雷達天線邊塊鎖銷缸活塞桿縮回問題原因分析及改進措施

王 濤,姜 超,朱亮亮,錢建國,陳國寧

(1.南京長江電子信息產業(yè)集團有限公司,南京 210038;2.空軍裝備部駐南京地區(qū)第二軍事代表室,南京 210016;3.南京智真電子科技股份有限公司,南京 210036)

0 引 言

液壓系統(tǒng)在現代雷達中的應用非常廣泛[1]。某大型地面雷達采用液壓系統(tǒng)實現天線座車自動調平和天線系統(tǒng)展開/折疊、起豎/倒伏功能。該雷達完成天線邊塊展開/折疊后,8只鎖銷缸通過活塞桿插入鎖銷孔,實現天線展開和折疊狀態(tài)下的鎖定。在雷達架設后較長時間不操作液壓系統(tǒng)的情況下,8只鎖銷缸中有部分活塞桿多次發(fā)生不同程度的縮回。本文通過排查液壓系統(tǒng)鎖銷缸鎖緊回路,對該問題進行了定位和機理分析,給出了針對鎖銷缸活塞桿縮回的改進措施。

1 鎖銷缸活塞桿縮回情況

液壓系統(tǒng)天線邊塊鎖銷缸活塞桿縮回問題發(fā)現于整機調試期間,氣溫為19～31℃。檢查液壓源、液控分箱及管路無滲漏現象,將雷達撤收,重新架設完成后再觀察天線邊塊鎖銷缸活塞桿全部插入到位,持續(xù)觀察天線邊塊鎖銷缸活塞桿的狀態(tài),約兩周后天線邊塊鎖銷缸活塞桿又出現了明顯的縮回現象。

檢查同批次產品,發(fā)現在架設一周至半個月后,個別天線邊塊鎖銷缸活塞桿有不同程度的縮回。每臺整機有兩個天線邊塊,每個天線邊塊上裝有4個鎖銷缸,活塞桿發(fā)生縮回的鎖銷缸位置呈隨機性,未發(fā)現特定位置容易發(fā)生縮回。從架設完成到活塞桿發(fā)生縮回的時間也不相同,有的雷達架設后短期就會出現該現象,有的雷達則是架設后長期才會出現這種現象。經了解已交付用戶使用的該型雷達也存在該問題。

2 問題定位

2.1 系統(tǒng)概述

液壓系統(tǒng)分為座車調平和天線架設兩大部分,其中座車調平部分采用2只水平液壓缸實現天線座車調平撐架的展開/收攏功能,3只全程鎖緊垂直液壓缸實現天線座車的調平/撤收功能;天線架設部分8只鎖銷缸實現天線邊塊鎖銷的插/拔功能,8只展開液壓缸實現天線邊塊的展開/折疊功能,2只鋼球鎖緊液壓缸實現天線系統(tǒng)的起豎/倒伏功能,1只插銷缸實現轉臺插銷的插/拔功能[2],系統(tǒng)組成如圖1所示。

圖1 系統(tǒng)組成簡圖

從運輸狀態(tài)到架設狀態(tài)的工作流程如下:2只水平缸展開到位,3只垂直缸調平,1只插銷缸插入到位,2×4只鎖銷缸拔出到位,2×4只展開缸展開到位,2×4只鎖銷缸插入到位,2只鋼球鎖緊液壓缸起豎到位,1只插銷缸拔出到位。

從架設狀態(tài)到運輸狀態(tài)的工作流程如下:1只插銷缸插入到位,2只鋼球鎖緊液壓缸倒伏到位,2×4只鎖銷缸拔出到位,2×4只展開缸折疊到位,2×4只鎖銷缸插入到位,3只垂直缸收腿到位,2只水平缸收攏到位。

2.2 定位分析

天線有兩個邊塊,以一側天線邊塊為例,鎖銷缸油路液壓原理如圖2所示。

系統(tǒng)工作壓力為16 MPa,4個鎖銷缸(5.1～5.4)

圖2 鎖銷缸油路液壓原理圖

的插/拔由1只電磁換向閥(3)驅動,鎖銷缸的位置由雙液控單向閥(4)鎖定,單向閥(1)防止回油壓力影響,儲能器(2)起管路熱脹釋放作用。根據鎖銷缸油路液壓原理,導致鎖銷缸活塞桿縮回的底事件有管路系統(tǒng)故障、鎖銷缸故障、雙液控單向閥故障、油液溫度效應[3]。采用排除法對該問題進行定位。

