孔 迪，曲 山

（中航工業(yè)沈陽發(fā)動機(jī)設(shè)計研究所，沈陽110015）

0 引言

推力矢量技術(shù)是當(dāng)今國際競相研發(fā)的現(xiàn)代航空技術(shù)。較常規(guī)戰(zhàn)斗機(jī)而言，采用推力矢量技術(shù)的戰(zhàn)斗機(jī)能夠?qū)崿F(xiàn)短距離起飛著陸，且具備過失速機(jī)動的能力，大幅提高了飛機(jī)的作戰(zhàn)效能和生存能力。軸對稱矢量噴管（AVEN）控制技術(shù)作為先進(jìn)戰(zhàn)斗機(jī)的矢量控制技術(shù)之一，在保持軸對稱收/擴(kuò)噴管基本結(jié)構(gòu)和性能的基礎(chǔ)上，對局部結(jié)構(gòu)做了適應(yīng)性改進(jìn)設(shè)計，輔以1套可單獨操縱噴管擴(kuò)張矢量作動系統(tǒng)，可實現(xiàn)俯仰矢量偏轉(zhuǎn)和周向矢量偏轉(zhuǎn)，滿足飛機(jī)/發(fā)動機(jī)推力矢量控制的要求[1-4]。

本文基于配裝AVEN的發(fā)動機(jī)整機(jī)試車，選取典型發(fā)動機(jī)狀態(tài)點進(jìn)行階躍輸入動態(tài)測試，研究了矢量噴管控制系統(tǒng)靜態(tài)和動態(tài)基本性能、控制系統(tǒng)油源壓力、流量對矢量系統(tǒng)性能的影響。

1 控制系統(tǒng)工作原理

矢量作動筒結(jié)構(gòu)如圖1所示。矢量電子控制器通過控制互成120°的3個作動筒帶動調(diào)節(jié)環(huán)來提供俯仰或偏航所需矢量角。

圖1 矢量作動筒

1.1 控制邏輯

軸對稱矢量噴管控制的邏輯重點為2方面：一是在所有飛行狀態(tài)下，保證發(fā)動機(jī)正常工作，即非矢量控制；二是在不影響發(fā)動機(jī)工作條件下，實現(xiàn)推力矢量控制，即矢量控制[5-8]。

非矢量控制即根據(jù)發(fā)動機(jī)的相關(guān)參數(shù)和控制指令，按設(shè)定的噴管面積調(diào)節(jié)規(guī)律來調(diào)節(jié)A8（喉道噴管截面面積）和A9（矢量噴管截面面積），以保證發(fā)動機(jī)工作在最佳狀態(tài)。發(fā)動機(jī)電子控制器根據(jù)發(fā)動機(jī)相關(guān)參數(shù)和油門桿角度等控制指令，按照調(diào)節(jié)規(guī)律控制A8的大小。同時，矢量噴管根據(jù)A8的大小，按設(shè)定的非矢量狀態(tài)來匹配控制A9。

矢量控制在接收到矢量請求時，按設(shè)定的矢量規(guī)律控制噴管偏轉(zhuǎn)，實現(xiàn)矢量推力控制。

矢量控制需設(shè)置噴管應(yīng)急控制系統(tǒng)。在接收到手動禁止矢量控制或電子控制器故障時，將噴管置于預(yù)先設(shè)定的應(yīng)急狀態(tài)位置。

1.2 組成及原理

發(fā)動機(jī)矢量噴管控制系統(tǒng)由電子控制單元和液壓執(zhí)行機(jī)構(gòu)組成，通過數(shù)字式電液伺服控制系統(tǒng)，實現(xiàn)對噴管收/擴(kuò)面積和轉(zhuǎn)向的控制[9-12]。

電子控制單元通過軟、硬件結(jié)合方式實現(xiàn)閉環(huán)控制。硬件主要包括上位計算機(jī)、網(wǎng)絡(luò)接口、矢量噴管電子控制器、傳感器、電液伺服閥、電接插件、開關(guān)和電纜等。

液壓執(zhí)行機(jī)構(gòu)主要由電液伺服閥、液壓鎖、線位移傳感器、分油活門、液壓作動筒以及油濾組成。液壓鎖與電液伺服閥聯(lián)動，可用于阻斷電液伺服閥故障，以接通應(yīng)急控制油路[13-17]。

