崔 穎，周振華，吳忠敏

(中國(guó)航發(fā)貴州紅林航空動(dòng)力控制科技有限公司，貴陽(yáng)550009)

符號(hào)表

A1壓差活門(mén)作用面積/mm2

A2執(zhí)行活門(mén)作用面積/mm2

A3壓差活門(mén)型孔過(guò)流面積/mm2

A4冷卻回油油嘴過(guò)流面積/mm2

A5執(zhí)行活門(mén)回油

油嘴過(guò)流面積/mm2

Cd流量系數(shù)

g 重力加速度/(m/s2)

K1壓差活門(mén)彈簧剛度/(N/mm)

K2執(zhí)行活門(mén)彈簧剛度/(N/mm)

p0回油壓力/MPa

p1計(jì)前壓力/MPa

p2控制腔壓力/MPa

p3執(zhí)行活門(mén)控制腔壓力/MPa

Q1通過(guò)壓差活門(mén)型孔的流量/(L/h)

Q2通過(guò)冷卻回油油嘴的流量/(L/h)

Q3通過(guò)執(zhí)行活門(mén)回油油嘴的流量(L/h)

x1壓差活門(mén)彈簧壓縮量/mm

x2執(zhí)行活門(mén)彈簧壓縮量/mm

γ 工作介質(zhì)(燃油)重度/(N/m3)

1 引言

某型加力燃油調(diào)節(jié)器配裝于某型渦扇發(fā)動(dòng)機(jī)，其功能為調(diào)節(jié)并分配供往發(fā)動(dòng)機(jī)加力燃燒室的燃油流量，主要由加力燃油計(jì)量模塊、定壓模塊、燃油分配模塊、過(guò)濾模塊、加力接通與關(guān)斷控制模塊等組成。該型加力燃油調(diào)節(jié)器在發(fā)動(dòng)機(jī)地面試驗(yàn)中出現(xiàn)了出口壓力波動(dòng)的問(wèn)題。本文以這一壓力波動(dòng)問(wèn)題為研究對(duì)象，系統(tǒng)地分析了引起燃油調(diào)節(jié)器出口壓力波動(dòng)的因素，通過(guò)一系列仿真、試驗(yàn)等方法找出了關(guān)鍵影響因素，并據(jù)此對(duì)該型加力燃油調(diào)節(jié)器進(jìn)行了優(yōu)化設(shè)計(jì)，最終使問(wèn)題得以解決。其研究成果可為工程實(shí)踐過(guò)程中同類產(chǎn)品的設(shè)計(jì)研發(fā)和工程排故提供借鑒。

2 燃油調(diào)節(jié)器工作原理與問(wèn)題描述

2.1 工作原理

加力燃油調(diào)節(jié)器計(jì)量模塊的工作原理如圖1所示。壓差活門(mén)和執(zhí)行活門(mén)配合工作保證計(jì)量活門(mén)前后壓差基本不變，使得通過(guò)計(jì)量活門(mén)的燃油流量?jī)H與計(jì)量活門(mén)的過(guò)流面積有關(guān)。工作過(guò)程中，電子控制器接收位移傳感器反饋信號(hào)，并與輸入信號(hào)作比較，經(jīng)控制器PI調(diào)節(jié)后輸出控制信號(hào)，調(diào)節(jié)電液伺服閥的流量，進(jìn)而改變計(jì)量活門(mén)控制腔壓力，使計(jì)量活門(mén)移動(dòng)，最終改變計(jì)量活門(mén)的過(guò)流面積實(shí)現(xiàn)燃油計(jì)量。計(jì)量后的燃油經(jīng)分壓活門(mén)供往發(fā)動(dòng)機(jī)加力燃燒室的各級(jí)噴嘴。

圖1 加力燃油調(diào)節(jié)器計(jì)量模塊工作原理Fig.1 The operating principle of afterburner regulator measurement module

