韓 博, 王兆強, 謝 超, 盧 燦, 陳家旺, 王小強

(1.上海工程技術(shù)大學(xué) 機械與汽車工程學(xué)院, 上海 201620;2.中航通飛華南飛機工業(yè)有限公司, 廣東 珠海 519090; 3.浙江大學(xué) 海洋學(xué)院, 浙江 舟山 316000;4.上海船舶設(shè)備研究所, 上海 200030; 5.上海海岳液壓機電工程有限公司, 上海 201600)

引言

由于我國森林火災(zāi)多發(fā),并且發(fā)生地區(qū)的地形多為山地和丘陵[1-2],道路通行條件差,大型地面消防設(shè)備難以承擔(dān)相應(yīng)的滅火任務(wù),只能依靠大量人力制造隔離帶控制火勢蔓延。滅火效率低且危險性很大,因此滅火飛機應(yīng)運而生[3]。

投水作動系統(tǒng)是滅火飛機的核心部分,在飛機投水任務(wù)執(zhí)行中,若投水艙門無法按照預(yù)期完成滅火任務(wù),將嚴重影響滅火任務(wù)的效率。并且投水艙門收放的同步性也會影響飛機的重量、飛行速度以及艙門所受載荷。這不僅會影響滅火飛機的滅火效率,甚至可能導(dǎo)致滅火任務(wù)的失敗,從而造成更大的經(jīng)濟損失[4]。因此,提高飛機投水艙門的同步性是保證滅火任務(wù)順利完成的關(guān)鍵。一些學(xué)者基于控制理論的基礎(chǔ)對多缸同步進行了研究[5-8]。然而,對于多缸系統(tǒng)中各元件參數(shù)對同步性的影響規(guī)律并未涉及。伴隨計算機仿真技術(shù)的發(fā)展,液壓仿真技術(shù)在系統(tǒng)級和元件級的分析中得到了普遍的應(yīng)用[9]。利用仿真技術(shù)對投水作動系統(tǒng)進行同步性分析可以降低方案設(shè)計成本,研判系統(tǒng)功能可行性,還可以優(yōu)化方案和提高系統(tǒng)可靠性[10]。因此,對投水作動系統(tǒng)進行仿真建模并進行多作動筒同步性分析具有重大的研究價值[11]。

本研究簡要闡述了某型飛機投水作動系統(tǒng)的組成和工作原理,基于AMESim建模仿真平臺進行系統(tǒng)建模,根據(jù)模型進行工況狀態(tài)仿真分析和同步性仿真分析。

1 投水作動系統(tǒng)組成與原理

某型飛機投水作動系統(tǒng)由4個水箱和8個艙門組成,其布局與航向如圖1所示。當(dāng)接到滅火任務(wù)計算機發(fā)送的投水指令時,投水作動系統(tǒng)驅(qū)動投水艙門和機構(gòu)鎖完成解鎖、投水、收門、上鎖等動作。

圖1 投水作動系統(tǒng)組成與航行

投水作動液壓系統(tǒng)主要由過濾器、液壓泵、溢流閥、蓄能器、鎖止機構(gòu)作動控制閥、鎖止機構(gòu)作動筒、艙門收放作動控制閥、艙門收放作動筒等組成,如圖2所示。該系統(tǒng)擁有2套液壓源,左側(cè)液壓源給2號、3號投水子系統(tǒng)供壓,右側(cè)液壓源給1號、4號投水子系統(tǒng)供壓。其中艙門收放作動筒組和艙門收放作動控制閥一起組成內(nèi)外投水艙門收放作動機構(gòu), 鎖止機構(gòu)作動筒組與鎖止機構(gòu)作動控制閥一起組成內(nèi)外投水艙門鎖止機構(gòu)。

圖2 投水作動系統(tǒng)液壓原理圖

壓力油由液壓泵提供,起泵后,油泵向系統(tǒng)供油,通過溢流閥來調(diào)節(jié)系統(tǒng)的壓力。如圖3所示,當(dāng)滅火任務(wù)計算機發(fā)送工作指令時,鎖止機構(gòu)作動控制閥受到電流的作用,閥芯在電磁鐵的吸引下向左移動處于右位機能,此時進油口P與工作油口A接通,工作油口B與回油口T接通,油液進入鎖止機構(gòu)作動筒組的下側(cè)液壓室,推動柱塞伸出,機構(gòu)開鎖。根據(jù)機構(gòu)位移量調(diào)整電流大小,使得鎖止機構(gòu)作動控制閥閥芯在電磁鐵的作用下向右移動,當(dāng)開鎖動作完成時,此時鎖止機構(gòu)作動控制閥處于中位機能,投水艙門鎖止機構(gòu)靠其負載維持開鎖狀態(tài)。另一方面,投水艙門收放作動筒組依靠其負載作用使得柱塞向上移動伸出,進入投水狀態(tài)。

