基于多体动力学的尾撬缓冲器动态性能研究_冯蕴雯.pdf

振 动 与 冲 击 第 39 卷第 8 期JOURNAL OF VIBRATION AND SHOCKVol.39 No. 8 2020 基金项目 民用飞机专项科研技术研究项目MJZ - Y -2018 -92;国家 自然科学基金51875465 收稿日期 2019 -04 -03 修改稿收到日期2019 -11 -12 第一作者 冯蕴雯 女,博士,教授,1968 年生 通信作者 朱铮铮 男,博士生,1987 年生 基于多体动力学的尾撬缓冲器动态性能研究 冯蕴雯1, 朱铮铮1, 潘文廷2, 朱鲜飞1 1. 西北工业大学 航空学院, 西安 710072; 2. 中国航空工业集团公司 第一飞机设计研究院, 西安 710089 摘 要为了获得民机尾撬缓冲器吸能功量特性,提出了一套结合理论分析、协同仿真及试验验证的系统分析方 法。 以缓冲器理论分析模型为基础,建立了包含缓冲器动力学和液压系统的协同仿真模型;规划并实施了相应的落震仿 真试验,将仿真结果与试验结果进行对比分析,验证了仿真模型的有效性和分析方法的可行性;详细讨论了不同充气压力 和投放高度等关键参数对缓冲器动态性能的影响,总结了缓冲器功量、最大行程及最大轴向力随相关参数的变化规律。 分析方法和结论可用于指导尾撬缓冲器的设计和选型,对民机的试飞工作具有一定的参考价值。 关键词 民机;尾撬缓冲器;协同仿真;试验验证;动态性能 中图分类号 V216 文献标志码 A DOI10. 13465/ j. cnki. jvs. 2020. 08. 039 Research on dynamic perance of tail skid shock absorber based on multi-body dynamics FENG Yunwen1, ZHU Zhengzheng1, PAN Wenting2, ZHU Xianfei1 1. College of Aeronautics, Northwestern Polytechnical University, Xi’an 710072, China; 2. The First Aircraft Institute, Aviation Industry Corporation of China, Xi’an 710089, China Abstract In order to obtain the energy absorption characteristics of tail skid shock absorber of civil aircraft, the systematic analysis combining theoretical analysis, co-simulation and test verification was proposed. Firstly, based on the theoretical analysis model of shock absorber, a co-simulation model of shock absorberwas established, which included mechanical dynamics and hydraulic system. Then, the drop test was planned and implemented. The validity of the simulation model and the feasibility of the analysis were verified by comparing the simulation and experimental results. Finally, the influence of key parameters such as different inflation pressure and height on the dynamic perance of the shock absorber was discussed in detail. The variation law of amount of work, maximum stroke and maximum axial force with relevant parameters were summarized. The analysis and conclusion can be used to guide the design and selection of tail skid shock absorber, which has certain reference value for the flight test of civil aircraft. Key words civil aircraft;tail skid shock absorber; co-simulation; test verification; dynamic perance 目前,我国大飞机的研制、试飞和取证工作正在紧 锣密鼓的有序开展[1]。 