基于AMESim的某型航空發(fā)動機(jī)滑油供油系統(tǒng)故障模擬

白 杰，朱永新，何文博，黨香俊

(1.中國民航大學(xué)天津市民用航空器適航與維修重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，天津 300300；2.中國民航大學(xué)航空工程學(xué)院，天津 300300；3.中國民航大學(xué)適航學(xué)院，天津 300300)

目前，針對航空發(fā)動機(jī)滑油系統(tǒng)的故障監(jiān)測，主要依賴于布置其中的傳感器。包括磁性金屬屑探測器、滑油溫度傳感器、滑油壓力傳感器、滑油濾壓差電門等。但是這些傳感器，具有很大的監(jiān)測局限性。像磁性金屬屑傳感器，被用來判斷軸承和齒輪的磨損情況。該傳感器只能區(qū)分磨損零件的大致類型以及磨損的程度，并不能判斷磨損的具體零件；對于滑油溫度傳感器，針對滑油溫度過高的故障，只能依據(jù)經(jīng)驗(yàn)，大致判斷出油泵的卸壓活門故障或者滑油系統(tǒng)某處漏油；對于滑油壓力傳感器，當(dāng)發(fā)生壓力過低故障時，可篩選的故障有：滑油泵故障、卸壓活門卡在開位、系統(tǒng)某處漏油等；即使像滑油濾壓差電門，也只能檢測到油濾堵塞故障，并不能判斷堵塞的程度[1]。文獻(xiàn)[2]列舉了滑油系統(tǒng)的幾種故障診斷對照，但是定性模糊，缺乏定量。綜上，目前實(shí)際對于滑油系統(tǒng)的故障監(jiān)測，存在很大的不足之處，對于故障，既不能準(zhǔn)確地定性，也不能很好地定量。排故需要一點(diǎn)點(diǎn)篩查，勞動量較大。

AMESim是一個多學(xué)科領(lǐng)域復(fù)雜系統(tǒng)建模仿真平臺，在液壓系統(tǒng)方面得到了廣泛應(yīng)用，可方便模擬液壓系統(tǒng)的故障，得到不同故障下的數(shù)據(jù)結(jié)果[3]。豐世林等[4]對民航運(yùn)輸機(jī)蓄壓器剎車系統(tǒng)，使用AMESim進(jìn)行建模與故障仿真研究，得到了蓄壓器剎車系統(tǒng)在氣穴和漏油情況下的工作特點(diǎn)。韋祥等[5]使用AMESim對某型渦扇發(fā)動機(jī)的燃油調(diào)節(jié)系統(tǒng)進(jìn)行仿真，通過模擬燃調(diào)凸輪連桿的不同磨損程度，得到該故障下的發(fā)動機(jī)性能參數(shù)。劉金剛等[6]使用AMESim建立盾構(gòu)機(jī)的液壓系統(tǒng)模型，得到了液壓泵、液壓缸、溢流閥、換向閥故障下的系統(tǒng)特征參數(shù)。Ma等[7]使用AMESim建立四足機(jī)器人液壓系統(tǒng)的模型，然后模擬了液壓缸內(nèi)泄漏，伺服閥堵塞，液壓泵內(nèi)泄漏三種故障，同樣得到了故障映射的參數(shù)。

基于此，針對某型航空發(fā)動機(jī)的滑油供油系統(tǒng)，使用AMESim建立模型，然后選取了四個典型故障，在模型中進(jìn)行故障模擬，以獲得故障特征的數(shù)據(jù)，為航空發(fā)動機(jī)的滑油供油系統(tǒng)的故障診斷提供數(shù)據(jù)來源。

1 供油系統(tǒng)的結(jié)構(gòu)