(a)管路系統(tǒng)故障排查

檢查管路系統(tǒng),未發(fā)現管接頭及管路有外泄漏油跡,管路系統(tǒng)密封良好。

(b)鎖銷缸故障排查

對發(fā)生縮回現象的鎖銷缸進行內泄漏檢測,一個油口施加24 MPa(1.5倍工作壓力),另一油口通大氣,3 min內沒有形成油滴,分別在活塞桿插入到位和拔出到位這兩個極限位置下測量油缸的內泄漏,結果符合GB/T 15622-2005《液壓缸試驗方法》和JB/T 10205-2010《液壓缸》要求。

(c)雙液控單向閥故障排查

液壓鎖定油路使用的雙液控單向閥型號為Z2S6-3-L6X,開啟壓力為0.7 MPa。雙液控單向閥原理如圖3所示,雙液控單向閥密封油液的機理是錐面密封[4]。

圖3 雙液控單向閥原理圖

A、B接電磁換向閥的A、B油口,A1接鎖銷缸的前腔(以下簡稱A1腔),B1接鎖銷缸的后腔(以下簡稱B1腔)。A→A1為自由流動,A處的油壓克服左側彈簧力,單向閥開啟,高壓油液流至A1口推動鎖銷缸活塞桿縮回,同時推動雙液控單向閥活塞打開右面的單向閥,B1→B回油。當B處有壓力時原理相同。

首先,懷疑系統(tǒng)雙液控單向閥A、B處壓力超過了雙液控單向閥開啟壓力,與雙液控單向閥相連通的電磁換向閥是Y型中位機制,電磁換向閥中位時,A、B兩腔經過單向閥(1)通回油,回油油路上并接了一個初始壓力為0.5 MPa(表壓)、容積為6 L的氣囊式儲能器(2)。在故障現場測量氣囊式儲能器接入口的壓力為0.3 MPa<0.7 MPa,雙液控單向閥處于關閉狀態(tài);其次,對雙液控單向閥進行內泄漏檢測。榆次油研、上海立新、華德液壓、PARKER等液壓元件的生產廠家均未給出泄漏量的上限值指標,因此只能參考液壓缸泄漏標準考察雙液控單向閥的密封性能。對A1、B1加壓24 MPa,保壓3 min,觀察A、B處沒有油滴形成,無法判定雙液控單向閥失效;最后,對雙液控單向閥兩腔密封性能的差異進行測試,測試方案如圖4所示。

圖4 雙液控單向閥兩腔密封能差異測試方案

用手動泵經測壓軟管對A1、B1兩腔加壓到4 MPa,然后脫開測壓接頭,測壓軟管自帶的單向閥封住油液,觀察壓力表的讀數變化,發(fā)現兩腔壓力均有下降,總體趨勢是下降速度越來越慢。表1為10只雙液控單向閥壓力從4 MPa下降到0 MPa的時間。

表1 雙液控單向閥兩腔壓力從4 MPa到0 MPa的下降時間(單位：h)

可以看出,雙液控單向閥兩腔的密封性能存在差異。由圖1可知,當鎖銷缸活塞桿插入到位后,電磁換向閥回到中位,A1腔壓力為0 MPa,B1腔殘余壓力<16 MPa,在常溫狀態(tài)下,B1腔始終產生一個使活塞桿伸出的力,直到B1腔壓力緩慢下降到0 MPa。實物裝置在廠房內放置約20 d后,未見鎖銷缸活塞桿有明顯縮回,說明常溫下即使雙液控單向閥兩腔密封性能不一致,鎖銷缸A1腔和B1腔的壓力差不足以克服活塞和缸筒的摩擦力。

(d)油液溫度效應

該雷達液壓系統(tǒng)工作于戶外,白天和夜晚必然存在較大溫差,當雙液控單向閥B1腔密封性能低于A1腔時,隨著溫度的升高,熱脹因素可能導致A1腔壓力高于B1腔壓力,活塞桿縮回[5]。

將鎖銷缸、雙液控單向閥、電磁換向閥、單向閥、儲能器等按圖5所示連接,并置于高低溫試驗箱中,采用表1中B1腔泄漏快的8#雙液控單向閥,在各個節(jié)點上安裝壓力表監(jiān)控壓力變化,快換接頭、液壓源等均采用該液壓系統(tǒng)實際產品。當液壓系統(tǒng)安裝在雷達整機上時,與鎖銷缸相連的最長管路長度為6 m,內徑為Ф10 mm,采用2個長度為150 mm、內徑為Ф63 mm的缸筒模擬管路容積。

