王常亮，邱明星，金 海，李兆红，石 磊，袁 森

（中国航发沈阳发动机研究所，沈阳110015）

0 引言

压气机可调静子导叶（Variable Stator Vane简称VSV）的调节控制，直接影响压气机的喘振裕度，其角度调节规律的设置，是保证多级高压比压气机实现设计指标的重要技术手段[1-3]，因此对于其角度的控制精度有严格要求。本项研究涉及的VSV调节系统为机械液压式调节系统，在设计上具有技术原理成熟和可靠性高等优点，普遍应用于航空发动机上，如美国F16飞机配装的F110-100发动机、俄罗斯Su-27飞机配装的АД-31Ф发动机、波音777飞机配装的GE90发动机等，均使用该类型调节控制系统，具有广泛的应用基础[4-7]。一般来说，使用上述调节系统的发动机，其VSV角度控制精度已经达到了相当高的水平，可满足发动机的使用需求。但是大量发动机的使用经验和统计规律显示，个别发动机的VSV角度调节存在滞后量大的问题，导致发动机多次进行硬件更换和排故试车，造成较大的经济损失。类似VSV机械滞后问题在国外相关研究[8]中也有提及，通过改进驱动方案后得以解决。对于本文研究的问题，尽管现象类似，但由于不存在非对称变形影响因素，其故障模式有所区别；同时，由于并非批量发动机的共性问题，故障的出现有不确定性，影响因素复杂，且所涉及的控制系统、操纵机构等部件众多，增加了研究的技术难度。

本文基于SimulationX系统仿真平台[9-10]，搭建了VSV角度闭环调节系统仿真模型，运用FMEA方法[11]进行计算分析及试验验证，确定VSV角度滞后的影响因素，提出改进优化方案。对设计技术的改进及设计流程优化具有较强的现实意义。

1 系统工作原理及问题现象

VSV角度闭环调节系统主要由控制器、执行操纵机构和反馈机构3部分组成，如图1所示。其主要工作原理为依据发动机工作转速状态，控制器通过传感器获取转速指令信号，并作为VSV角度控制的输入，提供给控制器内部控制活门以形成控制偏差，高压活门重新分配供给作动筒2腔的压力，推动作动筒动作，进而带动压气机导向叶片进行转动。同时，反馈机构将VSV角度位置信息反馈给控制器，控制器通过比较理论位置与反馈信息，进一步通过内部杠杆机构减小控制偏差，逐步将VSV控制活门拉回到平衡位置，使VSV角度重新稳定在新的位置，实现按转速变化的闭环控制。

根据统计结果，个别发动机的VSV角度控制存在滞后量大的现象（如图2所示），导致发动机多次进行硬件更换和排故试车。国外发动机类似VSV机械滞后表现如图3所示[8]，主要原因为驱动方案引起的非对称变形及机构摩擦阻力增大，通过改进驱动方案后，问题得以解决。但由于本文研究的对象，其驱动方案为双作动筒对称排布，故障模式与国外文献描述的有所差别。由于影响因素复杂，且存在相关性，传统的故障隔离试验方法并不完全适用，而系统仿真不受硬件资源和加工周期等因素的限制，可以深入研究潜在的影响因素及其影响程度。

图1 闭环调节控制原理

图2 VSV滞后问题（无量纲）

图3 国外某发动机VSV滞后现象及改进方案[8]

2 模型搭建及验证

通过多学科系统仿真平台SimulationX，并运用二次开发工具TypeDesigner对VSV角度调节系统搭建模型，其模块主要包括控制器内的指令杠杆、反馈凸轮-杠杆、高压分流活门、作动筒、反馈机构及气动/摩擦负载模块等元部件。具体系统模型如图4所示。元器件模型相应结构尺寸按部件实际参数进行设置，动态输入参数按试验测量数据给定。

图4 系统模型

以系统模型中的气动/摩擦负载模块为例，通过分析机构运动状态，选取作动筒活塞作为受力分析对象，物理模型如图5所示。

图5 作动筒模型（SimulationX模型说明）

机构运动为稳态或匀速运动，此时活塞杆静止或做匀速往复运动，作动筒2腔压力产生的驱动力与VSV操纵机构受到的气动力与摩擦阻力基本达到平衡状态，建立转速增加及降低过程的活塞受力平衡方程

式中:Fd1、Fd2分别为转速增加、降低过程驱动负载力；Fa为发动机流路中的气体在叶片上的气动作用传递到活塞杆上的力；Ff为摇臂等机构的摩擦作用传递到活塞杆上的力。

分析活塞工作状态，可得油压驱动力与腔压及活塞结构尺寸关系

式中:Fq1、Fq2分别为转速增加、降低过程油压驱动力；PA、PB分别为作动筒 2 腔腔压；AA、AB分别为对应侧活塞作用面积；Ag为活塞杆截面积。

其中腔压可参考实际测量数据，活塞结构尺寸按实际情况给出，由于驱动负载Fd1、Fd2与Fq1、Fq2分别为作用力与反作用力，因此，联立式（1）～（4）可初步估算出气动力及摩擦阻力曲线，如图6所示。

