葉慶龍，張紫瑞，杜秀軍

(慶安集團有限公司 航空設(shè)備研究所，陜西 西安 710077)

國外從20世紀中期開始就對滅火飛機投水進行研究，Macphorson在1968年根據(jù)飛機空投高度、空投速度、滅火水箱大小和水箱開門速度研制了一個水體噴灑模型，但該模型僅適用于在較低速度和高度的情況下進行空投[1]。

我國對滅火飛機投水研究較少，李樹寬等[2]在2002年對大型直升機機載水箱灑水滅火技術(shù)進行了探討研究，給出了機腹式灑水技術(shù)的優(yōu)點。我國從2009年開始立項自行研制首架大型滅火/水上救援水陸兩棲飛機，開創(chuàng)了國內(nèi)大型滅火飛機發(fā)展的新篇章[3]。2019年，田煜[4]采用 Euler 方法對固定翼滅火飛機的投水過程進行了模擬，簡要分析了飛行參量對水分布特性的影響。2020年，梁孜等[5]從全機安全性分析角度出發(fā),對AG600飛機滅火型設(shè)置應(yīng)急投水功能的設(shè)計難點進行了相關(guān)分析評估。彭冉等[6]基于水體投放的擴散特性和工程試驗的要求,設(shè)計了一種滅火飛機量化落水地面附著特性的測量方法。2021年，周堯明等[7]提供了一種可進行模擬滅火飛行仿真的飛行模擬器,可精準(zhǔn)模擬水陸兩棲滅火飛機飛行全過程并展現(xiàn)滅火過程，構(gòu)建了滅火仿真評估系統(tǒng)。2021年,胡濤等[8]初步探究了水陸兩棲飛機投汲水滅火系統(tǒng)試驗的驗證工作，確定了系統(tǒng)功能驗證必需的試驗項目及其試驗思路和考量因素。張睿琳等[9]對某型水陸兩棲飛機投汲水滅火系統(tǒng)適航條款進行定性研究，探究其專用條件要求,為確定投汲水滅火系統(tǒng)適航審定基礎(chǔ)提供參考。飛機艙門鎖機構(gòu)是飛機的重要組成部分之一。吳揚等[10]根據(jù)飛機艙門開關(guān)機構(gòu)工作時各零件之間的運動關(guān)系，逐步推導(dǎo)得到艙門整體開關(guān)過程的數(shù)學(xué)表達式,并在軟件中實現(xiàn)可視化。賈潔羽等[11]提出了一種提高飛機艙門鎖機構(gòu)關(guān)閉系統(tǒng)的可靠性計算效率、減少計算時間、降低艙門故障率的方法。在飛機投水過程中，若出現(xiàn)由于艙門鎖機構(gòu)前期可靠性分析不足而導(dǎo)致其非正常開啟或關(guān)閉，無法按照預(yù)期完成開關(guān)鎖功能的情況，將嚴重影響投水任務(wù)的進行[12]。投水艙門解鎖的同步性和時間會影響水箱投水的速度，飛機重量的改變會影響滅火飛機的飛行姿態(tài)，最終影響滅火效率。因此，提高飛機解鎖艙門的同步性是提高滅火飛機滅火效率的重要環(huán)節(jié)。

為了滿足投水性能，要求每個艙門的作動子系統(tǒng)流量不大于2.5 L/min，控制閥負載壓力超調(diào)量不超過120%，開鎖時間≤0.3 s，上鎖時間≤0.5 s。

本文采用基于有限體積法的流體動力學(xué)軟件Fluent搭建水箱重力投水模型，采用AMESim 液壓庫和1D/3D機械庫聯(lián)合搭建完整投水液壓作動系統(tǒng)[13]，該模型的搭建為水箱結(jié)構(gòu)的設(shè)計分析及優(yōu)化提供了真實有效的仿真計算平臺。