某型航空發(fā)動機(jī)的滑油供油系統(tǒng)原理圖如圖1所示，滑油供油系統(tǒng)主要由滑油箱、供油泵、供油油濾、管路、管路接頭、噴嘴、滑油分配器等構(gòu)成。滑油供油泵從油箱抽取油液，通過幾段管路的傳輸，油液流向供油油濾，經(jīng)過油濾的過濾，滑油分成四路，分別流向附件齒輪箱、前軸承腔、轉(zhuǎn)換齒輪箱和后軸承腔。如果供油油濾的濾芯發(fā)生堵塞，造成旁通活門油液入口壓力增大，此時旁通活門打開，有一部分油液繞過供油油濾，頂開單向活門繼續(xù)往前流動。如果供油泵出口壓力過大，為減小油濾入口的壓力，卸壓活門會打開，部分油液經(jīng)卸壓活門流向回油管路。該系統(tǒng)的旁通活門和單向活門為錐形滑閥，卸壓活門為圓柱滑閥。

圖1 某型航空發(fā)動機(jī)的滑油供油系統(tǒng)原理Fig.1 Principle of a lubricating oil supply system for an aeroengine

2 供油系統(tǒng)的建模

2.1 模型的簡化處理

(1)不考慮熱交換的影響。由于滑油流速較快，根據(jù)以往學(xué)者對熱流體的研究，熱交換對模型流量、壓力仿真結(jié)果影響不大[8]。

(2)不考慮油液受重力的影響。因?yàn)榛凸苈返奈徊钶^小，所以勢能對該模型的影響較小。

(3)不考慮管路漏油的影響。在供油系統(tǒng)中，密封處和管路接頭處會發(fā)生滑油輕微滲漏，由于泄漏量較小，故可忽略不計(jì)。

(4)不考慮管道彎度小于10°的局部阻力損失。因?yàn)楣艿缽澏?0°以下，局部阻力系數(shù)很小，故將其看作直管處理[9]。

2.2 邊界條件的設(shè)置

設(shè)置滑油油液溫度80 ℃，油箱壓力為0.05 MPa，滑油泵供油量為額定40 L/min，附件齒輪箱、轉(zhuǎn)換齒輪箱各滑油噴嘴、滑油分配器出口壓力為0.05 MPa，前軸承腔各滑油噴嘴出口壓力為0.05 MPa，后軸承腔各滑油噴嘴及噴管出口壓力為0.05 MPa，供油泵卸壓活門的開啟壓力為2.1 MPa，出口壓力即回油管路的壓力設(shè)置為0.68 MPa,與供油油濾串聯(lián)的單向活門的開啟壓力為0.035 MPa，旁通活門的開啟壓力為1 MPa。

2.3 部分供油系統(tǒng)部件的數(shù)學(xué)建模

因?yàn)橹饕芯炕蜑V和活門，因此，只列出與其相關(guān)的滑油濾、活門、節(jié)流孔有關(guān)的數(shù)學(xué)模型。

2.3.1 滑油濾

過濾油量：

(1)

式(1)中：K為濾芯通油能力系數(shù)；Af為有效過濾面積；ΔPf為油濾前后壓差；η為油液的動力黏度。

油濾的壓力損失：

ΔPf=ΔP1+ΔP2

(2)

(3)

(4)

式中：ΔP1為單層濾網(wǎng)阻力；ω為雷諾數(shù)影響的修正系數(shù)；ξ為阻力系數(shù)；Vf為油液在網(wǎng)全部面積上的流速；F0為網(wǎng)通孔的截面積；F為網(wǎng)的全部面積；ρ為油液密度；ΔP2為殼體進(jìn)出口阻力。

2.3.2 節(jié)流孔

節(jié)流孔的壓力流量方程：

(5)

節(jié)流孔的壓降：

(6)

式中：Cqo為流量系數(shù)；Ao為小孔截面積；ΔPo為孔口前后壓差；β為局部阻力系數(shù)；Vd為連接節(jié)流孔的管道直徑。

2.3.3 圓柱滑閥

圖2為卸壓活門結(jié)構(gòu)圖，由于閥芯與閥腔之間存在縫隙，活門前腔會有少量油液通過縫隙滲入后腔，流入后腔的油液通過管路流回油箱。

圖2 圓柱滑閥Fig.2 Cylinder valve

(1)閥口的壓力流量方程：

(7)

