李 胤，楊正偉，田 干，張 煒，羅 雷

(第二炮兵工程大學(xué)六系 西安，710025)

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基于直線超聲電機(jī)控制的供油調(diào)節(jié)器*

李 胤，楊正偉，田 干，張 煒，羅 雷

(第二炮兵工程大學(xué)六系 西安，710025)

針對(duì)傳統(tǒng)彈用渦扇發(fā)動(dòng)機(jī)的供油調(diào)節(jié)器存在結(jié)構(gòu)復(fù)雜、燃油調(diào)節(jié)速度低和電磁兼容性差等不足，提出了一種基于直線型超聲電機(jī)驅(qū)動(dòng)的新型供油調(diào)節(jié)器。分析了直線型超聲電機(jī)驅(qū)動(dòng)供油調(diào)節(jié)器進(jìn)行燃油流量控制的機(jī)理，建立了調(diào)節(jié)器執(zhí)行機(jī)構(gòu)運(yùn)動(dòng)的物理模型，分別推導(dǎo)了執(zhí)行機(jī)構(gòu)在啟動(dòng)加速、穩(wěn)態(tài)勻速、制動(dòng)減速三個(gè)過(guò)程的運(yùn)動(dòng)方程。在此基礎(chǔ)上，通過(guò)數(shù)值計(jì)算方法對(duì)其燃油調(diào)節(jié)時(shí)間進(jìn)行了計(jì)算，最后通過(guò)試驗(yàn)進(jìn)行了驗(yàn)證。結(jié)果表明，該調(diào)節(jié)器的燃油調(diào)節(jié)時(shí)間達(dá)到毫秒級(jí)，較傳統(tǒng)供油調(diào)節(jié)器縮短了1～2個(gè)數(shù)量級(jí)，可更加快速地調(diào)整飛行器飛行狀態(tài)，有效提高其機(jī)動(dòng)和生存能力。

直線型超聲電機(jī)； 供油調(diào)節(jié)器； 運(yùn)動(dòng)方程； 調(diào)節(jié)時(shí)間

引 言

飛行器在飛行過(guò)程中由于受到環(huán)境因素的影響，諸如壓力、濕度、溫度和電磁干擾等，需不斷改變發(fā)動(dòng)機(jī)的工作狀態(tài)，以滿(mǎn)足飛行要求。發(fā)動(dòng)機(jī)飛行狀態(tài)的調(diào)整主要是通過(guò)燃油流量控制系統(tǒng)改變流入燃燒室的燃油量實(shí)現(xiàn)的[1]，而供油調(diào)節(jié)器是完成燃油流量調(diào)節(jié)的核心部件。因此，供油調(diào)節(jié)器的工作性能直接影響到發(fā)動(dòng)機(jī)的工作性能[2]。

當(dāng)前，彈用渦扇發(fā)動(dòng)機(jī)的供油調(diào)節(jié)器主要采用模擬電子式控制燃油流量，其工作原理是利用油壓差使油針活門(mén)左右移動(dòng)，改變油路開(kāi)度，達(dá)到控制燃油流量的目的[3]。但這種控制方式存在兩點(diǎn)不足[4-5]：一是控制環(huán)節(jié)長(zhǎng)，燃油調(diào)節(jié)速度低，控制系統(tǒng)質(zhì)量大，導(dǎo)致飛行器機(jī)動(dòng)性差；二是控制系統(tǒng)中的模擬式電子器件電磁兼容性差，易受電磁干擾，從而降低了燃油流量的控制精度。另外，文獻(xiàn)[6]指出，高精度、輕質(zhì)量和抗惡劣環(huán)境能力是發(fā)動(dòng)機(jī)控制系統(tǒng)的發(fā)展趨勢(shì)。因此，研究一種具有高精度控制、短時(shí)調(diào)節(jié)和電磁兼容性強(qiáng)的新型供油調(diào)節(jié)器對(duì)于提高飛行器的飛行性能具有重要意義。直線型超聲電機(jī)是20世紀(jì)80年代發(fā)展起來(lái)的一種基于逆壓電效應(yīng)和摩擦轉(zhuǎn)換的可直接驅(qū)動(dòng)負(fù)載的新型電機(jī)，具有控制精度高、無(wú)電磁干擾、響應(yīng)快速和結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單等特點(diǎn)，非常適用于微、精密控制領(lǐng)域[7-11]，為彈用渦扇發(fā)動(dòng)機(jī)的燃油流量控制提供了一個(gè)新途徑。

