某型飛機尾橇緩沖裝置阻尼油孔設計及優化

吳曉宇

(上海飛機設計研究院，上海 200135)

0 前言

根據運輸類飛機適航條款CCAR25.107的要求，必須確定飛機的最小離地速度，在等于和高于該速度時，飛機可以安全離地并繼續起飛。某型飛機承擔最小離地速度試飛科目，但因其是“按幾何設計”的飛機，在進行該試飛科目時因飛機抬頭過高會造成尾部觸地，如圖1所示，所以需要在飛機尾部下表面加裝特殊的緩沖裝置以保護飛機本體結構不受到損壞。

圖1 飛機最小離地速度試飛接地示意

尾橇緩沖裝置主要用于承受和耗散飛機在最小離地速度試飛科目時尾部與地面的撞擊能量，因此該裝置的緩沖性能極為關鍵。通過對其阻尼油孔的特殊設計和優化，可以降低阻尼峰值，提高緩沖效率。

1 阻尼油孔有效面積的計算方法

尾橇系統作用是飛機在進行最小離地速度試飛科目時保護飛機尾部結構，因此，需要尾橇系統在所有試飛條件下均滿足要求。取最大起飛質量工況作為極限驗證工況，如表1所示。

表1 最小離地速度試驗極限工況

飛機在執行最小離地速度()試飛任務時，尾橇緩沖器可在觸地后吸收飛機轉動而產生的能量。為了使機體結構受到的載荷最小，在整個緩沖行程中阻尼力保持恒定時，緩沖效率最高，此時阻尼力峰值最低。而阻尼力與油孔的大小有關，因此需選取油孔有效面積隨行程變化的設計方式。

假設已知尾橇所受的當量質量和初始沖擊速度，則需要被吸收的飛機轉動能量可轉化為

(1)

式中：為飛機轉動能量；為當量質量；為初始沖擊速度。

為了在緩沖行程中吸收該能量，阻尼力作的功需要與之相等，隨后將其轉化成熱量耗散。由于需要降低峰值載荷，因此最佳的阻尼力為一個不隨時間和行程變化的恒定值。在最大緩沖行程下最優化的阻尼力為

=/

(2)

式中：為阻尼力；為最大緩沖行程。

在這個阻尼力的作用下，緩沖器壓縮速率為線性變化，隨時間變化如下：

()=-·

(3)

式中：()為緩沖器壓縮速率。

上式等號兩邊對時間進行積分(=0時，=)，得到行程隨時間變化的公式:

=-(2)·+·+

(4)

式中：為緩沖行程；為緩沖器初始行程。

已知初始條件()=和(=0)=0，將式(3)和式(4)中時間消去，得到速度和行程之間的關系：

(5)

在壓縮過程中的有效壓油面積為，則緩沖器高壓油腔中的壓力為

=

(6)

式中：為高壓油腔的壓力；為壓油面積。

由于低壓油腔中的壓力與高壓油腔中的壓力相比可以忽略不計，則可由流量公式推導油孔有效面積的變化公式：

(7)

式中：為油孔的縮流系數；為油孔的有效面積；為低壓油腔的壓力；為油液密度；為緩沖器壓縮速率。

由式(7)可以看出與速度成正比關系，將式(5)和式(6)代入可以推導得出與行程的關系如下：

(8)

由式(6)和式(7)可得阻尼力公式為

(9)

2 油孔初步設計方案

將極限工況的參數代入公式(1)中計算可知，尾橇緩沖器必須能夠吸收飛機轉動能量為23 816.96 J，以此作為緩沖器設計的基準。除了油孔參數以外，緩沖器還有其他設計參數，見表2。

表2 某型飛機尾橇緩沖器參數

該尾橇緩沖器采用套筒式變油孔，其結構型式如圖2所示，采用雙側對稱布置，圖中僅顯示了一側油孔。

圖2 套筒式變油孔

這種型式的變油孔的特點是使用“等直徑變距離”分布式油孔，整個油孔套筒構成了緩沖器外筒。它的工作原理是隨著緩沖器的壓縮，油液被擠壓流過油孔產生阻尼力。隨著緩沖器的壓縮，位于活塞下端的油孔越來越多，而活塞上端的有效油孔面積則越來越小，此時行程速度不斷減小。將有效油孔面積按公式(8)設計可使其與行程速度成正比關系，從而通過公式(9)可知此時阻尼力為恒定的值，此時緩沖效率最大，阻尼峰值最小。

