加油接頭力傳感器設計

石榮武，白新玉，譚義峰，趙哲

中航電測儀器股份有限公司，西安 710119

飛機加油分為軟式加油和硬式加油［1］，在規定的0.345±0.034 MPa加油壓力［2］下，硬式加油較軟式加油的燃油流量可從約1 500 L/min 提升至4 540 L/min［3］，能更快速地完成對各型飛機加油任務，這在戰時極為重要，因此硬式加油技術成為國內主要研究方向之一。加油系統通過定位分系統、控制分系統和作動分系統與多傳感器［4］等實現對加油機與受油機間的相對位置精確導航［5］、受油插座視覺識別、位置檢測［6］、接觸檢測［7］、自動卸荷［8］及斷開［9］，使加油接頭和受油插座的對接機構［10］對接與分離完全受控，保證整個加油操作過程的安全。

加油系統工作模態分為未對接和已對接，當加油機和受油機處于已對接工作模態時，由于加油機尾湍流、受油機質量質心變化［11］、伸縮管上空氣動力載荷和受油機的相對運動及姿態等因素影響，導致加油機加油接頭同受油機受油插座間的位置、速度、姿態不能完全同步，進而在伸縮管加油接頭和受油插座間產生沿伸縮管軸線的扭轉方向、軸向以及俯仰和滾轉方向的復雜對接矢量應力［12-13］。通過在主硬管與可伸縮內管間分別設計抗扭轉滾輪和滾道，實現內管伸縮并克服扭轉力矩影響［14］；在加油接頭正常插入或拔出受油插座的對接和斷開過程中約有444.5 N 的軸向拉壓力，由加油接頭內彈簧機構吸收，該機構最大可吸收約13 335.6 N 軸向壓縮力［15］。俯仰和滾轉方向動臂載荷的合力F 垂直伸縮管軸線，也稱徑向力，該對接徑向力會導致伸縮管彎曲，加油接頭和受油插座對接加油時若徑向力過大將減少系統實際使用壽命，甚至導致伸縮管斷裂，分離時若徑向力過大將導致伸縮管瞬間揮舞［16］，這都會引發重大安全事故。為盡量消除該徑向力［12］，保證系統長期穩定可靠工作，一方面可以通過定位系統精確跟蹤受油機姿態、受油插座位置，在強擾動下使受油插座能相對保持在如±0.5°的較小容許誤差［1］內，或通過優化伸縮管結構［17］降低氣流產生的徑向力影響；另一方面受加油操縱能見度、人員反應能力和負擔等限制，需在伸縮內管和加油接頭之間安裝加油接頭力傳感器，分別測量加油接頭上所承受的沿俯仰和滾轉方向的對接徑向力分量，并將該徑向力矢量信號提給伸縮管自動卸荷系統［13］，構成如圖1 所示的力反饋閉環控制主硬管運動，以將該徑向力盡量消除或卸載為零。圖1中Kθ為俯仰控制增益，KΦ為滾轉控制增益，K/s 為力反饋傳遞函數。

圖1 力反饋自動卸荷系統控制原理框圖Fig.1 Diagram of control principle of force feedback automatic load alleviation system

目前，國內針對徑向力傳感器的研究較少，僅有基于環板式彈性體結構的加油接嘴徑向力測量傳感器［18］，該文獻中雖然提出了對正交的兩徑向分力分別測量，但由于環板式傳感器存在以下問題，無法實際裝機使用。一方面，在小外廓尺寸前提下環板式彈性體結構的燃油流管內徑遠小于可伸縮管燃油流管內徑，而若使其內徑同伸縮管及加油接頭的內徑一致則需要較大的外廓尺寸，其結構適應性差，不利于加油系統結構的最優設計；另一方面，因其對受力邊界敏感、抗偏載能力弱，應力集中大、應變敏感區應力梯度大、串擾大，導致測量準確度低；此外，電路和燃油隔離及電磁屏蔽也難以實現，導致穩定性和安全可靠性差等問題存在。

