射流偏转板伺服阀小电流输出引发异响声问题及解决措施

赵朋林, 周浩浩

(航空工业第一飞机设计研究院飞控系统设计研究所, 陕西西安 710089)

引言

作为将微弱的电气信号转换成强大的液压功率输出的电液转换元件和功率放大元件[1],电液伺服阀组成的伺服控制系统具有精度高、响应快、工作可靠、功率密度高等优点[2]。

根据技术成熟度和型号中占有率情况,目前在国内, 射流型伺服阀为电液伺服阀的主流。射流型伺服阀通常采用两种射流的方式:偏转板射流和射流管射流。两种伺服阀基本原理都是通过射流式液压放大器的作用形成对阀芯的驱动。其中,射流管伺服阀通过喷嘴、接受器实现,而偏导射流伺服阀通过射流盘、偏导板实现,二者动态性能基本相当。射流型伺服阀因具有抗污染性能好、容积效率高、灵敏度高等优点,成为液压马达速度闭环伺服控制系统的首选[3]。

但是,在工程实践中发现,在使用射流型伺服阀实现液压马达速度闭环控制的伺服控制系统运行中,在空载低速段工作时(对应于伺服阀小控制电流工况),采用液压伺服控制的液压马达驱动装置持续发出明显的“咔咔咔”异响声。

本研究在伺服阀流场仿真基础上,分析得出液压马达驱动装置异响声的原因,并提出了对射流型伺服阀优化改进的设计方法,以消除异响声。

1 射流型伺服阀应用实例中的异响声问题

1.1 射流偏转伺服阀应用实例概述

某型飞机襟翼控制系统采用“数字式2×2余度计算机控制+备份控制”构架型式,作动系统采用集中式共轴驱动、分布式作动形式,提供正常、降级和备份三级控制,襟翼PDU(Power Driver Unit)控制原理如图1所示。襟翼PDU具有正常、降级和备份三种工作模态。正常工作模态下,两个独立的液压马达通道分别实时接收PCM1和PCM2发出的襟翼位置差信号,作为液压马达的转速指令信号,并通过采集液压马达的转速信号,控制电液伺服阀的开度,组成对液压马达转速的闭环控制系统,控制液压马达的转速,从而控制襟翼的偏度;降级工作模态对应于一个液压马达驱动通道或一个控制通道故障情况下,自动转入降级工作模态,故障通道对应的液压马达输出轴制动,由正常的液压马达通道工作,此时襟翼PDU输出轴转矩保持不变,仅速度减半;在系统行程闭环控制功能失效情况下,驾驶员可通过超控控制板发出操纵指令,进入备份工作模态,驱动襟翼作动线系,向运动方向指令对应的极限位置运动。

图1 某型飞机襟翼PDU液压马达伺服控制原理图

采用28 MPa供压体制,通过J/YF-71型射流偏转板伺服阀实现对液压马达转速的闭环控制,从而实现襟翼PDU输出轴转速的伺服控制。控制系统通过对比产品转速指令信号和反馈信号的变化,进行PID闭环运算,输出电流调节伺服阀的开口和方向,从而控制产品的转速和方向。液压马达的速度闭环通过伺服控制实现,液压马达启动过程转速按照“S”形曲线上升至匀速运动,停止过程转速从匀速运动下降至0,以减小襟翼PDU对襟翼传动线系的冲击[4]

1.2 射流管伺服阀应用中存在的问题

襟翼控制分系统在机上地面襟翼收放功能试验中发现,襟翼PDU仅一路液压马达工作;襟翼收放过程中,襟翼即将运动到位的低速段时,襟翼PDU持续发出“咔咔咔”异响声,襟翼PDU异响发生在襟翼PDU速度曲线图所处位置如图2所示。

图2 襟翼PDU异响声在速度曲线位置示意图

针对襟翼PDU异响故障,经过系列故障隔离测试,依次排除与液压马达、液压制动器、传感器、速度差动齿轮箱等机械传动因素相关,初步确认与伺服控制相关。为进一步定位故障,针对伺服控制系统,进行了以下试验:

(1) 对襟翼PDU两路电液伺服阀交换,进行28 MPa 下单路空载低速试验,PDU异响情况跟随电液伺服阀,初步确认射流偏转板电液伺服阀导致PDU异响。

(2) 将襟翼PDU现行方案下使用的射流偏转板型J/YF-71电液伺服阀更换为喷嘴挡板型FF-102/20电液伺服阀,进行对比试验如下:

(1) 28 MPa空载低速下PDU异响声对比:更换喷嘴挡板型伺服阀后,PDU异响声明显改善。

(2) 28 MPa空载低速下对液压马达工作压力脉动对比测试,测试点布置如图3所示。测试结果为:使用射流偏转板型电液伺服阀的压力波动值1.47 MPa,如图4所示。使用喷嘴挡板型电液伺服阀的压力波动值0.48 MPa,压力脉动值明显减小,如图5所示。

图3 襟翼PDU工作压力脉动检测方式示意图

图4 射流偏转板伺服阀对应的马达工作压力脉动测试结果

图5 喷嘴挡板伺服阀对应马达工作压力脉动测试结果

以上测试结果表明,产品异响的原因为:射流偏转板电液伺服阀工作中造成液压马达的工作压力脉动较大[5];且工作压力脉动越大,异响声越明显;通过减小液压马达的工作压力脉动,有助于改善襟翼PDU异响声问题[6]。

2 产品异响声问题的机理分析

2.1 射流偏转板伺服阀工作原理

如图6所示,射流偏转板伺服阀主要由力矩马达、射流放大级(射流管和接收器)、滑阀组成。

图6 射流偏转板伺服阀组成及工作原理示意图

当线圈中施加控制信号后,力矩马达接受控制电流产生控制磁通,在和永久磁钢产生的极化磁通的共同作用下驱动衔铁组件偏转,衔铁组件运动带动偏导板运动。偏导板插在射流片中间,射流片上开有一个射流喷嘴和两个对称的接受口。当偏导板位于射流器中位时,由喷嘴射出的液流被两个接受口均等地接收,在滑阀两端产生的恢复压力相等,阀芯不动。当偏导板偏转时,两个接受口内的恢复压力不等,在阀芯两端产生的压力差推动阀芯运动。阀芯位移带动反馈杆和偏导板产生位移,以力矩和位移的形式分别反馈到力矩马达的衔铁及偏导板上,与衔铁产生的电磁力矩相平衡。这样在诸力矩成平衡状态时,便得到一个与输入控制电流成正比例的阀芯位移,即,在阀的压降一定情况下,输出流量与输入控制电流之间成正比关系[7]。

2.2 伺服阀流场仿真分析

对伺服阀前置级射流口处的流场建立仿真模型如图7所示[8]。射流偏转板伺服阀供油压力经过油滤后进入前置级射流偏转板射流口处,射流口前端油液压力基本为额定供油压力28 MPa。根据亨利定律,相同温度下液压油的压力越大气体越容易溶解在液压油中,随时间的增加,气体的溶解量相应增加[9]。

图7 射流口处流场流速仿真模型

仿真结果如图8所示,当伺服阀射流前置级入射口产生的高速液流通过入射口节流后压力由28 MPa急速降至回油溢流腔压力,在溢流腔产生负压,当局部负压低于油液的饱和蒸汽压力时,在局部产生大量的气泡并最终溃灭,此现象即为气穴效应[10]。

图8 射流偏转板阀前置级仿真压力云图

为探究射流腔供油压力变化对前置级气穴效应的影响,当偏转板为中位时,现设定回油压力为0,分别选取不同的射流腔供油压力p为5, 15, 28 MPa。在仿真模型选择上,加入多相流模型,选定Mixture气液两相流模型[11],其中液相为液压油,气相为空气,假设气相和液相之间发生质量交换,在空化模型中同时考虑气泡的形成和溃灭。选取中间截面为云图输出面,输出不同供油压力下的前置级流场气相体积分数云图如图9所示。

