鐘夢妮，杜蘭君，李文凱

低溫液體火箭發動機氫主閥動態特性仿真分析

鐘夢妮，杜蘭君，李文凱

（北京航天動力研究所，北京，100076）

低溫液體火箭發動機閥門多采用氣控菌閥，閥門開關動態特性對發動機啟動和關機性能存在重要影響。因此，在設計階段獲取準確的閥門開關動態特性至關重要。針對某型低溫膨脹循環發動機氫主閥，采用AMESim仿真軟件對其工作過程進行動態特性仿真，以獲得閥門啟閉動作時間與啟閉過程中出口壓力變化情況，并將仿真結果與試車數據進行對比，結果表明：仿真結果與試車數據變化趨勢基本一致，低溫下閥門打開時間變長，關閉時間不變。同時對影響閥門啟閉動作時間的參數進行分析，結果顯示閥門動作時間隨開關作動力增大而減少，隨控制腔容積增大而增加。因此，提出的氣控菌閥動態特性仿真方法具有較高的可行性和準確性，可用于各類氣控菌閥動態特性分析，為氣控菌閥設計提供了參考依據，有助于縮短產品研制周期，降低生產成本。

低溫液體火箭發動機；氫主閥；動態特性；優化分析

0 引 言

氫主閥是低溫液體火箭發動機的重要組件之一，用作氫介質進入推力室的開關，發動機啟動和關閉均需通過氫主閥來提供或切斷燃料供應。因此，氫主閥的開關動態特性對發動機性能存在重要影響。盡管在設計階段發動機系統對氫主閥提出了關閉時間要求，但目前仍未找到有效手段對氫主閥的動作時間進行數值計算，只能通過后期發動機試車來獲取數據，經濟成本和時間成本都相對較高。

基于該現狀，本文采用AMESim仿真軟件對氫主閥的工作過程進行動態特性仿真[1-3]，獲得閥門啟閉動作時間與啟閉過程中出口壓力變化情況。同時將閥門配套發動機試車，獲取試驗數據與仿真結果進行對比分析，從而驗證仿真方法的準確性。用以解決在設計階段難以準確評估閥門啟閉動作時間的問題。此外，還對影響氫主閥啟閉動作時間的參數進行了優化分析，為相關氣控菌閥設計提供了一定的參考依據。

1 氫主閥結構原理

氫主閥為一種兩位兩通氣控菌閥，有兩個作動腔，分別控制閥門打開與關閉。如圖1所示，氫主閥分別由殼體、活門、波紋管組件和彈簧組成，其中波紋管組件是通過大波紋管、小波紋管和導桿等零件焊接而成。氫主閥主要參數見表1。

圖1 氫主閥結構

表1 氫主閥主要參數

Tab.1 Main parameters of main hydrogen valve

主要參數數值主要參數數值 工作介質氣氫大波紋管剛度/(N·mm-1)80 工作介質壓力/MPa0.25～5.4小波紋管剛度/(N·mm-1)60 介質溫度/K213大波紋管外腔有效面積/mm21959 控制氣氦氣大波紋管內腔有效面積/mm21852 控制腔壓力/MPa5小波紋管外腔有效面積/mm2980 關閉響應時間設計要求/ms100小波紋管內腔有效面積/mm2918 彈簧剛度/（N·mm-1）40.4閥門行程/mm11

閥門裝配狀態為常閉，靠彈簧力克服波紋管的彈力使活門壓緊在殼體閥座上保持密封。發動機預冷時，閥門關腔通控制氣，關腔氣壓力、預冷介質力與彈簧力共同將活門壓緊在閥座上保證低壓密封。發動機啟動段，需要閥門打開時，關腔撤氣，開腔通氣，開腔氣壓力和入口低壓介質力克服彈簧力和波紋管彈力打開閥門，主級工作段維持打開狀態。關機時，開腔撤氣，關腔通氣，關腔氣壓力與彈簧力、波紋管彈力、密封面不平衡面積介質壓差力一起克服入口介質作用在小波紋管上的力，使閥門關閉。

2 閥門動態特性仿真分析

AMESim作為多學科領域復雜系統建模與仿真平臺，已廣泛應用于航空航天、車輛、船舶、工程機械等多個學科領域，對于閥門專業，則主要利用其中的液壓庫、氣動庫、機械庫和信號庫各類元件進行組合設計，來實現不同結構、不同功能的閥門建模與仿 真[4-5]。本文采用AMESim軟件對氫主閥進行建模仿真，以獲取閥門在實際工作中的動態特性，特別是發動機啟動和關閉過程中的閥門動作時間，從而為相關氣控菌閥的設計提供一定的基礎。