為解決這些問題，本文通過對加油接頭力傳感器進行總體研究，將彈性體設計為管狀結構，確定應變計粘貼在管狀結構外表面的合理應變敏感位置，解決了俯仰與滾轉測量串擾以及電路和燃油隔離問題，提高了測量精度，同時在小外廓尺寸前提下實現其內徑同伸縮管及加油接頭的內徑一致，保證加油系統結構的最優設計，通過增加外殼密封組件解決了電磁屏蔽問題。

1 總體設計

1.1 總體設計要求

加油接頭力傳感器總體設計要求為：工作電壓10 VDC，最大測量載荷2.25 kN［18］，極限載荷10 kN，串擾測量精度（簡稱串擾）優于1%FS，以保證加油系統結構及燃油通道最優設計，能在機載復雜的氣動、振動、沖擊、加速度、電磁、高低溫、濕熱、鹽霧等實際使用環境中實現對被測力的安全可靠和準確測量。

1.2 坐標系定義

如圖2 所示，飛機機體坐標系S1原點O1為飛機重心，X1軸沿設計軸線指向機頭，Y1軸垂直飛機對稱面指向機翼右弦，Z1軸由右手法則確定；加油接頭力傳感器總體設計同伸縮管坐標系S2定義［13］保持一致，即：坐標系S2與伸縮管身固連，原點O2位于伸縮外管俯仰/滾轉操縱運動的鉸接點，X2軸沿伸縮管設計軸線方向由原點指向加油接頭，即以燃油流向為正方向，Y2軸正方向垂直于伸縮管對稱面指向右弦，Z2軸正方向由右手法則確定。規定加油接頭受到的加油插座對接徑向力的滾轉分力Fy與Y2軸正方向一致時為正，反之為負；對接徑向力的俯仰分力Fz與Z2軸正方向一致時為正，反之為負。

圖2 坐標系定義Fig.2 Coordinate system definition

1.3 總體結構設計

為保證加油系統結構及燃油通道最優，加油接頭力傳感器采用管狀結構，在測量徑向力的同時，保證燃油通道內徑和外徑比最佳，實現系統最優設計。該力傳感器由彈性體、電路板組件、電阻應變計、外殼密封組件、密封圈、電連接器和緊固件等組成。

加油接頭力傳感器總體結構、同伸縮內管、加油接頭的安裝及其應變計粘貼位置如圖3所示。

圖3 總體結構、安裝及應變計粘貼位置簡圖Fig.3 Schematic diagram of overall structure，installation，and strain gage pasting location

該力傳感器的彈性體設計為圓管式結構，采用測量彎曲應力的方式測量加油接頭球形接嘴上的任意方向對接徑向力的俯仰和滾轉分力。彈性體兩端均通過法蘭及套筒配合結構，采用緊固件連接伸縮內管和加油接頭，承載動臂載荷，并通過周向和端面“O”形密封圈密封油路，實現輸油管內燃油可靠輸送。圓管式結構彈性體外部安裝外殼密封組件，外殼密封組件上安裝電路板組件、電連接器，由外殼密封組件對該力傳感器的測量電路進行屏蔽、密封和防護，物理隔離測量電路與復雜環境和燃油通道，實現防火防爆安全要求，為測量電路穩定工作提供了可靠條件。

同時，為確保結構安全、減輕重量、滿足防腐蝕等要求，適應在實際復雜使用環境中工作，還采取了以下措施：彈性體選用高強度優質不銹鋼材料，表面鈍化處理，外殼密封組件的外殼選用高強重比鋁合金材料，外露表面陽極化處理后噴漆防護，密封件采用耐油耐溫耐候的阻燃氟橡膠材料；緊固件均采用打保險、涂敷螺紋緊固劑等冗余的可靠防松措施，保證該力傳感器對機械振動、沖擊等機械環境的適應性；屏蔽電纜線外套防波套的雙層屏蔽實現了內部測量電路與外部復雜電磁等環境隔離和防護。

