低温液体火箭发动机氢主阀动态特性仿真分析

钟梦妮，杜兰君，李文凯

低温液体火箭发动机氢主阀动态特性仿真分析

钟梦妮，杜兰君，李文凯

（北京航天动力研究所，北京，100076）

低温液体火箭发动机阀门多采用气控菌阀，阀门开关动态特性对发动机启动和关机性能存在重要影响。因此，在设计阶段获取准确的阀门开关动态特性至关重要。针对某型低温膨胀循环发动机氢主阀，采用AMESim仿真软件对其工作过程进行动态特性仿真，以获得阀门启闭动作时间与启闭过程中出口压力变化情况，并将仿真结果与试车数据进行对比，结果表明：仿真结果与试车数据变化趋势基本一致，低温下阀门打开时间变长，关闭时间不变。同时对影响阀门启闭动作时间的参数进行分析，结果显示阀门动作时间随开关作动力增大而减少，随控制腔容积增大而增加。因此，提出的气控菌阀动态特性仿真方法具有较高的可行性和准确性，可用于各类气控菌阀动态特性分析，为气控菌阀设计提供了参考依据，有助于缩短产品研制周期，降低生产成本。

低温液体火箭发动机；氢主阀；动态特性；优化分析

0 引 言

氢主阀是低温液体火箭发动机的重要组件之一，用作氢介质进入推力室的开关，发动机启动和关闭均需通过氢主阀来提供或切断燃料供应。因此，氢主阀的开关动态特性对发动机性能存在重要影响。尽管在设计阶段发动机系统对氢主阀提出了关闭时间要求，但目前仍未找到有效手段对氢主阀的动作时间进行数值计算，只能通过后期发动机试车来获取数据，经济成本和时间成本都相对较高。

基于该现状，本文采用AMESim仿真软件对氢主阀的工作过程进行动态特性仿真[1-3]，获得阀门启闭动作时间与启闭过程中出口压力变化情况。同时将阀门配套发动机试车，获取试验数据与仿真结果进行对比分析，从而验证仿真方法的准确性。用以解决在设计阶段难以准确评估阀门启闭动作时间的问题。此外，还对影响氢主阀启闭动作时间的参数进行了优化分析，为相关气控菌阀设计提供了一定的参考依据。

1 氢主阀结构原理

氢主阀为一种两位两通气控菌阀，有两个作动腔，分别控制阀门打开与关闭。如图1所示，氢主阀分别由壳体、活门、波纹管组件和弹簧组成，其中波纹管组件是通过大波纹管、小波纹管和导杆等零件焊接而成。氢主阀主要参数见表1。

图1 氢主阀结构

表1 氢主阀主要参数

Tab.1 Main parameters of main hydrogen valve

主要参数数值主要参数数值 工作介质气氢大波纹管刚度/(N·mm-1)80 工作介质压力/MPa0.25～5.4小波纹管刚度/(N·mm-1)60 介质温度/K213大波纹管外腔有效面积/mm21959 控制气氦气大波纹管内腔有效面积/mm21852 控制腔压力/MPa5小波纹管外腔有效面积/mm2980 关闭响应时间设计要求/ms100小波纹管内腔有效面积/mm2918 弹簧刚度/（N·mm-1）40.4阀门行程/mm11

阀门装配状态为常闭，靠弹簧力克服波纹管的弹力使活门压紧在壳体阀座上保持密封。发动机预冷时，阀门关腔通控制气，关腔气压力、预冷介质力与弹簧力共同将活门压紧在阀座上保证低压密封。发动机启动段，需要阀门打开时，关腔撤气，开腔通气，开腔气压力和入口低压介质力克服弹簧力和波纹管弹力打开阀门，主级工作段维持打开状态。关机时，开腔撤气，关腔通气，关腔气压力与弹簧力、波纹管弹力、密封面不平衡面积介质压差力一起克服入口介质作用在小波纹管上的力，使阀门关闭。