2.1 運動力學分析

氫主閥開腔控制氣作用于大波紋管與小波紋管內腔，帶動導桿向閥門打開的方向移動，實現閥門打開。當閥門需要關閉時，開腔撤氣，關腔通氣，大波紋外腔承受控制氣壓力，使導桿向閥門關閉的方向移動，實現閥門關閉。在閥門運動過程中可以將導桿、活門、大波紋管、小波紋管等組件看作一個共同運動質量塊，該質量塊的運動速度和運動時間即為閥門的動作速度與時間。閥門打開過程經歷大波紋管壓縮、小波紋管拉伸，大波紋管壓縮、小波紋管壓縮，大波紋管拉伸、小波紋管壓縮3個階段[6]。閥門打開時平衡力學方程如式（1）所示：

閥門關閉過程經歷大波紋管拉伸、小波紋管壓縮，大波紋管拉伸、小波紋管拉伸，大波紋管壓縮、小波紋管拉伸3個階段[6]。閥門關閉時平衡力學方程如 式（2）所示：

式中p為質量塊質量；為位移；為時間；k為控制腔壓力；in為入口壓力；out為出口壓力；為密封面不平衡面積；1N和1W分別為大波紋管內、外腔有效面積；2N和2W分別為小波紋管內、外腔有效面積；W和N分別為大波紋管和小波紋管剛度；W和N分別為大波紋管和小波紋管位移；為彈簧力；為運動副摩擦力。

從式（1）和式（2）中可以看出影響閥門開關動態特性的參數主要有彈性元件剛度、運動副摩擦力、控制氣壓力、介質壓力、密封面不平橫面積、波紋管有效面積、彈性元件位移/變形量。同時控制腔容積對控制氣建壓速度存在影響，因此也會對閥門開關動態特性存在影響。

2.2 模型建立

根據氫主閥結構原理與受力分析，本文選取了AMESim機械庫、氣動元件設計庫和信號庫中的元件進行建模。其中質量塊元件用于模擬導桿、活門、大波紋管和小波紋管的質量、慣性和摩擦阻力；大、小波紋管和活門所受氣體壓力使用活塞元件模擬；活門和閥座使用氣動擋板噴嘴閥元件模擬；閥門入口介質腔、出口介質腔、開腔控制腔、關腔控制腔則分別使用4個可變氣體容積腔進行模擬。圖2是建立的AMESim氫主閥模型。

圖2 氫主閥AMESim模型

2.3 參數設置

模擬氫主閥試車工作情況，對控制腔輸入壓力信號，通入5 MPa氦氣，對介質腔輸入流量信號，通入2.732 kg/s的氫氣（額定工況）。依據閥門開關時序，設置輸入條件，如表2所示。為了更真實地模擬試車過程，在閥門入口設置了泄出口，模擬發動機關機時泄出推進劑。

表2 氫主閥工作時序

Tab.2 Operation sequence of main hydrogen valve

時間/s狀態輸入條件 0氫主閥關閉（預冷）關腔通控制氣5MPa 10氫主閥打開（發動機點火）關腔撤氣，開腔通控制氣5MPa 100氫主閥打開，泄出口打開（發動機關機）泄出口打開 100.3氫主閥關閉關腔通控制氣5MPa，開腔撤氣

根據氫主閥結構設置元件參數，其中質量塊1 kg，彈簧安裝力1180 N，大波紋管內、外腔有效面積分別為1852 mm2和1959 mm2，小波紋管內、外腔有效面積分別為918 mm2和980 mm2，活門直徑72 mm，閥門通徑為50 mm，密封面不平衡面積等效直徑為60 mm。

氫主閥工作介質為氣氫，溫度約為213 K。低溫環境會導致閥門運動副配合間隙變小，同時彈性元件剛度增大[7]。經分析，金屬運動副配合間隙變小不會對運動副摩擦力產生影響，因此僅考慮低溫環境對彈性元件剛度的影響。低溫環境下彈性元件剛度增大，閥門受力情況發生變化，從而影響閥門開關動作特性。因此考慮低溫環境影響，將彈性元件剛度按1.05倍常溫剛度設置，彈簧剛度為42.4 N/mm，大、小波紋管剛度分別為84 N/mm和63 N/mm。