1.4 測量電路設計

該力傳感器采用電阻應變原理，利用惠斯通電橋進行測量。在其圓管式結構彈性體中部外壁表面分別粘貼2 路俯仰通道和2 路滾轉通道共4 組電阻應變計［19］，構成相互獨立的2 路俯仰分力Fz和2 路滾轉分力Fy測量惠斯通電橋，實現對加油接頭球形接嘴上對接徑向力F 的滾轉分力Fy與俯仰分力Fz的雙余度測量，電阻應變計粘貼位置如圖3 所示。單路力測量惠斯通電橋如圖4所示。圖4 中RC為電橋受壓橋臂電阻值，RT為電橋受拉橋臂電阻值，RO為電橋輸出端電阻值。

圖4 單路力測量惠斯通電橋電路Fig.4 Wheatstone bridge in single channel force measurement

當加油系統處于已對接工作模態，自動卸荷系統工作時，根據胡克定律，該力傳感器彈性體產生微應變變形，引起電阻應變計阻值變化，進而使相應力測量惠斯通電橋電路分別輸出同滾轉分力Fy和俯仰分力Fz呈線性關系的電信號，提供給自動卸荷系統用于控制力卸荷執行機構，控制加油接頭球形接嘴上所受的俯仰分力Fz和滾轉分力Fy，使其均被控制到零或較小的允許范圍內，以保證加油系統工作安全可靠。

1.5 可靠性設計

在加油過程中，為避免彎曲、收縮、扭曲等因素導致傳感器失效或無法工作，采取了以下設計，保證圓管式傳感器工作的可靠性。

在結構設計方面，首先確定可能存在的最大徑向力、軸向力、加油壓力、扭矩等可能引起傳感器失效或無法工作的因素；其次，在上述因素單獨或復合作用時，主承載部件彈性體設計選擇合理的安全系數，選用高強度不銹鋼彈性體材料，開展彈性體結構強度剛度、疲勞等設計分析工作，保證該傳感器具有足夠的安全工作裕度；最后，通過試驗驗證其可靠性滿足要求。此外，該力傳感器可靠性設計繼承成熟技術，采用簡化設計，開展環境適應性設計，采用連接防松和密封防護措施提高實際工作時的安全可靠性。

在電路設計方面，采用冗余設計，并對電子元器件最大額定電流、耐壓、額定功率、最高結溫等采用Ⅲ級降額設計，降低元器件所受電、熱應力，允許較大容差，具有一定過載能力，可降低失效率，提高基本可靠性。開展電路熱設計和熱分析，保證元器件在允許的結溫范圍內工作。采用銅或鋁合金電良導體作為高頻電場的屏蔽材料，地線均盡量短并直接接地，進行電源地、信號地及屏蔽分開等電磁兼容設計。可靠性預計采用相似產品類比論證法，參照以往類比模型［20］，預計該力傳感器的基本可靠性，失效率如表1所示。該力傳感器基本可靠性串聯模型和平均故障間隔時間（Mean Time Between Failure，MTBF）的預計值分別為

表1 失效率Table 1 Failure rate

式中：R 為可靠度，即該力傳感器在工作時間ts內不發生故障的概率；Ri為第i 種元件的可靠度；e 為自然數；λi為第i 種元件 的失效率；ts為1 h；λ 為失效率。

1.6 穩定性設計

該力傳感器的穩定性關系到其長期的測量性能，是重要的設計內容。在設計方面，選用高穩定高強度的優質不銹鋼材料彈性體、耐高低溫范圍寬的高質量等級的精密箔式電阻應變計和電子元器件等，以保證傳感器的內在穩定性。根據載荷要求，確定結構合理的應力水平，通過有限元設計對彈性體結構進行迭代優化，采用較大圓弧過渡等方法，有效降低應力集中水平、減小應力梯度和最大應力，保證在極限載荷作用下的最大應力遠小于彈性體材料強度極限，最大測量載荷作用下的測量應變遠小于電阻應變計應變極限，使設計具有合理的結構強度和使用耐久性冗余度。

