收稿日期：2021-04-07基金项目：国家科技重大专项（2017-V0015-0067）、国家自然科学基金（61890925）资助
作者简介：左伟（1980），男，硕士，自然科学研究员。
引用格式：左伟，荣芹芳，侯羽石，等.力补偿压差回油活门设计[J].航空发动机，2023，49（3）：112-119.ZUO Wei ，RONG Qinfang ，HOU Yushi ，et al.Design of a force compensated differential pressure spill valve[J].Aeroengine ，2023，49（3）：112-119. 力补偿压差回油活门设计
左
伟1，荣芹芳1，侯羽石1，邹品文
2
（1.中国航发沈阳发动机研究所，沈阳110015；2.中国航发贵州红林航空动力控制科技有限公司，贵阳550009）
摘要：压差回油活门是航空发动机和燃气轮机燃油控制系统中的重要调节元件。为了解决常规结构压差回油活门压差保持精度较低的问题，采用理论分析与数值仿真结合的方法开展了带力补偿结构的新型压差回油活门设计。基于常规结构的压差回油活门分析得出影响压差保持精度的主要因素是弹簧力增量和稳态液动力；提出了一种参数设计的流程和方法及能够消除弹簧力增量和稳态液动力影响的力补偿压差回油活门结构，采用AMESim 软件建立了力补偿压差回油活门仿真模型，对力补偿压差回油活门在多种干扰下的压差保持精度进行了仿真分析。结果表明：力补偿压差回油活门可消除弹簧力增量和稳态液动力的影响，压差保持精度可达±0.01MPa ，显著优于常规压差回油活门的。力补偿压差回油活门的参数设计方法简单有效，可用于工程设计。 关键词：压差回油活门；力补偿；燃油控制；弹簧力增量；稳态液动力；燃气轮机；航空发动机中图分类号：V233.7
文献标识码：A
doi ：10.13477/jki.aeroengine.2023.03.014
Design of a Force Compensated Differential Pressure Spill Valve
ZUO Wei 1，RONG Qin-fang 1，HOU Yu-shi 1，ZOU Pin-wen 2
（1.AECC Shenyang Engine Research Institute ，Shenyang 110015，China ；
2.AECC Guizhou Honglin Aero-engine Control Technology Corporation Ltd.，Guiyang 550009，China ）
Abstract ：The differential pressure spill valve is an important regulating element in the fuel control system of aeroengines and gas tur⁃bines.In order to solve the problem of low differential pressure retention accuracy of the conventional differential pressure spill valve ，a new differential pressure spill valve with force compensation structure was designed by combining theoretical analysis with numerical simu⁃lation.Based on the analysis of the conventional differential pressure spill valve ，it was concluded that the main factors affecting the differ⁃ential pressure retention accuracy were the spring force increment and the steady-state flow force.A process and method of parameter de⁃sign and the force compensation valve structure which could eliminate the influence of spring force increment and steady-state flow force were put forward.The