康洪銘，唐 領(lǐng)，孔 鵬，李國強(qiáng)，張衛(wèi)國

中國空氣動力研究與發(fā)展中心，四川 綿陽 621000

0 引 言

直升機(jī)旋翼在旋轉(zhuǎn)和前進(jìn)過程中處于揮舞、擺振、變距等耦合運(yùn)動之中，所處的氣動環(huán)境非常復(fù)雜，可能會出現(xiàn)動態(tài)失速等非定常氣動現(xiàn)象，進(jìn)而對直升機(jī)的承載能力、飛行速度和機(jī)動性能產(chǎn)生不利影響[1-2]。深入了解旋翼翼型動態(tài)失速特性有利于提高旋翼性能、更精確地預(yù)測旋翼氣動力和開展旋翼設(shè)計與失速顫振計算[3-5]。目前風(fēng)洞試驗依舊是探索旋翼翼型動態(tài)失速現(xiàn)象和機(jī)理的重要手段[6]，因此，建立和完善旋翼翼型動態(tài)風(fēng)洞試驗技術(shù)，開展動態(tài)失速特性研究，將對提升我國直升機(jī)自主設(shè)計能力、推進(jìn)軍用和民用直升機(jī)研發(fā)提供重要支撐。

旋翼翼型動態(tài)失速問題一直是行業(yè)內(nèi)研究的熱點問題，國外在試驗裝置和技術(shù)研究方面已開展了大量工作[7-13]，并借助風(fēng)洞試驗完成了一系列高性能旋翼翼型的研發(fā)。國內(nèi)也開展了一些工作，南京航空航天大學(xué)在1 m低速開口風(fēng)洞研制了兩自由度電控液壓動態(tài)試驗臺[14]，俯仰和沉浮運(yùn)動都采用液壓驅(qū)動和伺服閥控制的擺動油缸和直線油缸，俯仰振蕩最高頻率為4 Hz，角度運(yùn)行范圍±60°，沉浮振蕩最高頻率為2 Hz，位移運(yùn)行范圍±125 mm。該裝置振蕩頻率不高，難以兼顧馬赫數(shù)和折算頻率的要求，同時液壓系統(tǒng)存在油泄漏、溫度變化、換向沖擊、精度偏低等不足。西北工業(yè)大學(xué)翼型研究中心在NF-3低速風(fēng)洞研制了兩自由度動態(tài)試驗裝置[15]，沉浮運(yùn)動采用T型連桿機(jī)構(gòu)，俯仰運(yùn)動采用上下兩端直驅(qū)電機(jī)同步驅(qū)動機(jī)構(gòu)，俯仰振蕩最高頻率為5 Hz、最大振幅為15°，沉浮振蕩最高頻率為3 Hz、最大振幅為100 mm，角度和位移精度分別為6′和2 mm。該裝置采用了連桿機(jī)構(gòu)，存在傳動環(huán)節(jié)多、磨損大、噪音高、沉浮振幅不能無級調(diào)節(jié)等不足?？傮w來看，目前國內(nèi)的試驗?zāi)芰Σ荒芡耆珴M足旋翼翼型高載荷和高動態(tài)等試驗需求，難以深入開展動態(tài)失速研究，獲得的試驗數(shù)據(jù)不能全面支撐旋翼翼型的設(shè)計和評估。

針對現(xiàn)有研究的不足，本文作者在中國空氣動力研究與發(fā)展中心（CARDC）FL-11風(fēng)洞上研制了一套兩自由度動態(tài)試驗裝置，采用兩臺伺服電機(jī)和兩臺直線電機(jī)同步驅(qū)動分別實現(xiàn)翼型俯仰和沉浮運(yùn)動，利用多電機(jī)同步控制技術(shù)提高控制精度。試驗證明該套裝置在振蕩頻率、振幅和精度等性能指標(biāo)上都有所提高，能夠?qū)崿F(xiàn)振幅和頻率的無級調(diào)節(jié)，同時試驗風(fēng)速能更接近真實直升機(jī)的飛行速度。

1 主要技術(shù)指標(biāo)與總體方案

1.1 主要技術(shù)指標(biāo)