鑒于此，提出一種基于直線型超聲電機(jī)驅(qū)動(dòng)的新型供油調(diào)節(jié)器，分析該供油調(diào)節(jié)器的燃油調(diào)節(jié)過(guò)程，建立其執(zhí)行機(jī)構(gòu)運(yùn)動(dòng)的物理模型，推導(dǎo)其運(yùn)動(dòng)方程，利用數(shù)值計(jì)算和試驗(yàn)驗(yàn)證相結(jié)合的方法深入研究該供油調(diào)節(jié)器的燃油調(diào)節(jié)時(shí)間。

1 供油調(diào)節(jié)器結(jié)構(gòu)及工作原理

1.1 新型供油調(diào)節(jié)器結(jié)構(gòu)

根據(jù)彈用渦扇發(fā)動(dòng)機(jī)的燃油流量控制機(jī)理，設(shè)計(jì)了一種基于直線型超聲電機(jī)的新型供油調(diào)節(jié)器，其結(jié)構(gòu)[12]如圖1所示，主要由泄流閥、主油泵、直線型超聲電機(jī)、滑閥、壓力傳感器和位移傳感器等部件組成。

1.2 新型供油調(diào)節(jié)器工作原理

直線型超聲電機(jī)為控制元件，滑閥為執(zhí)行元件，內(nèi)設(shè)節(jié)流孔，T1和T2為節(jié)流孔，T3為切換孔。供油調(diào)節(jié)器工作時(shí)，T3只在A3或者B3腔內(nèi)移動(dòng)，起著切換燃油的作用。當(dāng)發(fā)動(dòng)機(jī)需要增加燃油時(shí)，直線型超聲電機(jī)驅(qū)動(dòng)滑閥右移，節(jié)流孔T1的開(kāi)度增加，流過(guò)T1的燃油量增加，T2不工作，但開(kāi)度也在增加，T3在A3腔內(nèi)右移，當(dāng)T3到達(dá)A3腔最右端，T1開(kāi)度達(dá)到最大(見(jiàn)圖1)?；y繼續(xù)右移到達(dá)B3腔后，A3腔關(guān)閉，副噴嘴停止工作，T2開(kāi)始工作，通過(guò)B3腔向主噴嘴提供燃油，當(dāng)T2開(kāi)度達(dá)到最大時(shí)，整個(gè)調(diào)節(jié)器的燃油流量最大。當(dāng)發(fā)動(dòng)機(jī)需要減少燃油時(shí)，工作過(guò)程與此相反。

圖1 新型供油調(diào)節(jié)器結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)圖

增加燃油時(shí)，泄流閥回油量減少；減少燃油時(shí)，泄流閥回油量增加。泄流閥的設(shè)置不僅保證了泵后燃油流量的穩(wěn)定，而且有利于降低泵后燃油壓力，減輕管路承壓。

2 執(zhí)行機(jī)構(gòu)運(yùn)動(dòng)過(guò)程

2.1 執(zhí)行機(jī)構(gòu)受力分析

由上述供油調(diào)節(jié)器工作原理可知，該供油調(diào)節(jié)器能否正常工作關(guān)鍵在于直線型超聲電機(jī)能否驅(qū)動(dòng)滑閥左右移動(dòng)，即電機(jī)推力能否滿(mǎn)足滑閥運(yùn)動(dòng)所需要的推力。滑閥在工作過(guò)程中主要受到燃油作用力、摩擦力和電機(jī)推力[2]，其受力如圖2所示。其中：F″為滑閥所受的電機(jī)推力；f為滑閥所受的摩擦力；F′為滑閥所受的液動(dòng)力；Fx為燃油所受軸向力，F(xiàn)′與Fx是一對(duì)反作用力；v1和v2分別為入口燃油流速和出口燃油流速；θ為射流角。

根據(jù)動(dòng)量定理可知燃油所受軸向力Fx為

Fx=ρqv2cosθ-ρqv1cos90°=ρqv2cosθ

(1)

圖2 執(zhí)行機(jī)構(gòu)受力圖

根據(jù)牛頓第三定律，滑閥受到的液動(dòng)力F′為

F′=-Fx=-ρqv2cosθ=-Mfv2cosθ

(2)

其中：負(fù)號(hào)表示液動(dòng)力方向與電機(jī)推力方向相反。

滑閥所受合外力為

F=F″-F′-f

(3)

由于滑閥表面光滑度較高，所以摩擦力f可忽略不計(jì)，此時(shí)滑閥所受合外力為

F=F″-F′

(4)