在工藝設計方面，對彈性體進行特殊熱冷處理、無應力加工、人工時效去除其殘余加工應力，對電阻應變計、元器件進行環境應力篩選，通過組合式成熟密封防護工藝方法消除或大幅降低復雜環境條件對性能參數的影響。生產過程中元器件操作采取防靜電保護措施，安裝使用時有可靠地搭地。最后，采用1.5 倍的最大測量載荷進行機械循環加載、-55～+85 ℃高低溫循環、24 VDC 通電24 h 老化和隨機振動等嚴格的力、熱、電循環應力穩定過程，使之快速達到浴盆曲線穩定段，確保在實際環境中傳感器的穩定性。

通過該力傳感器總體設計，能夠保證最佳的燃油通道內徑和外徑比，從而實現加油系統結構及燃油通道最優設計，在實際使用環境中實現對被測對接徑向力的安全可靠測量。

2 彈性體設計

2.1 強度設計

該力傳感器彈性體承載了加油接頭球形接嘴上的所有動臂載荷，其結構強度設計是決定加油安全的重要因素之一，也是測量準確性、長期穩定性和工藝性等的基礎保證，因此極為關鍵［21］。

為保證彈性體結構強度和耐腐性，選用高強度優質沉淀硬化不銹鋼0Cr17Ni4Cu4Nb 材料作為彈性體，該彈性體結構主要尺寸與被測對接徑向力F 如圖5 所示。當該力傳感器的圓管式彈性體受任意方向對接徑向力F時，由材料力學相關知識可知，圓管式彈性體E-E 截面的A、B、C、D 處的受彎曲應力分別為

圖5 結構主要尺寸與徑向力Fig.5 Lateral forces and main dimensions of structure

式中：σA、σB、σC、σD分別為A、B、C、D 處的應力；F 為加油接頭球形接嘴上受到的對接徑向力；L 為E-E 截面到 力F 的距離；es為離中 性層的 距離；α 為徑向力F 同Y2軸（滾轉分力正方向）的夾角；I 為彈性體E-E 截面抗彎慣性矩。

由于圓管式彈性體為周向對稱性結構，在強度設計時，假定球形接嘴上沿俯仰方向受10 kN極限載荷，即α=90°，根據《工程材料實用手冊》［22］可知，彈性體材料硬度大于HRC40 時強度極限σb>1 310 MPa，屈服極限σ0.2>1 180 MPa，彈性模量E 為210 GPa。設計彈性體E-E 截面處應力敏感區內徑d 為?81 mm，外徑D 為?85 mm，L=521 mm，代入式（3）可知，σA為492.777 MPa壓應力，遠小于σb，由《機械設計手冊》［23］圖35.4-59 中曲線4 的相似結構階梯鋼軸可知，過渡圓角半徑4.5 mm 時彎曲有效應力集中系數為1.6，可知疲勞強度安全系數為1.662，結構安全。

需要說明的是，彈性體在承載13 335.6 N 的X2軸向壓力應力為25.571 MPa，沿X2軸向承載1 000 N·m 力矩時扭轉剪應力僅為47.291 MPa，在0.379 MPa 加油壓力上限時周向拉應力為7.675 MPa、軸向拉應力為11.765 MPa，應力均遠小于材料強度極限，因此，結構足夠安全。

2.2 疲勞壽命設計

由于圓管式彈性體為周向對稱性結構，假定以球形接嘴上沿俯仰方向受2.25 kN 最大測量載荷，進行彈性體結構耐疲勞壽命設計，代入式（3）并考慮有效應力集中系數為1.6時，可知交變循環耐疲勞最大應力σ-1為177.397 MPa。

由第6 版《機械設計手冊》［23］表35.3-1 可知，彈性體相似材料的疲勞極限σ-1為400 MPa，取有效應力集中系數為1.6，則無限疲勞壽命名義應力為250 MPa。圓管式彈性體受2.25 kN 最大測量載荷時，交變循環耐疲勞最大應力177.397 MPa小于250 MPa 無限疲勞壽命名義應力，耐疲勞安全系數為1.409。實際使用中，圓管式彈性體受2.25 kN 最大測量載荷的作用頻次極少，圓管式彈性體設計時，彈性體圓管和兩端法蘭采用大圓角光滑過渡，嚴格控制表面粗糙度等加工質量。因此，該彈性體結構設計耐疲勞壽命為無限。