為滿足我國未來研究高速、高載荷和高機(jī)動直升機(jī)旋翼翼型動態(tài)失速問題的試驗需求，研制的俯仰/沉浮兩自由度試驗裝置應(yīng)滿足以下技術(shù)指標(biāo)：1） 俯仰振蕩最大振幅為15°；2） 沉浮振蕩最大振幅為130 mm；3） 俯仰振蕩最高頻率為5 Hz；4） 沉浮振蕩最高頻率為5 Hz；5） 實現(xiàn)俯仰和沉浮振蕩運(yùn)動；6） 實現(xiàn)俯仰/沉浮耦合運(yùn)動且相位差可調(diào)；7） 最大試驗風(fēng)速為68 m/s。

1.2 總體方案

旋翼翼型動態(tài)試驗裝置的三維模型如圖1所示。該裝置主要包括沉浮運(yùn)動模塊、俯仰運(yùn)動模塊、機(jī)械支撐框架和旋翼翼型模型。俯仰運(yùn)動模塊由伺服電機(jī)、行星減速器、運(yùn)動基座等構(gòu)成，用于實現(xiàn)模型俯仰運(yùn)動。沉浮運(yùn)動模塊由直線電機(jī)、光柵尺、導(dǎo)軌滑塊、直線制動器和緩沖器等構(gòu)成，用于實現(xiàn)模型沉浮運(yùn)動。俯仰運(yùn)動模塊安裝在沉浮運(yùn)動模塊上，可隨沉浮運(yùn)動模塊一起上下運(yùn)動，實現(xiàn)模型俯仰/沉浮耦合運(yùn)動。沉浮運(yùn)動模塊安裝在機(jī)械支撐框架上，機(jī)械支撐框架固連在與地基相連的支撐轉(zhuǎn)盤上。整套裝置與風(fēng)洞試驗段之間沒有接觸，可避免吹風(fēng)過程中試驗段振動對裝置產(chǎn)生影響。旋翼翼型模型采用橫跨式安裝，通過兩端天平與俯仰運(yùn)動輸出軸連接，模型內(nèi)部布置動態(tài)壓力傳感器，可以同時進(jìn)行氣動力和壓力測量。

圖1 動態(tài)試驗裝置三維圖Fig.1 Three-dimensional diagram of dynamics test equipment

2 關(guān)鍵技術(shù)

2.1 俯仰、沉浮運(yùn)動模塊設(shè)計

俯仰、沉浮運(yùn)動模塊的三維模型如圖2所示。俯仰運(yùn)動模塊通過高動態(tài)伺服電機(jī)驅(qū)動減速器實現(xiàn)軸的旋轉(zhuǎn)振蕩，電機(jī)通過減速器固定在運(yùn)動基座上。運(yùn)動基座既是俯仰運(yùn)動模塊的安裝基礎(chǔ)，又與直線電機(jī)的初級相連，作為沉浮運(yùn)動模塊的運(yùn)動部件。沉浮運(yùn)動會受限于直線電機(jī)的驅(qū)動能力，因為設(shè)計和制造大功率、大推力和高動態(tài)的直線電機(jī)難度大，所以俯仰運(yùn)動模塊應(yīng)選擇動態(tài)響應(yīng)快、功率密度大的伺服電機(jī)和扭矩密度高、轉(zhuǎn)動慣量小的減速器，并在保證剛度和強(qiáng)度的前提下，盡可能地優(yōu)化運(yùn)動模塊結(jié)構(gòu)并減輕其重量。

圖2 俯仰/沉浮運(yùn)動模塊三維圖Fig.2 Three-dimensional diagram of pitching/plunging motion module

為保護(hù)設(shè)備和人員安全，除在直線電機(jī)兩端安裝緩沖器以外，還采用直線導(dǎo)軌氣壓式制動器來實現(xiàn)制動抱閘，當(dāng)直線電機(jī)在高速運(yùn)行過程中出現(xiàn)故障或需要緊急停止時，既可以防止出現(xiàn)“飛車失控”，也可以防止運(yùn)動模塊在斷電時滑落。