2.2 問(wèn)題描述

該加力燃油調(diào)節(jié)器首次配裝發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)行地面試驗(yàn)過(guò)程中，當(dāng)油門(mén)桿上推并穩(wěn)定在95°～102°時(shí)，發(fā)動(dòng)機(jī)尾噴管處出現(xiàn)火焰震蕩。分析試驗(yàn)數(shù)據(jù)發(fā)現(xiàn)，此時(shí)加力2路噴嘴前壓力為(1.5±0.3)MPa，超出同類型加力燃油調(diào)節(jié)器波動(dòng)值。后續(xù)5臺(tái)配裝該型加力燃油調(diào)節(jié)器的發(fā)動(dòng)機(jī)仍然存在火焰震蕩現(xiàn)象，其加力2路噴嘴前壓力波動(dòng)量均在±20%左右。將配裝發(fā)動(dòng)機(jī)的加力燃油調(diào)節(jié)器在半物理模擬試驗(yàn)器及功能試驗(yàn)器上測(cè)試，壓力波動(dòng)值與發(fā)動(dòng)機(jī)測(cè)試值基本一致。由此判斷，加力燃油調(diào)節(jié)器出口壓力波動(dòng)是造成發(fā)動(dòng)機(jī)尾噴管處火焰震蕩的影響因素。

3 影響因素分析與驗(yàn)證

通過(guò)對(duì)加力燃油調(diào)節(jié)器工作原理的分析，得出影響加力燃油調(diào)節(jié)器出口壓力波動(dòng)的因素有，計(jì)量活門(mén)位置、計(jì)量前后壓差和流道設(shè)計(jì)。

3.1 計(jì)量活門(mén)位置穩(wěn)定性分析與驗(yàn)證

影響計(jì)量活門(mén)位置穩(wěn)定性的因素，主要有控制器的PI參數(shù)、電液伺服閥的流量響應(yīng)特性、計(jì)量活門(mén)直徑、計(jì)量活門(mén)慣性、摩擦力等。根據(jù)試驗(yàn)數(shù)據(jù)，該型加力燃油調(diào)節(jié)器計(jì)量位置反饋波動(dòng)值為±0.002(VS)，換算為計(jì)量活門(mén)型孔開(kāi)度為0.028 mm，造成的流量波動(dòng)最大為2 L/min，對(duì)應(yīng)的壓力波動(dòng)為0.01 MPa，符合設(shè)計(jì)要求。

3.2 計(jì)量前后壓差穩(wěn)定性分析與驗(yàn)證

3.2.1 壓差模塊理論分析

加力燃油系統(tǒng)的壓差模塊(圖2)主要由前置級(jí)、放大級(jí)和節(jié)流嘴組成。前置級(jí)部件為壓差活門(mén)，放大級(jí)部件為壓差執(zhí)行活門(mén)，節(jié)流嘴包括壓差活門(mén)前油嘴、冷卻回油油嘴和執(zhí)行活門(mén)回油油嘴。

圖2 壓差模塊組成Fig.2 Differential pressure module composition

根據(jù)牛頓第二定律，壓差活門(mén)力平衡方程為：

執(zhí)行活門(mén)力平衡方程為：

根據(jù)流量連續(xù)性原理，可得：

式中：Cd與活門(mén)的型孔形狀、位移、型孔前后壓差、液體粘度等因素有關(guān)[1]，一般取0.60～0.85。

聯(lián)合式(1)～式(6)，可得：

通過(guò)上述分析可知，執(zhí)行活門(mén)控制腔壓力將直接影響執(zhí)行活門(mén)的移動(dòng)，進(jìn)而影響出口壓力。因此，壓差模塊對(duì)加力燃油調(diào)節(jié)器出口壓力特性的影響因素主要有：壓差活門(mén)彈簧剛度，壓差活門(mén)型孔過(guò)流面積(即型孔形狀)，壓差活門(mén)燃油作用面積(即壓差活門(mén)直徑)，執(zhí)行活門(mén)彈簧剛度，執(zhí)行活門(mén)燃油作用面積(即執(zhí)行活門(mén)直徑)，冷卻回油油嘴過(guò)流面積(即冷卻回油油嘴直徑)，執(zhí)行活門(mén)回油油嘴過(guò)流面積(即回油油嘴直徑)。此外，執(zhí)行活門(mén)型孔、油液的固有特性(彈性模量、密度等)、活門(mén)摩擦力、活門(mén)質(zhì)量等均對(duì)加力燃油調(diào)節(jié)器出口壓力特性有影響。因油液的固有特性、活門(mén)摩擦力、活門(mén)質(zhì)量、活門(mén)直徑在工程上較難更改優(yōu)化，本文不對(duì)其進(jìn)行討論，將重點(diǎn)研究其他影響因素。

