jié)果對(duì)于新一代運(yùn)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(jià)值。