simulation model of the force-compensated differential pressure spill valve was established by using AMESim soft⁃ware ，and the differential pressure retention accuracy of the valve under various interferences was simulated and analyzed.The results show that the force-compensated differential pressure spill valve can be eliminated by the influence of spring force increment and steady-state flow force ，and the differential
pressure retention accuracy can reach ±0.01MPa ，which is significantly better than that of the conventional differential pressure spill valve.The parameter design method of the force-compensated differential pressure spill valve is simple and effec⁃
tive ，and can be used in engineering design.Key words ：differential pressure spill valve ；force compensation ；fuel control ；spring force increment ；steady-state flow force ；gas tur⁃
bine ；aeroengine
第49卷第3期2023年6月
Vol.49No.3Jun .2023
航空发动机
Aeroengine
0引言
在航空发动机及燃气轮机燃油控制系统中，广泛
采用定压差流量控制原理调节燃烧室的燃油供流量。即通过压差保持单元计量活门前后压力差（下文“压
差”均指计量活门前后的压力差）恒定，使燃油流量仅与流通面积相关，通过控制计量活门改变燃油流通面积实现燃油流量的调节。因此，压差保持单元作为燃油控制系统中的重要调节元件，直接影响燃油流量的计量精度。在不同类型的燃油控制系统中，压差保持
左伟等：力补偿压差回油活门设计第3期
单元种类多样，如与齿轮泵等容积式泵配合使用的回
油型、与离心泵等非容积式泵配合使用的节流型、与
变量柱塞泵等变排量泵配合使用的伺服型等[1]。目
前，在中国发动机燃油控制系统中以齿轮泵作为主燃
油泵的工程案例较多，故回油型压差保持单元应用最
为普遍。根据有无放大元件，可将压差保持单元分为
直接作用式和间接作用式。回油型直接作用式压差
保持单元（工程上通常称为压差回油活门）集测量与
执行功能于一体，结构简单、抗污染能力强、响应快，
但受液动力和弹簧力等因素影响，存在全计量流量范
围内压差保持精度较低的问题[2-3]。
若采取一定的补偿措施提高压差保持精度，则可
显著提高压差回油活门的整体性能和扩大工程适用
范围。在国内外针对此问题的研究较多。Tan等[4]通
过分析活门液动力产生的原因，提出了一种导流结
构，改变了液流出口的射流角，实现了液动力补偿；杨峰等[5]也通过优化活门结构，调整液流方向补偿液动力，取得了提高压差精度的较好效果；李洪胜等[6]通过压差活门的力平衡关系，推导出压差的表达式，分析了结构参数对压差的影响。
在上述研究的基础上，本文以工程应用为目标，提出一种具有力补偿功能的新型压差回油活门结构，建
立力补偿压差回油活门的仿真模型，针对力补偿压差回油活门在多种干扰下的压差保持精度进行仿真分析。
1常规压差回油活门
压差回油活门的常规结构如图1所示。为了便于说明工作原理，在图中增加了齿轮泵和计量活门构成的燃油计量系统。
从图中可见，系统进口的低压油经齿轮泵增压后作用于计量活门前部与压差回油活门阀芯下端，阀芯上端的压力和弹簧力作用于计量活门后部。通过弹簧力设定希望的压差值。当压差偏离设定值时，以偏高为例，则压差产生的液压力大于弹簧力，阀芯上移，将阀芯与衬套之间的回油窗口开大，使回油量增加，压差减小恢复为设定值。在计量活门后部通阀芯上端的油路上，通常需设置阻尼孔，以优化压差活门的动态品质。2问题及影响因素分析