2.2 直線型超聲電機(jī)負(fù)載特性

由式(2)可知，液動(dòng)力大小隨著射流角的變化而變化，其最大值為Mfv2。為保證電機(jī)能夠推動(dòng)滑閥左右移動(dòng)，所選電機(jī)的推力必須大于液動(dòng)力的最大值。根據(jù)實(shí)際彈用渦扇發(fā)動(dòng)機(jī)燃油流量和流速范圍，設(shè)定燃油流量Mf為0.12 kg/s，出口速度v2為5 m/s，代入式(2)可得液動(dòng)力F′的最大值為0.6 N。因此，選擇了江蘇豐科超聲電機(jī)科技有限公司生產(chǎn)的60 Lumv直線超聲電機(jī)，其輸出力的范圍為0～37.24 N,輸出速度范圍為0～800 mm/s。

利用砝碼充當(dāng)負(fù)載對(duì)所選用的直線型超聲電機(jī)進(jìn)行負(fù)載特性試驗(yàn)，將試驗(yàn)取得的結(jié)果數(shù)據(jù)通過(guò)擬合得到電機(jī)負(fù)載特性曲線，如圖3所示。

圖3 電機(jī)負(fù)載特性試驗(yàn)曲線

該曲線擬合表達(dá)式為

F″=-35.616 3v+13.765 5

(5)

由式(15)可知，電機(jī)的最大輸出推力可達(dá)到13.765 5N，遠(yuǎn)大于液動(dòng)力的最大值0.6N，因此，所選直線型超聲電機(jī)滿(mǎn)足驅(qū)動(dòng)條件。

2.3 執(zhí)行機(jī)構(gòu)運(yùn)動(dòng)過(guò)程解析

在直線型超聲電機(jī)推力和液動(dòng)力的共同作用下，滑閥沿著既定路線作直線變速運(yùn)動(dòng)。由前述分析可知，液動(dòng)力大小隨射流角θ的變化而呈正弦變化，同時(shí)電機(jī)輸出推力也是隨著其輸出速度變化而呈線性變化。但在研究中發(fā)現(xiàn)，當(dāng)液動(dòng)力取最大值0.6 N時(shí)，供油調(diào)節(jié)器的加速啟動(dòng)時(shí)間為19 ms，執(zhí)行機(jī)構(gòu)的最大速度為369 mm/s，制動(dòng)減速時(shí)間為3.8 ms；當(dāng)液動(dòng)力為0時(shí)，供油調(diào)節(jié)器的加速啟動(dòng)時(shí)間為23 ms，執(zhí)行機(jī)構(gòu)最大速度為386 mm/s，制動(dòng)減速時(shí)間為4.2 ms，二者結(jié)果相差甚小。由此可知，液動(dòng)力變化對(duì)執(zhí)行機(jī)構(gòu)運(yùn)動(dòng)的影響不大。因此，在進(jìn)行建模分析時(shí)，將液動(dòng)力取中間值0.3 N。

為了更好地分析直線型超聲電機(jī)的控制過(guò)程，可建立如下物理模型：將超聲電機(jī)動(dòng)子和滑閥看作一個(gè)整體質(zhì)點(diǎn)M，在受到電機(jī)推力和液動(dòng)力的共同作用下，對(duì)質(zhì)點(diǎn)的運(yùn)動(dòng)過(guò)程進(jìn)行分析，如圖4所示。

圖4 質(zhì)點(diǎn)M運(yùn)動(dòng)過(guò)程

由式(5)可知，電機(jī)的輸出推力與輸出速度呈線性關(guān)系。隨著輸出速度增加，電機(jī)推力呈線性下降趨勢(shì)，因此可將滑閥的運(yùn)動(dòng)過(guò)程分解為啟動(dòng)加速過(guò)程、穩(wěn)態(tài)勻速過(guò)程和制動(dòng)減速過(guò)程，每個(gè)過(guò)程的具體分析如下。

1) 啟動(dòng)加速過(guò)程(O～a1)。在電機(jī)變推力F″作用下，質(zhì)點(diǎn)M從O點(diǎn)開(kāi)始作變加速運(yùn)動(dòng)，隨著質(zhì)點(diǎn)速度增加，電機(jī)推力降低，直至運(yùn)動(dòng)到a1點(diǎn)時(shí)，電機(jī)推力降低到等于液動(dòng)力大小。在該過(guò)程中，質(zhì)點(diǎn)M的運(yùn)動(dòng)方程為

(6)

