基于AMESim的燃油分配器數(shù)字仿真研究

(中國航發(fā)湖南動力機械研究所，湖南株洲 412002)

1 引言

對航空發(fā)動機液壓機械裝置進行建模仿真是研究液壓元件動態(tài)特性的一種重要方法，在提高液壓機械裝置的性能、可靠性和縮短研制周期方面具有很高的工程意義。針對液壓機械仿真建模平臺，國內外有許多專業(yè)的液壓機械仿真軟件。國外，上世紀70 年代美國俄克拉合馬州立大學推出了第一個專業(yè)的機械液壓仿真軟件HYDSIM；隨后法國IMAGINE公司推出專門用于機械液壓系統(tǒng)建模、仿真及動力學分析的AMESim，為機械、流體動力、熱流體和控制系統(tǒng)提供了完善、優(yōu)秀的仿真環(huán)境[1-2]。國內，浙江大學引進DSH 軟件，通過改進積分算法實現(xiàn)了變步長龍格庫塔算法；大連理工大學液壓系統(tǒng)動態(tài)仿真軟件研發(fā)團隊發(fā)布了SIM-Ⅰ、SIM-Ⅱ液壓系統(tǒng)動態(tài)仿真包[1-2]；西北工業(yè)大學、南京航空航天大學等院校在發(fā)動機機械液壓系統(tǒng)建模方面也有所嘗試[3-4]。

燃油系統(tǒng)作為控制系統(tǒng)的一部分，在發(fā)動機與控制系統(tǒng)建模時因其元件級實時動態(tài)模型建模技術難度大，通常被忽略細節(jié)特性將其視為簡單的慣性環(huán)節(jié)。而燃油系統(tǒng)是航空發(fā)動機全狀態(tài)工作范圍內的執(zhí)行機構，對發(fā)動機的安全起著重要作用。其中的燃油分配器對計量后的燃油流量進行合理、精準的分配，使進入燃燒室燃油流量實現(xiàn)對發(fā)動機的起動、加減載、停車等過程的供油變化[5]。本文對某型燃油分配器進行建模仿真，根據(jù)燃油分配器工作原理[5-7]，在AMESim 軟件元件庫中選擇合適的元件構建模型，分析燃油分配器動態(tài)工作過程，建立穩(wěn)態(tài)平衡方程，完成各元件參數(shù)的設置[1，8-9]；對模型運行仿真，分析了彈簧剛度、初始壓縮量、預緊力對燃油分配器性能的影響。

2 燃油分配器工作原理

燃油分配器結構如圖1所示，主要由大彈簧、大彈簧座、小彈簧座、大活門、小彈簧、小活門和閥座組成。發(fā)動機起動過程中，當燃油分配器壓差達到副油路打開壓力時，大活門向左運動壓縮大彈簧，進口燃油經(jīng)大活門通油槽及閥座環(huán)槽進入副油路；當分配器壓差達到主油路打開壓力時，小彈簧和小活門向左運動，燃油經(jīng)小活門通油孔和大活門通油孔進入主油路；發(fā)動機停車時，燃油進口壓力減小，在彈力作用下大彈簧推動小彈簧座和大活門向右運動，此時放油通道打開，燃油分配器將燃油總管主、副油路的燃油排出體外。

圖1 燃油分配器結構原理圖Fig.1 Schematic diagram of fuel distributor

3 建模研究

3.1 理論分析

根據(jù)燃油分配器工作原理，選取主油路進行理論分析。主油路受力簡化模型如圖2所示。在穩(wěn)態(tài)條件下存在如下關系：

圖2 主油路受力分析Fig.2 Pressure analysis of primary fuel circuit

式中：S為活門受液壓力面積，Δp為活門所受液壓力壓差，k為彈簧剛度，x為活門位移量，x0為彈簧初始壓縮量，f0為彈簧預緊力。

對主油路關閉、完全打開和放油時的燃油流向進行分析，如圖3所示。在穩(wěn)態(tài)條件下圖3(b)存在流量平衡關系[10]：

式中：C為流量系數(shù)，取C=0.7；ρ為燃油密度，取ρ=780 kg/m3；A為主油路出口流通面積。

圖3 主油路不同狀態(tài)時的燃油流向Fig.3 Fuel flow of primary fuel circuit in different states

3.2 元件選取

根據(jù)3.1節(jié)分析知，活門中的滑閥沿軸向運動可打開或關閉通油窗口，因此在AMESim 的液壓元件設計庫(HCD)中選取的活門元件主要包括滑閥、襯套和油路三部分，如圖4 所示?；y上的凸臺起打開和關閉襯套窗口、改變通油窗口的開度和通油面積的作用。活門元件的滑閥按照重疊量，可分為零重疊滑閥(零開口滑閥)、正重疊滑閥(負開口滑閥)和負重疊滑閥(正開口滑閥)三種，其中正開口滑閥具有泄漏小、穩(wěn)定性好等特點。發(fā)動機控制系統(tǒng)仿真中，活門元件滑閥直徑一般為4～20 mm。

圖4 活門元件Fig.4 Diagram of valve component

燃油分配器正常工作時，彈簧受活門的作用力發(fā)生壓縮。HCD庫提供了幾種彈簧元件供選擇，按運動形式分為絕對運動和相對運動兩種；按彈簧與滑閥受力方向分為同向和反向兩種。由于工作時彈簧腔內存在燃油，因此不考慮選取機械庫中的彈簧元件。在HCD庫中選取的彈簧元件如圖5所示。

圖5 彈簧元件Fig.5 Diagram of spring component

作用在活門和彈簧上的力不平衡時活門會產(chǎn)生移動，且實際工作中活門的位移是有限的，因此選擇帶限位的質量塊連接在活門與彈簧之間。選取的限位質量塊如圖6所示。