在準(zhǔn)確建模的基礎(chǔ)上，本文根據(jù)水箱同步控制控制系統(tǒng)的特點，討論了管路通徑、機構(gòu)控制閥主閥芯通徑、機構(gòu)控制閥阻尼孔尺寸對艙門解鎖同步性和投水時間的影響，這對于滅火飛機投水作動系統(tǒng)的研究具有十分重要的意義。

1 系統(tǒng)結(jié)構(gòu)及工作原理

某型號飛機投水裝置由4個投水水箱和艙門投水作動子系統(tǒng)組成。其中每個水箱設(shè)置兩扇投水艙門，1號、2號水箱對稱，3號、4號水箱對稱，4個水箱布局及飛機航向如圖1所示。

圖1 水箱布局及飛機航向

投水作動子系統(tǒng)用于接收滅火任務(wù)計算機發(fā)送的投水指令，驅(qū)動投水艙門實現(xiàn)解鎖、放下、收回、上鎖的動作。投水作動子系統(tǒng)由機構(gòu)作動控制閥、機構(gòu)作動器、收放作動控制閥和收放作動器組成。

投水作動子系統(tǒng)與滅火任務(wù)計算機交聯(lián)關(guān)系如圖2所示。滅火任務(wù)計算機控制電磁閥通斷電，實現(xiàn)投水艙門的解鎖、放下、收起、上鎖。在應(yīng)急投水模式下，滅火任務(wù)綜合控制組件控制電磁閥的供電，發(fā)送應(yīng)急投水指令，完成應(yīng)急投水任務(wù)。

圖2 投水作動子系統(tǒng)與滅火任務(wù)計算機交聯(lián)關(guān)系

根據(jù)投水作動系統(tǒng)的功能和同步性要求，可設(shè)計2種架構(gòu)。

投水作動子系統(tǒng)架構(gòu)一如圖3所示。該架構(gòu)采用1閥控制2作動器的方式，投水作動子系統(tǒng)由兩系液壓源供壓，中側(cè)液壓系統(tǒng)控制2#、4#水箱內(nèi)外艙門，右側(cè)液壓系統(tǒng)控制1#、3#水箱內(nèi)外艙門。每個艙門配置一個機構(gòu)作動器和一個收放作動器，每個水箱內(nèi)外艙門作動器共用一套作動系統(tǒng)。此類架構(gòu)可簡化液壓系統(tǒng)的組成，但閥所控制的2個作動筒難以實現(xiàn)同步控制，需在液壓閥負載口到兩個作動筒間接入控制流量的分流器或調(diào)速閥來保證作動系統(tǒng)的同步性。

圖3 投水作動子系統(tǒng)架構(gòu)一

投水作動子系統(tǒng)架構(gòu)二如圖4所示。中側(cè)液壓系統(tǒng)為外側(cè)投水艙門的作動系統(tǒng)供油，右側(cè)液壓系統(tǒng)為內(nèi)側(cè)投水艙門作動系統(tǒng)供油。每個艙門分別配置2套機構(gòu)作動系統(tǒng)和收放作動系統(tǒng)來控制艙門的開鎖、上鎖和收起。為了保證同步性，在每個控制閥口需安裝節(jié)流裝置調(diào)節(jié)作動系統(tǒng)的同步性。

圖4 投水作動子系統(tǒng)架構(gòu)二

基于對經(jīng)濟效益和結(jié)構(gòu)簡單易實現(xiàn)的考慮，采用架構(gòu)二作為投水同步控制系統(tǒng)方案框架。

2 艙門鎖機構(gòu)作動系統(tǒng)模型搭建

2.1 艙門鎖鉤結(jié)構(gòu)模型搭建

艙門鎖機構(gòu)由機構(gòu)作動筒、機械傳動部分和3個鎖鉤組成(大艙門包含4個鎖鉤)。鎖機構(gòu)三維結(jié)構(gòu)如圖5所示，固定軸固定在水箱側(cè)壁上，只能繞其中心軸線旋轉(zhuǎn)，鎖鉤的中部鉸接在艙門隔板上，當(dāng)連桿運動時，鎖鉤可以實現(xiàn)上鎖或解鎖。

