可變幾何通道控制執行裝置動態特性研究

張偉，周振華，鄒品文，韓小曼，呂宇

(貴州紅林機械有限公司，貴陽550009)

可變幾何通道控制執行裝置動態特性研究

張偉，周振華，鄒品文，韓小曼，呂宇

(貴州紅林機械有限公司，貴陽550009)

可變幾何通道控制執行裝置的動態特性，直接影響到航空發動機的進氣和排氣性能。以一幾何通道控制執行裝置為研究對象，闡述了其基本結構和工作原理；建立了可變幾何通道控制系統數學模型，并運用AMESim建立其仿真模型，重點分析了油嘴Ⅰ直徑、油嘴Ⅱ直徑、作動筒活塞桿直徑、作動筒活塞直徑、負載等參數，對可變幾何通道控制執行裝置動態特性的影響，為同類產品的設計、改進、改型和性能優化提供了理論依據。

航空發動機；控制系統；幾何通道控制執行裝置；動態特性；作動筒；活塞桿全程移動時間

1 引言

航空發動機可變幾何通道控制系統是發動機控制系統中非常重要的組成部分，可實現對進口導向葉片、噴口喉道面積的控制和調節，對葉尖間隙的主動補償和調節等。

某型發動機幾何通道用3個作動筒控制，對幾何通道的控制要求為兩級控制，對應作動筒活塞桿的位置為完全伸出或完全回縮兩個狀態。最大負載下，作動筒活塞桿從完全回縮位置到完全伸出位置或由完全伸出位置到完全回縮位置的動作時間要求為1.5±0.2 s，對應幾何通道從最小狀態到最大狀態或由最大狀態到最小狀態的時間要求為1.5±0.2 s。要求幾何通道控制裝置掉電時，作動筒處于伸出狀態。根據被控制對象使用需要，本文開展并完成了可變幾何通道控制執行裝置的設計，并針對關鍵結構參數對其動態特性的影響進行了深入研究。

2 可變幾何通道控制執行裝置工作原理

可變幾何通道控制執行裝置原理見圖1，主要由轉換活門、彈簧、油嘴I、油嘴Ⅱ、油嘴Ⅲ、轉換活門襯套、電磁閥組成。

電磁閥不工作(不通電)時，電磁閥的A口與B口溝通，轉換活門左腔通過電磁閥與低壓燃油系統溝通，轉換活門在彈簧力的作用下工作于左極限位置。此時，高壓燃油經高壓油進口，沿圖1中紅色箭頭標示方向通過轉換活門襯套左端控制窗口、油嘴Ⅱ流進作動筒無桿腔，作動筒有桿腔沿圖1中藍色箭頭標示方向經過油嘴I、轉換活門右端控制窗口流道與低壓燃油系統溝通，作動筒活塞桿在液壓力的作用下處于伸出位置。該狀態滿足幾何通道控制邏輯“幾何通道控制裝置掉電時，作動筒處于伸出狀態”的要求。

電磁閥工作(通電)時，電磁閥的A口與B口被截斷，轉換活門左腔與低壓燃油系統不溝通，高壓燃油經高壓油進口、油嘴Ⅲ進入轉換活門左腔，轉換活門在左腔液壓力的作用下移動到右極限位置(圖2)。此時，高壓燃油經高壓油進口沿圖2中紅色箭頭標示方向通過轉換活門襯套右端控制窗口、油嘴I進入作動筒有桿腔，作動筒無桿腔沿圖2中藍色箭頭標示方向經過油嘴Ⅱ、轉換活門襯套左端控制窗口流道與低壓燃油系統溝通，作動筒活塞桿在液壓力的作用下處于回縮位置。

通過控制電磁閥通電和斷電，改變進入作動筒有桿腔和無桿腔控制油的流動方向，控制作動筒活塞桿的伸縮狀態，實現對發動機幾何通道的控制。

圖1 可變幾何通道控制執行裝置原理圖Fig.1 Schematic diagram of the variable geometry channel control executive device

圖2 轉換活門在右極限位置原理圖Fig.2 Schematic diagram of switch valve at the right limit position

3 可變幾何通道控制系統數學模型的建立

在對可變幾何控制執行裝置的組成、功能和原理進行詳細分析的基礎上，以流量連續方程和力平衡方程為基礎[1]，建立該系統的數學模型。

3.1 主要零組件參數的確定

該裝置工作介質為3號噴氣燃料，工作介質(燃油)重度ρ=7 693 N/m3，高壓油進口燃油壓力p= 5.5 MPa，低壓燃油系統(回油系統)燃油壓力p0= 0.3 MPa。

作動筒活塞直徑15.0 mm，活塞桿直徑8.0 mm，活塞桿最大行程17.5 mm，活塞桿伸出時最大負載F伸=832.0 N，活塞桿回縮時最大負載F縮=600.0 N。

