高空模擬試車臺抽氣系統(tǒng)控制結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計

董滿收，劉志友，李心田，唐發(fā)朝

(中國航發(fā)四川燃?xì)鉁u輪研究院，四川綿陽621000)

1 引言

高空模擬試車臺(簡稱高空臺)氣源系統(tǒng)中，抽氣總管壓力控制系統(tǒng)(簡稱抽氣系統(tǒng))擔(dān)負(fù)著非常重要的責(zé)任。一是為發(fā)動機(jī)的環(huán)境壓力建立背壓，實(shí)現(xiàn)發(fā)動機(jī)試驗(yàn)高度的模擬；二是其為控制抽氣機(jī)組工作壓比的關(guān)鍵系統(tǒng)。我國某高空臺抽氣系統(tǒng)使用的模擬控制器為20世紀(jì)90年代初設(shè)計的，目前系統(tǒng)存在調(diào)節(jié)時間長、控制精度低、抗干擾能力差等問題，在一定程度上制約了高空臺試驗(yàn)包線的擴(kuò)展，對抽氣機(jī)組的正常工作產(chǎn)生潛在的威脅。為此，擬通過數(shù)字化改造以降低系統(tǒng)慣性，提高響應(yīng)速度?？刂葡到y(tǒng)的慣性取決于壓力容腔體積、閥門公稱直徑、液壓缸動作頻率以及控制器響應(yīng)速度等因素。由于抽氣總管的壓力容腔(約2000 m3)遠(yuǎn)大于該高空臺其他壓力控制系統(tǒng)的，故而對于相同公稱直徑的調(diào)節(jié)閥，整個系統(tǒng)的慣性也相應(yīng)要大很多。因此實(shí)現(xiàn)相近的動態(tài)控制指標(biāo)，就必須要求調(diào)節(jié)閥的動作頻率大幅提高。所以在管道容腔、閥門及液壓缸已確定情況下，提高系統(tǒng)的響應(yīng)頻率就是要提高電液伺服閥的動作速度。除常規(guī)的PID參數(shù)修改外，本文提出了高精度位置隨動控制和基于壓力變化率的前饋控制兩種重要算法，并通過這兩種算法分別提高壓力控制環(huán)和閥位控制環(huán)的響應(yīng)頻率，從而實(shí)現(xiàn)整個系統(tǒng)性能的提升。

2 模/數(shù)冷備冗余控制系統(tǒng)

原控制系統(tǒng)以模擬控制器為核心，實(shí)現(xiàn)系統(tǒng)中壓力閉環(huán)的控制；通過電液伺服閥自身的差動調(diào)節(jié)實(shí)現(xiàn)閥位閉環(huán)的控制。為安全起見，本次數(shù)字化改造保留了該套控制器，并在此基礎(chǔ)上增加了數(shù)字控制器(PLC)互相作為冷備冗余，可實(shí)現(xiàn)數(shù)字控制與模擬控制的無擾動切換。數(shù)字控制的功能有：壓力均值濾波與限幅控制，設(shè)定量斜坡輸入，系統(tǒng)手/自動切換，壓力閉環(huán)控制，基于壓力變化率的前饋控制，高精度位置隨動控制，關(guān)鍵參數(shù)故障報警，以及PID快捷設(shè)置等。

圖1為改造前模擬控制系統(tǒng)的原理框圖，可見影響閥門動作速度的因素主要有閥位閉環(huán)中電液伺服閥響應(yīng)速度和壓力閉環(huán)中控制量調(diào)節(jié)速度。為此，分別在PLC中設(shè)計位置隨動控制和前饋控制功能，以分別提高閥位閉環(huán)和壓力閉環(huán)的響應(yīng)頻率。

3 高精度位置隨動控制

電液伺服閥的響應(yīng)速度，除了受供油壓力等因素影響外，還取決于伺服閥的控制方式。受模擬控制器只能輸出4～20 mA電流的限制，伺服閥的控制方式只能是雙線圈差動控制(圖2)?？刂破鬏敵鲭娏餍盘栔辆€圈1、2引腳，閥位傳感器輸出反饋電流至線圈3、4引腳。通過兩個線圈上電流產(chǎn)生的磁場強(qiáng)度不同實(shí)現(xiàn)輸出液壓油大小和方向的控制，進(jìn)而實(shí)現(xiàn)閥位調(diào)節(jié)[1-2]。這種硬件實(shí)現(xiàn)的閉環(huán)控制存在的最大問題是，閥位閉環(huán)中比例系數(shù)不可調(diào)始終為1。在擾動量較大的工況中，伺服閥的響應(yīng)速度遠(yuǎn)遠(yuǎn)跟不上調(diào)節(jié)要求。為此，在PLC中增加位置隨動控制的功能，就是在硬件條件不變的情況下改變閥位閉環(huán)中的比例系數(shù)，使伺服閥的響應(yīng)速度可以動態(tài)調(diào)節(jié)。