式(7)中：Cqc為活口的流量系數(shù)；dc為閥芯直徑；Xc為閥門開口長度；ΔPc為油液進(jìn)出閥門前后壓差。

(2)閥芯的運(yùn)動微分方程

(8)

式(8)中：Pc1為閥門前腔的壓力；A1為閥芯前端面的有效作用面積；Pc3為油箱氣壓；A2為閥芯后端面的有效作用面積；kc為彈簧剛度；B為黏性阻尼系數(shù)；Xc0為彈簧的預(yù)壓縮量；mc為閥芯質(zhì)量。

2.3.4 錐形滑閥

圖3所示為錐形滑閥的結(jié)構(gòu)。

da為與流動面相對應(yīng)的閥芯直徑圖3 錐形滑閥Fig.3 Conical valve

(1)閥門口的壓力流量方程：

(9)

area=πxlapsinα(dpop+cpop-xlapsinαcosα)

(10)

式(10)中：Cqz為錐閥口的流量系數(shù)；area為錐閥口的流量面積；ΔPz為油液進(jìn)出閥門的壓差；xlap為閥門開口長度；α為閥頭角度；dpop為閥芯直徑；cpop為縫隙寬度。

(2)閥芯的運(yùn)動微分方程：

(11)

式(11)中：Pz1為閥門前腔的壓力；Az1為閥芯前端面的有效作用面積；kz為彈簧剛度；Xz0為彈簧的預(yù)壓縮量；Bz為阻尼系數(shù)；mz為閥芯質(zhì)量；Cvz為閥門口流速系數(shù)。

2.4 供油系統(tǒng)的AMESim建模

如圖4所示，使用AMESim軟件建立某型航空發(fā)動機(jī)滑油供油系統(tǒng)的仿真模型。對于滑油箱、供油泵、供油油濾、直管、彎管、三通、凸擴(kuò)、凸縮、噴嘴、節(jié)流孔等元件使用AMESim中的網(wǎng)絡(luò)元件模擬真實(shí)的元件。使用電機(jī)元件的轉(zhuǎn)動功能，替代發(fā)動機(jī)傳動軸產(chǎn)生的轉(zhuǎn)動作用。由于供油油濾參數(shù)設(shè)置復(fù)雜，將其分解為旁通活門、單向活門、濾芯。對于與供油油濾直連的單向活門和并聯(lián)的旁通活門以及卸壓活門則使用AMESim中的HCD庫自定義構(gòu)建。已知濾芯壓降為20 kPa，為了方便模擬，將其等效為一定直徑的節(jié)流孔。

3 故障的注入

選擇滑油供油系統(tǒng)4種常見的故障，分別是濾芯的堵塞、單向活門活塞的卡滯、旁通活門的彈簧松弛、卸壓活門的預(yù)緊力施加過小，分別對其進(jìn)行不同故障程度地模擬。

3.1 濾芯的堵塞

該發(fā)動機(jī)的滑油濾芯為多層片式結(jié)構(gòu)，每層由金屬絲編織構(gòu)成。由于發(fā)動機(jī)長時間的工作，軸承、齒輪會發(fā)生磨損，產(chǎn)生磨屑，油液經(jīng)過循環(huán)流動，在經(jīng)過供油油濾時，顆粒較大的磨屑會堵住濾芯。

已知濾芯的壓降為20 kPa，在AMESim中使用節(jié)流孔代替結(jié)構(gòu)復(fù)雜的濾芯，將濾芯的壓降轉(zhuǎn)化為節(jié)流孔的局部阻力損失。在保證旁通活門未開啟時，根據(jù)質(zhì)量守恒定律，節(jié)流孔入口前的速度恒定。因此，在AMESim中，在保證旁通活門未開啟的條件下，隨機(jī)選擇一定大小的孔徑，求得節(jié)流孔前的入口速度為1.708 46 m/s。將油液密度視為定值，根據(jù)式(6)，可求得節(jié)流孔的局部阻力系數(shù)為14.98。