其中,最大起飞迎角的测试是 民机试飞的重要科目之一,为了防止飞机在测试最大 起飞迎角时后机身擦地损坏,常在后机身部位设置尾 撬组件对飞机进行有效保护。 尾撬组件通常由整流 罩、钢制保护垫和缓冲器等组成,其中尾撬缓冲器是护 尾装置中最主要的部件,它可以吸收飞机起飞时过大 的抬头能量,有效防止后机身因抬头迎角过大而擦地 破坏。 在民机缓冲器系统性能仿真分析方面,高动力学 品质缓冲器设计与验证技术是现代民机设计中需解决 和突破的关键技术之一[2]。 目前,针对民机的起飞、着 陆缓冲性能的研究,国内外学者主要以飞机起落架为 对象开展缓冲器系统的仿真、试验等相关研究[3 -7]。 刘学翱等[8]为了探讨带变阻尼的典型腿式缓冲器的着 陆性能,建立了着落器的整机动力学模型;魏小辉等[9] 以飞机起落架为研究对象,建立了考虑缓冲器支柱柔 性对缓冲器力学性能影响的动力学模型;毕柯等[10]采 用行程可变阻尼的滑轮缓冲器替代传统滑轮缓冲器, 采用 AMESim 建立了滑轮缓冲器动力学仿真模型并探 讨了其力学性能;浦志明等[11]为了探讨民机起落架缓 冲器阻尼性能,采用动网格方法建立了缓冲器的仿真 模型,并与工程估算的结果进行了比对;Jeong 等[12]建 立了三种不同类型双作动油气缓冲器的等效数学模 ChaoXing 型,并通过模拟仿真方法验证了模型的有效性;Heir- endtt 等[13]研究了热摩擦对缓冲器力学性能的影响,建 立了缓冲器结构热摩擦等效模型,并开展了结构灵敏 度分析;史友进等[14]以支柱型起落架油气式缓冲器为 例,采用三质量块飞机等效模型和功量预估分配法对 缓冲器参数进行选择,开展了飞机着陆动响应研究;徐 冬苓等[15]采用 Matlab/ Simulink 仿真平台,建立了飞机 起落架缓冲器的等效数学模型。 虽然国内外学者对起落架缓冲器等效模型及其动 态特性开展了大量研究,但对尾撬缓冲器的研究相对 较少,综合地、系统地研究尾撬缓冲器及其动态性能的 文章更是十分少见。 因此,很有必要开展尾撬缓冲器 动态性能的研究。 本文在详细推导尾撬缓冲器动力学 方程的基础上,建立了结合动力学和液压系统的协同 仿真模型,并通过落震试验验证了协同仿真模型的有 效性。 基于该模型,进一步研究了不同充气压力、不同 投放高度等关键参数对尾撬缓冲器吸能功量的影响, 并给出了几点重要结论。 本文阐述的缓冲器落震仿真 分析方法对尾撬缓冲器吸能特性的研究具有一定参考 价值,且有利于指导其它油气式缓冲器的设计。 1 尾撬式缓冲器动力学分析模型 1. 1 尾撬缓冲器构型 尾撬缓冲器的设计主要需要满足以下两点要求 1在结构重量一定的前提下其吸能效率要尽可能的 高;2在吸能效率一定的前提下其最大轴向力要适中, 缓冲器最大轴向力过大可能会引起飞机的低头动作, 从而对飞机的操纵稳定性产生影响。 某型民机最大起 飞迎角试飞和尾撬接地点如图 1 所示,本文研究的尾 撬缓冲器结构形式如图 2 所示,主要由活塞杆、活塞、 油针、外筒和油孔盖等主体结构组成。 图 1 大迎角起飞与尾撬 作用示意图 Fig. 1 Takeoff and tail skid at high angle of attack 图 2 尾撬缓冲器 结构形式 Fig. 2 The structure of tail skid shock absorber 1. 2 缓冲器动力学方程 油气式缓冲器作为吸能耗能的主要部件,其缓冲 性能主要由气体弹性特性、阻尼孔的阻尼特性及结构 摩擦特性决定。 气体弹性特性为活塞杆运动压缩气体产生的载荷 随缓冲器行程的变化,等效空气弹簧力可由式1表 达,相关参数可由式2和式3确定 Fa AaPt- Patm1 Aa π 4 D2 0 2 Pt P0 V0 V0- AaS γ 3 式中Fa为等效空气弹簧力;Aa为气体的作用面积;Pt 为 t 时刻缓冲器气腔压力;Patm为当地大气压力;D0为 活塞杆外径;P0为缓冲器气腔初始充气压力;V0为气腔 初始充气体积;S 为缓冲器行程;γ 为气体多变指数。 油孔阻尼特性主要表现为缓冲器活塞杆在伸展 / 压缩过程中液压油流经阻尼孔时产生的阻尼力,吸收 缓冲器的冲击能量。缓冲器阻尼力可由式4 确定 Fh DS 2 4 式中Fh为油液阻尼;D 为阻尼孔的阻尼系数;S 缓冲器 行程变化速率。 