圖3 投水動作下液壓系統(tǒng)工作流程圖

當(dāng)結(jié)束工作狀態(tài)后,滅火任務(wù)計算機發(fā)送關(guān)閉指令,艙門收放作動控制閥接收到電流信號,閥芯在電磁鐵的作用下向右移動,此時進油口P與工作油口A接通,液壓油通入投水艙門收放作動筒下側(cè)的液壓室,使得柱塞在抵抗艙門負載的作用下,向下移動收回。當(dāng)收門動作結(jié)束后,鎖止機構(gòu)作動控制閥閥芯在電磁鐵的作用下,向右移動,此時進油口P與工作油口B接通,工作油口A與回油口T接通,液壓油進入鎖止機構(gòu)作動筒組的上側(cè)液壓室,使得柱塞收回,機構(gòu)鎖止,完成艙門上鎖動作。

2 AMESim建模仿真

根據(jù)投水作動系統(tǒng)的結(jié)構(gòu)特性和工作原理[12],利用AMESim軟件搭建液壓系統(tǒng)和控制仿真模型。考慮到模型的復(fù)雜度,為保證系統(tǒng)仿真效率與準(zhǔn)確性兼顧,直接采用AMESim元件庫中現(xiàn)有的元件與子模型[13],為分析不用工況下的系統(tǒng)特性、同步性奠定基礎(chǔ)[14]。

2.1 供油系統(tǒng)模型

如圖4所示,供油系統(tǒng)包含2套液壓源,其AMESim模型主要由過濾器、定量泵、溢流閥、蓄能器構(gòu)成,參數(shù)設(shè)置如表1所示。

表1 供油系統(tǒng)AMESim模型參數(shù)表

圖4 供油系統(tǒng)模型圖

2.2 投水艙門收放作動系統(tǒng)模型

如圖5所示,投水艙門收放作動系統(tǒng)仿真模型主要由艙門收放作動控制閥、投水艙門收放作動筒和模擬負載等組成,參數(shù)設(shè)置如表2所示。其中,投水艙門收放作動筒為超級元件,其無桿腔為氣動腔,有桿腔為液動腔,仿真模型如圖6所示。

表2 投水艙門收放作動系統(tǒng)AMESim模型參數(shù)表

圖5 投水艙門收放作動系統(tǒng)模型圖

圖6 投水艙門收放作動筒模型圖

除了液壓基本原件外,投水艙門收放作動系統(tǒng)AMESim模型中還包含邏輯元件、速度傳感器、位移傳感器和狀態(tài)機,這些元件一起組成了投水艙門收放作動系統(tǒng)的邏輯控制系統(tǒng)。其中艙門收放作動筒速度與位移量通過速度傳感器和位移傳感器傳輸給狀態(tài)機去做相應(yīng)的邏輯運算,計算后的結(jié)果轉(zhuǎn)化成電流信號控制艙門收放作動控制閥的換向。

2.3 投水艙門鎖止系統(tǒng)模型

投水艙門鎖止系統(tǒng)仿真模型主要由鎖止機構(gòu)作動控制閥、鎖止機構(gòu)作動筒、模擬負載等組成,如圖7所示,參數(shù)設(shè)置如表3所示。

表3 投水艙門鎖止系統(tǒng)AMESim模型參數(shù)表

圖7 投水艙門鎖止系統(tǒng)模型圖

除了液壓基本元件外,投水艙門鎖止系統(tǒng)AMESim模型中還包含位移傳感器、狀態(tài)機、接收器等,這些元件一起組成了投水艙門鎖止機構(gòu)的閉環(huán)控制系統(tǒng)。一方面,狀態(tài)機可以根據(jù)鎖止機構(gòu)是否鎖止到位來模擬艙門是否帶載。另一方面,狀態(tài)機可以根據(jù)內(nèi)外艙門作動筒平均位移量結(jié)合速度量做一定的判斷,最后將運算結(jié)果轉(zhuǎn)化成電流信號控制鎖止機構(gòu)作動控制閥換向。