2 阀门动态特性仿真分析

AMESim作为多学科领域复杂系统建模与仿真平台，已广泛应用于航空航天、车辆、船舶、工程机械等多个学科领域，对于阀门专业，则主要利用其中的液压库、气动库、机械库和信号库各类元件进行组合设计，来实现不同结构、不同功能的阀门建模与仿 真[4-5]。本文采用AMESim软件对氢主阀进行建模仿真，以获取阀门在实际工作中的动态特性，特别是发动机启动和关闭过程中的阀门动作时间，从而为相关气控菌阀的设计提供一定的基础。

2.1 运动力学分析

氢主阀开腔控制气作用于大波纹管与小波纹管内腔，带动导杆向阀门打开的方向移动，实现阀门打开。当阀门需要关闭时，开腔撤气，关腔通气，大波纹外腔承受控制气压力，使导杆向阀门关闭的方向移动，实现阀门关闭。在阀门运动过程中可以将导杆、活门、大波纹管、小波纹管等组件看作一个共同运动质量块，该质量块的运动速度和运动时间即为阀门的动作速度与时间。阀门打开过程经历大波纹管压缩、小波纹管拉伸，大波纹管压缩、小波纹管压缩，大波纹管拉伸、小波纹管压缩3个阶段[6]。阀门打开时平衡力学方程如式（1）所示：

阀门关闭过程经历大波纹管拉伸、小波纹管压缩，大波纹管拉伸、小波纹管拉伸，大波纹管压缩、小波纹管拉伸3个阶段[6]。阀门关闭时平衡力学方程如 式（2）所示：

式中p为质量块质量；为位移；为时间；k为控制腔压力；in为入口压力；out为出口压力；为密封面不平衡面积；1N和1W分别为大波纹管内、外腔有效面积；2N和2W分别为小波纹管内、外腔有效面积；W和N分别为大波纹管和小波纹管刚度；W和N分别为大波纹管和小波纹管位移；为弹簧力；为运动副摩擦力。

从式（1）和式（2）中可以看出影响阀门开关动态特性的参数主要有弹性元件刚度、运动副摩擦力、控制气压力、介质压力、密封面不平横面积、波纹管有效面积、弹性元件位移/变形量。同时控制腔容积对控制气建压速度存在影响，因此也会对阀门开关动态特性存在影响。

2.2 模型建立

根据氢主阀结构原理与受力分析，本文选取了AMESim机械库、气动元件设计库和信号库中的元件进行建模。其中质量块元件用于模拟导杆、活门、大波纹管和小波纹管的质量、惯性和摩擦阻力；大、小波纹管和活门所受气体压力使用活塞元件模拟；活门和阀座使用气动挡板喷嘴阀元件模拟；阀门入口介质腔、出口介质腔、开腔控制腔、关腔控制腔则分别使用4个可变气体容积腔进行模拟。图2是建立的AMESim氢主阀模型。

图2 氢主阀AMESim模型

2.3 参数设置

模拟氢主阀试车工作情况，对控制腔输入压力信号，通入5 MPa氦气，对介质腔输入流量信号，通入2.732 kg/s的氢气（额定工况）。依据阀门开关时序，设置输入条件，如表2所示。为了更真实地模拟试车过程，在阀门入口设置了泄出口，模拟发动机关机时泄出推进剂。

表2 氢主阀工作时序

Tab.2 Operation sequence of main hydrogen valve

时间/s状态输入条件 0氢主阀关闭（预冷）关腔通控制气5MPa 10氢主阀打开（发动机点火）关腔撤气，开腔通控制气5MPa 100氢主阀打开，泄出口打开（发动机关机）泄出口打开 100.3氢主阀关闭关腔通控制气5MPa，开腔撤气

根据氢主阀结构设置元件参数，其中质量块1 kg，弹簧安装力1180 N，大波纹管内、外腔有效面积分别为1852 mm2和1959 mm2，小波纹管内、外腔有效面积分别为918 mm2和980 mm2，活门直径72 mm，阀门通径为50 mm，密封面不平衡面积等效直径为60 mm。