2.3 輸出靈敏度

如圖3和圖5 所示，在E-E 截面處，彈性體圓管外表面同Z2O2X2平面相交的A、C 位置分別粘貼電阻應變計R1、R2、R3、R4和R1′、R2′、R3′、R4′構成第1 路和第2 路俯仰分力Fz測量橋路，同Y2O2X2平面相交的B、D 位置處分別粘貼電阻應變計R5、R6、R7、R8和R5′、R6′、R7′、R8′構成第1路和第2 路滾轉分力Fy測量橋路，實現加油接頭球形接嘴上滾轉分力Fy與俯仰分力Fz的雙余度測量。

根據材料應力應變關系的胡克定律、電阻應變效應、惠斯通電橋電學原理和電阻應變式傳感器的靈敏度S 定義［24］，可知滾轉和俯仰分力測量橋路輸出靈敏度分別為

式中：Sy、Sz分別為滾轉分力Fy和俯仰分力Fz測量電橋的輸出靈敏度；k1為輸出靈敏度修正系數；K 為電阻應變計的靈敏系數；E 為彈性體材料的彈性模量。

若修正系數k1=1，電阻應變計靈敏系數K=2.08，當對接徑向力F 分別沿滾轉和俯仰方向，受2.25 kN 載荷時，即將α=0°代入式（5）、α=90°代入式（6）可知，滾轉和俯仰分力測量橋路輸出靈敏度Sy、Sz均為1.098 mV/V。

對于彈性體所受加油接頭球形接嘴上任意方向的對接徑向力F，由式（7）和式（8）可知其大小及方向角α 分別為

綜上，該力傳感器的圓管式彈性體能夠實現對所受任意方向的對接徑向力F 大小及方向角α的測量。

2.4 串擾性能設計

由于多維測力傳感器的彈性體承載結構及其尺寸加工偏差、應變計粘貼位置誤差等因素，導致測量串擾大，極大地影響了測量精度。串擾作為多維測力傳感器的重要指標，如何提高測力傳感器各維力間的測量串擾一直是國內外多維測力傳感器研究的重點。提高多維測力傳感器串擾的方法主要為結構直接解耦設計和標定解耦矩陣軟件解耦。目前HBM 公司相關多維測力傳感器串擾為0.5%FS～3%FS。

該力傳感器串擾設計主要通過結構直接解耦實現。由圖3和圖5 可知，彈性體應力敏感部位圓管式結構具有繞X2軸的圓周對稱性，俯仰應力敏感部位A、C 處均位于彈性體受滾轉分力Fy產生彎曲的中性層處，滾轉應力敏感部位B、D 處位于彈性體受俯仰分力Fz產生彎曲的中性層處，由中性層彎曲應變為零可知，串擾理論值為零，實現了串擾的結構直接解耦。

由于實際中電阻應變計粘貼方位偏離中性層不可避免，設計要求該距離不大于0.2 mm，所選用電阻應變計敏感柵寬度為3 mm。將設計要求的最大偏離距離0.2 mm 作為es值代入式（5）或式（6）可知，當電阻應變計粘貼方位偏離實際中性層0.2 mm時，串擾輸出靈敏度最大為0.005 17 mV/V。某一非敏感維力對敏感維力的串擾定義為非敏感維額定力對該敏感維的測量輸出影響值與該敏感維的額定測量輸出值之比，因此串擾為串擾輸出靈敏度0.005 17 mV/V與相應測量通道的額定輸出靈敏度1.098 mV/V之比，即電阻應變計粘貼方位偏離最大0.2 mm時串擾為0.471%FS。

圓管式彈性體尺寸形狀位置公差設計要求控制在0.02 mm 以內，可采用高精度數控加工中心加工保證。加工尺寸形狀位置偏差帶來的串擾主要表現為：實際中性層同理論中性層的偏離誤差，且該誤差不大于要求的0.02 mm。同理，以實際加工尺寸D和d 的最大偏離0.02 mm，求得抗彎慣性矩I 并代入式（5）或式（6），可知彈性體實際加工尺寸形狀位置最大誤差引起的串擾為0.047 1%FS。