選用某成熟電磁閥的性能參數為：額定工作壓力6.0 MPa，額定流量5 L/min，吸合和釋放時間3～5 ms，工作電壓27±3 VDC。

設計的轉換活門(圖3)直徑10.0 mm，控制凸肩寬4.8 mm。轉換活門襯套(圖4)左、右端控制窗口數各2個，窗口縱向尺寸4.8 mm，窗口周向尺寸3.0 mm。

3.2 彈簧參數的確定

圖1所示為該幾何通道控制裝置的初始狀態，此時電磁閥斷電，轉換活門在彈簧力作用下處于最左端位置。設p1=2.0 MPa。為保證轉換活門工作在最左端位置，彈簧預壓力需大于Fmin。根據公式(1)，Fmin=133.5 N。因此，初設彈簧預壓力F=200.0 N，彈簧剛度K=50 N/mm。

圖3 轉換活門尺寸Fig.3 Dimensions of the switch valve

圖4 轉換活門襯套尺寸Fig.4 Dimensions of the switch valve bushing

式中：A為轉換活門截面積，且A=78.5 mm2。

3.3 斷電狀態電磁閥的等效流通面積

電磁閥不通電(不工作)時A口與B口連通。設A口與B口連通時其等效流通面積為A3，根據流量公式可計算出A3：

式中：Q為6.0 MPa額定工作壓力下的電磁閥流量，Q=5.0 L/min；μ為流量系數，與型孔形狀、位移、型孔前后壓差、液體粘度等因素有關[2-3]，本文取0.7；g為重力加速度，取9.8 m/s2；Δp為電磁閥進出口(A口和B口)之間的壓差，此處Δp=6.0 MPa。由此可得A3= 1.123 mm2。

3.4 油嘴Ⅲ的等效流通面積

在忽略轉換活門和電磁閥泄漏的情況下，由高壓油進口通過油嘴Ⅲ的燃油全部通過電磁閥流到低壓燃油系統，即其相互關系可簡化為圖5所示。

根據通過油嘴Ⅲ和電磁閥的流量相等(式(3))，可得A4=0.780 mm2。

圖5 油路關系圖Fig.5 Relationship diagram of the oil line

3.5 作動筒活塞桿回縮移動時間

在圖2所示工作狀態，電磁閥通電，電磁閥A口和B口之間斷開，此時高壓油經過油嘴Ⅲ進入轉換活門左腔，推動轉換活門向右移動。轉換活門的移動量為2.0 mm，在移動前1.0 mm的過程中進入作動筒有桿腔和無桿腔的燃油流向不變，作動筒活塞不會移動。從轉換活門移動到1.0 mm之后，進入作動筒有桿腔和無桿腔的燃油流向改變，作動筒活塞桿開始移動。如果從電磁閥收到電信號開始計算，理論上作動筒活塞桿從完全伸出狀態到完全縮回狀態的移動時間t回，等于轉換活門從左極限工作位置移動到右極限工作位置所需時間t1，加上轉換活門移動到右極限位置后燃油完全充滿有桿腔時間t2。

3.5.1 轉換活門移動時間

轉換活門從左極限工作位置到右極限工作位置的移動距離為2.0 mm，在忽略泄漏的情況下，活門從左極限工作位置移動到右極限工作位置過程中，流入轉換活門左腔的燃油體積VQ=0.157 cm3。電磁閥A、B口關閉后，p1壓力迅速上升到p2(轉換活門開始移動時左腔燃油壓力)。由于燃油幾乎不可壓縮，p1上升到p2的時間也可忽略。當活門右端與限位塊剛接觸時，活門移動量為2.0 mm，此時p2壓力上升到p3(轉換活門右端移動至與限位塊左端距離剛為0時)。通過式(4)、式(5)可得，p2=2.85 MPa，p3=4.12 MPa。

假設p2上升到p3的規律如圖6所示，則轉換活門左腔燃油壓力變化方程為：

圖6 p2上升到p3的曲線Fig.6 Curve fromp2top3

式中：t1為轉換活門左腔燃油壓力從2.85 MPa變化到4.12 MPa所需時間，也即轉換活門從左極限工作位置移動到右極限工作位置所需時間。

根據t1時間內流經油嘴Ⅲ的燃油量等于VQ(式(7))計算，得到t1=4.7 ms。

式中：Δp=p-p左=2.65-1.27t/t1，A2為活塞桿面積且A2=50.26 mm2。

3.5.2 轉換活門從左極限工作位置到剛移動1.0 mm的時間

根據3.5.1節計算結果，p左=270.2t+2.85。據此可得轉換活門右移過程中經過油嘴Ⅲ的流量方程：

設t3時間內流過油嘴Ⅲ的燃油體積為Vt3，則有：

由Vt3=VQ/2，可得t3=2.165 ms。

3.5.3 燃油完全充滿有桿腔的時間

由圖2可知，轉換活門從左極限位置移動到右極限位置的距離為2.0 mm，其中轉換活門在移動第1個1.0 mm過程中進入作動筒有桿腔和無桿腔的燃油流向保持不變。從移動第2個1.0 mm開始，進入作動筒有桿腔和無桿腔的燃油流向反向，高壓油經轉換活門右控制窗口進入作動筒有桿腔，作動筒無桿腔經轉換活門左控制窗口與低壓燃油系統溝通。因此可以得到方程：