2.4 仿真結果

為了驗證所建模型及參數設置的合理性，將仿真結果與某次試車數據進行對比分析，仿真時間設置為110 s，步長設置為0.01 s。圖3比較了試車和仿真的氫主閥進、出口壓力，從圖3中可以看出，仿真結果與試車數據變化趨勢基本一致，其中額定工作段入口壓力相差約0.1 MPa，仿真精度達到98%，出口壓力相差約0.05 MPa，仿真精度達到99%。

圖3 仿真與試車過程氫主閥進出口壓力曲線比較

圖4為氫主閥打開過程壓力曲線，由圖4可知，仿真結果和試車數據變化趨勢基本一致。在10 s時氫主閥打開，閥門進口壓力隨流量上升，出口壓力也隨之上升，啟動超調后壓力穩定到額定工況并保持平穩。

圖4 仿真與試車過程氫主閥打開壓力曲線比較

圖5為氫主閥關閉過程入口壓力曲線，在100.3 s時閥門關閉，此時由于入口流量還未降到零，因此閥門關閉瞬間出現了水擊現象。在試車數據分析時，將水擊開始上升拐點到開始下降拐點的時間差定義為閥門關閉時間。由圖5可以看出，試車數據和仿真得到的閥門關閉時間分別為70 ms和80 ms，兩者基本一致，因此認為該仿真分析方法可行。但通過壓力變化不易判斷閥門打開時間。閥門真實動作時間測量又較困難，因此需要通過仿真計算得到閥門真實動作時間。

圖5 仿真與試車過程氫主閥關閉壓力曲線比較

在仿真分析中，可認為質量塊動作時間即為閥門動作時間，圖6為質量塊位移曲線。從圖6a可以看出質量塊從位移0 mm點運動到最大開度11 mm，動作了210 ms；從圖6b可以看出質量塊從最大開度11 mm運動到位移0點，動作了120 ms。

a）閥門打開

b）閥門關閉

圖6 質量塊位移曲線

Fig.6 Mass block displacement curve

通過仿真的方法可以得到閥門的打開時間和關閉時間，同時從仿真結果可以得知閥門真實關閉時間比通過讀取試車關機時氫主閥入口壓力的方法獲得的閥門關閉時間長。

對比常溫與低溫環境下（彈性元件剛度不同）閥門動作時間，從圖7中可以看出，閥門在低溫下打開時間變長，約增加2 ms，關閉時間幾乎不變。

圖7 不同溫度下質量塊位移曲線

3 動態特性影響因素分析

從以上仿真結果分析可以看出，該仿真方法獲得的數據與試車數據基本吻合，能真實有效地反映閥門的開關動態特性，因此利用該仿真方法進一步分析，對影響閥門啟閉動作時間的參數進行優化分析，從而為相關氣控菌閥的設計提供一定的參考依據。

針對影響閥門啟閉動作時間的參數進行分析，介質壓力、控制氣壓力、密封面不平橫面積、波紋管有效面積、彈性元件位移/變形量、彈性元件剛度、運動副摩擦力等參數均是通過改變閥門動作時的作動力大小，使閥門動作時間發生變化，因此選取控制氣壓力這一參數，通過設置不同工況進行仿真分析，以獲取閥門作動力變化與閥門動作時間的關系。同時，控制腔容積對控制氣建壓速度存在影響，因此針對控制腔容積，設置不同工況進行仿真分析。

3.1 控制腔壓力影響

將閥門控制腔壓力分別設置為4.0 MPa、4.5 MPa、5 MPa、5.5 MPa和6.0 MPa，其余參數相同，仿真結果見圖8、圖9、圖10和表3。從仿真結果可以看出，隨著控制腔壓力增加，閥門打開和關閉時刻不變，打開時間與關閉時間均有減少的趨勢。控制腔壓力越大，閥門動作的主動力和動作速度也就越大，從而使得動作時間減少。

由式（1）、式（2）可得，控制腔壓力每增加0.5 MPa，閥門打開作動力增加約467 N，關閉作動力增加約980 N。由表3和圖10可知，閥門打開作動力每增加467 N，閥門打開時間平均減少約16.5 ms，隨著作動力增大，閥門打開時間減少趨勢變緩。閥門關閉作動力每增加 980 N，閥門關閉時間平均減少約4.75 ms，且隨著作動力增大，閥門關閉時間減少趨勢變緩。

圖8 不同控制腔壓力下閥門打開位移曲線

圖9 不同控制腔壓力下閥門關閉位移曲線

圖10 不同控制腔壓力下閥門動作時間曲線

表3 不同控制腔壓力的閥門動作時間

Tab.3 Valve operation time with different pressure of control chamber

控制腔壓力/MPa閥門打開時刻s閥門打開時間ms閥門關閉時刻s閥門關閉時間ms 4.010.01247100.3122 4.510.01223100.3116 5.010.01207100.3111 5.510.01192100.3107 6.010.01181100.3103

