基于直線超聲電機控制的供油調(diào)節(jié)器*

李 胤，楊正偉，田 干，張 煒，羅 雷

(第二炮兵工程大學六系 西安，710025)

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基于直線超聲電機控制的供油調(diào)節(jié)器*

李 胤，楊正偉，田 干，張 煒，羅 雷

(第二炮兵工程大學六系 西安，710025)

針對傳統(tǒng)彈用渦扇發(fā)動機的供油調(diào)節(jié)器存在結構復雜、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驅(qū)動的新型供油調(diào)節(jié)器。分析了直線型超聲電機驅(qū)動供油調(diào)節(jié)器進行燃油流量控制的機理，建立了調(diào)節(jié)器執(zhí)行機構運動的物理模型，分別推導了執(zhí)行機構在啟動加速、穩(wěn)態(tài)勻速、制動減速三個過程的運動方程。在此基礎上，通過數(shù)值計算方法對其燃油調(diào)節(jié)時間進行了計算，最后通過試驗進行了驗證。結果表明，該調(diào)節(jié)器的燃油調(diào)節(jié)時間達到毫秒級，較傳統(tǒng)供油調(diào)節(jié)器縮短了1～2個數(shù)量級，可更加快速地調(diào)整飛行器飛行狀態(tài)，有效提高其機動和生存能力。

直線型超聲電機； 供油調(diào)節(jié)器； 運動方程； 調(diào)節(jié)時間

引 言

飛行器在飛行過程中由于受到環(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)動機的工作狀態(tài)，以滿足飛行要求。發(fā)動機飛行狀態(tài)的調(diào)整主要是通過燃油流量控制系統(tǒng)改變流入燃燒室的燃油量實現(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)動機的工作性能[2]。

當前，彈用渦扇發(fā)動機的供油調(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左右移動，改變油路開度，達到控制燃油流量的目的[3]。但這種控制方式存在兩點不足[4-5]：一是控制環(huán)節(jié)長，燃油調(diào)節(jié)速度低，控制系統(tǒng)質(zhì)量大，導致飛行器機動性差；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[6]指出，高精度、輕質(zhì)量和抗惡劣環(huán)境能力是發(fā)動機控制系統(tǒng)的發(fā)展趨勢。因此，研究一種具有高精度控制、短時調(diào)節(jié)和電磁兼容性強的新型供油調(diào)節(jié)器對于提高飛行器的飛行性能具有重要意義。直線型超聲電機是20世紀80年代發(fā)展起來的一種基于逆壓電效應和摩擦轉換的可直接驅(qū)動負載的新型電機，具有控制精度高、無電磁干擾、響應快速和結構簡單等特點，非常適用于微、精密控制領域[7-11]，為彈用渦扇發(fā)動機的燃油流量控制提供了一個新途徑。

鑒于此，提出一種基于直線型超聲電機驅(qū)動的新型供油調(diào)節(jié)器，分析該供油調(diào)節(jié)器的燃油調(diào)節(jié)過程，建立其執(zhí)行機構運動的物理模型，推導其運動方程，利用數(shù)值計算和試驗驗證相結合的方法深入研究該供油調(diào)節(jié)器的燃油調(diào)節(jié)時間。

1 供油調(diào)節(jié)器結構及工作原理

1.1 新型供油調(diào)節(jié)器結構

根據(jù)彈用渦扇發(fā)動機的燃油流量控制機理，設計了一種基于直線型超聲電機的新型供油調(diào)節(jié)器，其結構[12]如圖1所示，主要由泄流閥、主油泵、直線型超聲電機、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

直線型超聲電機為控制元件，滑閥為執(zhí)行元件，內(nèi)設節(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，T3只在A3或者B3腔內(nèi)移動，起著切換燃油的作用。當發(fā)動機需要增加燃油時，直線型超聲電機驅(qū)動滑閥右移，節(jié)流孔T1的開度增加，流過T1的燃油量增加，T2不工作，但開度也在增加，T3在A3腔內(nèi)右移，當T3到達A3腔最右端，T1開度達到最大(見圖1)?；y繼續(xù)右移到達B3腔后，A3腔關閉，副噴嘴停止工作，T2開始工作，通過B3腔向主噴嘴提供燃油，當T2開度達到最大時，整個調(diào)節(jié)器的燃油流量最大。當發(fā)動機需要減少燃油時，工作過程與此相反。