3.2.2 壓差模塊仿真模型的建立

以該型加力燃油調(diào)節(jié)器為對(duì)象，運(yùn)用AMESim軟件建立仿真模型，見(jiàn)圖3[2-3]。模型采用AMEsim液壓元件庫(kù)中的元件，按照元件實(shí)際結(jié)構(gòu)搭建，并依據(jù)元件設(shè)計(jì)圖紙中的幾何尺寸確定模型結(jié)構(gòu)參數(shù)。這樣不僅充分發(fā)揮了AMEsim在液壓系統(tǒng)建模和流體計(jì)算方面的優(yōu)勢(shì)，還可解決仿真過(guò)程中系統(tǒng)軟參數(shù)的確定等問(wèn)題[4]?；緟?shù)設(shè)置如表1所示。

3.2.3 壓差活門(mén)型孔影響分析與驗(yàn)證

壓差活門(mén)型孔原為4個(gè)直徑2.00 mm的圓形孔，為改善壓差活門(mén)的流量增益，將壓差活門(mén)型孔優(yōu)化為 4個(gè) 2.00 mm(長(zhǎng))×1.00 mm(寬)的矩形孔。分別進(jìn)行仿真，得到的計(jì)量前后壓差曲線和計(jì)量流量曲線分別如圖4、圖5所示。可見(jiàn)，改變壓差活門(mén)型孔形狀可以改善計(jì)量壓力波動(dòng)問(wèn)題。

圖3 壓差模塊仿真模型Fig.3 Differential pressure module simulation model

表1 仿真模型基本參數(shù)Table 1 Basic parameter setting of simulation model

圖4 不同壓差活門(mén)型孔計(jì)量前后的壓差曲線Fig.4 Differential pressure curve before and after changing pressure valve holes

圖5 不同壓差活門(mén)型孔的計(jì)量流量曲線Fig.5 Metering flow curve of differential pressure valve holes

在試驗(yàn)器上的試驗(yàn)驗(yàn)證表明，將型孔由圓形(調(diào)整前)改為矩形(調(diào)整后)后，加力出口壓力波動(dòng)最大值由±0.282 MPa下降至±0.185 MPa。

3.2.4 壓差活門(mén)彈簧剛度影響分析與驗(yàn)證

改變壓差活門(mén)彈簧剛度(分別為35、40、45 N/mm)，通過(guò)仿真得到計(jì)量前后壓差曲線和計(jì)量流量曲線，分別如圖6、圖7所示?？梢?jiàn)，改變壓差活門(mén)彈簧剛度對(duì)計(jì)量壓力波動(dòng)的影響可以忽略。

圖6 不同壓差活門(mén)彈簧剛度計(jì)量前后的壓差曲線Fig.6 Differential pressure curve before and after measurement of differential pressure valve spring stiffness

圖7 不同壓差活門(mén)彈簧剛度的計(jì)量流量曲線Fig.7 Metering flow curve before and after measurement of differential pressure valve spring stiffness

在試驗(yàn)器上進(jìn)行了壓差活門(mén)彈簧剛度分別為40 N/mm（調(diào)整前）和35 N/mm（調(diào)整后）的試驗(yàn)驗(yàn)證，試驗(yàn)結(jié)果也表明，壓差活門(mén)彈簧剛度的改變對(duì)加力出口壓力波動(dòng)的影響基本可以忽略。

3.2.5 執(zhí)行活門(mén)彈簧剛度影響分析與驗(yàn)證

改變執(zhí)行活門(mén)彈簧剛度(分別為10、15、20 N/mm)，通過(guò)仿真得到計(jì)量前后壓差曲線和計(jì)量流量曲線，分別如圖8、圖9所示?？梢?jiàn)，改變執(zhí)行彈簧剛度對(duì)計(jì)量壓力波動(dòng)的影響可以忽略。在試驗(yàn)器上進(jìn)行試驗(yàn)驗(yàn)證，結(jié)果同樣表明執(zhí)行彈簧剛度對(duì)計(jì)量壓力波動(dòng)的影響可以忽略。

3.2.6 執(zhí)行活門(mén)型孔影響分析與驗(yàn)證

圖8 改變執(zhí)行活門(mén)彈簧剛度計(jì)量前后壓差曲線Fig.8 Differential pressure curve before and after easurement of changing execution valve spring stiffness

圖9 改變執(zhí)行活門(mén)彈簧剛度計(jì)量流量曲線Fig.9 Metering flow curve before and after measurement of changing execution valve spring stiffness

圖10 執(zhí)行活門(mén)型孔Fig.10 Execution valve hole

圖10為加力燃油調(diào)節(jié)器執(zhí)行活門(mén)型孔調(diào)整前、后的結(jié)構(gòu)示意圖。通過(guò)仿真得到計(jì)量前后壓差曲線和計(jì)量流量曲線，分別見(jiàn)圖11、圖12。可見(jiàn)，改變執(zhí)行活門(mén)型孔對(duì)計(jì)量壓力波動(dòng)有一定抑制作用。