图6 气动力及摩擦阻力曲线（无量纲）

对搭建的系统仿真模型的有效性进行了验证，将仿真计算结果与整机试验实测结果进行对比，可以看到腔压模拟（如图7、8所示）和驱动力模拟（如图9所示）计算结果与试验实测数据有较好的一致性，说明该模型可以较好地反映VSV系统各模块间的协调作用，且计算结果误差较小，可以作为进一步故障因素分析工作的仿真计算基础。

图7 作动筒A腔压力仿真及试验结果（无量纲）

图8 作动筒B腔压力仿真及试验结果（无量纲）

图9 驱动力仿真及试验结果（无量纲）

3 仿真计算及结果分析

以搭建的VSV闭环调节系统为研究平台，运用FMEA方法，注入可能的影响因素进行仿真计算，分析可能的故障因素，确定问题故障模式。并通过上述分析，对VSV闭环调节系统的设计流程进行优化改进。

3.1 故障影响因素仿真分析

根据系统工作原理、内部结构组成及试验测量情况，识别出的可能影响因素主要包括油路压力异常、活门泄漏、机械结构刚度异常、活门特性分散度大等控制器因素，输入输出关系异常等反馈机构因素，以及摩擦阻力、驱动负载异常等操纵执行机构因素。

针对可能的影响因素，以搭建的系统仿真模型为平台，逐一进行FMEA分析，计算结果见表1。

表1 故障因素影响计算

计算得到主要影响因素，包括驱动能力偏低、活门输出特性分散度大及驱动负载偏大，进一步研究其产生原因，认为是由发动机个体差异或热状态差异导致的，因此在故障现象上表现出一定的不确定性。进一步对上述3方面主要因素进行叠加分析，复现了故障现象。

3.2 故障模式分析及验证

根据仿真分析结果，结合实际试验情况得到如下故障模式:首先，在实际试车过程中，在相同转速下，控制器主泵后压力与回油压力存在一定的分散度，即控制器自身驱动能力有所差别，导致在某一时刻因驱动力不足使VSV角度滞后。随着主机转速进一步降低，驱动能力也随之迅速降低，增大了VSV角度滞后的概率。其次，根据实测结果，控制活门自身的输出特性也存在分散度，如果输出特性偏差，则会加剧VSV角度的滞后程度。在驱动负载方面，发动机个体也存在差别，这主要反映在发动机个体的操纵机构静态阻滞力差别、热态摩擦阻力增加、气动力差别3个方面。即存在发动机个体驱动负载偏大导致其与驱动能力匹配不佳的情况。对于发动机实际工作过程，如果只存在3.1节中的3种主要影响因素的1种，并不会引起VSV角度显著滞后，如果叠加2种及以上诱发因素，则会出现明显的VSV角度滞后情况。

为验证上述分析，选取1台发动机进行试验。通过前期的部件测量及整机测试数据分析，认为该发动机的控制器驱动能力偏低、活门输出特性较差和热态驱动负载偏大。数值仿真过程按发动机热态摩擦阻力增大后的评估结果进行设定，控制器回油压力按实测数据给定突跳，活门输出特性按附件出厂实测数据分散度给定，仿真结果与实际整机试验结果吻合较好（如图 10～12所示），故障现象得以复现。

图10 VSV角度仿真及试验结果（无量纲）

图11 A腔压力仿真及试验结果（无量纲）

图12 B腔压力仿真及试验结果（无量纲）

图13 VSV调节系统设计流程优化

3.3 VSV调节控制系统设计流程优化

通过对上述故障问题的研究分析，发现VSV调节系统作为实现VSV角度闭环控制功能的载体，其传统的设计流程不完善，需加以改进优化。主要从正向设计的角度出发，参考系统工程设计方法[12-15]，对原有的设计流程改进优化（如图13所示）。主要增加了以下环节:

（1）在控制器和执行机构的部件设计过程中，增加驱动能力及驱动负载匹配设计环节，并进行相应的负载模拟试验和运动仿真评估，进一步通过联合仿真进行初步评估；

（2）在控制器活门等关键部件的生产制造过程中，根据研究经验，提出分散度控制要求；

（3）在执行机构方案设计过程中，应对热态过程组件间的摩擦阻力增加情况予以考虑。

4 结论

通过系统仿真研究及试验验证，完成了VSV机械滞后问题的仿真模拟及故障模式验证，基于分析验证结果，得出以下结论:

（1）基于SimulationX软件平台搭建了VSV调节系统仿真模型，并完成了有效性验证；

（2）通过FMEA分析，对VSV角度机械滞后效应的影响因素进行了系统仿真分析，得到了单一因素及叠加因素的影响评估结果。进而基于研究结论，提出了1种新的故障模式，并通过了整机试车验证；

基于研究结论，对原有设计流程改进优化，对发动机VSV调节系统的设计过程具有较强的参考价值。