氢主阀工作介质为气氢，温度约为213 K。低温环境会导致阀门运动副配合间隙变小，同时弹性元件刚度增大[7]。经分析，金属运动副配合间隙变小不会对运动副摩擦力产生影响，因此仅考虑低温环境对弹性元件刚度的影响。低温环境下弹性元件刚度增大，阀门受力情况发生变化，从而影响阀门开关动作特性。因此考虑低温环境影响，将弹性元件刚度按1.05倍常温刚度设置，弹簧刚度为42.4 N/mm，大、小波纹管刚度分别为84 N/mm和63 N/mm。

2.4 仿真结果

为了验证所建模型及参数设置的合理性，将仿真结果与某次试车数据进行对比分析，仿真时间设置为110 s，步长设置为0.01 s。图3比较了试车和仿真的氢主阀进、出口压力，从图3中可以看出，仿真结果与试车数据变化趋势基本一致，其中额定工作段入口压力相差约0.1 MPa，仿真精度达到98%，出口压力相差约0.05 MPa，仿真精度达到99%。

图3 仿真与试车过程氢主阀进出口压力曲线比较

图4为氢主阀打开过程压力曲线，由图4可知，仿真结果和试车数据变化趋势基本一致。在10 s时氢主阀打开，阀门进口压力随流量上升，出口压力也随之上升，启动超调后压力稳定到额定工况并保持平稳。

图4 仿真与试车过程氢主阀打开压力曲线比较

图5为氢主阀关闭过程入口压力曲线，在100.3 s时阀门关闭，此时由于入口流量还未降到零，因此阀门关闭瞬间出现了水击现象。在试车数据分析时，将水击开始上升拐点到开始下降拐点的时间差定义为阀门关闭时间。由图5可以看出，试车数据和仿真得到的阀门关闭时间分别为70 ms和80 ms，两者基本一致，因此认为该仿真分析方法可行。但通过压力变化不易判断阀门打开时间。阀门真实动作时间测量又较困难，因此需要通过仿真计算得到阀门真实动作时间。

图5 仿真与试车过程氢主阀关闭压力曲线比较

在仿真分析中，可认为质量块动作时间即为阀门动作时间，图6为质量块位移曲线。从图6a可以看出质量块从位移0 mm点运动到最大开度11 mm，动作了210 ms；从图6b可以看出质量块从最大开度11 mm运动到位移0点，动作了120 ms。

a）阀门打开

b）阀门关闭

图6 质量块位移曲线

Fig.6 Mass block displacement curve

通过仿真的方法可以得到阀门的打开时间和关闭时间，同时从仿真结果可以得知阀门真实关闭时间比通过读取试车关机时氢主阀入口压力的方法获得的阀门关闭时间长。

对比常温与低温环境下（弹性元件刚度不同）阀门动作时间，从图7中可以看出，阀门在低温下打开时间变长，约增加2 ms，关闭时间几乎不变。

图7 不同温度下质量块位移曲线

3 动态特性影响因素分析

从以上仿真结果分析可以看出，该仿真方法获得的数据与试车数据基本吻合，能真实有效地反映阀门的开关动态特性，因此利用该仿真方法进一步分析，对影响阀门启闭动作时间的参数进行优化分析，从而为相关气控菌阀的设计提供一定的参考依据。

针对影响阀门启闭动作时间的参数进行分析，介质压力、控制气压力、密封面不平横面积、波纹管有效面积、弹性元件位移/变形量、弹性元件刚度、运动副摩擦力等参数均是通过改变阀门动作时的作动力大小，使阀门动作时间发生变化，因此选取控制气压力这一参数，通过设置不同工况进行仿真分析，以获取阀门作动力变化与阀门动作时间的关系。同时，控制腔容积对控制气建压速度存在影响，因此针对控制腔容积，设置不同工况进行仿真分析。

3.1 控制腔压力影响

将阀门控制腔压力分别设置为4.0 MPa、4.5 MPa、5 MPa、5.5 MPa和6.0 MPa，其余参数相同，仿真结果见图8、图9、图10和表3。从仿真结果可以看出，随着控制腔压力增加，阀门打开和关闭时刻不变，打开时间与关闭时间均有减少的趋势。控制腔压力越大，阀门动作的主动力和动作速度也就越大，从而使得动作时间减少。