緩沖器行程定為200 mm，設定單側油孔數量為30個，油孔直徑初步選取1.1、1.2和1.3 mm(3個直徑進行比較后選擇最優值)。由公式(8)可知行程與油孔有效面積之間的函數關系，可以在行程范圍內得到圖3所示的曲線。

圖3 行程與油孔面積變化曲線

當油孔直徑取1.1 mm時，最大油孔面積為5.701 99×10m，將其代入上述曲線中可得最大行程為127 mm；

當油孔直徑取1.2 mm時，最大油孔面積為6.785 84×10m，將其代入上述曲線中可得最大行程為180 mm；

當油孔直徑取1.3 mm時，最大油孔面積為7.963 94×10m，將其代入上述曲線中可得最大行程為248 mm。

綜上可知，油孔直徑取1.1 mm時，使用行程占用率太低，而取1.3 mm時最大使用行程超過緩沖器行程200 mm，因此油孔直徑取1.2 mm最為合理。

當油孔直徑取1.2 mm，單側油孔數量取30個，可得到活塞桿從最大行程向行程末端方向移動時，未覆蓋單側油孔數量與剩余油孔面積的變化關系，再將油孔面積代入圖3中的曲線反求位移值，可以得出表3中的各參數值。

表3 有效油孔面積與位移對照

利用以上參數，基于MSC.ADAMS和AMESim聯合仿真平臺搭建尾橇緩沖性能分析模型，如圖4所示。

圖4 基于MSC.ADAMS和AMESim的聯合仿真模型

通過仿真計算可得出如圖5所示的功量曲線，可知緩沖器效率僅為80%左右，低于設定的目標效率(100%)較多；阻尼力隨行程變化較大，峰值較高(緩沖器工作過程中的油液阻尼力峰值為1.538 1×10N)，不滿足設計要求。

圖5 油液阻尼力隨行程變化曲線(功量圖)

分析圖5可知：油液阻尼力在行程初期(200 mm)較小，在行程末端(0 mm)陡升。因此油孔面積優化的方向為：在行程初期適當減小，在行程末端適當增大。而油孔直徑和數量一定，面積也一定，因此作者選取的優化策略為：油孔面積、數量不變，而改變在對應油孔面積下的行程(即表2中的位移值)。

在優化油孔面積分布的時候需要考慮的原則有：(1)油孔面積最大處的位移值不能超過200 mm；(2)油孔面積最小處的位移值不能低于0 mm；(3)保持行程與油孔有效面積變化曲線平滑度，盡量避免出現凸峰或凹峰。

3 優化油孔參數

根據優化方向和優化原則對油孔分布進行調整，選擇的方案為不改變油孔面積和數量，僅將對應有效油孔面積的位移值增加10 mm，如表4所示。

表4 優化后的有效油孔面積與位移對照

利用優化后的參數進行聯合仿真計算可得到如圖6所示的功量曲線，可知：緩沖器效率為93%左右，接近設定的目標效率(100%)；阻尼力隨行程變化較為平緩，峰值較低(緩沖器工作過程中的油液阻尼力峰值為1.302 6×10N)，基本滿足設計要求。

圖6 優化后的油液阻尼力隨行程變化曲線(功量圖)

經過上述優化，可以得到一套基本滿足效率和載荷峰值要求的油孔布置方案。優化前后的參數對比如表5所示。

表5 優化前后的參數對比

由結果可得，優化后峰值載荷減小15.3%，效率增加了16.25%，該油孔優化方案合理有效。

4 結論

(1)提出一種新型的阻尼油孔設計方案，并應用在尾橇緩沖裝置上；

(2)研究變油孔的設計方法并通過計算公式說明其原理；

(3)采用該設計方法設計了一套“等直徑變距離”的分布式油孔，形成了一個套筒式尾橇阻尼油孔方案；

(4)利用MSC.ADAMS和AMESim聯合仿真搭建了尾橇緩沖性能分析模型并進行了緩沖性能仿真分析和優化，發現優化后峰值載荷降低15.3%，緩沖效率增加16.25%。該優化方案合理有效，為分布式變油孔優化設計提供了一種切實可行的方法。