在正常情況下，矢量電子控制器接受矢量要求信號，通過軟件控制邏輯運(yùn)算后，驅(qū)動電液伺服閥。伺服閥的油源是定壓油，其輸出的控制油壓作用在分油活門處，使分油活門移動，偏離穩(wěn)態(tài)平衡位置，該位置通過位移傳感器反饋至矢量電子控制器，構(gòu)成內(nèi)控回路；分油活門位置發(fā)生變化，改變活門與襯套的相對位置即改變了分油活門控制窗面積，進(jìn)而改變A9作動筒2腔壓力，使作動筒向需求方向移動。作動筒位移傳感器將位移反饋給矢量電子控制器，構(gòu)成外控回路，直至A9的3個作動筒穩(wěn)定在需求位置。

3個A9矢量作動筒在發(fā)動機(jī)筒體的同一圓周上均勻安裝，通過拉桿與A9調(diào)節(jié)環(huán)相連。噴管處在非矢量狀態(tài)時，矢量作動筒同步工作，噴管軸線與發(fā)動機(jī)軸線重合，起到噴管收/擴(kuò)作用。噴管處在矢量狀態(tài)時，矢量作動筒按照矢量控制規(guī)律異步動作，通過調(diào)節(jié)環(huán)使擴(kuò)張調(diào)節(jié)片繞喉道上的連接點產(chǎn)生不同角度轉(zhuǎn)動，擴(kuò)散段噴管軸線偏離非矢量狀態(tài)軸線，使噴管內(nèi)燃?xì)饬鞣较虬l(fā)生改變，實現(xiàn)推力轉(zhuǎn)向。電液伺服閥通過控制分油活門的開度和方向來控制作動筒運(yùn)動的速度和方向，形成雙閉環(huán)控制回路，實現(xiàn)動態(tài)矢量控制。

發(fā)動機(jī)自身控制器和液壓機(jī)械調(diào)節(jié)裝置共同完成對A8和發(fā)動機(jī)狀態(tài)的控制。矢量電子控制器負(fù)責(zé)控制收/擴(kuò)式矢量噴管出口面積及矢量偏轉(zhuǎn)角和矢量方位角。在A8調(diào)節(jié)環(huán)上設(shè)有傳感器，用于感知A8，其信號供電子控制器使用，通過控制軟件使A8與A9間保持一定函數(shù)關(guān)系。在非矢量狀態(tài)下，A9由電子控制器操控，按函數(shù)關(guān)系隨A8變化。

在矢量狀態(tài)下，控制系統(tǒng)發(fā)生故障時，可通過液壓鎖使噴管恢復(fù)到非矢量狀態(tài)。矢量電子控制器接收到應(yīng)急請求后，將應(yīng)急信號傳輸給電液伺服閥和液壓鎖，此時液壓鎖斷電，切斷電液伺服閥負(fù)載窗口與對應(yīng)分油活門控制腔的油路，定壓油單方向驅(qū)動分油活門，使3個矢量作動筒處于最小伸長量，噴管A9在此時達(dá)到最大值。

2 試驗與測試準(zhǔn)備

選取典型發(fā)動機(jī)狀態(tài)點試車，油源壓力P取10、14和15MPa，油源流量Q選取80、110L/min，噴管方位角α 選取0°和180°，噴管偏轉(zhuǎn)角β 在0°～10°間呈階躍變化。

通過壓力傳感器感測2號和3號作動筒2腔壓力及調(diào)節(jié)器進(jìn)口油壓。偏轉(zhuǎn)角階躍時，需要動態(tài)錄取矢量作動筒位移的給定值和反饋值，以及2號和3號作動筒兩端的腔壓、偏轉(zhuǎn)角度、油源壓力和調(diào)節(jié)器進(jìn)口壓力。