圖5 鎖機構(gòu)三維結(jié)構(gòu)圖

當(dāng)機構(gòu)作動筒的伸出腔通高壓油而縮進腔通回油時，活塞桿向外伸長，帶動固定軸轉(zhuǎn)動，從而帶動傳動機構(gòu)，實現(xiàn)解鎖；當(dāng)機構(gòu)作動器的縮進腔通高壓油而伸出腔通回油時，活塞桿向內(nèi)縮進，艙門鎖機構(gòu)實現(xiàn)上鎖。固定軸上有一復(fù)位彈簧，彈簧在開鎖時被迫伸長，對固定軸的轉(zhuǎn)動產(chǎn)生阻尼效果，防止沖擊過大，而在上鎖時，彈簧收回，可實現(xiàn)自動上鎖到位。

在AMESim中聯(lián)合液壓庫和3D Mechanical機械庫，根據(jù)鎖機構(gòu)各組成部分連接關(guān)系及受力情況，搭建了圖6所示的鎖機構(gòu)3D模型。

圖6 AMESim鎖機構(gòu)三維結(jié)構(gòu)模型

2.2 鎖機構(gòu)控制閥模型搭建

根據(jù)機構(gòu)控制閥工作原理,在AMESim中采用液壓庫和1D Mechanical結(jié)構(gòu)庫聯(lián)合建模得到鎖機構(gòu)控制閥AMESim模型，如圖7所示。

圖7 鎖機構(gòu)控制閥AMESim模型

為了滿足開鎖≤0.3 s、上鎖≤0.5 s的指標(biāo)，在閥的2個負載口分別設(shè)置單向節(jié)流孔用于調(diào)節(jié)作動器的同步性。

2.3 艙門鎖機構(gòu)開鎖/上鎖仿真模型

根據(jù)水箱分布圖，1#、2#水箱對稱，3#、4#水箱對稱，共4個水箱，8個艙門，8套完整的解鎖、開鎖作動子系統(tǒng)。整個艙門鎖機構(gòu)模型包括中液壓源和右液壓源的模型，其中泵模型采用與實際一致的壓力流量特性。管路模型根據(jù)真實管路通徑和長度搭建，考慮管路中液容、液阻對響應(yīng)特性的影響。8個艙門的解鎖、開鎖作動子系統(tǒng)包括機構(gòu)控制閥、機構(gòu)作動筒、解鎖和上鎖機械傳動部分，并考慮機械結(jié)構(gòu)的慣量和結(jié)構(gòu)連接部分的摩擦、鎖和艙門插銷之間的摩擦、艙門和水重力的影響。4水箱鎖機構(gòu)AMESim仿真模型如圖8所示。

圖8 4水箱鎖機構(gòu)AMESim模型

3 開鎖同步性影響因素分析

液壓源組成結(jié)構(gòu)的不同會導(dǎo)致供油流量的差異，從而影響解鎖同步性。但油源系統(tǒng)不僅為投水艙門供壓，而且為升降舵、副翼、擾流片、汲水斗等供壓，因此在考慮同步性影響因素時暫不改變液壓源的組成結(jié)構(gòu)。

8個解鎖作動系統(tǒng)從油源到機構(gòu)控制閥、從機構(gòu)控制閥到機構(gòu)作動筒的液壓管路長度和管徑均不相同，導(dǎo)致液阻存在差異，影響了解鎖時間，從而影響解鎖同步性。

為了保證機構(gòu)控制閥負載流量不超過2.5 L/min，壓力超調(diào)量不超過120%，在機構(gòu)控制閥負載口設(shè)置節(jié)流孔，節(jié)流孔的孔徑尺寸會改變解鎖時間，從而影響8個艙門解鎖同步性。

由于液壓源、鎖結(jié)構(gòu)、液壓管路的長度均已固定，而8個機構(gòu)作動筒尺寸均相同，因此主要討論機構(gòu)控制閥負載管路的通徑、控制閥主閥的通徑和機構(gòu)控制閥阻尼孔尺寸對艙門解鎖同步性的影響。