此外，測試或使用時的安裝方位角度誤差，也會帶來測量的串擾，該影響實際是被測力在沿非敏感方向的分力導致敏感方向測量電路的輸出值。設計時，通過配合安裝尺寸保證方位角度誤差不大于0.275°，同理α 考慮該安裝方位角度誤差，并代入式（5）或式（6），可知其帶來的實際測量串擾輸出靈敏度最大為0.005 27 mV/V，串擾為0.48%FS。

需要指出的是，該彈性體承載結構設計具有足夠的剛度，變形小，因變形引起的實際力臂L 減小和實際被測對接力F 方向變化帶來的測量線性誤差不超過0.02%FS；同時，結構設計和應變計粘貼方位布置使4 路測量惠斯通電橋對軸向力、扭轉力矩和燃油壓力等非被測力引起的應變不敏感，且通過惠斯通電橋全橋實現相互自補償，提高了測量準確性和穩定性。

通過結構直接解耦設計，依據疊加原理可知，最大串擾為上述各因素影響之和，即0.998%FS，滿足1%FS 精度要求。此外，當以上影響因素確定時，測量串擾與被測力呈線性關系，且為正相關。

3 分析與測試

3.1 強度剛度仿真分析

該力傳感器彈性體兩端與伸縮管和加油接頭均采用軸孔配合及法蘭結構連接，安全可靠，該連接強度本文不予分析。由于彈性體承載全部動臂載荷，以及其結構的對稱性，故僅分析其受10 kN 極限徑向力載荷的強度情況。沿俯仰方向施加10 kN 載荷于加油接頭球形部位，彈性體結構連接伸縮管端法蘭固定，采用ANSYS 有限元軟件對該力傳感器彈性體進行強度分析，如圖6 所示。

圖6 結構強度分析圖Fig.6 Structural strength analysis diagram

彈性體中部粘貼應變計的E-E 截面的A 處平均應力為-495.2 MPa，與設計計算的-492.777 MPa 相近，差異是由于仿真分析時有限元單元體細化程度造成的。最大壓應力為-678.9 MPa，在彈性體法蘭同圓管式敏感結構過渡圓角處，該應力遠小于彈性體材料強度極限，強度安全系數約為1.93，結構安全可靠。該系數同彈性體設計時的強度安全系數1.662 相近，存在差異是由于設計時選取應力集中系數考慮了表面加工質量缺陷等影響，而仿真是在理想條件下進行的。

采用ANSYS 有限元軟件對該力傳感器彈性體加載2.25 kN 最大測量載荷進行剛度分析，受力方位和約束邊界條件同強度分析，如圖7所示。

圖7 結構剛度分析圖Fig.7 Structural stiffness analysis diagram

若忽略加油接頭的變形，該力傳感器彈性體變形引起加油接頭球形接嘴處變形約為1.5 mm，即該力傳感器結構剛度為0.667 mm/kN，該變形相對伸縮管變形、加油插座跟蹤精度和力測量精度的影響均可忽略，因此剛度滿足實際使用要求。

3.2 輸出靈敏度仿真分析

為分析驗證該力傳感器的輸出靈敏度，采用ANSYS 有限元仿真軟件對彈性體結構加載2.25 kN 最大測量載荷進行分析［25-26］。由于彈性體結構的圓周對稱性，滾轉與俯仰分力作用點位置和最大測量載荷均相同，由式（5）和式（6）可知滾轉與俯仰分力輸出敏感度的數值一致，因此，僅選擇俯仰分力Fz進行分析。受力邊界約束條件同強度分析如圖8（a）所示，分析結果見圖8（b）和圖8（c）。

圖8 受額定徑向力的應力分析Fig.8 Analysis of stress subject to rated lateral force

彈性體中部粘貼應變計的E-E 截面的A 處平均拉應力為+110.97 MPa，C 處平均壓應力為-110.99 MPa，平均有效應力為110.98 MPa，由式（3）～式（6）可知，滾轉和俯仰分力測量橋路輸出靈敏度Sy、Sz均為1.099 mV/V，仿真分析與理論計算的滾轉和俯仰分力測量橋路輸出靈敏度值1.098 mV/V 基本一致。