式中：p有、p無分別為作動筒有桿腔和無桿腔內的燃油壓力，A1為活塞面積且A1=176.7 mm2。

因為作動筒有桿腔和無桿腔移動距離相等，由此可得：

聯立式(10)、式(12)可得，p有=5.409 MPa，p無= 0.475 MPa。

根據前文計算，轉換活門從左向右移動第2個1.0 mm所花時間(t1-t3)=2.535 ms。為簡化計算，假設轉換活門從左向右移動第2個1.0 mm為勻速運動，則其運動速度為0.394 5 m/s。

根據轉換活門移動速度、控制窗口的數量和尺寸，可列出活門移動過程中控制窗口面積隨時間變化的方程：

由式(14)可得，轉換活門移動完第2個1.0 mm位移后，流入作動筒有桿腔的燃油體積V=0.013 4cm3。

作動筒有桿腔的總容積為6.638 cm3。轉換活門移動完第2個1.0 mm位移后，已經有0.013 4 cm3的燃油流進作動筒有桿腔，因此轉換活門移動結束，即控制窗口開到最大后(此時窗口面積為6.0 mm2)，還需6.624 6 cm3的燃油流進作動筒有桿腔，作動筒活塞桿才能完成全部回縮?？刂拼翱谶_到最大后，若不計燃油從進口到作動筒有桿腔的壓力損失，根據式(15)，可得到此時流入作動筒有桿腔的流量Q= 64.158 cm3/s。由此得到t2=0.103 3 s，t回=0.108 0 s。

由此可以看出，在沒有油嘴I和油嘴Ⅱ的情況下，作動筒活塞桿的回縮速度很快，全程回縮時間遠小于1.5±0.2 s。

另外，在圖2工作狀態，當電磁閥斷電，電磁閥A口和B口之間溝通，此時轉換活門左腔與低壓燃油系統之間連通，轉換活門左腔燃油壓力由5.5 MPa下降到2.0 MPa。此過程中，當轉換活門左腔燃油壓力下降到p3時，活門開始左移。從電磁閥斷電到轉換活門移動到左極限位置，通過電磁閥流到低壓燃油系統的燃油量為通過油嘴Ⅲ的燃油量與轉換活門移動排出的燃油量之和，根據該關系及前述類似方法，可計算出轉換活門移動時間、轉換活門移動第2個1.0 mm過程中進入作動筒無桿腔的燃油量，最終計算出作動筒活塞桿從完全回縮狀態到完全伸出狀態移動時間。

4 可變幾何通道控制執行裝置動態特性研究

4.1 模型驗證

采取仿真方法驗證上述數學模型的正確性。運用AMESim軟件建立了仿真模型[4-5]，見圖7。模型采用AMESim液壓元件構造庫中的元件，按照元件實際結構進行搭建，并依據元件設計圖中的幾何尺寸確定模型結構參數。圖8和圖9為仿真過程中得到的作動筒有桿腔壓力曲線、作動筒無桿腔壓力曲線、轉換活門左腔壓力曲線、作動筒回縮移動時間曲線、轉換活門移動時間等，可見仿真結果與數學模型計算結果基本一致。

通過仿真模型計算，得到油嘴I直徑為1.25 mm、油嘴Ⅱ直徑為0.7 mm時，作動筒活塞桿正反向動作時間滿足1.5±0.2 s的要求。作動筒移動時間曲線見圖10，與產品工程試驗結果一致。

4.2 結構參數對可變幾何通道控制執行裝置動態特性的影響

4.2.1 油嘴I直徑的影響

油嘴I與作動筒的有桿腔相連，得到油嘴I直徑對作動筒移動時間的影響曲線，見圖11?？梢姡S著油嘴I直徑的增大，作動筒正反向移動時間有減小的趨勢，但變化較微小。

4.2.2 油嘴Ⅱ直徑的影響

油嘴Ⅱ與作動筒的無桿腔相連，得到油嘴Ⅱ直徑對作動筒移動時間的影響曲線，見圖12?？梢?，隨著油嘴Ⅱ直徑的增大，作動筒正反向移動時間均變短。

圖7 可變幾何通道控制執行裝置仿真模型Fig.7 Simulation model of the variable geometry channel control executive device