在試驗(yàn)器上進(jìn)行試驗(yàn)驗(yàn)證，試驗(yàn)結(jié)果同樣表明，減小執(zhí)行活門(mén)型孔面積，在一定程度上可減小出口壓力波動(dòng)。

3.2.7 執(zhí)行活門(mén)回油油嘴影響分析與驗(yàn)證

改變執(zhí)行活門(mén)回油油嘴直徑(分別為0.51、0.81、1.02、1.22 mm)，通過(guò)仿真得到計(jì)量前后壓差曲線和計(jì)量流量曲線，分別如圖13、圖14所示。可見(jiàn)，減小執(zhí)行活門(mén)回油油嘴直徑可改善計(jì)量壓力波動(dòng)。選取1.02 mm(調(diào)整前)和0.51 mm(調(diào)整后)直徑的回油油嘴進(jìn)行試驗(yàn)驗(yàn)證，試驗(yàn)結(jié)果表明，減小執(zhí)行活門(mén)回油油嘴直徑可改善出口壓力波動(dòng)。

圖11 調(diào)整執(zhí)行活門(mén)型孔計(jì)量前后壓差曲線Fig.11 Differential pressure curve before and after measurement of changing execution valve hole

圖12 調(diào)整前后執(zhí)行活門(mén)型孔計(jì)量流量曲線Fig.12 Metering flow curve of changing execution valve hole

圖13 不同執(zhí)行活門(mén)回油油嘴直徑計(jì)量前后曲線Fig.13 Differential pressure curve before and after measurement of differential execution valve nozzle

3.2.8 冷卻回油油嘴影響分析與驗(yàn)證

改變冷卻回油油嘴直徑(分別為0.20、0.30、0.40、0.50 mm)，通過(guò)仿真得到計(jì)量前后壓差曲線和計(jì)量流量曲線，分別如圖15、圖16所示?？梢?jiàn)，冷卻回油油嘴直徑對(duì)計(jì)量壓力的影響可忽略。選取0.39 mm(調(diào)整前)和0 mm直徑(未開(kāi)孔，調(diào)整后)直徑的油嘴進(jìn)行試驗(yàn)驗(yàn)證，試驗(yàn)結(jié)果同樣表明，冷卻回油油嘴直徑對(duì)出口壓力的影響可忽略。

圖15 不同冷卻回油油嘴直徑計(jì)量前后壓差曲線Fig.15 Differential pressure curve before and after measurement of differential cooling nozzle

圖16 不同冷卻回油油嘴直徑計(jì)量流量曲線Fig.16 Metering flow curve of differential cooling nozzle

3.3 流道影響分析與優(yōu)化

3.3.1 流道設(shè)計(jì)原則

流道結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)不合理，會(huì)對(duì)液壓閥塊性能造成很大影響，增大壓力損失，造成溫升、流體震蕩以及噪聲等問(wèn)題[5]。影響流道的結(jié)構(gòu)因素主要有流道孔口倒角、進(jìn)出口流道偏心距和流道徑長(zhǎng)比等[6～11]。航空用燃油調(diào)節(jié)器流道設(shè)計(jì)應(yīng)遵循以下原則：

(1)自吸入管路流速應(yīng)小于等于1 m/s，回油管路流速應(yīng)小于等于3 m/s(一般為1～3 m/s)，供油及伺服管路流速應(yīng)小于等于15 m/s(一般為3～10 m/s)。

(2) 盡量避免長(zhǎng)孔、90°轉(zhuǎn)彎，應(yīng)保證油路夾角為鈍角，減小沿程和局部損失。

(3)主通道、大流速、動(dòng)態(tài)響應(yīng)要求快的油路，要遵循短、粗、直、轉(zhuǎn)彎處光滑、變徑處漸變面積、活門(mén)與油路的交接處增容減速等。