圖5 油液溫度效應試驗組成圖

操作鎖銷缸反復插拔,充分排氣后將活塞桿插入到位,此時B1腔液壓約為14 MPa,A1腔壓力為0 MPa。在實際工作時,B1腔壓力會緩慢降低接近于0 MPa,當B1腔壓力大于A1腔時,活塞桿不會縮回,為加速驗證故障現象,人為將B1腔壓力降為0 MPa。

溫度以1 ℃/min從20 ℃升到55 ℃,保溫2 h,測量活塞桿端面相對于油缸端面的長度,再以1 ℃/min降溫至20 ℃,保溫2 h,測量活塞桿端面相對于油缸端面的長度。當活塞桿插入到位時,活塞桿端面相對于油缸端面的初始長度為110 mm。先后用4個鎖銷缸進行試驗,4只鎖銷缸均縮回。試驗結果見表2,說明鎖銷缸縮回現象與鎖銷缸的差異性關系不大。

采用A1腔泄漏快的3#雙液控單向閥,重復單周期溫度循環(huán)試驗,4只鎖銷缸均未縮回。試驗結果見表3。

表2 油溫效應試驗結果(8#雙液控單向閥,單周期循環(huán))

表3 油溫效應試驗結果(3#雙液控單向閥,單周期溫度循環(huán))

用1#鎖銷缸和8#雙液控單向閥進行10個周期(20 ℃-55 ℃-20 ℃)的溫度循環(huán),測量每個周期活塞桿長度及縮回量,試驗結果見表4。

表4 油溫效應試驗結果(1#鎖銷缸,8#雙液控單向閥,10周期溫度循環(huán),單位：mm)

可以看出,在溫度循環(huán)下鎖銷缸縮回量逐漸減小,從第4個周期溫度循環(huán)以后趨于穩(wěn)定,不再繼續(xù)縮回。在10個周期溫度循環(huán)中,鎖銷缸活塞桿總共縮回了14 mm,如果忽略油缸的內泄漏和鎖銷缸A1腔側液控單向閥的泄漏,相當于經35 ℃溫升后,鎖銷缸(活塞直徑為Φ50 mm,活塞桿直徑為Φ32 mm)A1腔膨脹的體積為

油液的體積膨脹率為aV=(8.5～9.0)×10-4/℃[6],反推與鎖銷缸A1腔相連的油液總容積為

實際上,與鎖銷缸A1腔相連的容積主要由兩部分組成:1個內徑為Ф63 mm、長度為150 mm的模擬管路容積缸筒,容積為4.6 735×105mm3;2根內徑為Ф8 mm、長度為600 mm的軟管,2根軟管的容積為0.6 029×105mm3。因此鎖銷缸A1腔相連的實際容積為4.6 735×105+0.6 029×105= 5.2 764×105mm3,鎖銷缸活塞桿的實際縮回量與采用經典油液熱膨脹公式計算的結果吻合。

綜上所述,當鎖銷缸A1腔側液控單向閥密封性能優(yōu)于B1腔側液控單向閥時,環(huán)境溫度變化引起的兩腔壓力差導致天線邊塊鎖銷缸活塞桿縮回。

3 機理分析

為進一步分析銷缸活塞桿縮回的機理,采用仿真軟件對鎖銷缸鎖緊液路進行建模仿真[7-8],仿真模型如圖6所示。

圖6 鎖銷缸活塞桿縮回問題仿真模型

參照實際鎖銷缸參數,采用HCD庫構造油缸。活塞直徑為Ф50 mm、桿徑為Ф32 mm,活塞(含活塞桿)重量為2.5 kg,最大靜摩擦力為350 N,活塞桿初始位置0.1 m。用一個直徑為Ф0.001 mm、長度為10 mm的節(jié)流孔模擬油缸的內泄漏。兩個可熱交換的Ch容積模塊構造管路容積,容積為0.5 L。雙液控單向閥的泄漏用兩個節(jié)流孔模擬。儲能器初始壓力為0.5 bar(表壓),容積為6 L,與實際使用的儲能器參數一致。液壓油參數選用15W30。

溫度周期循環(huán),經過熱交換器與液壓油熱交換,熱交換系數采用默認值10 000 W/(mm2·℃)。單周期內溫度以1 ℃/min從20 ℃升到55 ℃,保溫2 h,再以1 ℃/min降溫至20 ℃,保溫2 h。