2.4 整體系統(tǒng)模型

投水作動系統(tǒng)整體仿真模型,如圖8所示。其工況由齊投、連投、分投3種模式構(gòu)成。

圖8 投水作動系統(tǒng)整體仿真模型圖

齊投為4個水箱同時投水,連投為各水箱依次打開艙門投水,分投指的是各水箱獨立完成投水,期間不產(chǎn)生相互的干擾。

在模型中構(gòu)建滅火任務(wù)計算機,模擬3種工況狀態(tài)下投水作動系統(tǒng)的工作過程。滅火任務(wù)計算機由常數(shù)元件、階躍函數(shù)元件、發(fā)射器、接收器、多輸入邏輯操作器元件組成。修改常數(shù)元件和階躍函數(shù)元件參數(shù)0或1即可選擇相應(yīng)的工況模式,而這些元件與多輸入邏輯操作器相連接,通過或邏輯將置1的工況傳輸給發(fā)射器,由發(fā)射器發(fā)送到4個投水子系統(tǒng)當(dāng)中。

3 工況與同步性仿真分析

為了滿足投水性能要求,某型飛機執(zhí)行正常投水任務(wù)時作以下規(guī)定:

(1) 計算機收到投水指令到分水箱投水艙門上鎖到位時間,即分水箱完成整個任務(wù)的時間不大于8 s;

(2) 投水艙門解鎖到位時間不大于0.5 s;

(3) 從滅火任務(wù)計算機發(fā)出投水艙門自動收起指令到投水艙門上鎖之間的時長,即艙門完全收起并上鎖到位時間不大于3.5 s;

(4) 連投模式時,指令發(fā)送時間間隔為2 s。

3.1 連投模式仿真分析

為了全面地驗證仿真模型的正確性,選擇連投模式進行仿真驗證分析。

圖9為連投模式艙門與鎖止機構(gòu)作動筒位移曲線圖。提取仿真數(shù)據(jù),連續(xù)投水工作中各作動筒工作狀態(tài)時刻表,如表4所示,從中可以計算出各動作指標(biāo)所用時間,從而驗證仿真模型是否符合某型投水飛機工況性能要求,各指標(biāo)用時可參見表5。

表4 連續(xù)投水工作中各作動筒工作狀態(tài)時刻表

表5 連投水模式各任務(wù)用時表

圖9 連投模式液壓缸位移曲線圖

由表5可知,仿真模型符合某型投水飛機工況性能要求。

3.2 不同電磁閥流量特性下的收放時間同步性分析

選取不同敏感參數(shù)[15-17],通過AMESim批處理模式,改變不同數(shù)值并帶入系統(tǒng)仿真模型中,得出仿真結(jié)果。然后通過后處理模式,將內(nèi)外艙門收放作動筒的位移量作差[18],探究作動筒同步性的影響因素。

首先改變不同的電磁閥流量,進行同步性分析。參數(shù)選取與各參數(shù)下內(nèi)外艙門收放作動筒伸出和收回同步到位所用時間及最大位移差,如表6所示。

表6 不同電磁閥流量特性同步性仿真結(jié)果表

如圖10所示,電磁閥的流量越大,伸出同步到位的時間就越短,內(nèi)外艙門收放作動筒的最大位移差越小。收回動作時,同步到位的時間和最大位移差基本不變。

圖10 不同電磁閥流量下內(nèi)外艙門收放作動筒位移差曲線對比圖

由于內(nèi)外艙門液壓管路長度不同,液阻也不相同,導(dǎo)致內(nèi)外艙門收放作動筒并不完全同步,一側(cè)艙門作動筒完全伸出時,使得其他油液迅速流向另一側(cè)艙門作動筒。當(dāng)電磁閥流量增大時,使得最后流向液阻較大的一側(cè)時間變短,因此同步伸出到位時間變短。但當(dāng)艙門收放作動筒收回時,在抵抗艙門負載的作用下,管路液阻的差異并不起決定性作用,同步到位的時間和最大位移差基本不變。

3.3 不同載荷情況下的收放時間同步性分析

不同載荷參數(shù)選取與各參數(shù)下內(nèi)外艙門收放作動筒伸出和收回同步到位所用時間和最大位移差,如表7所示。

表7 不同載荷同步性仿真結(jié)果表

如圖11所示,在負載不同的情況下,負載越大伸出同步到位所用的時間越短,內(nèi)外艙門收放作動筒伸出的最大位移差減小;收回同步到位所用的時間越長,內(nèi)外艙門收放作動筒伸出的最大位移差增大。

圖11 不同載荷下內(nèi)外艙門收放作動筒位移差曲線對比圖

由于投水作動系統(tǒng)結(jié)構(gòu)特點,在投水時,艙門作動筒伸出方向與艙門重量和水箱載荷處于同一方向,負載越大,進入作動筒內(nèi)的流量越大,同步到位用時越短,而艙門收回時,需抵抗負載作用,負載越大,流出作動筒內(nèi)的流量越小,同步到位用時越長。

