注气式蓄压器自由液面控制技术研究

马方超，刘文川，陈牧野，徐珊珊，张立强

（1.北京宇航系统工程研究所，北京，100076；2.深低温技术研究北京市重点实验室，北京，100076）

0 引 言

纵向耦合振动（POGO）是指液体火箭结构系统与推进系统动特性相互耦合而产生的纵向不稳定低频振动，因其振动形态与玩具“Pogo Stick”相似而得名[1]。发生POGO振动时，火箭结构与推进系统呈现动力学强耦合特征，当低频模态越来越密集时，将造成运载火箭设计的“低频灾难”[2]。POGO振动属于低频振动，使运载器的安全性和可靠性受到了很大的威胁，可能造成运载火箭的有效载荷或结构受损，降低推进系统的性能，造成发动机异常关机，影响宇航员的生理状态，甚至可能造成飞行失败。因此，抑制POGO振动具有十分重要的意义。

典型的POGO振动所构成的闭合回路包括结构系统、管路系统和发动机系统等（也可以归纳为运载器结构和推进系统）的耦合，属于系统动力学问题。当然，也有非典型的POGO振动现象，如纵横扭耦合振动、局部振动等。目前液体火箭的POGO抑制方式主要通过在输送系统管路上安装蓄压器，改变管路系统的固有频率，使其与箭体结构的固有频率错开，同时利用其可变的管路容腔，降低管路内的压力或者流量脉动。

工程上用于POGO抑制的蓄压器，分为弹簧活塞式、贮气式和注气式3种方式，均属于被动式防POGO装置[3]。在美国早期的双子座计划中，大力神 II火箭的燃料系统采用了弹簧活塞式蓄压器，通过弹簧活塞结构能够缓冲来自管路系统的脉动压力和冲击作用[3]。贮气式蓄压器采用气囊或金属膜盒贮存气体，充气容腔能够为管路系统提供柔性，同时实现气体与推进剂的隔离。美国的大力神III燃料系统使用了囊式蓄压器，氧化剂系统使用了金属膜盒式蓄压器[4]。美国的土星V一级采用在 F-1发动机的液氧供应管路前置阀中注入氦气的方案来抑制 POGO振动[5]，是最早采用的注气式蓄压器原型。土星V二级采用在中心的J-2发动机氧泵前管路上安装注气式蓄压器的方案抑制POGO振动[6]。航天飞机上的采用的蓄压器方案是在其主发动机低压氧泵和高压氧泵之间安装注气式蓄压器[7]。阿里安运载火箭上采用的注气式蓄压器能够调节柔度和惯性[8]。阿瑞斯I、天顶号采用的注气式蓄压器方案中将多余的气体排出箭外不会对发动机造成影响[9,10]。长征系列常规运载火箭采用贮气式金属膜盒蓄压器[2]，其中长征二号 F运载火箭采用金属膜盒变能蓄压器。长征五号、长征七号运载火箭沿用了常规火箭贮气式蓄压器设计思路，研制出了低温高压金属膜盒蓄压器[2]。贮气式蓄压器结构简单，飞行过程中不需要对蓄压器进行操作，且贮存的气体不会进入推进剂输送系统，能有效抑制火箭POGO振动。

随着中国运载火箭规模进一步加大，全箭频率更低，与现役运载火箭相比需要的蓄压器容积更大，为50～60 L，是现有金属膜盒蓄压器最大容积的9～11倍。经分析采用传统金属膜盒式蓄压器所占的结构空间大，膜盒生产加工困难，焊缝数量多且难以检测。注气式蓄压器可以较好地适应低温环境，容积大，且工作寿命长，工艺性和维护性好。因此，有必要对注气式蓄压器方案及关键技术进行研究。

注气式蓄压器区别于传统贮气式蓄压器的最大特点是存在液体自由界面，为了使蓄压器满足POGO抑制所需的气枕容积和惯性，同时避免过量的气体进入发动机，需要对注气式蓄压器自由液面进行控制。本文通过对注气式蓄压器自由液面控制技术方案进行研究，建立了注气式蓄压器AMEsim仿真计算模型，并搭建了试验系统，通过仿真及地面试验验证了自由液面控制方案的正确性，可为注气式蓄压器的设计提供依据。