圖8 仿真壓力曲線Fig.8 Pressure curve

圖9 仿真時間曲線Fig.9 Time curve

圖10 作動筒正反向移動時間曲線Fig.10 Time curve of actuator forward and backward moving

圖11 油嘴Ⅰ直徑對作動筒移動時間的影響Fig.11 The influence of nozzleⅠdiameter on actuator moving time

圖12 油嘴Ⅱ直徑對作動筒移動時間的影響Fig.12 the influence of nozzleⅡdiameter on actuator moving time

4.2.3 作動筒活塞桿直徑的影響

作動筒活塞桿直徑大小影響活塞受力，仿真得到作動筒活塞桿直徑對作動筒移動時間的影響曲線，見圖13。可見，隨著作動筒活塞桿直徑的增大，作動筒正向移動時間幾乎不受影響，但反向移動時間不斷增大。

4.2.4 作動筒活塞直徑的影響

作動筒活塞直徑大小影響活塞受力，仿真得到作動筒活塞直徑對作動筒移動時間的影響曲線，見圖14?？梢姡S著作動筒活塞直徑的增大，作動筒正反向移動時間不斷減小。

圖13 作動筒活塞桿直徑對作動筒移動時間的影響Fig.13 The influence of piston rod diameter on actuator moving time

圖14 作動筒活塞直徑對作動筒移動時間的影響Fig.14 The influence of piston diameter on actuator moving time

4.2.5 負載的影響

仿真得到的負載對作動筒移動時間的影響曲線見圖15?？梢姡S著作動筒伸出負載的增大，作動筒正向移動時間不斷增大，反向移動時間不受影響；隨著作動筒縮回負載的增大，作動筒正向移動時間不受影響，反向移動時間不斷增大。

圖15 作動筒負載對作動筒移動時間的影響Fig.15 The influence of retracted load on actuator moving time

5 結論

建立了可變幾何通道控制系統的數學模型和仿真模型，針對油嘴I直徑、油嘴Ⅱ直徑、作動筒活塞桿直徑、作動筒活塞桿直徑、負載等參數，對可變幾何通道控制系統動態特性的影響進行了研究，為工程實踐中航空發動機可變幾何通道控制執行裝置的設計及故障分析提供了依據，可為同類產品的工程設計提供參考。主要研究結論為：

(1)作動筒正向移動時間隨著油嘴I直徑、油嘴II直徑、活塞直徑的增大而減小，其中油嘴I直徑的影響較小；隨著作動筒伸出負載的增大而增大。

(2)作動筒反向移動時間隨著油嘴I直徑、油嘴Ⅱ直徑、活塞直徑的增大而減小，其中油嘴I直徑的影響較小；隨著活塞桿直徑、縮回負載的增大而增大。

(3)作動筒的移動時間主要通過油嘴Ⅱ直徑大小來調節，可以通過油嘴I直徑大小來微調；作動筒的移動時間與作動筒的活塞直徑、活塞桿直徑、負載均有關。

(4)正反方向移動時間之差無法通過油嘴I直徑、油嘴Ⅱ直徑來調節。確定設計參數時，應對正反向移動時間分別規定，規定正反方向移動時間之差要求時，應充分考慮作動筒參數和負載對正反方向移動時間之差的影響。

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[2]葛樹宏，樊丁，彭凱.某型航空發動機燃油調節器改型設計研究[J].計算機仿真．2012，8(29)：81—84.

[3]樊思齊，李華聰，樊丁.航空發動機控制[M].西安：西北工業大學出版社，2008.

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Dynamic characteristics of variable geometry channel control executive device

ZHANG Wei，ZHOU Zhen-hua，ZOU Pin-wen，HAN Xiao-man，LV Yu
(Guizhou Honglin Mechinery Corporation Ltd.，Guiyang 550009，China)

The dynamic characteristics of variable geometry channel control executive device directly affect the intake and exhaust performance of aero-engine.Taking a geometry channel control executive device as the research object,the basic structure and working principle were elaborated;the mathematical modeling and simulation model were established by using the AMESim.The design parameter influences of nozzleⅠdiameter,nozzleⅡdiameter,actuator piston rod diameter,actuator piston diameter and load on variable geometry channel control executive device dynamic characteristics were analyzed to provide theoretical basis for same products design,improvement,retrofit and performance optimization.

aero-engine；control system；geometry channel control executive device；dynamic characteristic；actuator；full moving time of piston rod

V233.7

A

1672-2620(2016)06-0038-06

2015-10-29；

2016-12-15

張偉(1982-)，貴州安順人，工程師，主要從事航空發動機燃油控制系統液壓機械附件設計研究。