圖6 限位質量塊Fig.6 Diagram of mss stop blocks

主、副油路的燃油經(jīng)燃油總管、燃油噴嘴進入燃燒室。燃油流經(jīng)噴嘴時壓力有一定的下降，為盡可能還原真實的燃油流動特性，選用HDC庫中的節(jié)流嘴模擬單個燃油噴嘴。選取的節(jié)流嘴如圖7所示。

圖7 節(jié)流嘴Fig.7 Diagram of throttle orifice

3.3 參數(shù)設計

根據(jù)3.1、3.2節(jié)分析，初步完成燃油分配器模型搭建，如圖8所示。

圖8 燃油分配器模型Fig.8 Model of fuel distributor

根據(jù)燃油分配器壓差與流量要求，由流量平衡關系計算出主、副油路噴嘴的當量直徑(分別為d11、d22)。為防止節(jié)流，應存在分配器出油口流通面積≥燃油總管流通面積≥噴嘴流通面積的關系，取模型中分配器主、副油路活門窗口開度d1≥d11、d2≥d22(d1、d2分別代表主、副油路出口直徑)。

某型燃油分配器主油路打開壓差Δp1與副油路打開壓差Δp2之間存在Δp1=16Δp2的關系，根據(jù)分配器工作原理，針對任意油路，在穩(wěn)定狀態(tài)下有如下關系：

式中：pfq為分配器前壓力，pfh為分配器后壓力，D為活門直徑，Δxz為彈簧總壓縮量。

根據(jù)活門臨界打開壓力，由公式(3)可得彈簧預緊力：

由公式(4)可知，彈簧剛度越大越能提高活門前的壓力，彈簧剛度越小活門的動態(tài)特性越好。此處取主、副油路上彈簧剛度系數(shù)分別為k1、k2，由x0=可得主、副油路彈簧的初始壓縮量分別為x1，0、x2，0。

根據(jù)本節(jié)分析，主副油路活門、彈簧、限位質量塊及噴嘴的參數(shù)設計如表1～表3所示。

表1 主副油路活門參數(shù)Table 1 Valve parameters of primary and secondary fuel circuits

表2 主副油路彈簧參數(shù)Table 2 Spring parameters of primary and secondary fuel circuits

表3 主副油路噴嘴和限位質量塊參數(shù)Table 3 Fuel nozzle and mass with friction and ideal end stops parameters of primary and secondary fuel circuits

4 仿真結果與分析

4.1 燃油分配器性能仿真分析

圖9、圖10分別給出了燃油分配器主、副油路仿真結果與試驗結果的對比及放油過程的仿真結果。由圖9 可知，所構建的燃油分配器模型總油路燃油流量的仿真結果與試驗結果基本吻合，同時主、副油路的打開壓力和出口燃油流量不同，說明了模型的準確性。由圖10可知，在0.1～1.8 s時，壓差(分配器前壓力與燃燒室壓力差值，本文取燃燒室壓力為常數(shù))為負，燃油流量為正；在1.8 s 左右，壓差由負變正，燃油流量由正值快速降至0；在6.5 s 左右，壓差由正變負，燃油流量由0 快速升至正值。仿真結果表明，模型對放油反應極快。

圖9 燃油分配器主、副油路燃油流量仿真結果與試驗結果對比Fig.9 Simulation and test results of fuel distributor primary and secondary fuel circuits

圖10 放油過程中壓差與燃油流量變化Fig.10 Pressure difference and fuel mass variance during draining

4.2 燃油分配器影響因素仿真分析

影響燃油分配器性能的參數(shù)主要有彈簧預緊力、初始壓縮量和剛度，依次對這些參數(shù)進行仿真分析，結果見圖11～圖13。由圖11可知，保持彈簧初始壓縮量、剛度不變，改變彈簧預緊力，可以調整活門的臨界打開壓差Δpl，預緊力與Δpl呈正相關，且在活門未完全打開時預緊力越大出口燃油流量變化的斜率越大。由圖12 可知，保持彈簧預緊力、剛度不變，改變彈簧初始壓縮量，可以調整活門臨界打開壓差，初始壓縮量與臨界打開壓差呈正相關，且在活門未完全打開時初始壓縮量越大燃油流量變化的斜率越大。由圖13 可知，保持彈簧預緊力、初始壓縮量不變，此時活門的臨界打開壓差恒定，在活門未完全打開時剛度越大出口燃油流量的變化斜率越小。在圖11～圖13 中，出口燃油流量的斜率表示了活門打開的速率，斜率越大活門打開速率越快，斜率越小活門打開速率越慢。

圖11 不同預緊力下的流量-壓差曲線Fig.11 Comparison of Q-Δp with different preload forces

圖12 不同初始壓縮量下的流量-壓差曲線Fig.12 Comparison of Q-Δp with different initial compression

圖13 不同剛度下的流量-壓差曲線Fig.13 Comparison of Q-Δp with different stiffness

5 結論

以AMESim 為仿真平臺，開展了航空發(fā)動機燃油分配器建模方法研究，得到如下結論：

(1)在燃油分配器整個工作過程中，所構建的燃油分配器數(shù)學模型與實際試驗結果保持了較高的吻合度。

(2)構建的燃油分配器模型對不同性能影響參數(shù)進行仿真，可以正確反映彈簧預緊力、初始壓縮量、剛度對燃油分配器出口流量與壓差的變化趨勢。

(3)受試驗條件影響，對燃油分配器性能影響因素分析試驗尚未進行，故未對燃油分配器影響因素的仿真結果與試驗進行對比研究，此項工作后續(xù)展開。