3 試驗結(jié)果與分析

3.1 作動筒的負(fù)載力

3.1.1 加力狀態(tài)作動筒負(fù)載力

2號和3號作動筒負(fù)載力（Q=110L/min）在加力狀態(tài)時的具體數(shù)值見表1，變化趨勢如圖2(α=0°)和圖3(α=180°)所示。

3.1.2 中間狀態(tài)作動筒負(fù)載力

2、3號作動筒負(fù)載力在中間狀態(tài)的具體數(shù)值見表2。

3.1.3 作動筒負(fù)載力試驗結(jié)果分析

（1）在中間狀態(tài)下的負(fù)載力比在加力狀態(tài)下的小。

（2）在加力狀態(tài)下，在P=15MPa，α=180°，β=21°時，2號作動筒軸向負(fù)載力最大。

（3）在加力狀態(tài)下，在P=10MPa，α=180°，β=27°時，給定偏轉(zhuǎn)角雖然很大，但噴管偏轉(zhuǎn)未到位，這說明油源壓力值低，難以克服噴管氣動負(fù)載。

表1 加力狀態(tài)作動筒負(fù)載力

圖2 2、3號作動筒軸向負(fù)載力(α= 0°)

圖3 2、3號作動筒軸向負(fù)載力(α=180°)

表2 中間狀態(tài)作動筒負(fù)載力

3.2 控制系統(tǒng)的穩(wěn)態(tài)誤差

3.2.1 作動筒位移穩(wěn)態(tài)誤差（位移為代碼）

在Q=110L/min，P=10、14MPa時的穩(wěn)態(tài)誤差見表3、4。

表3 作動筒位移穩(wěn)態(tài)誤差（P=10 MPa, Q=110 L/min）

表4 作動筒位移穩(wěn)態(tài)誤差（P=14 MPa, Q=110 L/min）

3.2.2 穩(wěn)態(tài)誤差分析

（1）當(dāng)P=14MPa、α=0°或180°時，偏轉(zhuǎn)角階躍變化后穩(wěn)定。發(fā)動機(jī)由74%高壓轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速狀態(tài)升到加力狀態(tài)時，3個矢量作動筒位移穩(wěn)態(tài)誤差一般為0.07%～0.92%（位置控制系統(tǒng)合理要求為小于1%）。

（2）加力狀態(tài)穩(wěn)態(tài)誤差比低狀態(tài)的大。以2號作動筒為例，加力狀態(tài)穩(wěn)態(tài)誤差為0.80%～0.92%,93%高壓轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速狀態(tài)穩(wěn)態(tài)誤差為0.09%～0.30%，原因為加力狀態(tài)負(fù)載過大（調(diào)節(jié)器為有差調(diào)節(jié)，負(fù)載決定誤差）。

（3）油源壓力大時，穩(wěn)態(tài)誤差小。以2號作動筒為例，在加力狀態(tài)下 當(dāng)P=10MPa時，誤差為1.11%～1.38%；當(dāng)P=14MPa時,誤差為0.80%～0.92%。原因為油源壓力過高，調(diào)節(jié)器放大系數(shù)過大（穩(wěn)態(tài)誤差和放大系數(shù)近似成反比）。

3.3 控制系統(tǒng)的動態(tài)性能

3.3.1 動態(tài)性能曲線

在93%高壓轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速狀態(tài)和加力狀態(tài)下，矢量噴管分別上偏（α=0°）和下偏（α=180°）時，獲得偏轉(zhuǎn)角（β）變化的過渡態(tài)曲線如圖4～9所示；獲得2號作動筒位移變化的過渡態(tài)曲線如圖10～13所示。

圖4 93%,Q=110L/min,α=0°,β:0→7°,β 的變化

圖5 93%,Q=110L/min,α=180°,β:0→7°,β 的變化

圖6 93%,Q=80L/min,α=0°,β:0→7°,β 的變化

圖7 93%,Q=80L/min,α=180°,β:0→7°,β 的變化

圖8 93%,Q=110L/min,α=0°,β:0→9°,β 的變化

圖9 93%,Q=110L/min,α=180°,β:0→9°,β 的變化

圖10 93%,Q=110L/min,α=0°,β:0→7°,2 號位移

圖11 93%,Q=110L/min,α=180°,β:0→7°,2 號位移

圖12 加力,Q=110L/min,α=180°,β:0→9°,2 號位移

圖13 加力,Q=110L/min,α=180°,β:0→9°,β 的變化

3.3.2 過渡時間

在93%高壓轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速狀態(tài)和加力狀態(tài)下，β 的過渡時間見表5，2號作動筒過渡時間見表6。