1 注气式蓄压器自由液面控制原理

注气式蓄压器的POGO抑制原理基于经典水击理论[3]，是通过在输送管路上旁通气体容腔或向输送管路内注入气体，从而达到改变管路系统固有频率，降低管路内脉动压力的目的。与传统的金属膜盒式蓄压器定能量值不同的是，注气式蓄压器需要对自由液面的位置进行控制，从而达到控制容积的目的。

气体注入输送管式蓄压器（如图1所示）是在推进剂输送管路上旁通气体容腔，推进剂通过惯性孔进入气体容腔形成自由液面，并在蓄压器上部容腔形成气枕，为了维持所需的气体容积，工作过程中有持续的气体注入蓄压器气枕，通过溢流管可把蓄压器气枕内的气体注入管路内，当管路中的推进剂含有气泡时，能够改变流体的可压缩性，即改变水击波速。当输送管路内出现压力脉动导致液面升高时，通过溢流管进入输送管路的气体减小，气枕内压力升高，使得液面下降，直至回到初始平衡位置。当管路内的压力脉动导致液面降低时，通过溢流管进入输送管路的气体量增加，气枕压力下降，使得液面升高，直至回到初始平衡位置。因此，可保持一定的气枕容积范围，利用蓄压器气体容腔和进入管路的气泡达到改变管路系统固有频率和降低管路脉动压力的目的。主要优点是液位通过潜管自行调节，控制方式简单，进入输送管的气体也起到调节推进系统频率的作用。缺点是含有气泡的推进剂最终进入发动机，因此，必须保证注入的气体不会对发动机泵造成影响，这就需要发动机开展注气拉偏工况的地面试车进行验证。

图1 气体注入输送管式示意Fig.1 The Gas Entering Into Feedline

气体排出式蓄压器，如图2所示，工作原理与气体注入输送管式基本相同，不同之处在于通过溢流管将蓄压器气枕内的气体或者气液混合物排出箭外，仅利用气体容腔达到改变管路系统固有频率和降低管路脉动压力的目的。主要优点是蓄压器内部过量的气体排出箭体外，不会对发动机泵造成影响，避免了与发动机系统的耦合。缺点是增加了排气排液阀门及管路，系统设计复杂，射前及飞行过程中有气氧、液氧排出箭外，浪费了一定量的推进剂。

图2 气体排出式蓄压器Fig.2 The Gas Exhausted Accumulator

上述两种蓄压器均是通过溢流管控制自由液面的高度，达到定容积的目的。另外也可采用液位传感器反馈控制的方式控制气枕容积。并可以达到主动调节容积的效果，如图3所示。通过测量蓄压器内液位的高度（设置多路冗余），并反馈给控制单元，当气液界面高于设定的液位高度时，通过控制器发出控制信号，控制充气电磁阀开启充气，使液面下降。当液面低于设定的液位高度时，控制电磁阀停止充气，并同时控制电磁阀开启排气，使液面升高。优点是任务适应能力强，可根据需要实时反馈控制容积，通过调整软件参数可满足不同容积需求。注气量按需控制，用气量少。缺点是容积的控制精度受到低温液位传感器测量精度影响较大，系统复杂，电磁阀频繁动作，系统容错能力较差。