圖1 新型供油調(diào)節(jié)器結構簡圖

增加燃油時，泄流閥回油量減少；減少燃油時，泄流閥回油量增加。泄流閥的設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)行機構運動過程

2.1 執(zhí)行機構受力分析

由上述供油調(diào)節(jié)器工作原理可知，該供油調(diào)節(jié)器能否正常工作關鍵在于直線型超聲電機能否驅(qū)動滑閥左右移動，即電機推力能否滿足滑閥運動所需要的推力。滑閥在工作過程中主要受到燃油作用力、摩擦力和電機推力[2]，其受力如圖2所示。其中：F″為滑閥所受的電機推力；f為滑閥所受的摩擦力；F′為滑閥所受的液動力；Fx為燃油所受軸向力，F(xiàn)′與Fx是一對反作用力；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)行機構受力圖

根據(jù)牛頓第三定律，滑閥受到的液動力F′為

F′=-Fx=-ρqv2cosθ=-Mfv2cosθ

(2)

其中：負號表示液動力方向與電機推力方向相反。

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，此時滑閥所受合外力為

F=F″-F′

(4)

2.2 直線型超聲電機負載特性

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

利用砝碼充當負載對所選用的直線型超聲電機進行負載特性試驗，將試驗取得的結果數(shù)據(jù)通過擬合得到電機負載特性曲線，如圖3所示。

圖3 電機負載特性試驗曲線

該曲線擬合表達式為

F″=-35.616 3v+13.765 5

(5)

由式(15)可知，電機的最大輸出推力可達到13.765 5N，遠大于液動力的最大值0.6N，因此，所選直線型超聲電機滿足驅(qū)動條件。

2.3 執(zhí)行機構運動過程解析

在直線型超聲電機推力和液動力的共同作用下，滑閥沿著既定路線作直線變速運動。由前述分析可知，液動力大小隨射流角θ的變化而呈正弦變化，同時電機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)，當液動力取最大值0.6 N時，供油調(diào)節(jié)器的加速啟動時間為19 ms，執(zhí)行機構的最大速度為369 mm/s，制動減速時間為3.8 ms；當液動力為0時，供油調(diào)節(jié)器的加速啟動時間為23 ms，執(zhí)行機構最大速度為386 mm/s，制動減速時間為4.2 ms，二者結果相差甚小。由此可知，液動力變化對執(zhí)行機構運動的影響不大。因此，在進行建模分析時，將液動力取中間值0.3 N。

為了更好地分析直線型超聲電機的控制過程，可建立如下物理模型：將超聲電機動子和滑閥看作一個整體質(zhì)點M，在受到電機推力和液動力的共同作用下，對質(zhì)點的運動過程進行分析，如圖4所示。

圖4 質(zhì)點M運動過程

由式(5)可知，電機的輸出推力與輸出速度呈線性關系。隨著輸出速度增加，電機推力呈線性下降趨勢，因此可將滑閥的運動過程分解為啟動加速過程、穩(wěn)態(tài)勻速過程和制動減速過程，每個過程的具體分析如下。

1) 啟動加速過程(O～a1)。在電機變推力F″作用下，質(zhì)點M從O點開始作變加速運動，隨著質(zhì)點速度增加，電機推力降低，直至運動到a1點時，電機推力降低到等于液動力大小。在該過程中，質(zhì)點M的運動方程為

(6)

2) 穩(wěn)態(tài)勻速過程(a1～a2)。當質(zhì)點M到達a1點時，速度達到最大，推力減小到液動力大小，質(zhì)點M因受合外力為0，轉入勻速運動，達到穩(wěn)態(tài)。在該過程中，質(zhì)點M以最大速度勻速運動，其運動方程為