3.4 不同艙門收放作動筒活塞桿直徑下的收放時間同步性分析

不同艙門收放作動筒活塞桿直徑參數(shù)選取與各參數(shù)下內(nèi)外艙門收放作動筒伸出和收回同步到位所用時間和最大位移差,如表8所示。

表8 不同艙門收放作動筒活塞桿直徑同步性仿真結(jié)果表

如圖12所示,艙門收放作動筒活塞桿直徑參數(shù)越大,伸出同步到位和收回同步到位的時間就越短,并且內(nèi)外艙門收放作動筒之間的最大位移差在伸出和收回動作中都明顯減小。

圖12 不同艙門收放作動筒活塞桿直徑下內(nèi)外艙門收放作動筒位移差曲線對比圖

當(dāng)艙門收放作動筒活塞桿直徑增大時,有桿腔有效工作面積減小,作用在活塞上的有效工作壓力也升高,縮短了艙門作動筒收放所用時間,使得收放同步到位時間和最大位移差都減小,但隨著活塞桿直徑的增大,也加劇了收放作動筒的流量波動,降低了系統(tǒng)穩(wěn)定性。

3.5 不同鎖止機構(gòu)參數(shù)下的收放時間同步性分析

不同鎖止機構(gòu)作動筒活塞與活塞桿直徑參數(shù)選取與各參數(shù)下內(nèi)外艙門收放作動筒伸出和收回同步到位所用時間和最大位移差,如表9所示。

表9 不同鎖止機構(gòu)參數(shù)同步性仿真結(jié)果表

如圖13所示以及表格中伸出與收回同步到位所用時間的數(shù)據(jù)對比不同鎖止液壓缸參數(shù)下, 伸出和收回同步到位的時間并沒有明顯變化,并且左右作動液壓缸之間的最大位移差也并無明顯變化。

圖13 不同鎖止機構(gòu)作動筒結(jié)構(gòu)參數(shù)下內(nèi)外艙門收放作動筒位移差曲線對比圖

3.6 不同管路直徑下的收放時間同步性分析

不同的管路直徑參數(shù)選取與各參數(shù)下內(nèi)外艙門收放作動筒伸出和收回同步到位所用時間和最大位移差,如表10所示。

表10 不同管路同步性仿真結(jié)果表

如圖14所示,隨著管路直徑增大,伸出與收回同步到位所用的時間差異越小,并在管路直徑大于9 mm之后伸出與收回同步到位所用的時間基本相同。而當(dāng)管路直徑減小時,兩缸最大位移差則更小。

圖14 不同管路參數(shù)下內(nèi)外艙門收放作動筒位移差曲線對比圖

管路直徑的降低,使得流入內(nèi)外艙門收放作動筒的流量大幅降低,盡管這導(dǎo)致了兩艙門位移差降低,但艙門伸出用時增大,則同步到位用時也在增加。由于艙門收放控制閥的最大開度流量固定,當(dāng)管路直徑大于9 mm時,隨著管徑增大,艙門收放作動筒流量并未有明顯增加,同步到位用時也沒有明顯降低。并且在艙門收回時,不僅最大位移差增大,而且還有明顯流量波動,降低了系統(tǒng)穩(wěn)定性。

4 結(jié)論

為了實現(xiàn)投水作動系統(tǒng)同步性仿真,本研究以某型飛機投水作動系統(tǒng)為基礎(chǔ),采用AMESim搭建了液壓系統(tǒng)模型,以連投模式為例,準(zhǔn)確的獲得了水箱投水各動作所用時間。仿真結(jié)果表明,該模型可以滿足投水性能指標(biāo)要求,且可以對不同參數(shù)下的多缸同步性進行了對比分析。

同步性仿真結(jié)果表明,電磁閥流量、負載、投水艙門收放作動筒活塞桿直徑和管路直徑對多缸同步性有著明顯影響。增大電磁閥流量可以縮短同步到位時間,但需要考慮油液沖擊問題?？紤]到載荷的增大會使得同步伸出到位的時間減小,而同步收回到位的時間增大,可以調(diào)整艙門結(jié)構(gòu)與水箱容量使得兩者用時處于一個合理值。增大艙門收放作動筒活塞桿直徑會降低同步到位時間和最大位移差,但也加劇了流量波動。管路直徑大于9 mm時,同步到位用時未曾有明顯降低,繼續(xù)增大管路直徑效果不大。而鎖止機構(gòu)作動筒活塞桿直徑的變化只對艙門收放作動筒指令響應(yīng)時間有影響,卻對多缸同步性沒有顯著影響。

在后續(xù)的研究中,筆者將基于該投水作動系統(tǒng)仿真模型,進行多參數(shù)優(yōu)化并調(diào)整設(shè)計方案。