2.2 有限元分析

機(jī)械支撐框架和運(yùn)動基座是試驗裝置的主要承重部件，為驗證這兩個部件的剛度和強(qiáng)度是否滿足設(shè)計要求，對其進(jìn)行有限元分析。首先建立有限元模型，為提高仿真效率，對原始結(jié)構(gòu)進(jìn)行適當(dāng)簡化，去除部分倒角、螺栓槽、焊點等對分析結(jié)果影響較小的結(jié)構(gòu)；然后采用基于曲面的四面體單元進(jìn)行網(wǎng)格劃分，對材料屬性和邊界條件進(jìn)行定義；最后，開展有限元靜力學(xué)分析和模態(tài)分析。

機(jī)械支撐框架材料為Q235A，運(yùn)動基座材料為7075-T651，其屈服極限分別為282.69和505.00 MPa。由圖3和4可知，機(jī)械支撐框架的最大應(yīng)力為27.08 MPa，最小安全系數(shù)為10.44；運(yùn)動基座的最大應(yīng)力為117.77 MPa，最小安全系數(shù)為4.29，因此該裝置的強(qiáng)度滿足使用要求。

圖3 機(jī)械支撐框架的應(yīng)力云圖Fig.3 Nephogram of the mechanical frame stress

由圖5和6可知，機(jī)械支撐框架的最大位移ΔL為0.14 mm。機(jī)械支撐框架長度L為4000 mm，則其撓度ΔL/L小于1/10000。運(yùn)動基座的最大位移為0.20 mm，低于直線電機(jī)初級和次級空隙的允許容差0.3 mm，因此該裝置的剛度也滿足使用要求。

圖4 運(yùn)動基座的應(yīng)力云圖Fig.4 Nephogram of the moving base stress

圖5 機(jī)械支撐框架的位移云圖Fig.5 Nephogram of the mechanical frame displacement

圖6 運(yùn)動基座的位移云圖Fig.6 Nephogram of the moving base displacement

由于網(wǎng)格數(shù)量較大，采用LANCZOS方法進(jìn)行模態(tài)分析。提取前五階的固有頻率，結(jié)果如表1所示。該試驗裝置機(jī)械支撐框架和運(yùn)動基座的第一階固有頻率分別為20.28和948.12 Hz，均遠(yuǎn)離最高工作頻率5 Hz，由此可避免試驗裝置運(yùn)行過程中出現(xiàn)共振現(xiàn)象。

表1 前五階固有頻率Table 1 The first five order inherent frequencies

2.3 控制系統(tǒng)

控制系統(tǒng)主要由上位機(jī)、運(yùn)動控制中心、多軸驅(qū)動系統(tǒng)、高動態(tài)直線電機(jī)和伺服電機(jī)、高精度編碼器和光柵尺等組成（見圖7）。其中，運(yùn)動控制中心采用高性能運(yùn)動控制器SIMOTION D445，并利用SCOUT軟件進(jìn)行余弦軌跡規(guī)劃，實現(xiàn)兩臺俯仰伺服電機(jī)和兩臺沉浮直線電機(jī)的多軸同步振蕩運(yùn)動。驅(qū)動系統(tǒng)采用集V/F、矢量控制及伺服控制于一體的多軸驅(qū)動系統(tǒng)SINAMICS S120，各模塊間通過高速驅(qū)動接口DRIVE-CLIQ連接。為實現(xiàn)外圍的邏輯控制和信號反饋，控制系統(tǒng)采用PLC300擴(kuò)展模塊，并通過PROFIBUS DP與運(yùn)動控制器通訊。

圖7 控制系統(tǒng)結(jié)構(gòu)圖Fig.7 Control system structure diagram

經(jīng)過反復(fù)迭代計算和校核，伺服電機(jī)選用西門子高動態(tài)型1FT7067，減速器選用紐卡特精密行星減速器PLN115（減速比為32），直線電機(jī)選用西門子推力最大的1FN3900。為滿足控制系統(tǒng)高精度的要求，角度和位移測量元件分別選用24位多圈絕對值編碼器和精度為±5 μm的海德漢光柵尺LC195S，并將信號實時反饋給S120系統(tǒng)。同時，為滿足裝置高速、高頻振蕩運(yùn)動的要求，控制系統(tǒng)的動力線和信號線均選用IGUS高柔性電纜，氣壓式制動器所需的氣管和電機(jī)冷卻水管均采用PU高壓軟管，并布置在豎直安裝的IGUS拖鏈內(nèi)。