3.3 測試驗證

測試環境條件：溫度15～25 ℃，濕度45%RH～55%RH，氣壓101.3 kPa。

測試儀器及設備：Agilent34401 數字電壓表，JWJH-Ⅱ型精密直流穩壓電源10 VDC，靜重式測力機。

按照《力傳感器檢定規程》［27］測試該力傳感器3 次取平均值，采用最小二乘法擬合理論值［28］計算輸出靈敏度、串擾、直線度等主要性能指標，數據如表2 所示。

表2 力傳感器主要性能測試數據Table 2 Test data of main performance of force sensor

根據測試數據可知：該力傳感器俯仰通道輸出靈敏度為1.115 mV/V、串擾為0.38%FS、直線度為0.397%FS、滯后為0.027%FS；滾轉通道輸出靈敏度為1.110 mV/V、串擾為0.56% FS、直線度為0.083%FS、滯后為0.036%FS；實際滾轉輸出靈敏度和俯仰輸出靈敏度同1.098 mV/V 的設計值最大偏差1.55%FS 基本一致。其差異主要來源于電阻應變計靈敏系數實際值同標稱值及其粘貼方位的偏差、彈性體加工尺寸偏差、測試安裝方位偏差等，輸出靈敏度能夠滿足測量精度要求。

由于實際電阻應變計粘貼位置、彈性體加工尺寸、測試安裝方位的偏差均控制在規定范圍內，串擾性能測試值為0.56%FS，小于0.998%FS 最大串擾設計值，因此符合設計，已達到了國際領先水平。需要說明的是，實際工程中首先采用結構直接解耦設計，通過精密的電阻應變計粘貼定位與合理的惠斯通測量電橋設計，嚴格控制安裝方位角度誤差，從理論上降低或消除滾轉與俯仰分力測量維間結構耦合，實現理論上結構設計直接解耦后串擾為零；再通過標定串擾的實際值大小，根據串擾標定矩陣由系統軟件進行線性插值修正處理后，最大限度減少維間耦合［28-30］串擾對測量準確度的影響，即標定解耦矩陣解耦。

直線度測試值為0.397%FS，產生的原因主要是測試固定安裝工裝剛度較低、變形大，使得測試加載力的作用點和相對方向產生微小變化，導致有效力臂隨著加載載荷增加而稍微減少。后續可通過提高測試工裝剛度改善直線度。

3.4 對比分析

將該圓管式結構加油接頭力傳感器同環板式結構加油接嘴徑向力測量傳感器的主要設計性能指標進行對比，相關數據如表3所示。

表3 對比分析Table 3 Comparative analysis

4 結論

本文通過對圓管式結構加油接頭力傳感器實際裝機使用情況和環板式結構加油接嘴徑向力測量傳感器問題的研究，簡明闡述了該圓管式力傳感器的總體結構等設計，開展了彈性體的強度、輸出靈敏度、串擾等的設計，最后通過分析、測試和對比可知：該圓管式結構力傳感器強度安全系數高，結構設計直接解耦后串擾小并已達到國際領先水平，性能指標能夠滿足1%FS 的精度要求。

該加油接頭力傳感器設計具有尺寸小、結構最優、安全可靠、準確、靈敏、響應快、重量輕、適應性好等特點，實現了電路同燃油通道的絕對隔離與良好的電磁屏蔽，便于加油系統最優設計。經系統聯試驗證，完全能夠滿足自動卸荷系統消除加油接頭對接徑向力的功能和各項性能需求，可為實際裝機使用保證加油安全提供安全可靠的硬件支撐，對提高加油裝置的使用壽命和在整個對接過程中保證加油操作安全具有重要意義。

需要說明的是，目前該力傳感器還未經加油試飛試驗和使用驗證，需進步減小Ⅰ、Ⅱ類測量誤差［31］，提高實際測量精度。今后將根據實際工程裝機情況，開展相關工作。

致謝

感謝高亞奎、李明波、王貴、趙曉峰等同志給予的細心指導和幫助。