(7)

3) 制動減速過程(a2～a3)。當電機斷電時，質(zhì)點M由于慣性仍繼續(xù)運動，進入制動狀態(tài)。此時質(zhì)點M受到液動力和電機堵轉推力，且二者方向一致，質(zhì)點M由最大速度vmax開始減速運行直至停止。在該過程中，質(zhì)點M運動方程為

(8)

3 執(zhí)行機構工作過程數(shù)值計算

利用式(5)～式(8)建立供油調(diào)節(jié)器工作過程數(shù)學模型，通過數(shù)值計算，得到滑閥在全行程范圍內(nèi)時間-速度曲線。數(shù)值計算參數(shù)如表1所示，計算步驟如圖5所示，計算結果如圖6所示。

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

表1 工作過程數(shù)值計算參數(shù)

圖5 計算步驟

圖6 全行程時間與速度關系曲線

4 試驗驗證

供油調(diào)節(jié)器的執(zhí)行機構在直線型超聲電機的控制下運動，為模擬執(zhí)行機構的運動過程，建立了如圖7所示的試驗平臺。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)行機構運動過程試驗平臺

試驗流程如下：接通12 V直流電源后，電機動子帶動滑閥開始運動，其運動位移通過安裝在電機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模式下采集光柵編碼器反饋的脈沖數(shù)就可以得出電機的時間-位移關系。位移計算公式為

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，即單個脈沖的位移。

試驗中采用定時模式，設定時間為0.1 s，工作站每隔0.5 ms采集1次脈沖數(shù)。得到時間-脈沖數(shù)關系。根據(jù)式(9)，將采集的脈沖換算成位移，得到時間-位移關系，再通過差分計算得到時間-速度曲線，相應的結果如圖8所示。

圖8 時間與速度關系試驗曲線

由上述試驗結果可知，執(zhí)行機構啟動加速時間為30 ms，制動時間為2 ms，最大速度為340 mm/s。仿真結果表明，執(zhí)行機構啟動加速時間為20 ms，制動時間為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采樣時間，這期間執(zhí)行機構已經(jīng)停止運動。試驗結果和仿真結果相比，二者時間-速度曲線走勢一致，結果比較接近，表明執(zhí)行機構運動的物理模型是正確的。由式(3)可知，滑閥運動主要受電機推力、液動力和摩擦力影響，但仿真時僅考慮了電機推力和液動力，而試驗中執(zhí)行機構的受力僅為電機推力和摩擦力。由前述分析可知，摩擦力和液動力均遠小于電機推力，不足以影響執(zhí)行機構的運動過程，因此即使仿真和試驗考慮的物理量不一樣，二者的結果也相差甚小，但這也帶來了一定的誤差。此外，誤差產(chǎn)生的原因還有仿真計算時，電機負載特性是通過擬合得到的，而沒有采用實際測試點的數(shù)據(jù)。

5 結 論

1) 基于直線型超聲電機驅(qū)動的供油調(diào)節(jié)器結構簡單，沒有傳統(tǒng)的供油調(diào)節(jié)器中的等壓差機構和最小壓差機構等，減少了燃油的控制環(huán)節(jié)。

2) 建立了執(zhí)行機構運動的物理模型并通過數(shù)值分析和試驗研究，驗證了該模型的正確性。

3) 基于直線型超聲電機的供油調(diào)節(jié)器燃油調(diào)節(jié)時間較傳統(tǒng)的供油調(diào)節(jié)器燃油調(diào)節(jié)時間提升了1～2個數(shù)量級，大大縮短了調(diào)節(jié)時間，提高了飛行器調(diào)整狀態(tài)的速度，有利于提高其機動和生存能力。

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

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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。主要研究方向為航空宇航科學與技術。曾發(fā)表《預應力對超聲電機定子振動影響分析》(《微電機》2014年第47卷第9期)等論文。 E-mail: DIYLLLLY@163.com