對模擬雙液控單向閥泄漏的兩個節(jié)流孔直徑進行配置,模擬雙液控單向閥兩腔密封性能差異,進行單周期溫度循環(huán)仿真,仿真結果見表5。

仿真結果顯示:在A1腔泄漏慢、B1腔泄漏塊的情況下,在單周期溫度循環(huán)后,鎖銷缸活塞桿縮回量達到了約8 mm。仿真結果中活塞桿的位置變化情況與表2的單周期溫度循環(huán)試驗結果基本一致。

表5 雙液控單向閥兩腔單周期泄漏情況及仿真結果(單位：mm)

把A1腔設置為Ф0.001 mm,B1腔節(jié)流孔設置為Ф0.005 mm,模擬A1腔泄漏慢、B1腔泄漏快的情況,進行10個周期溫度循環(huán),仿真結果如圖7所示。

(a) 兩腔溫度

(b) 兩腔壓力

(c) 兩腔壓差(B1-A1)

(d) 活塞桿位移

由圖7可知,縮回量逐步減小,第1周期約9 mm,第2周期約1.5 mm,第4周期后不再縮回。在升溫期間,活塞桿無反彈。仿真結果顯示的鎖銷缸活塞桿位置變化趨勢與表4所示實物試驗結果吻合。

仿真結果充分說明了鎖銷缸活塞桿縮回的機理。隨著溫度的升高,油液膨脹,鎖銷缸兩腔壓力升高,在兩腔形成壓力差。如果A1腔密封性能好,則A1腔壓力大于B1腔壓力,當壓力差超過克服活塞摩擦力(實際使用中存在活塞桿與鎖銷孔的摩擦力)的臨界值時,活塞桿縮回。

4 問題復現

將表2中的8#雙液控單向閥裝入實際產品,經充分排氣后使鎖銷缸活塞桿插入到位,將實際產品置于戶外陽光直射之處,經過連續(xù)17 d的自然溫度循環(huán)后,活塞桿累計縮回了22 mm。

5 改進措施

鎖銷缸活塞桿縮回的內因是雙液控單向閥兩腔的密封性能存在差異,外因是環(huán)境溫度的變化。改進措施只能從內因入手,首先想到的是對雙液控單向閥進行篩選,但是雙液控單向閥的錐面密封效果良好,不太容易通過泄漏量來檢測其密封性能,且各液壓元件廠商也沒有提供泄漏量標準,因此進行雙液控單向閥篩選比較困難。

針對鎖銷缸活塞桿縮回的原因,采取的改進措施為:將雙液控單向閥改為單液控單向閥,鎖銷缸A1腔直接與電磁換向閥的A口相通,杜絕了A1腔由于溫升引起壓力升高的可能性。改進原理如圖8所示。

圖8 鎖銷缸活塞桿縮回問題改進原理圖

可以看出,當活塞桿拔出時,如果外界環(huán)境溫度發(fā)生了變化,不可避免會出現活塞桿伸出現象。系統(tǒng)無論是運輸狀態(tài)還是架設狀態(tài),鎖銷缸活塞桿都處于插入到位狀態(tài),僅在對天線進行展開或折疊操作時,才要將鎖銷缸活塞桿拔出到位。因此活塞桿處于拔出狀態(tài)的時間就是邊塊展開或折疊動作持續(xù)的時間,展開時間、折疊時間均為2 min,在如此短的時間里,環(huán)境溫度的變化可以忽略,期間鎖銷缸活塞桿不會伸出。系統(tǒng)設有鎖銷缸拔出到位傳感器,并設有動作聯(lián)保,一旦鎖銷缸活塞桿伸出,無拔出到位信號,系統(tǒng)會停止動作并報錯,該改進措施不會引起關聯(lián)問題。

利用這種改進措施整改產品,放入高低溫試驗箱按同樣溫度循環(huán)曲線進行高低溫試驗,未發(fā)生活塞桿縮回現象。采取改進措施后,多部雷達整機經充分的戶外驗證試驗,活塞桿均未發(fā)生縮回,改進措施有效。

6 結束語

本文通過試驗和仿真,分析了雙液控單向閥兩腔密封性能的差異及油液溫度效應對鎖銷缸鎖緊回路靜態(tài)性能的影響,闡述了天線邊塊鎖銷缸活塞桿縮回問題的機理,提出了采用單液控單向閥的策略,并通過試驗驗證了該措施可消除天線邊塊鎖銷缸活塞桿縮回的現象,對其他鎖緊和平衡等液壓回路的研究有一定的參考價值。