2.4 同步控制

由于兩端驅(qū)動電機(jī)與模型是剛性連接，與機(jī)床的龍門框運(yùn)動相似，角度和位移要求精確同步，因此該試驗裝置采用龍門軸同步控制技術(shù)。在龍門軸結(jié)構(gòu)中，所有軸部件各自獨(dú)立配置了位置環(huán)，從動軸的位置給定由主動軸決定。系統(tǒng)隨時監(jiān)控位置偏差，當(dāng)超過設(shè)定值后，會產(chǎn)生相應(yīng)的報警或急停指令。此外，龍門軸同步控制技術(shù)能實現(xiàn)機(jī)械上的剛性連接，使工作中的龍門軸組處于同步激活狀態(tài)，能同步執(zhí)行所有運(yùn)動指令，且具有參考點返回和補(bǔ)償功能。

為進(jìn)一步提高龍門軸的同步精度，控制系統(tǒng)采用龍門軸鎖定增益的補(bǔ)償算法（見圖8）。將龍門軸組的軸1和軸2設(shè)為鎖定狀態(tài)時，兩軸的主設(shè)定點相同，即兩軸得到完全相同的指令，每個軸均根據(jù)當(dāng)前位置、齒輪間隙以及凸輪間隙生成當(dāng)前設(shè)定點的第二設(shè)定點。為有效降低兩軸在實際運(yùn)行過程中的位置偏差，通過反饋的實時偏差并采用鎖定增益的算法進(jìn)行補(bǔ)償。若偏差超過限定值，則直接發(fā)出停機(jī)指令，防止偏差進(jìn)一步擴(kuò)大，避免機(jī)構(gòu)扭曲變形造成設(shè)備損壞。

圖8 龍門軸鎖定增益的補(bǔ)償算法Fig.8 Gain compensation algorithm based on gantry axis

為實現(xiàn)俯仰和沉浮振蕩運(yùn)動，采用基于主從軸同步運(yùn)動的電子凸輪技術(shù)，利用構(gòu)造的凸輪曲線來模擬機(jī)械凸輪，實現(xiàn)凸輪從軸與主軸之間相對運(yùn)動，以達(dá)到機(jī)械凸輪系統(tǒng)相同的往復(fù)運(yùn)動目的。本系統(tǒng)將時間作為虛擬主軸，將兩臺伺服電機(jī)和兩臺直線電機(jī)分別建立同步組并作為凸輪從軸，按照余弦路徑規(guī)劃凸輪曲線，建立同步組與時間的位置關(guān)系。通過對時間的參數(shù)配置可實現(xiàn)對頻率的無級調(diào)節(jié)，通過對位置的參數(shù)配置可實現(xiàn)對振幅的無級調(diào)節(jié)。

為實現(xiàn)俯仰/沉浮耦合運(yùn)動，首先在建立的兩個同步組基礎(chǔ)上再定義主動和從動對象，并配置兩個對象的相位差，然后組成新的同步組耦合對象，最后在虛擬主軸的引導(dǎo)下，實現(xiàn)俯仰/沉浮耦合運(yùn)動。耦合運(yùn)動均按照相同頻率f運(yùn)行，設(shè)定從正的最大角度和最大位移開始運(yùn)動，并通過相位差ψ和對應(yīng)的振蕩頻率計算出俯仰和沉浮運(yùn)動的間隔時間t=ψ/2πf。當(dāng)耦合運(yùn)動開始時，沉浮運(yùn)動先執(zhí)行，俯仰運(yùn)動則延時t后再執(zhí)行，即俯仰運(yùn)動滯后于沉浮運(yùn)動t×f倍的周期，因此可通過改變相位差ψ的值來實現(xiàn)相位差的無級調(diào)節(jié)。

3 性能測試

3.1 運(yùn)動指標(biāo)測試

為保障設(shè)備安全，防止過載發(fā)生意外，該試驗裝置均在小于電機(jī)額定電流前提下進(jìn)行測試，并設(shè)置過電流保護(hù)，同時要求同步運(yùn)行的電機(jī)電流偏差應(yīng)控制在10%的范圍內(nèi)，否則就需要優(yōu)化控制參數(shù)。兩臺伺服電機(jī)和兩臺直線電機(jī)的運(yùn)動振幅、頻率、電流以及同步誤差均采用西門子SCOUT軟件的Trace工具進(jìn)行實時測量和監(jiān)控。俯仰和沉浮振蕩運(yùn)動均在風(fēng)速68 m/s的試驗條件下測試，同時在保證設(shè)備穩(wěn)定運(yùn)行的前提下，俯仰和沉浮運(yùn)動模塊均能達(dá)到最大振幅或最高頻率的運(yùn)動指標(biāo)。隨著振幅和頻率的增大，電機(jī)的電流、振幅偏差、同步誤差都會增大。