2) 穩(wěn)態(tài)勻速過(guò)程(a1～a2)。當(dāng)質(zhì)點(diǎn)M到達(dá)a1點(diǎn)時(shí)，速度達(dá)到最大，推力減小到液動(dòng)力大小，質(zhì)點(diǎn)M因受合外力為0，轉(zhuǎn)入勻速運(yùn)動(dòng)，達(dá)到穩(wěn)態(tài)。在該過(guò)程中，質(zhì)點(diǎn)M以最大速度勻速運(yùn)動(dòng)，其運(yùn)動(dòng)方程為

(7)

3) 制動(dòng)減速過(guò)程(a2～a3)。當(dāng)電機(jī)斷電時(shí)，質(zhì)點(diǎn)M由于慣性仍繼續(xù)運(yùn)動(dòng)，進(jìn)入制動(dòng)狀態(tài)。此時(shí)質(zhì)點(diǎn)M受到液動(dòng)力和電機(jī)堵轉(zhuǎn)推力，且二者方向一致，質(zhì)點(diǎn)M由最大速度vmax開(kāi)始減速運(yùn)行直至停止。在該過(guò)程中，質(zhì)點(diǎn)M運(yùn)動(dòng)方程為

(8)

3 執(zhí)行機(jī)構(gòu)工作過(guò)程數(shù)值計(jì)算

利用式(5)～式(8)建立供油調(diào)節(jié)器工作過(guò)程數(shù)學(xué)模型，通過(guò)數(shù)值計(jì)算，得到滑閥在全行程范圍內(nèi)時(shí)間-速度曲線。數(shù)值計(jì)算參數(shù)如表1所示，計(jì)算步驟如圖5所示，計(jì)算結(jié)果如圖6所示。

由圖6可以看出，供油調(diào)節(jié)器加速啟動(dòng)時(shí)間只需要20 ms，制動(dòng)減速時(shí)間僅為4 ms，整個(gè)行程燃油調(diào)節(jié)時(shí)間是45 ms左右，執(zhí)行機(jī)構(gòu)最大速度可達(dá)378 mm/s左右。需要說(shuō)明的是，上述計(jì)算的結(jié)果是指執(zhí)行機(jī)構(gòu)在全行程范圍內(nèi)調(diào)節(jié)燃油量需要45 ms左右，而飛行器在實(shí)際飛行中，需要調(diào)節(jié)燃油流量時(shí)，往往只需要執(zhí)行機(jī)構(gòu)在小范圍內(nèi)移動(dòng)，此時(shí)調(diào)節(jié)時(shí)間會(huì)更短。馬靜等[13]通過(guò)仿真計(jì)算出傳統(tǒng)供油調(diào)節(jié)器調(diào)節(jié)時(shí)間為1.37 s。由此可知，基于直線型超聲電機(jī)的供油調(diào)節(jié)器比傳統(tǒng)供油調(diào)節(jié)器調(diào)節(jié)時(shí)間提升了1～2個(gè)數(shù)量級(jí)，大大縮短了調(diào)節(jié)時(shí)間。因此，基于直線型超聲電機(jī)的供油調(diào)節(jié)器可快速調(diào)節(jié)燃油流量，及時(shí)調(diào)整飛行器的飛行狀態(tài)，提高其機(jī)動(dòng)和生存能力。

表1 工作過(guò)程數(shù)值計(jì)算參數(shù)

圖5 計(jì)算步驟

圖6 全行程時(shí)間與速度關(guān)系曲線

4 試驗(yàn)驗(yàn)證

供油調(diào)節(jié)器的執(zhí)行機(jī)構(gòu)在直線型超聲電機(jī)的控制下運(yùn)動(dòng)，為模擬執(zhí)行機(jī)構(gòu)的運(yùn)動(dòng)過(guò)程，建立了如圖7所示的試驗(yàn)平臺(tái)。其中:電壓輸入端接入12 V直流電壓，接口直接與工作站串口相連;控制模塊采用AVR系列主芯片，其作用是檢測(cè)滑閥位移，并將該位移以脈沖形式傳送給工作站。

圖7 執(zhí)行機(jī)構(gòu)運(yùn)動(dòng)過(guò)程試驗(yàn)平臺(tái)

試驗(yàn)流程如下：接通12 V直流電源后，電機(jī)動(dòng)子帶動(dòng)滑閥開(kāi)始運(yùn)動(dòng)，其運(yùn)動(dòng)位移通過(guò)安裝在電機(jī)底部的光柵編碼器以脈沖的形式經(jīng)控制模塊傳送給工作站。因此,只要利用工作站在定時(shí)模式下采集光柵編碼器反饋的脈沖數(shù)就可以得出電機(jī)的時(shí)間-位移關(guān)系。位移計(jì)算公式為