3.1 理論依據(jù)

設(shè)K為比例系數(shù)，U為壓力閉環(huán)的輸出控制量，F(xiàn)為閥門開度量。通常，閥位閉環(huán)的控制函數(shù)為(U-F)。在該數(shù)字控制系統(tǒng)中，在控制量U上疊加一個大小為K(U-F)的量，則電液伺服閥控制函數(shù)為(1+K)(U-F)。由此可知，控制系統(tǒng)閥位閉環(huán)的比例系數(shù)由固定的1變?yōu)?+K。因此，通過更改內(nèi)環(huán)比例系數(shù)K，即可加快閥門的動作速度?？刂葡到y(tǒng)結(jié)構(gòu)經(jīng)該算法調(diào)整后如圖3所示。

3.2 靜態(tài)調(diào)試

系統(tǒng)處于壓力開環(huán)、閥位閉環(huán)的條件下，順序測試了未采用該算法和采用該算法后閥位跟蹤控制量的情況。從圖4中可看出，在閥門從50.0°關(guān)至30.0°的過程中，未采用該算法時(即K值為0)閥門需35.0 s才能到達(dá)設(shè)定閥位，而采用該算法后(K值為8.0)閥門僅需4.0 s左右即可達(dá)到設(shè)定閥位。因此該算法可以顯著提高閥位跟蹤控制量的速度，有效減小系統(tǒng)慣性。

3.3 動態(tài)調(diào)試

分別在三臺抽氣機(jī)組和五臺抽氣機(jī)組工作的條件下，測試了抽氣總管壓力穩(wěn)態(tài)控制精度和調(diào)節(jié)時間，并與未采用該算法的工況進(jìn)行了對比。

(1)三臺抽氣機(jī)組

表1為分別在使用模擬控制器、采用與未采用高精度位置隨動控制算法條件下進(jìn)行的控制性能參數(shù)測試結(jié)果。其中，模擬控制的超調(diào)量和調(diào)節(jié)時間因在該工況下抽氣總管壓力自身無法穩(wěn)定而未測試；數(shù)字控制的超調(diào)量值是在設(shè)定值從30.0 kPa變化至35.0 kPa的過程中獲取的，調(diào)節(jié)時間是從設(shè)定值開始變化至被控壓力第一次到達(dá)設(shè)定值之間的時間?？煽闯?，使用高精度位置隨動控制算法最明顯的變化是穩(wěn)態(tài)誤差變小，調(diào)節(jié)時間有一定改善。為防止系統(tǒng)出現(xiàn)振蕩，最初設(shè)定的PID參數(shù)明顯偏小，因此通過調(diào)整PID參數(shù)還可在一定程度上縮小調(diào)節(jié)時間。

表1 三臺抽氣機(jī)組條件下的對比效果Table 1 Performance comparison on the condition of three air exhausters

(2)五臺抽氣機(jī)組

分別在采用與未采用高精度位置隨動控制算法條件下，對抽氣總管壓力控制系統(tǒng)進(jìn)行了測試，結(jié)果見表2?？煽闯?，使用該項(xiàng)功能最明顯的變化是穩(wěn)態(tài)誤差和超調(diào)量均大幅減小，調(diào)節(jié)時間也有一定改善。從實(shí)際的壓力控制曲線上看，使用高精度位置隨動控制功能后抽氣總管壓力僅經(jīng)過1～2個波形的振蕩即可穩(wěn)定，不用該項(xiàng)功能則總管壓力平均需經(jīng)過3～5個波形的振蕩才能穩(wěn)定。

綜合來說，使用高精度位置隨動控制功能后，在兩種主要工況中控制系統(tǒng)的動態(tài)性能均有明顯提升，表明使用這種算法可以明顯提高電液伺服閥的響應(yīng)頻率。

表2 五臺抽氣機(jī)組條件下的對比效果Table 2 Performance comparison on the condition of five air exhausters