图9 不同供油压力下前置级流场气相体积分数云图

对仿真结果分析可知:当前置级供油压力提高时,前置级内部析出气体区域的面积将增大,最大析出气体的体积分数也将上升,加重前置级内部流场的气穴现象[12]。大量气泡随着液流流到压力较高的部位时,因承受不了高压而破灭,产生局部的液压冲击,并引起伺服阀力矩马达衔铁组件振动,进而改变阀芯两端压差变化,伺服阀输出流量产生波动;气穴产生的振动频率与产品的供油压力及安装管路和容腔有关,因此,为减弱前置级内部流场的气穴问题,在中位压力和负载压差满足要求的前提下,应尽量降低前置级的供油压力[13]。

根据数值计算结果,记录不同供油压力下析出的最大气体体积分数fg,并将结果绘制成柱状图,得到前置级流场最大析出气体体积分数fg与供油压力的关系,如图10所示。

图10 前置级流场最大析出气体体积分数与供油压力的关系示意图

2.3 襟翼PDU谐振响应仿真分析

为验证襟翼PDU的异响是“因PDU液压流量脉动引起结构谐振”的结论,现对襟翼PDU进行谐响应仿真分析。

通过分别控制各元件的网格尺寸,得到产品的有限元模型如图11所示。对襟翼PDU的模态分析结果,得到产品的前2阶固有频率如表1所示。

表1 模态分析襟翼PDU固有频率

图11 襟翼PDU有限元模型

将28 MPa下的射流偏转板伺服阀对应马达工作压力脉动实测结果1.47 MPa添加到伺服阀后端至马达之间的管路内,根据模态分析结果,襟翼PDU前2阶模态在140 Hz以内,因此设定谐振响应分析的频率范围为140 Hz。即以幅值a为0.8 MPa、频率为0～140 Hz 的压力进行扫频分析。

现以幅值a为0.8 MPa、频率为0～140 Hz的压力进行扫频分析,襟翼PDU实测点位置如图12所示。现以三轴向压电加速度计(传感器具体参数如表2所示。从模型中提取节点处的法向加速度响应如图13所示。

表2 加速度传感器参数表

图12 襟翼PDU加速度响应提取点

图13 襟翼PDU加速度响应仿真结果

因ANSYS中的坐标显示不成线性,为便于分析,将数据导出后拟合出加速度响应如图14所示,襟翼PDU实测振动曲线如图15所示。

图14 襟翼PDU拟合加速度响应仿真结果

图15 襟翼PDU实测振动数据

从仿真结果可以看出,当压力的脉动频率在结构固有频率附近时,结构将产生较大的振动。襟翼PDU的Z向一阶频率点的响应幅值为3 m/s2、二阶频率点的响应幅值为11.2 m/s2。

根据加速度响应仿真结果,结合振动实测数据可知:实测伺服阀的响应峰值,多数与二阶频率响应接近,表明液压马达工作压力的脉动频率达到了结构二阶固有频率。

2.4 襟翼PDU试验结果分析

对襟翼PDU进行扫频试验,得到的三个方向扫频结果。根据扫频结果,得到襟翼PDU的前二阶固有频率如表3所示。

表3 襟翼PDU实测固有频率

对压力脉动测试的结果进行傅里叶变换,得到脉动信号的频域结果,其中幅值谱如图16所示。从图中可以看出,压力脉动的信号中包含频率为69.6, 97.9 Hz的分量,该频率值与产品的一阶固有频率、二阶频率接近,导致结构产生异常振动。

图16 襟翼PDU压力脉动幅值谱

2.5 襟翼PDU异响声故障机理

针对襟翼PDU异响问题,通过仿真分析,结合试验结果分析,确认襟翼PDU异响故障机理为:射流偏转板伺服阀前置级供油压力高,产生“气穴效应”,引起伺服阀小流量输出波动增大[14],襟翼PDU空载低速运行时,伺服阀输出工作液的压力脉动频率与襟翼PDU结构固有频率接近,谐振响应导致产品产生异响声。

3 对伺服阀优化改进措施及实施效果

3.1 优化改进方案

根据襟翼PDU异响故障机理,确定优化更改思路为:为减弱伺服阀前置级内部流场的气穴现象,在中位压力和负载压差满足要求的前提下,尽量降低前置级的供油压力,抑制供油压力波动对控制级的影响[15]。