图3 液位反馈式蓄压器Fig.3 The Level Feedback Tyрe Accumulator

2 注气式蓄压器建模及分析

针对气体排出式的蓄压器，它是由与推进剂供应管路直接连通的液体部分和气体容腔部分组成。分别考虑蓄压器中的液体部分和气体部分，建立其数学模型。

假定推进剂经惯性孔/连接通道流入蓄压器，在流动方向上取微元控制体Adx，运用动量方程：

式中ρl为液体密度；u为液体流速；A为流路截面积；p为液体压力；τ为液体与壁面间的摩擦应力；Π为湿周长；Ql为液体质量流量。

从蓄压器入口到气液界面，对x积分并在稳态附近进行线性化可得：

式中La为蓄压器内液体的惯性；为液体阻力。

当蓄压器入口出现压力脉动时，认为蓄压器的注气量和排气量还来不及发生改变，容腔内的气体压缩过程可以看成是等熵过程：

式中pg为气枕压力；Vg为气枕体积；Mg为气枕气体的质量。

对式（5）进行微分，考虑气枕体积和气枕质量变化率与流量的关系：

整理可得：

式中Ca为蓄压器柔度；为液体-气体密度比；Qg1，Qg2分别为注气质量流量和排气质量流量。通过充入气体到注气式蓄压器的气枕，达到POGO抑制所需的柔度Ca和惯性La。

由公式（8）可知，随着蓄压器气枕压力的升高，注气式蓄压器和贮气式蓄压器的柔度都呈下降趋势，注气式蓄压器柔度的减少量小于贮气式蓄压器柔度的减小量。这是因为注气式蓄压器与传统的贮气式蓄压器相比，前者有维持气枕容积的能力，在较高的入口压力下，贮气式蓄压器气枕容积被显著压缩，而注气式蓄压器气枕容积基本不变。因此注气式蓄压器降低推进系统一阶固有频率的能力更强。

在此基础上，采用AMEsim搭建注气式蓄压器系统仿真计算模型，对注气式蓄压器工作特性进行分析。建模过程中进行如下假设：a）考虑气液界面的换热，不考虑气液界面传质和液氧的汽化；b）假设蓄压器气枕内压力温度瞬时均匀，不考虑热分层；c）假设蓄压器外部绝热，不考虑金属壁面与外部换热；d）排气排液不考虑气液两相流状态。

初始时刻蓄压器气枕容积为56 L，且要求蓄压器容积在飞行中始终保持不小于 56 L，初始气枕压力0.67 MPa，与泵入口压力相同，惯性孔面积占输送管截面积 25%，初始状态蓄压器内液氧和氦气占比分别为 50%，考虑蓄压器气枕充分换热后，气枕初始温度为85 K，蓄压器溢流管最大排气流量为4.6 g/s。

当最大排气流量确定后，假设充气流量是恒定的，设置合适的充气流量1～3 g/s，可以使蓄压器的气枕容积维持在56～58.2 L范围内，如图4所示。随着注气流量的增大，蓄压器气枕容积逐渐增大，充气流量为5.6 g/s时，气枕容积无法维持在平衡状态，直至容积扩大至惯性孔位置，气体进入输送管。当减小充气流量时，随着泵入口压力的升高，蓄压器气枕容积逐渐减小，在助推器分离时刻达到最小值约47 L，为额定容积的84%。

图4 蓄压器气枕容积变化曲线Fig.4 The Volume of Accumulator

在助推器分离时刻，由于过载变化导致的泵入口压力突然降低，导致蓄压器气枕容积扩大至80 L，为额定容积的143%。因此，需要确保此时蓄压器液面位置高于惯性孔的位置，并留有足够的余量，防止气体进入输送管路。不同充气流量下，蓄压器气枕压力相同，且蓄压器气枕压力与泵入口压力相同。因此，当泵入口压力出现脉动时，利用蓄压器气枕的可压缩性，可起到降低压力脉动的作用。

考虑充气温度的影响，蓄压器气枕容积如图5所示。在相同的流量下，充气温度分别为380 K、293 K和90 K氦气，温度越高对于气枕的增压能力越强，蓄压器气枕平均温度越高，造成排气的质量流量降低，排气余量不足导致气枕容积的增大，使维持在额定容积的时间变短。因此，需充入高温气体时需要考虑更大的排气裕度。