以下因素對過渡時間產(chǎn)生影響：

（1）發(fā)動機(jī)狀態(tài)：加力狀態(tài)與低狀態(tài)比，負(fù)載較大，偏轉(zhuǎn)角過渡時間較長。

（2）油源流量：在相同的發(fā)動機(jī)狀態(tài)下，油源流量大，作動筒移動快，偏轉(zhuǎn)過渡時間短。

（3）上偏、下偏：在相同的發(fā)動機(jī)狀態(tài)和油源流量下，向上偏轉(zhuǎn)比向下偏轉(zhuǎn)的過渡時間較短，偏轉(zhuǎn)速率大。這是由矢量作動筒的三角對稱幾何位置決定的。向上偏轉(zhuǎn)時，1號和3號推噴管環(huán)共同承擔(dān)主要負(fù)載，2號拉噴管環(huán)負(fù)載較小，動態(tài)性能較好；向下偏轉(zhuǎn)時，1號和3號共同承擔(dān)較小負(fù)載，2號承擔(dān)主要負(fù)載，βmax時負(fù)載達(dá)到最大，過渡時間相對較長，偏轉(zhuǎn)速率較小。

表5 不同狀態(tài)下β 的過渡時間

表6 不同狀態(tài)下2號作動筒的過渡時間

3.3.3 β 穩(wěn)定狀態(tài)脈動

從圖4～9可知，氣動偏轉(zhuǎn)角在穩(wěn)態(tài)下脈動較大，脈動幅值一般為±5%；從圖10～13可知，在相同情況下，作動筒位移十分穩(wěn)定，這說明可排除控制因素對β 的脈動影響。

3.3.4 β 的速率

按表5中過渡時間和β 的變化量計算，β 的速率為（2.3°～8.0°）/s。加力狀態(tài)的速率比93%狀態(tài)的速率??；Q=110L/min的速率比Q=80L/min的速率大；上偏時比下偏時的速率大（原因同第3.3.2節(jié)第3條）。

4 結(jié)論

在階躍輸入條件下進(jìn)行動態(tài)性能測試，獲得了軸對稱矢量噴管控制系統(tǒng)的靜態(tài)性能和動態(tài)性能的基本數(shù)據(jù)，驗證了軸對稱矢量噴管控制系統(tǒng)功能的有效性，得到了控制系統(tǒng)的油源壓力和流量對控制系統(tǒng)性能的綜合影響，具有一定的工程應(yīng)用價值。主要結(jié)論為：

（1）在α=0°和180°、β=0°～20°，作動筒負(fù)載力變化很大。α=180°、βmax，2號作動筒負(fù)載力最大；α=60°、βmax，1號作動筒負(fù)載力最大；α=-60°、βmax，3號作動筒負(fù)載力最大；作動筒負(fù)載力在加力狀態(tài)下比在中間狀態(tài)下的大。

（2）在α=180°、βmax(下偏轉(zhuǎn))的氣動偏轉(zhuǎn)角靜差（約為3.1%）比α=0°、βmax（上偏轉(zhuǎn)）的氣動偏轉(zhuǎn)角靜差（約為2.8%）大。

（3）控制系統(tǒng)穩(wěn)態(tài)誤差一般為0.07%～0.92%，可接受；控制系統(tǒng)油源壓力不小于14MPa時，能正常拖動負(fù)載工作。

5 建議

（1）上、下偏轉(zhuǎn)位置的氣動偏轉(zhuǎn)角靜差大的問題，建議通過變參數(shù)有差調(diào)節(jié)或無差調(diào)節(jié)，適當(dāng)改變偏轉(zhuǎn)角給定值來尋求補(bǔ)償。

（2）為保證有效矢量推力的偏轉(zhuǎn)速率，如采用恒定油源流量，建議控制系統(tǒng)油源壓力不小于14MPa；亦可采用流量控制法，通過調(diào)節(jié)油源流量來驅(qū)動負(fù)載作動筒，以更好地按照偏轉(zhuǎn)角要求來滿足矢量推力的偏轉(zhuǎn)速率。

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