常规压差回油活门通过阀芯的力平衡发挥调节作用。阀芯受力包括：液压力、弹簧力、惯性力、摩擦力、稳态液动力、瞬态液动力等（实际上，液动力是为了弥补液压力的计算误差而引入的数值修正[7]，并不是真实存在的“力”，但为了便于叙述，本文仍将其单独列出）。其中，惯性力、摩擦力和瞬态液动力对压差回油活门影响较小，本文忽略不计，则由阀芯的力平衡关系可得
P1-P2=k A x+1A F h（1）式中：P1为计量活门前压力；P2为计量活门后压力；A 为阀芯横截面积；k为弹簧刚度；x为弹簧压缩量；F h 为稳态液动力。
定义回油窗口刚打开时的弹簧压缩量为x0，此时尚无油液流动，故无液动力，则
P1-P2=k A x0（2）式（2）即为通过弹簧力设定的压差希望值，为常数。
但在系统运行时，压差回油活门必然打开回油窗口，将一部分燃油放回齿轮泵进口，故
x>x0（3）定义阀芯在x0之上的位移增量（即回油窗口开度）为t，则
图1
常规压差回油活门结构
113
航空发动机第49卷
x =x 0+t
（4）
稳态液动力与回油窗口开度t 成正比，但具体关系较为复杂[8]，本文不展开分析，仅记为
F h =K ′h t
（5）
式中：K ′h 为液动力刚度，与回油窗口形状和进出口压
力差等有关。
将式（4）、（5）代入式（1）得
P 1-P 2=k A x 0+k
A t +K ′h A
t （6）
比较式（2）与（6）可知，在系统运行时，受弹簧力
增量和稳态液动力的影响，压差会偏离希望值而不能保持恒定。因此，弹簧力增量和稳态液动力是影响压差的2项主要因素。
弹簧力增量与稳态液动力均与回油窗口开度成正比，针对常规压差回油活门结构系统（见图1），当计量活门开度越小，回油量越多，回油窗口开度越大，压差偏离希望值越大，导致系统流量特性变化，这将对整机控制产生不利影响。
3力补偿压差回油活门
为了补偿弹簧力增量和稳态液动力对压差的影
响，在常规结构的基础上增加力补偿结构，构成力补偿压差回油活门如图2所示。
力补偿压差回油活门与常规结构的区别主要有2点：
（1）在阀芯设置中心腔并调整回油油路：齿轮泵
后高压油先经回油窗口1进入阀芯中心腔，再经回油窗口2返回齿轮泵进口；
（2）在阀芯下端增加活塞结构，使活塞形成的环腔与中心腔连通。
力补偿压差回油活门的工作原理与常规活门的相同，其力补偿原理如下。
对于阀芯列出力平衡方程
P 1-P 2=k A x 0+k A t +K h A t -A ′
A
(P 1-P 3)（7）
式中：P 3为中心腔及环腔压力；A 为阀芯上端横截面积；A ’为环腔横截面积；t 为回油窗口2开度；K h 为回油窗口1、2总的液动力刚度。
回油窗口1、2构成液压分压器，将齿轮泵后压力P 1分压后得到中心腔及环腔压力P 3。由于回油窗口1、2可视为薄壁孔口且流量相同，取齿轮泵进口处的
回油压力为0，应用薄壁孔口流量公式[9]得
P 3=P 1/[1+(
A 2(t )A 1(t )
)2]
（8）
式中：A 1(t )为回油窗口1流通面积；A 2(t )为回油窗口2流通面积。可见，分压压力P 3由回油窗口2、1的流通面积比
值决定。
对比式（7）与式（2），若参数设为
kt +K h t -A ′(P 1-P 3)=0
（9）
则式（7）将简化为式（2），压差可保持常数，由此得出压差回油活门的力补偿原理。即为：力补偿压差回油活门通过增加活塞和分压器结构，引入由P 1与分压压力P 3的差值产生的补偿力，消除弹簧力增量和稳态液动力的影响，提高压差保持精度。
4力补偿参数设计方法
由式（8）、（9）联立得
A 1(t )=A 2(t
)
（10）
该式为力补偿压差回油活门参数设计的基本约束方程，只要回油窗口1与回油窗口2的流通面积满足此约束关系，即可实现力补偿。
由于式（10）涉及稳态液动力，多个参数相互耦
图2
力补偿压差回油活门结构
114
左伟等：力补偿压差回油活门设计第3期
合，不易得到简明的数值解，下面介绍一种适于工程应用的力补偿参数设计方法。
第1步：确定系统主要参数见表1。
力补偿压差回油活门是燃油计量系统内部的元件，设计力补偿压差回油活门应明确必要的系统参数，主要包括：齿轮泵最大流量、计量活门最大流量、计量活门出口处的反压特性、压差希望值等。
下面及后续步骤给出研究过程中所用算例的部分参数，供参考。
第2步：确定活门常
规结构参数初值，见表2。
力补偿压差回油活门
的常规结构参数包括：阀
芯上端直径、弹簧刚度、弹簧预紧力等。
常规结构参数的计算可参考文献[10]等，本文不介绍。
第3步：确定回油窗口2流通面积初值线性插值，见表3。