图5 充气温度对容积的影响Fig.5 Effect of Filled Gas Temрerature on Volume

3 注气式蓄压器系统试验

根据注气式蓄压器的工作特性，上述理论分析过程中对模型进行了简化，实际上溢流管口的流动状态复杂，存在气液两相流动状态，同时气枕内部换热过程复杂且气氧的蒸发，实际上出口排出的是氦气和气氧的混合物，因此，实际中排气口的设计应有更大的余量，这就需要通过试验进行确定。验证充气和排气流量的匹配性，验证蓄压器工作过程中保持额定气枕容积和惯性的能力。注气式蓄压器试验系统主要由充气系统、排气系统、压力模拟系统、控制系统和加注系统等组成，如图6所示。

图6 注气式蓄压器试验系统Fig.6 Exрerimental System of Gas Filled Accumulator

试验介质采用液氮，充气系统采用氦气，当换热器不工作时可模拟常温气体的充入，当换热器工作时模拟低温及常温氦气的注入。通过配气台及电控减压器可模拟输送管路内泵入口的压力变化，试验之前通过常温试验标定注气式蓄压器排气孔板的流量，并通过充气流量的匹配获得最大及最小充气流量。获得充气流量的范围为1.35～2.85 g/s。

试验前加注低温介质并确保系统处于热平衡状态，向模拟气枕内增压模拟射前增压过程，打开蓄压器排气阀并向蓄压器内充气使蓄压器气枕容积达到额定状态，准备试验。试验过程中通过配气台及电控减压器模拟飞行中泵入口压力曲线。验证注气式蓄压器的工作性能。

通过液位获得的蓄压器气枕容积如图7所示，蓄压器容积维持的56 L，助推分离时刻容积增大至65 L，是额定容积的114%，仿真结果表明，该时刻容积最大可增大至额定容积的125%，试验与仿真结果相比容积增大较小，偏差为9.6%，仿真采用绝热模型，在容积突然变化时与实际偏差较大。

图7 注气式蓄压器容积Fig.7 The Volume of Gas Filled Accumulator

试验结果表明，蓄压器气枕温度在-100 ℃左右，仿真结果中气枕最高温度达到-60 ℃。仿真模型中未考虑液体蒸发及输送管路一侧对气枕降温的影响，因此仿真结果温度偏高。注气式蓄压器气枕压力如图8所示，气枕压力与泵入口压力变化一致，仿真及试验结果相同。

通过试验与仿真计算结果对比分析表明，仿真模型在压力连续变化阶段与试验结果吻合较好，在压力突然变化阶段，采用绝热模型与实际情况存在一定的差异，后续需要进一步完善换热模型，考虑蓄压器气枕与输送管壁换热、蓄压器气枕与壁面及壁面与外部换热的热流量，使仿真模型更加接近实际工况。

图8 注气式蓄压器气枕压力Fig.8 Theullage Pressure of Gas Filled Accumulator

4 结 论

本文通过对注气式蓄压器自由液面控制技术进行研究结果表明：气体排出式的注气式蓄压器，通过向蓄压器气枕持续的充气，利用溢出管进行自由液面的控制，能够将容积控制在所需范围内，满足POGO抑制所需的柔度和惯性，同时避免了气体进入输送管对发动机造成的影响。

仿真及试验结果表明，注气式蓄压器容积与充气流量及排气流量的匹配性相关，必须使排气口面积留有足够的余量，以确保在极端工况下充入的气体及汽化的氧气能够全部排出，从而避免气体通过惯性孔进入到输送管内。

另外，受发动机启动过程中负水击的影响、助推器分离时过载的影响等，会导致蓄压器气枕容积瞬间膨胀，存在液位降低至惯性孔以下的风险。可通过增加液面到惯性孔高度的方式提高容错能力，但这将增加蓄压器的惯性和结构质量，为了解决该问题，可进一步从注气流程和时序上进行优化。

注气式蓄压器对于POGO抑制效果的评估还需要搭建结构和推进系统的耦合模型进行分析。同时为了确保设计的正确性，需要开展POGO抑制系统试验，并搭载发动机试车，以验证所需的蓄压器柔度和惯性值是否合适并做出适当调整。