圖9給出了俯仰振蕩運(yùn)動同時達(dá)到最大振幅15°和最高頻率5 Hz工況下兩臺伺服電機(jī)的運(yùn)行曲線圖（A為俯仰運(yùn)動的振幅，α為俯仰運(yùn)動的實際迎角，α0為俯仰運(yùn)動的平衡迎角）。從曲線圖和測量數(shù)據(jù)可知，兩臺電機(jī)在運(yùn)行過程中的角度曲線一致性好，同步性能優(yōu)異，同步誤差最大為2.5′，振幅偏差最大為3′，頻率偏差最大為0.01 Hz。

圖9 兩臺伺服電機(jī)運(yùn)行曲線圖（A=15°，α0=15°，f =5 Hz）Fig.9 Two servo motors operating waveform

受限于直線電機(jī)的驅(qū)動能力，沉浮振蕩運(yùn)動不能同時滿足最大振幅130 mm和最高頻率5 Hz的運(yùn)行工況。當(dāng)沉浮最大振幅為130 mm時，振蕩頻率不超過2.4 Hz；當(dāng)沉浮最高頻率為5 Hz時，振蕩振幅不超過30 mm。圖10給出了這兩種工況下兩臺直線電機(jī)的運(yùn)行曲線圖（H為沉浮運(yùn)動的振幅，h為沉浮運(yùn)動的實際位移）。由圖可知，兩臺直線電機(jī)在運(yùn)行過程中的位移和電流曲線一致性較好，同步誤差最大為1 mm，振幅偏差最大為1 mm，頻率偏差最大為0.02 Hz。由于直線電機(jī)是垂直安裝，受重力加速度影響，每當(dāng)經(jīng)過平衡位置時會發(fā)生負(fù)載突變，因此電機(jī)電流會在該處出現(xiàn)較大波動。

圖10 兩臺直線電機(jī)運(yùn)行曲線圖Fig.10 Two linear motors operating waveform

3.2 相位差測試

為保證模型俯仰角度和沉浮位移在高速運(yùn)行時與天平、壓力傳感器等弱電信號進(jìn)行嚴(yán)格的同步采集與處理，測量元件采用安裝在減速器輸出軸上的高精度GL500角位移電位計和平行于直線導(dǎo)軌的高精度TLH750線位移電位計，可直接測量電壓信號而不需要將角度和位移轉(zhuǎn)換成其他物理量。在進(jìn)行角度和位移測量前，需要對電位計進(jìn)行標(biāo)定，通過測量值擬合曲線并得到換算公式，角位移電位計重復(fù)精度和線性度能達(dá)到0.02%和0.25%，線位移電位計重復(fù)精度和線性度能達(dá)到0.01%和0.04%。

圖11給出了俯仰振幅15°、沉浮振幅130 mm、平衡迎角15°、頻率都為1 Hz的耦合振蕩運(yùn)動條件下，相位差分別為0°、90°、180°、270°時的俯仰角度和沉浮位移相關(guān)曲線圖。由圖可知，相位差能夠進(jìn)行精確控制，且可實現(xiàn)相位差的無級調(diào)節(jié)。

圖11 俯仰角度和沉浮位移的相關(guān)曲線圖Fig.11 Correlative waveforms of pitch angle and plunge displacement

3.3 測試結(jié)果

該裝置實現(xiàn)了俯仰、沉浮以及俯仰/沉浮耦合振蕩運(yùn)動。其中，俯仰運(yùn)動最大振幅為15°、最高振蕩頻率為5 Hz、角度精度≤3′、同步精度≤2.5′，沉浮運(yùn)動最大振幅為130 mm、最高振蕩頻率為5 Hz、位移精度≤1 mm、同步精度≤1 mm，且振幅、頻率和相位差無級可調(diào)，試驗風(fēng)速能達(dá)到68 m/s。