S=Nλ

(9)

其中：N為工作站采集的脈沖數(shù)；λ為光柵編碼器的精度，其值為4 μm，即單個(gè)脈沖的位移。

試驗(yàn)中采用定時(shí)模式，設(shè)定時(shí)間為0.1 s，工作站每隔0.5 ms采集1次脈沖數(shù)。得到時(shí)間-脈沖數(shù)關(guān)系。根據(jù)式(9)，將采集的脈沖換算成位移，得到時(shí)間-位移關(guān)系，再通過(guò)差分計(jì)算得到時(shí)間-速度曲線，相應(yīng)的結(jié)果如圖8所示。

圖8 時(shí)間與速度關(guān)系試驗(yàn)曲線

由上述試驗(yàn)結(jié)果可知，執(zhí)行機(jī)構(gòu)啟動(dòng)加速時(shí)間為30 ms，制動(dòng)時(shí)間為2 ms，最大速度為340 mm/s。仿真結(jié)果表明，執(zhí)行機(jī)構(gòu)啟動(dòng)加速時(shí)間為20 ms，制動(dòng)時(shí)間為4 ms，最大速度為378 mm/s。圖8中橢圓圈出的部分是控制模塊固有的延長(zhǎng)采樣時(shí)間，這期間執(zhí)行機(jī)構(gòu)已經(jīng)停止運(yùn)動(dòng)。試驗(yàn)結(jié)果和仿真結(jié)果相比，二者時(shí)間-速度曲線走勢(shì)一致，結(jié)果比較接近，表明執(zhí)行機(jī)構(gòu)運(yùn)動(dòng)的物理模型是正確的。由式(3)可知，滑閥運(yùn)動(dòng)主要受電機(jī)推力、液動(dòng)力和摩擦力影響，但仿真時(shí)僅考慮了電機(jī)推力和液動(dòng)力，而試驗(yàn)中執(zhí)行機(jī)構(gòu)的受力僅為電機(jī)推力和摩擦力。由前述分析可知，摩擦力和液動(dòng)力均遠(yuǎn)小于電機(jī)推力，不足以影響執(zhí)行機(jī)構(gòu)的運(yùn)動(dòng)過(guò)程，因此即使仿真和試驗(yàn)考慮的物理量不一樣，二者的結(jié)果也相差甚小，但這也帶來(lái)了一定的誤差。此外，誤差產(chǎn)生的原因還有仿真計(jì)算時(shí)，電機(jī)負(fù)載特性是通過(guò)擬合得到的，而沒(méi)有采用實(shí)際測(cè)試點(diǎn)的數(shù)據(jù)。

5 結(jié) 論

1) 基于直線型超聲電機(jī)驅(qū)動(dòng)的供油調(diào)節(jié)器結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單，沒(méi)有傳統(tǒng)的供油調(diào)節(jié)器中的等壓差機(jī)構(gòu)和最小壓差機(jī)構(gòu)等，減少了燃油的控制環(huán)節(jié)。

2) 建立了執(zhí)行機(jī)構(gòu)運(yùn)動(dòng)的物理模型并通過(guò)數(shù)值分析和試驗(yàn)研究，驗(yàn)證了該模型的正確性。

3) 基于直線型超聲電機(jī)的供油調(diào)節(jié)器燃油調(diào)節(jié)時(shí)間較傳統(tǒng)的供油調(diào)節(jié)器燃油調(diào)節(jié)時(shí)間提升了1～2個(gè)數(shù)量級(jí)，大大縮短了調(diào)節(jié)時(shí)間，提高了飛行器調(diào)整狀態(tài)的速度，有利于提高其機(jī)動(dòng)和生存能力。

4) 此外，文獻(xiàn)[14-15]指出，非常態(tài)的高、低溫環(huán)境會(huì)影響壓電陶瓷片和摩擦材料的物性參數(shù)，從而改變電機(jī)的輸出特性(10%左右)。本研究由于試驗(yàn)條件有限，沒(méi)有考慮溫度對(duì)直線型超聲電機(jī)工作性能的影響。

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(第35卷卷終)

10.16450/j.cnki.issn.1004-6801.2015.06.030

2014-09-11；

2014-11-11

TH113.2; V228.1

李胤，男,1990年2月生,博士研究生。主要研究方向?yàn)楹娇沼詈娇茖W(xué)與技術(shù)。曾發(fā)表《預(yù)應(yīng)力對(duì)超聲電機(jī)定子振動(dòng)影響分析》(《微電機(jī)》2014年第47卷第9期)等論文。 E-mail: DIYLLLLY@163.com