缓冲器阻尼系数 D 又可细分为压缩行程阻尼系数 和伸展行程阻尼系数,分别如式5 和式6 所示 Din-stroke Dmain Drecoil-in5 Dout-stroke Dmain Drecoil-out6 式中Din-stroke为压缩行程阻尼系数;Dmain为主油孔阻尼 系数;Drecoil-in为压缩行程回油孔阻尼系数;Dout-stroke为伸 展行程阻尼系数;Drecoil-out为伸展行程回油孔阻尼系数。 阻尼系数可由式7 确定 D ρA3 h 2C2 dA 2 n 7 式中ρ为液压油密度;Ah为油腔面积;Cd为油液缩流系 数;An为油孔截面积。 在缓冲器工作过程中,主油孔压缩行程和伸展行 程的阻尼系数相关参数可由式8 和式9 确定 An Afix Amet π 4 nD2 fix Amet8 Ah π 4 D2 in - D2 pinD 2 fix Amet9 式中Afix为定截面油孔的面积;Amet为变截面油孔的面 积;n 为定截面油孔的个数;Dfix为定截面油孔的直径; Din为活塞杆内径;Dpin为油针直径。 缓冲器活塞杆在往复运动中会以摩擦力的形式耗 散一部分能量,缓冲器摩擦力由式10 确定 Ff kπd0hmPtS / S 10 式中k为缓冲器内摩擦因数;d0为密封圈直径;hm为密 封圈高度;S / S 为摩擦力方向符号。 则作用在缓冲器上的作用力即可由式11 表示 FS Fa Fh Ff11 272振 动 与 冲 击 2020 年第 39 卷 ChaoXing 2 缓冲器系统联合仿真模型的建立及试验验证 2. 1 缓冲器落震动力学仿真模型的建立 基于 LMS Virtual. Lab Motion 动力学仿真平台,建 立了尾撬缓冲器的动力学仿真分析模型。 在模型中定义 各构件的质量、重心和投放高度等参数,按照结构的运动 关系在彼此间添加运动副约束,定义摇臂夹具与试验台 架的碰撞约束。 根据缓冲器输入载荷,即可计算出缓冲 器两端的相对位移和相对速度。 在缓冲器外筒与活塞杆 间建立输出的相对位移和相对速度接口,即建立了 AMESim 中液压模块的输入接口。 通过对实际工程问题 的合理简化,模型的投放质量设定为2 000 kg包含空吊 篮、摇臂、配重、缓冲器及其附加件的总重量。 文中选 取了三组投放高度,分别为 50 mm,100 mm和 150 mm。 缓冲器动力学落震仿真模型如图3 所示。 图 3 动力学落震仿真模型 Fig. 3 Dynamic drop test simulation model 2. 2 缓冲器液压系统模型 基于缓冲器液压原理及数学模型,在 AMESim 平 台中建立了尾撬缓冲器液压系统的仿真模型如图 4 所示。 其中缓冲器内的阻尼孔采用可变节流阀进行 替换、填充气体用蓄压器代替,并定义缓冲器的结构 参数,以及液压油和填充气体的属性,填充气体为氮 气,液压油牌号为 MIL-H-5056。 在模型中采用相应 的超级元件可完成速度、载荷和位移等数据的有效交 换,通过缓冲器两端相对位移和相对速度,可以计算 缓冲器的输出载荷。 缓冲器动力学模型和液压系统 模型通过数据接口,互换输入和输出,最终实现自定 义时域内的实时协同仿真。 缓冲器液压模型主要参 数如表 1 所示。 表 1 液压模型主要参数 Tab. 1 Parameters of hydraulic system 参数名称数值备注 气体多变指数1. 05 外筒内径/ mm85内部安装油针 活塞杆内径/ mm64. 5 活塞杆外径/ mm69. 5 油孔盖孔径/ mm10. 8 油针直径/ mm7. 8 10. 2油孔采用变截面线性形式 油针工作段长度/ mm106 压气活塞面积/ mm23 919. 8 初始气腔体积/ mm34 277 000 摩擦因数0. 055 图 4 液压系统仿真模型 Fig. 4 Hydraulic system simulation model 372第 8 期 冯蕴雯等 基于多体动力学的尾撬缓冲器动态性能研究 ChaoXing 2. 3 缓冲器协同仿真模型的有效性验证 为了获得油气缓冲器的动态特性,常通过落震试 验来测试其相关性能。 本次落震试验中尾撬缓冲器下 部采用摇臂式安装,主要是为了保证缓冲器在着地过 程中只受轴向力,不致因非轴向载荷使缓冲器受弯而 发生故障,具体的缓冲器落震试验投放装置如图 5 所 示。 上述所测得的力均是垂直于落震平台的力,它与 缓冲器的轴向存在一定角度关系,由于这个角度在落 震试验过程中是动态变化的,因此,需要将落震平台所 测得的力转化为缓冲器轴向力,之后结合位移传感器 测得的缓冲器压缩行程,便可以绘出缓冲器的功量图, 通过功量图即可获得缓冲器吸收的能量、效率系数、最 大载荷等性能参数。 图 5 缓冲器落震试验投放装置 Fig. 5 Drop test model of tail skid 设置完相应参数后,在气压值为 2. 