4 仿真分析

投水作動子系統(tǒng)時序指標(biāo)要求為：上鎖時間為0.3(1±5%)s，開鎖時間需為0.5(1±5%)s，根據(jù)指標(biāo)要求，設(shè)計節(jié)流孔參數(shù)如表1所示。

表1 節(jié)流孔參數(shù)表

機構(gòu)控制閥時序設(shè)計為：通油0.1 s后，閥芯左側(cè)為高壓油，右側(cè)為低壓油，閥芯右移，作動筒左側(cè)通高壓油，右側(cè)通低壓油，鎖鉤打開。一直持續(xù)0.4 s后，電磁換向，閥芯左側(cè)通低壓油，右側(cè)通高壓油，閥芯左移，作動筒右側(cè)通高壓油，左側(cè)通低壓油，鎖鉤上鎖。

仿真得到1#外艙門鎖機構(gòu)固定軸轉(zhuǎn)角隨時間的變化如圖9所示。

圖9 1#外艙門鎖機構(gòu)固定軸轉(zhuǎn)角隨時間變化

計算得到各個艙門開鎖機構(gòu)開鎖上鎖所需時間，如表2所示。

表2 各個艙門鎖機構(gòu)開鎖上鎖時間 單位:s

從表2中數(shù)據(jù)可知，所有艙門機構(gòu)控制閥的負載壓力流量均符合指標(biāo)要求，開鎖/上鎖時間均滿足要求。此時，同步性為0.007。在此基礎(chǔ)上討論關(guān)鍵因素對同步性的影響。

4.1 液壓管路通徑對解鎖同步性的影響

4.1.1 3#內(nèi)機構(gòu)負載管路對解鎖同步性的影響

3#內(nèi)機構(gòu)控制閥負載與作動筒解鎖腔連接管路長度為26.7 m，因此該管路的節(jié)流特性對解鎖同步性有較大影響。該管路初始管徑為5.537 mm，將該參數(shù)減少20%，即為4.43 mm時，計算投水作動子系統(tǒng)同步性。

圖10為3#內(nèi)機構(gòu)負載管路通徑減小后1#外艙門鎖機構(gòu)固定軸轉(zhuǎn)角隨時間的變化。

圖10 3#內(nèi)機構(gòu)負載管路通徑減小后鎖機構(gòu)解鎖時間

計算得到8個艙門鎖機構(gòu)解鎖時間，如表3所示。

表3 8個艙門鎖機構(gòu)解鎖時間

由表3數(shù)據(jù)可知，當(dāng)3#內(nèi)機構(gòu)控制閥負載管路通徑減小后，1#內(nèi)和2#內(nèi)艙門鎖機構(gòu)解鎖時間將加快，3#內(nèi)艙門解鎖時間延長18%，從而使8個艙門解鎖同步性下降。

4.1.2 4#內(nèi)機構(gòu)負載管路對解鎖同步性的影響

4#內(nèi)換向閥負載與作動筒解鎖腔連接管路長度為12.874 m，其節(jié)流特性將對8個艙門解鎖同步性有較大影響。管徑初始為5.537 mm，管徑增加20%至6.64 mm時，計算投水作動子系統(tǒng)同步性。

圖11為4#內(nèi)機構(gòu)負載管路通徑增大后3#外艙門鎖機構(gòu)固定軸轉(zhuǎn)角隨時間的變化。

圖11 4#內(nèi)機構(gòu)負載管路通徑增大后解鎖時間

計算得到8個艙門鎖機構(gòu)解鎖時間，如表4所示。

表4 8個艙門鎖機構(gòu)解鎖時間

從表4數(shù)據(jù)可知，增大4#內(nèi)機構(gòu)控制閥負載管路管徑后，4#內(nèi)艙門鎖機構(gòu)解鎖時間顯著減小，1#和2#內(nèi)艙門解鎖時間稍有增加。