4 應(yīng)用與結(jié)論

4.1 應(yīng)用

以CRA309翼型為試驗對象，開展了一期風(fēng)洞試驗（見圖12）。試驗主要是通過測量翼型表面壓力，并對壓力數(shù)據(jù)平均后積分，從而獲取翼型的升力系數(shù)和俯仰力矩系數(shù)，用以研究不同因素對動態(tài)失速特性的影響。

圖12 動態(tài)試驗裝置現(xiàn)場安裝圖Fig.12 Site installation of dynamic test device field drawing

翼型中間段為測壓剖面，在剖面上布置40個測壓孔，利用外徑2 mm、內(nèi)徑1.6 mm的不銹鋼測壓管與測壓孔用膠粘結(jié)牢固。測壓元件均采用量程為1 psi的動態(tài)壓力傳感器，并通過塑料軟管連接傳感器測量端和測壓管。

數(shù)據(jù)采集和處理的流程如下：

1）利用PXI數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)同步采集翼型迎角、沉浮位移和40個壓力傳感器等電壓信號，采集8個周期，每個周期采樣點數(shù)為256。來流總壓和靜壓的數(shù)據(jù)通過電子壓力掃描閥采集系統(tǒng)實時提供。

2）扣除初讀數(shù)，去掉前后各1個周期，再將剩下的6個周期平均成1個周期數(shù)據(jù)，對其進(jìn)行六階最小二乘多項式擬合，最后按等相位角輸出80個點，形成單周期電壓數(shù)據(jù)。

3）將電壓值按照傳感器標(biāo)定系數(shù)換算成對應(yīng)的壓力值，并按式（1）計算壓力系數(shù)，可得到40個測壓點的壓力系數(shù)：

式中：Cpi為第i測壓點壓力系數(shù)；pi為第i測壓點靜壓；p0為來流總壓；p∞為來流靜壓。

4）按照式（2）和（3）進(jìn)行壓力積分，得到法向力系數(shù)CN和軸向力系數(shù)CA：

式中：Cpu、Cpl分別為翼型上、下表面壓力系數(shù)；Cpbe、Cpaf分別為翼型最大厚度之前、之后的壓力系數(shù)；和分別為x、y坐標(biāo)相對于弦長的無量綱量；、別為翼型上、下表面最大縱坐標(biāo)相對于弦長的無量綱量。

5）翼型的升力系數(shù)CL按照式（4）計算，翼型繞1/4弦點的俯仰力矩系數(shù)Cm按照式（5）計算。

在此給出了部分試驗結(jié)果，其中圖13和14分別為俯仰、沉浮振蕩運(yùn)動不同頻率對升力系數(shù)影響的試驗曲線圖，圖15為耦合振蕩運(yùn)動不同沉浮振幅對升力系數(shù)影響的試驗曲線圖。

圖13 俯仰振蕩運(yùn)動頻率影響對比試驗曲線圖Fig.13 Contrast curves for the influence of pitching oscillation frequency

圖14 沉浮振蕩運(yùn)動頻率影響對比試驗曲線圖Fig.14 Contrast curves for the influence of plunging oscillation frequency

圖15 耦合振蕩運(yùn)動沉浮振幅影響對比試驗曲線圖Fig.15 Contrast curves for the influence of coupled oscillation on plunging amplitude

試驗結(jié)果表明：在俯仰振蕩運(yùn)動中，頻率越大，升力系數(shù)遲滯環(huán)面積就越大，最大升力系數(shù)和失速迎角也相應(yīng)增大；在沉浮振蕩運(yùn)動中，頻率越大，同一位置處的升力系數(shù)在上浮和下沉過程中的差量就越大；在耦合振蕩中，沉浮振幅越大，對升力系數(shù)的影響會逐步加大。

4.2 結(jié)論

FL-11風(fēng)洞旋翼翼型俯仰/沉浮動態(tài)試驗裝置達(dá)到了設(shè)計指標(biāo)，并應(yīng)用于CRA309翼型動態(tài)氣動特性風(fēng)洞試驗。該套試驗裝置將為我國未來深入研究高性能直升機(jī)的旋翼翼型動態(tài)失速問題提供重要的試驗平臺。