(4)通流截面積應(yīng)不小于流入或流出油路的截面積(通油截面積，最大節(jié)流壓差不大于0.05 MPa)。

(5)計(jì)量活門(mén)前后的流通面積應(yīng)不小于活門(mén)型孔面積的4倍。

3.3.2 流道優(yōu)化

按照上述流道設(shè)計(jì)原則，對(duì)加力燃油調(diào)節(jié)器流道進(jìn)行檢查，發(fā)現(xiàn)主流道轉(zhuǎn)彎出現(xiàn)90°角過(guò)渡(圖17)，主流道流速超過(guò)15 m/s(計(jì)算流速為20 m/s)。為此，對(duì)流道采取以下優(yōu)化設(shè)計(jì)措施：將主流道由φ14.00 mm擴(kuò)大至φ16.00 mm，流速降至15 m/s以下，同時(shí)將出口管接頭由φ14.00 mm擴(kuò)大為φ16.00 mm和φ 18.00 mm的變徑，并在主流道過(guò)渡處增加圓弧過(guò)渡。優(yōu)化后的流道見(jiàn)圖18。

圖17 流道設(shè)計(jì)不合理部位Fig.17 Unreasonable part of flow path design

圖18 優(yōu)化后的流道Fig.18 Optimal flow path

針對(duì)優(yōu)化前后流道進(jìn)行仿真，分別得到2路出口截面和主流道截面的壓力、流速、湍動(dòng)能云圖，如圖19～圖24所示。表2給出了流道優(yōu)化前后仿真數(shù)據(jù)對(duì)比?？梢?jiàn)，優(yōu)化后的流道在出口總壓不均性、最大湍動(dòng)能、總壓恢復(fù)系數(shù)、進(jìn)出口壓力損失等指標(biāo)上均優(yōu)于原型。

圖19 2路出口截面壓力云圖Fig.19 Pressure cloud of 2-way exit section

圖20 2路出口截面流速云圖Fig.20 Flow rate cloud of 2-way exit section

圖21 2路出口截面湍動(dòng)能云圖Fig.21 Turbulent energy cloud of 2-way exit section

圖22 主流道截面壓力云圖Fig.22 Pressure cloud of mainstream section

圖23 主流道截面流速云圖Fig.23 Flow rate cloud of mainstream section

圖24 主流道截面湍動(dòng)能云圖Fig.24 Turbulent energy cloud of mainstream section

表2 流道仿真結(jié)果對(duì)比Table 2 Comparison of flow pathsimulation results

4 改進(jìn)設(shè)計(jì)與試驗(yàn)驗(yàn)證

根據(jù)上述研究，綜合考慮各影響因素，采取如下改進(jìn)設(shè)計(jì)措施：

(1)根據(jù)流道仿真分析結(jié)果，對(duì)直角連接處采取圓滑過(guò)渡，出口管接頭由φ14.00 mm的通徑改為φ16.00 mm過(guò)渡至φ18.00 mm的變徑。

(2)根據(jù)發(fā)動(dòng)機(jī)實(shí)際，減小執(zhí)行活門(mén)型孔；壓差活門(mén)型孔由4個(gè)φ2.00 mm圓孔調(diào)整為帶尖角的4個(gè)2.00 mm×1.00 mm矩形孔，優(yōu)化壓差活門(mén)動(dòng)態(tài)響應(yīng)。

(3)根據(jù)壓力波動(dòng)調(diào)試情況，適應(yīng)性減小執(zhí)行活門(mén)彈簧腔放油油嘴直徑為0.39 mm。

在發(fā)動(dòng)機(jī)上對(duì)改進(jìn)后的加力燃油調(diào)節(jié)器進(jìn)行試驗(yàn)驗(yàn)證。試驗(yàn)過(guò)程中，出口壓力波動(dòng)約為±0.09 MPa，滿足不超過(guò)±0.16 MPa的系統(tǒng)要求；發(fā)動(dòng)機(jī)尾噴管處火焰無(wú)閃爍，改進(jìn)措施有效。

5 結(jié)論

(1)改變壓差活門(mén)形狀、減小執(zhí)行活門(mén)型孔、減小執(zhí)行活門(mén)回油油嘴、降低介質(zhì)流速、改進(jìn)流道結(jié)構(gòu)等措施，可有效解決加力燃油調(diào)節(jié)器出口壓力波動(dòng)問(wèn)題。

(2)加力燃油調(diào)節(jié)器設(shè)計(jì)建議：在加力燃油調(diào)節(jié)器正向自主研發(fā)過(guò)程中，應(yīng)在設(shè)計(jì)初期對(duì)工況內(nèi)的系統(tǒng)匹配問(wèn)題進(jìn)行全面分析；在系統(tǒng)空間布局分配時(shí)，為流道布局預(yù)留足夠的空間，充分考慮流道設(shè)計(jì)的工程可行性；流道設(shè)計(jì)應(yīng)嚴(yán)格遵守設(shè)計(jì)準(zhǔn)則。