当系统处于某稳定状态时，令P1与P3的差值取较小值（本文算例初始值取P3=0.9P1），回油窗口2的进出口压差可近似为P1，则回油窗口2的工作条件与常规结构压差回油活门的回油窗口相近。因此可按常规回油窗口的设计方法初步确定回油窗口2的流通面积A2（t），具体方法本文不介绍。
第4步：初步确定回油窗口1流通面积初值线性插值，见表4。
在第3步中已取初始值P3=0.9P1，代入式（8）得
A1(t)=3A2(t)（11）
根据式（11）确定回油窗口1流通面积的初始值。
由式（8）、（9）分析可知，为了保证回油窗口2刚打开时能实现力补偿，回油窗口1相对回油窗口2应有一定预开口。预开口初始值取0.5mm。
第5步：初步确定阀芯环腔端直径。
由式（9）及第3步确定的P3=0.9P1，得
A′=kt+K h t
0.1P1（12）
取系统中的任意稳态
点，计算式（12）右侧有关
参数，从而得到环腔横截
面积A’，结合第2步得到的
阀芯上端直径即可初步确
定阀芯环腔端直径。具体
计算方法见5.2节。
第6步：迭代计算。
参数设计从第2步开
始，需反复迭代的计算过
程，参数设计流程如图3
所示。迭代结束的条件是
计算得到的各结构参数互
相匹配，同时既保证性能
（全流量范围的压差保持
精度）满足要求，又保证结
构易于实现。
5建模与仿真
5.1系统建模
上述参数设计计算量很大，应用仿真软件建立系统模型，辅助进行参数的计算、分析极大地提高了工作效率[11-13]。本文采用AMESim软件辅助设计[14-16]，建立的常规及力补偿压差回油活门（及其系统）模型如图4、5所示。
下面以参数设计过程中计算量较大的第5、6步为例，介绍模型的具体应用。
5.2应用模型确定阀芯环腔端直径初值
在参数设计中，阀芯环腔端直径初值的计算较为繁琐，适于用模型辅助计算。
将第4章得到的参数或参数初值赋于如图5所示的力补偿压差回油活门模型，其中阀芯环腔端直径暂取40mm略大于阀芯上端直径的数值；齿轮泵保持最
齿轮泵最大流量/(L/h)计量活门最大流量/(L/h)压差希望值/MPa
计量活门出口反压特性
11880
10000
0.4±0.01
按计量流量线性插值：300L/h2MPa 12000L/h7MPa
表1系统主要参数
阀芯上端直径/mm
弹簧刚度/（N/mm）
弹簧预紧力/N（t=0时）38 10 451
表2活门常规结构参数初值
开度/mm 0 10面积/mm2 0 200
表3回油窗口2流通面积初值线性插值
开度/mm 0 10面积/mm2 0 600
表4回油窗口1流通面积初值线性插值
图3参数设计流程
开始
1.确定系统主要参数
2.初步确定活门常规结构参数
3.初步确定回油窗口2流通面积
4.初步确定回油窗口1流通面积
5.初步确定阀芯环腔端直径
6.参数匹配？
确定参数
结束
Y
N
115
航空发动机第49卷
压差/M P a
0.40.30.20.120
15
10
5
t /s
开度/m m
432120
15
10
5
t /s
大流量；计量活门从最大开度匀速关到最小。当运行模型时，将反复调整阀芯上端直径的数值，使压差在计量活门全行程范围内分布于希望值附近即可。此时阀芯上端直径的初值为44.5mm ，结果如图6所示。从图中可见，在第5s 以前为系统启动过程，不予
考虑。在第5s 后，压差在计量活门全行程内，偏离希望值较小（±0.04MPa 以内），说明上述参数初值
合理、参数设计方法有效。5.3
应用模型迭代计算
在参数设计的迭代过程中，确定回油窗口1流通面积最为关键，故选择此参数来说明迭代过程。
基于参数初值的仿真结果（图6），将压差与回油窗口1开度绘于同一图中。由力补偿原理可知，按以下2种方法：
（1）在压差偏低处调大相应开度位置的流通面积；（2）在压差偏高处调小相应开度位置的流通面积。
通过反复调整回油窗口1流通面积即可得到满
意的压差特性。
最终得到的仿真结果如图7所示，相应的回油窗口1流通面积见表5，其他参数均保持初值。
继续迭代优化各项参数，使性能满足要求同时保
图5力补偿压差回油活门模型
压差回油活门
计量活门
反压
齿轮泵
阻尼孔图6阀芯上端直径的仿真结果（初值）
（a ）回油活门开度
压差/M P a
0.40.30.20.120
15
105
t /s
（b ）压差
开度/m m 432120
15
10
5
t /s
（a ）回油活门开度
图4常规压差回油活门模型
压差回油活门
阻尼孔
计量活门
反压
齿轮泵
图7
阀芯上端直径的最终仿真结果
（b ）压差
116
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