52 MPa 时,对 3 组不同投放高度下缓冲器进行多次落震试验,并进行 数据的采集,仿真结果与试验数据对比结果如图 6 所 示。 由图 6 可知,仿真结果与试验数据无论是从缓冲 器最大轴向力、缓冲器最大行程,还是缓冲器功量的变 化趋势,两者的结果均具有较好的吻合度,进一步说明 了本文所建协同仿真模型的有效性。 对比结果中 50 mm投放高度下缓冲器动态性能变化趋势的吻合程 度比100 mm 和150 mm 更好,主要是由于1实际的落 震试验中缓冲器中气腔内的气体会有一定量的压缩, 特别是随着投放高度的增大,气腔内气体的压缩会更 为明显;2实际的落震试验中除了缓冲器的压缩行程 做功之外,缓冲器的温度会升高,即还有一部分能量转 换为油气的内能;3在仿真模型中尚未考虑气腔中气 体的压缩,也未考虑缓冲器温度升高所消耗的冲击能 量,导致仿真与试验结果在相位上存在一定的偏差。 但是仿真结果和试验结果在误差允许的范围是可接受 的。 例如当投放高度为 100 mm 时,缓冲器最大轴向 力仿真结果为 101 037. 2 N,试验结果为100 855. 8 N, 误差 为 0. 17; 缓 冲 器 最 大 行 程 仿 真 结 果 为 47. 52 mm,试验结果为 47. 54,误差为 0. 04;缓冲器 功量仿真结果为 2 616. 82 J,试验结果为2 671. 16 J,误 差为 2,由此可见所关注的参数均在误差允许的可接 受范围。 因此,仿真模型可用于进一步开展不同参数 对缓冲器动态特性的影响性研究。 图 6 仿真与试验对比 Fig. 6 Comparison of simulation and test 3 关键参数对缓冲器动态性能的影响 在经验证的尾撬缓冲器动力学和液压系统协同仿真 模型基础之上,进一步研究了典型参数不同充气压力和 不同投放高度对缓冲器动态特性的影响,并总结了缓冲 器功量、最大行程及最大轴向力随参数的变化规律。 3. 1 充气压力的影响 缓冲器在压缩时,充气压力大小直接影响缓冲器 载荷大小和行程,进而影响缓冲器功量值。 为探讨不 同充气压力对缓冲器功量的影响,本文选取了 4 组充 气压 力 工 况 2. 52 MPa, 2. 72 MPa, 2. 92 MPa 和 3. 12 MPa,开展了尾撬缓冲器落震仿真分析,获得了 不同充气压力下缓冲器的功量变化曲线如图 7 所示, 并在表 2 中给出了不同充气压力下缓冲器行程最大值 的具体数据,在表 3 中列举了不同工况下缓冲器吸收 功量的具体值。 由图 7 所示的曲线变化趋势可知在其它参数保 持不变且投放高度一定时,缓冲器充气压力不断增大 对缓冲器最大轴向力影响较小,例如当投放高度为 50 mm时,缓冲器最大轴向力基本处于 60 000 N 左右。 由表2 可以看出,在投放高度一定时,随着充气压力 的不断增加,缓冲器的最大行程呈现递减的变化趋势,当 投放高度为50 mm 时,随着充气压力的增加缓冲器最大 行程减小了 14. 65,当投放高度为 100 mm 和 150 mm 时,缓冲器最大行程分别减少了12.22和11.31。 表 2 不同充气压力下缓冲器行程最大值 Tab. 2 The maximum stroke of shock absorber under different inflation pressure 充气压力/ MPa 投放高度/ mm 50100150 2. 5247. 0847. 5346. 87 2. 7245. 1645. 5344. 78 2. 9241. 9242. 2742. 03 3. 1240. 1841. 7241. 57 由表 3 可知,从缓冲器吸能功量值来看,当投放高 度一定时,随着充气压力的不断增加,缓冲器吸收的功 量呈现逐渐递减的趋势,当投放高度为 50 mm 时,随着 充气压力的增加缓冲器功量减小了 12. 56,当投放高 472振 动 与 冲 击 2020 年第 39 卷 ChaoXing 度为 100 mm 和 150 mm 时,缓冲器功量分别减少了 6. 35和 7. 16。 表 3 不同工况下缓冲器吸收的具体功量值 Tab. 3 The amount of work value of shock absorber under different conditions 充气压力/ MPa 投放高度/ mm 50100150 2. 521 656. 472 616. 823 541. 04 2. 721 593. 112 504. 393 469. 29 2. 921 551. 632 463. 663 337. 62 3. 121 448. 342 450. 723 287. 38 3. 2 投放高度的影响 投放高度的变化相当于改变了模型所承受的冲击 动能,对缓冲器中油液的流量速率有一定的影响,进一 步体现对缓冲器吸能特性的影响。 