3.2 控制腔容積影響

將閥門控制腔容積分別設置為0.05 L、0.1 L、0.15 L、0.2 L和0.25 L，其余參數相同，仿真結果見圖11、 圖12、圖13和表4。從仿真結果可以看出，隨著控制腔容積增加，閥門開始打開時刻和開始關閉時刻逐漸往后延遲，該現象是由于控制腔容積增大，控制氣建壓變慢。同時閥門打開時間和關閉時間都有增加趨勢，基本呈線性增加。從圖13和表4中可以看出，控制腔容積每增加0.05 L，閥門打開時刻平均延遲約5.25 ms，關閉時刻平均延遲約1.5 ms，閥門打開時間平均增加約2.75 ms，關閉時間平均增加約2.25 ms。

圖11 不同控制腔容積下閥門打開位移曲線

圖12 不同控制腔容積下閥門關閉位移曲線

圖13 不同控制腔容積下閥門動作時間曲線

表4 不同控制腔容積的閥門動作時間

Tab.4 Valve operation time with different volume of control chamber

控制腔容積/L閥門打開時刻s閥門打開時間ms閥門關閉時刻s閥門關閉時間ms 0.0510.005203100.301106 0.110.01206100.302109 0.1510.015209100.304111 0.210.02212100.305113 0.2510.026214100.307115

4 結 論

本文基于AMESim仿真平臺，對某型低溫膨脹循環發動機氫主閥進行建模仿真，將仿真結果與試車數據進行對比分析。結果表明，仿真結果與試車數據變化趨勢基本一致，吻合較好，驗證了該仿真方法的可行性、合理性和準確性，實現了在設計階段對閥門開關動態特性進行準確的預測分析，從而為相關氣控菌閥的設計提供了一定的參考依據。此外，還對影響閥門啟閉動作時間的參數進行分析，主要得到以下結論：

a）隨著閥門開關作動力增加，閥門打開和關閉時刻不變，打開時間與關閉時間均有減少的趨勢。在本算例中，閥門打開作動力每增加467 N，閥門打開時間平均減少約16.5 ms，且隨著作動力增大，閥門打開時間減少趨勢變緩。閥門關閉作動力每增加980 N，閥門關閉時間平均減少約4.75 ms，且隨著作動力增大，閥門關閉時間減少趨勢變緩。

b）當控制腔容積增大，閥門開始打開時刻和開始關閉時刻逐漸往后延遲，該現象是由于控制腔容積增大，控制氣建壓變慢。同時閥門打開時間和關閉時間都增大，基本呈線性增加。通過計算得到控制腔容積每增加0.05 L，閥門打開時刻平均延遲約5.25 ms，關閉時刻平均延遲約1.5 ms，閥門打開時間平均增加約2.75 ms，關閉時間平均增加約2.25 ms。

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The Simulation and Analysis of Hydrogen Main Valve of Cryogenic Liquid Rocket Engine

ZHONG Mengni, DU Lanjun, LI Wenkai

(Beijing Aerospace Propulsion Institute, Beijing, 100076)

The valve of cryogenic liquid rocket engine mostly adopts air-controlled valve structure. The dynamic characteristic of valve has important influence on engine start-up and shut-down performance. Therefore, it is very important to obtain accurate valve dynamic characteristics at the design stage. Aimed at the hydrogen main valve of a cryogenic expander cycle rocket engine, the dynamic performance of the valve is simulated by using the simulation software AMESim, and the simulation results are compared with the test data. The results show that the simulation results are in good agreement with the test data, and valve opening time becomes longer at low temperature and valve closing time remains the same. The valve movement time shortens with the pressure of control chamber, and increases with the control chamber volume. Therefore, the simulation method proposed has high feasibility and accuracy, which can be used to optimize the dynamic performance parameters of all kinds of gas-controlled valve and to provide reference for the design of gas-controlled valve.

the cryogenic liquid rocket engine; hydrogen main valve; kinetic characteristic; optimization analysis

2097-1974(2023)02-0025-06

10.7654/j.issn.2097-1974.20230206

TH136

A

2022-11-29；

2023-03-23

鐘夢妮（1991-），女，工程師，主要研究方向為低溫液體火箭發動機閥門設計。

杜蘭君（1990-），女，工程師，主要研究方向為低溫液體火箭發動機閥門設計。

李文凱（1997-），男，助理工程師，主要研究方向為低溫液體火箭發動機閥門設計。