4 基于壓力變化率的前饋控制

提高壓力閉環(huán)運(yùn)算速度除常規(guī)的適當(dāng)提高PID參數(shù)外，還可依據(jù)系統(tǒng)中干擾量的大小設(shè)計前饋控制[3-5]。通常前饋量與干擾量一一對應(yīng)，但在該系統(tǒng)中作為干擾源的發(fā)動機(jī)燃?xì)饬髁坎豢芍薀o法直接根據(jù)干擾量計算前饋值。對被控系統(tǒng)進(jìn)行理論分析發(fā)現(xiàn)，可根據(jù)壓力變化率間接計算出干擾量，并直接疊加在閉環(huán)控制量上輸出?？刂平Y(jié)構(gòu)如圖5所示。

4.1 理論依據(jù)

該項(xiàng)功能的主要目的是在大流量干擾情況下提高系統(tǒng)的響應(yīng)速度。設(shè)v為一抽總管容腔體積，m為容腔內(nèi)氣體質(zhì)量，m′為容腔內(nèi)變化的流量，p為容腔空氣壓力，p′為壓力變化率(通過數(shù)字控制器采集周期及差值計算)，Tm為容腔氣體溫度(在壓力變化過程中可視為定量)，w為補(bǔ)氣閥的空氣流量，c為補(bǔ)氣閥總流量系數(shù)(指流量與閥位的關(guān)系系數(shù)，因閥前溫度、壓力均恒為大氣條件，閥門始終工作在超臨界狀態(tài)，故該系數(shù)可視為定值)，S為補(bǔ)氣閥流通面積，ΔS為調(diào)節(jié)閥應(yīng)該變化的流通面積，則：

上式的含義是為抑制當(dāng)前管道內(nèi)壓力變化，調(diào)節(jié)閥應(yīng)該變化的流通面積可線性轉(zhuǎn)換為閥門控制量增量；公式中的負(fù)號表明壓力變化方向與閥門開關(guān)方向相反。

4.2 靜態(tài)調(diào)試

首先在半物理仿真系統(tǒng)中比較前饋投入和未投入的控制效果。如圖6所示，在發(fā)動機(jī)出現(xiàn)50 kg/s流量變化的工況下，前饋投入時抽氣總管壓力超調(diào)量為5.0 kPa，前饋未投入時抽氣總管壓力超調(diào)量達(dá)到8.0 kPa，超調(diào)幅度明顯偏高。

4.3 動態(tài)調(diào)試

在五臺抽氣機(jī)組工作條件下，通過發(fā)動機(jī)的流量瞬變對抽氣總管進(jìn)行壓力干擾，測試前饋投入與未投入對壓力波動的抑制程度，結(jié)果如表3、圖7所示。前饋投入后，在發(fā)動機(jī)狀態(tài)下拉時，抽氣總管壓力從35.0 kPa下降至28.4 kPa，調(diào)節(jié)閥門開度最大開至52.8°；前饋未投入時，抽氣總管壓力下降至27.2 kPa，調(diào)節(jié)閥門開度最大僅開至47.4°。可見，由于前饋?zhàn)饔迷龃罅苏{(diào)節(jié)閥門的補(bǔ)氣力度，從而使得抽氣總管壓力下跌程度出現(xiàn)一定改善。在調(diào)試階段，從設(shè)備安全角度考慮，對前饋所產(chǎn)生的最大量強(qiáng)行限制在一個較小的值，因此前饋本身沒有能在最大程度上抵消發(fā)動機(jī)流量的變化。在使用后期，可適當(dāng)放開前饋調(diào)節(jié)程度。

表3 發(fā)動機(jī)推力瞬變條件下抽氣總管壓力波動范圍Table 3 Fluctuation of exhaust pressure in thrust transient state experiment

5 結(jié)束語

經(jīng)優(yōu)化改進(jìn)設(shè)計后，在發(fā)動機(jī)流量變化不劇烈的情況下，抽氣總管壓力控制系統(tǒng)的穩(wěn)態(tài)控制精度可達(dá)到0.3%；在大流量發(fā)動機(jī)加減速或推力瞬變等工況中，抽氣總管壓力波動量不大于±8.0 kPa，且經(jīng)過1～2個振蕩周期后趨于穩(wěn)定。對系統(tǒng)控制結(jié)構(gòu)進(jìn)行優(yōu)化后，控制系統(tǒng)可保證抽氣機(jī)組的工作壓比始終在允許范圍內(nèi)，其總體控制性能明顯優(yōu)于原有的模擬控制系統(tǒng)，完全滿足穩(wěn)態(tài)控制精度不大于1.0%、動態(tài)波動量小于±10.0 kPa的使用要求。