按照优化更改思路,有以下两种方案:

(1) 将射流偏转板伺服阀更换为喷嘴挡板伺服阀,避免射流式伺服阀通过射流式液压放大器的作用形成对阀芯的驱动,小流量下伺服阀前置级内部流场发生的“气穴现象”,引起伺服阀小流量输出波动增大。由于喷嘴挡板式伺服阀的喷嘴挡板间隙极小(约0.02 mm),对油液中的多余物极其敏感,耐污染性能差,国内新研产品中已基本上不再采用,且两种伺服阀接口的差异,无法原位替换,产品需要专门针对接口差异进行更改,故不选用。

(2) 在射流偏转板伺服阀的前置级增加进油节流孔,考虑到射流管阀先导级最小尺寸为0.2～0.4 mm,且节流孔尺寸越小,对液压油液清洁度要求越高,为不影响射流偏转板伺服阀自身的性能,因此选用增加节流孔的孔径0.2 mm。具体实施方式为:在射流偏转板伺服阀壳体上表面进油孔处直径为1.5的小孔中,压装外圆与壳体小孔直径1.5过盈配合、内孔直径Φ0.2节流孔的柱销。增加节流孔前、后J/YF-71射流偏转板伺服阀性能对比如表4所示。

表4 增加节流前后射流偏转板伺服阀性能对比表

对比同一台伺服阀在增加节流孔前后的性能变化,表4中数据表明:增加直径Φ0.2节流孔后,伺服阀性能稳定,满足各项指标要求。

3.2 优化改进措施的实施效果

1) 小电流工作压力脉动对比测试

28 MPa、小电流(5 mA)输出下,分别对未安装节流孔无节流孔和有节流孔两种的J/YF-71射流偏转板伺服阀的襟翼PDU进行压力脉动测试,测试结果如图17、图18所示。测试结果对比表明: 安装增加节流孔伺服阀的PDU工作时,压力脉动明显改善。

图17 无节流孔襟翼PDU压力脉动测试结果

图18 有Φ0.2节流孔襟翼PDU压力脉动测试结果

2) 振动幅值谱对比测试

28 MPa、小电流(5 mA)输出下,分别对安装无节流孔电液伺服阀和安装有节流孔电液伺服阀的襟翼PDU进行工作振动测试,测试结果如图21、图22所示。测试结果对比表明:增加节流孔后的电液伺服阀用于襟翼PDU伺服控制系统工作中,襟翼PDU工作时的振动情况有较大改善;安装增加节流孔电液伺服阀的襟翼PDU低速工作时,无明显异响。分别对图19、图20测试结果进行傅里叶变换,得到脉动信号的频域结果如图21、图22所示。

图19 伺服阀无节流孔襟翼PDU振动幅值测试结果

图20 伺服阀有节流孔襟翼PDU振动幅值测试结果

图21 伺服阀无节流孔状态压力脉动幅值谱

图22 伺服阀有0.2节流孔状态压力脉动幅值谱

3) 优化实施效果

对比同一台伺服阀在增加节流孔前后的性能变化、小电流工作压力脉动对比、振动幅值谱对比如表5所示。

表5 伺服阀增加节流前后性能对比表

通过表5表明:在射流偏转板伺服阀壳体组件上表面增加Φ0.2节流孔的电液伺服阀用于襟翼PDU伺服控制系统工作中,电液伺服阀后流体的压力脉动频率避开了襟翼PDU结构的固有频率,从而避免了结构谐振,明显降低了襟翼PDU异响。

4 结论

在选用射流型伺服阀实现工作液流量控制的液压伺服控制系统中,由于射流型伺服阀采用通过射流式液压放大器的作用形成对阀芯驱动的原理,其低速段不可避免地会遇到伺服阀小电流使用工况,因前置级供油压力高,产生“气穴效应”,引起伺服阀小流量输出压力波动增大,当伺服阀输出工作液的压力脉动频率与产品结构固有频率接近,形成谐振响应,从而导致产品产生异响声;通过在射流偏转板伺服阀的前置级增加进油节流孔,可以抑制伺服阀小流量输出时的压力波动,从而明显改善产品异响问题。