由式（1）、式（2）可得，控制腔压力每增加0.5 MPa，阀门打开作动力增加约467 N，关闭作动力增加约980 N。由表3和图10可知，阀门打开作动力每增加467 N，阀门打开时间平均减少约16.5 ms，随着作动力增大，阀门打开时间减少趋势变缓。阀门关闭作动力每增加 980 N，阀门关闭时间平均减少约4.75 ms，且随着作动力增大，阀门关闭时间减少趋势变缓。

图8 不同控制腔压力下阀门打开位移曲线

图9 不同控制腔压力下阀门关闭位移曲线

图10 不同控制腔压力下阀门动作时间曲线

表3 不同控制腔压力的阀门动作时间

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

控制腔压力/MPa阀门打开时刻s阀门打开时间ms阀门关闭时刻s阀门关闭时间ms 4.010.01247100.3122 4.510.01223100.3116 5.010.01207100.3111 5.510.01192100.3107 6.010.01181100.3103

3.2 控制腔容积影响

将阀门控制腔容积分别设置为0.05 L、0.1 L、0.15 L、0.2 L和0.25 L，其余参数相同，仿真结果见图11、 图12、图13和表4。从仿真结果可以看出，随着控制腔容积增加，阀门开始打开时刻和开始关闭时刻逐渐往后延迟，该现象是由于控制腔容积增大，控制气建压变慢。同时阀门打开时间和关闭时间都有增加趋势，基本呈线性增加。从图13和表4中可以看出，控制腔容积每增加0.05 L，阀门打开时刻平均延迟约5.25 ms，关闭时刻平均延迟约1.5 ms，阀门打开时间平均增加约2.75 ms，关闭时间平均增加约2.25 ms。

图11 不同控制腔容积下阀门打开位移曲线

图12 不同控制腔容积下阀门关闭位移曲线

图13 不同控制腔容积下阀门动作时间曲线

表4 不同控制腔容积的阀门动作时间

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

控制腔容积/L阀门打开时刻s阀门打开时间ms阀门关闭时刻s阀门关闭时间ms 0.0510.005203100.301106 0.110.01206100.302109 0.1510.015209100.304111 0.210.02212100.305113 0.2510.026214100.307115

4 结 论

本文基于AMESim仿真平台，对某型低温膨胀循环发动机氢主阀进行建模仿真，将仿真结果与试车数据进行对比分析。结果表明，仿真结果与试车数据变化趋势基本一致，吻合较好，验证了该仿真方法的可行性、合理性和准确性，实现了在设计阶段对阀门开关动态特性进行准确的预测分析，从而为相关气控菌阀的设计提供了一定的参考依据。此外，还对影响阀门启闭动作时间的参数进行分析，主要得到以下结论：

a）随着阀门开关作动力增加，阀门打开和关闭时刻不变，打开时间与关闭时间均有减少的趋势。在本算例中，阀门打开作动力每增加467 N，阀门打开时间平均减少约16.5 ms，且随着作动力增大，阀门打开时间减少趋势变缓。阀门关闭作动力每增加980 N，阀门关闭时间平均减少约4.75 ms，且随着作动力增大，阀门关闭时间减少趋势变缓。

b）当控制腔容积增大，阀门开始打开时刻和开始关闭时刻逐渐往后延迟，该现象是由于控制腔容积增大，控制气建压变慢。同时阀门打开时间和关闭时间都增大，基本呈线性增加。通过计算得到控制腔容积每增加0.05 L，阀门打开时刻平均延迟约5.25 ms，关闭时刻平均延迟约1.5 ms，阀门打开时间平均增加约2.75 ms，关闭时间平均增加约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

钟梦妮（1991-），女，工程师，主要研究方向为低温液体火箭发动机阀门设计。

杜兰君（1990-），女，工程师，主要研究方向为低温液体火箭发动机阀门设计。

李文凯（1997-），男，助理工程师，主要研究方向为低温液体火箭发动机阀门设计。