本文探讨了在相同 投放质量和充气压力下,三组不同投放高度50 mm, 100 mm 和 150 mm下尾撬缓冲器的功量特性规律,曲 线变化趋势如图 8 所示。 此外,将不同投放高度下吊 篮中心和缓冲器行程最大值汇总如表 4 所示, 表中 YC 为吊篮中心位移最大值,Smax为缓冲器行程最大值。 图 7 不同充气压力下缓冲器的功量变化曲线 Fig. 7 Amount of work curve under different inflation pressure 图 8 不同投放高度下缓冲器功量变化曲线 Fig. 8 Amount of work curve under different height 表 4 不同投放高度下吊篮中心和缓冲器行程最大值汇总 Tab. 4 Hanging basket center and maximum stroke of shock absorber under different height 投放质 量/ kg 充气压 力/ MPa 投放高 度/ mm YC/ mmSmax/ mm 2000 5046. 5147. 08 2. 5210047. 2547. 53 15045. 8646. 87 5044. 1845. 16 2. 7210044. 7545. 53 15044. 0944. 78 5042. 4941. 92 2. 9210042. 8342. 27 15042. 6642. 03 5040. 7640. 18 3. 1210042. 8941. 72 15042. 6241. 57 由图 8 曲线变化趋势可知在充气压力一定的前 提下,随着投放高度的增加缓冲器最大轴向力急剧增 大,例如充气压力为2. 52 MPa,投放高度由50 mm 变为 150 mm 时,缓冲器承受的最大轴向力由 61 292. 7 N 迅 速增大到 140 016. 4 N;其次,缓冲器的最大轴向力均 出现在 12 20 mm 行程之间;再者,随着投放高度的增 加,缓冲器最大轴向力处对应的行程亦越大。 由表 4 可知,随着投放高度的增加,缓冲器吊篮中 心处的位移和缓冲器行程的最大值均呈现先增大后减 小的变化趋势。 此外,由上一节表 3 缓冲器具体吸能的功量值可 知,当充气压力一定时,随着投放高度的增加,缓冲器 吸收的功量也呈现递增的趋势。 例如当充气压力为 2. 52 MPa,投放高度为 50 mm 和 150 mm 时,缓冲器功 量分别为 1 656. 47 J 和 3 541. 04 J,缓冲器功量增大了 1. 13 倍, 当 充 气 压 力 为 2. 72 MPa, 2. 92 MPa 和 3. 12 MPa时,缓冲器功量分别增大了 1. 18 倍、1. 15 倍 和 1. 27 倍。 572第 8 期 冯蕴雯等 基于多体动力学的尾撬缓冲器动态性能研究 ChaoXing 4 结 论 1本文以民机尾撬缓冲器为研究对象,建立了包 含缓冲器动力学和液压系统的协同仿真模型,并通过 落震试验验证了模型的有效性,对比结果表明所建立 的仿真模型有效,分析方法可行。 2探讨了充气压力对尾撬缓冲器动态性能的影 响。 随着缓冲器充气压力 2. 52 MPa,2. 72 MPa, 2. 92 MPa和 3. 12 MPa的不断增加,当投放质量和投 放高度一定时,虽然对其最大轴向力的影响较小,但缓 冲器最大行程却呈现递减的变化趋势,当投放高度为 50 mm,100 mm 和 150 mm 时,缓冲器最大行程分别减 少了14. 65,12. 22和11. 31;其次,缓冲器吸收的 功量也呈现逐渐递减的趋势,分别减少了 12. 56, 6. 35和 7. 16。 3探讨了投放高度对尾撬缓冲器动态性能的影 响。 随着投放高度50 mm,100 mm 和150 mm的不断 增加,当投放质量和充气压力一定时,缓冲器的最大轴 向力显著增大,且最大轴向力处对应的行程亦越大;其 次,缓冲器吊篮中心处的位移和缓冲器行程最大值均 呈现先增大后减小的变化趋势;此外,缓冲器吸收的功 量呈 现 递 增 的 趋 势, 当 充 气 压 力 为 2. 52 MPa, 2. 72 MPa,2. 92 MPa 和 3. 12 MPa 时,缓冲器吸收的功 量值分别增大了 1. 13 倍、1. 18 倍、1. 15 倍和 1. 27 倍。 4在尾撬缓冲器正常工作的行程范围内,可以通 过适当下调缓冲器的充气压力值来提高缓冲器的吸能 特性,缓冲吸能规律性变化趋势的总结可为民机尾撬 缓冲器的设计提供一定的参考。 参 考 文 献 [ 1 ] 吴光辉,陈子坤,田永亮. 大型客机信息化研制支撑体系 架构研究[J]. 航空学报,2019,401 522736. 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