4.2 機構(gòu)控制閥主閥芯通徑對解鎖同步性的影響

主閥芯通徑為10 mm，活塞桿直徑為6.5 mm，閥套一周有4個圓孔，直徑為3.5 mm。分別計算主閥芯通徑為10 mm、8 mm和6 mm時的解鎖時間，如表5所示。

表5 不同主閥芯通徑下的解鎖時間 單位：s

解鎖到位同步性均為0.01 s。從仿真結(jié)果可知，主閥芯通徑在6～10 mm變化時，對解鎖同步性基本沒有影響。

4.3 機構(gòu)控制閥阻尼孔尺寸對解鎖同步性的影響

為了保證鎖機構(gòu)上鎖/開鎖能滿足性能指標(biāo)，因此在機構(gòu)控制閥負載口增加單向節(jié)流裝置。不考慮管路液阻，將阻尼孔尺寸同時增大或減小，計算阻尼孔尺寸對解鎖同步性的影響。將開鎖負載口阻尼孔尺寸在初始基礎(chǔ)上增大10%，計算投水子系統(tǒng)同步性。

圖12為4#外艙門鎖機構(gòu)固定軸轉(zhuǎn)角隨時間的變化。

圖12 4#外艙門鎖機構(gòu)固定軸轉(zhuǎn)角隨時間的變化

計算得到8個艙門鎖機構(gòu)解鎖時間，如表6所示。

表6 負載阻尼孔尺寸增大時艙門解鎖時間

從表6數(shù)據(jù)可知，8個艙門解鎖同步性為0.008 s，同步性增加了20%，且增大負載口節(jié)流孔尺寸10%后艙門解鎖時間縮短15%左右。

將負載口節(jié)流孔尺寸減小10%后，8個艙門鎖機構(gòu)解鎖時間如表7所示。

表7 負載阻尼孔尺寸減小時艙門解鎖時間

根據(jù)表7中的統(tǒng)計數(shù)據(jù)，8個艙門鎖機構(gòu)解鎖同步性為0.012 s，同步性下降20%，減小節(jié)流孔尺寸10%后，解鎖時間延長20%左右。

5 結(jié)束語

采用Fluent三維流場計算軟件，真實模擬了水箱重力投水過程中水量隨時間的變化，并采用AMESim搭建了考慮實際泵源、管路、控制閥、作動裝置的液壓作動系統(tǒng)，準(zhǔn)確得到艙門收放時間、鎖機構(gòu)開鎖/上鎖時間和開鎖同步性。仿真結(jié)果表明，目前的設(shè)計可以滿足投水性能指標(biāo)要求，且該仿真模型可用于投水系統(tǒng)結(jié)構(gòu)的進一步優(yōu)化。

由于3#內(nèi)和4#內(nèi)艙門鎖機構(gòu)控制閥與液壓源位置較遠，液壓管路長管路液阻較大，分析了該管路通徑對解鎖時間和解鎖同步性的影響。仿真結(jié)果表明，可通過增大該管路通徑的方法，解決3#和4#內(nèi)側(cè)艙門解鎖時間相對滯后的問題。

通過計算機構(gòu)控制閥主閥芯通徑分別為6 mm、8 mm和10 mm時解鎖時間的同步性。仿真結(jié)果表明，主閥芯通徑增大可縮短解鎖時間，但對8個艙門解鎖同步性影響并不大，因此可通過改變主閥芯通徑，調(diào)整解鎖時間。

計算了機構(gòu)控制閥負載阻尼孔尺寸對解鎖同步性的影響，計算結(jié)果表明增大10%的阻尼孔尺寸可縮短15%左右的解鎖時間，由于各艙門結(jié)構(gòu)的差異和液壓管路尺寸的差異，導(dǎo)致8個艙門作動系統(tǒng)液阻不同，通過調(diào)節(jié)阻尼孔的大小可實現(xiàn)8個艙門解鎖同步，同步性可達到0.012 s左右。在此基礎(chǔ)上同時增大或減小阻尼孔孔徑，對同步性影響較小。