因?yàn)榫植孔枇ο禂?shù)一般都由試驗(yàn)測定，根據(jù)經(jīng)驗(yàn)可得節(jié)流孔的局部阻力系數(shù)如圖5所示。圖5的橫坐標(biāo)為局部阻力系數(shù)，縱坐標(biāo)為節(jié)流孔孔徑(d1)和與其相連的管徑(d2)之比。當(dāng)局部阻力系數(shù)等于14.98時，查看圖5可得d1/d2為0.5～0.6。因?yàn)閐2在模型中設(shè)為22.5 mm，故d1為11.25～13.5 mm。在模型中，選取一定的數(shù)值間隔，經(jīng)過多次迭代尋優(yōu)，最終，確定孔徑為13.198 3 mm，壓降為20.000 6 kPa，近似于20 kPa。

d1為節(jié)流孔孔徑；d2為與節(jié)流孔孔徑相連的管徑圖5 節(jié)流孔的局部阻力系數(shù)Fig.5 Local resistance coefficient of orifice

該油濾的濾網(wǎng)為平紋編織方孔網(wǎng)，絲網(wǎng)的網(wǎng)通孔所占比例為90%。絲網(wǎng)的網(wǎng)通孔所占比例計(jì)算公式[10]如式(12)所示：

(12)

式(12)中：F0為網(wǎng)通孔的截面積；F為網(wǎng)的全部面積。

已知該濾芯的網(wǎng)通孔所占比例為90%。假定該油濾發(fā)生堵塞，導(dǎo)致網(wǎng)通孔所占的比例降為80%，即堵塞程度為11.11%。由式(3)可知，此時式(3)中只有阻力系數(shù)ξ發(fā)生變化，變?yōu)?.332 5。在油濾未堵塞時，ξ等于0.142 3。所以，此時的阻力系數(shù)ξ變?yōu)樵瓉淼?.266 3倍，此時的壓降應(yīng)為45.326 kPa。選取孔徑為10.756 5 mm的節(jié)流孔進(jìn)行仿真。同理，當(dāng)堵塞程度為22.22%，選取的節(jié)流孔孔徑為9.313 2 mm。綜上，當(dāng)油濾未堵塞、堵塞程度為11.11%、22.22%時，節(jié)流孔的壓降即濾芯的壓降如圖6所示。

圖6 濾芯不同堵塞程度下的壓降Fig.6 Pressure drop of filter element with different degree of blockage

3.2 單向活門活塞的卡滯

顆粒細(xì)小的磨屑在流經(jīng)單向活門時，有一些會進(jìn)入活塞與活門腔體之間的縫隙，造成活塞卡滯。其次，由于滑油在流動過程中，吸收了大量機(jī)械磨損所產(chǎn)生的熱量，造成油液溫度過高，高溫的滑油加熱了活塞，由于“熱漲冷縮”的原理，致使活塞膨脹，進(jìn)而導(dǎo)致其卡死。由于卡滯的程度不同，導(dǎo)致活門開口的程度也不一樣，因此活門進(jìn)出口的流量和壓力會發(fā)生相應(yīng)的變化。

通過改變活塞位移的上限，從而限制活門出口的長度，進(jìn)而模擬活塞卡滯現(xiàn)象。因?yàn)樵摶铋T的出口封閉長度為5.2 mm。為模擬不同的卡滯程度，設(shè)定活塞位移上限分別為5.2、2.6、1、0.5、0 mm，計(jì)算出的旁通活門入口流量、壓力分別如圖7、圖8所示。由圖7、圖8中可知，隨著活塞的卡滯程度加大，當(dāng)位移上限卡滯到1～2.6 mm時，此時旁通活門開始打開。在模型中，選取一定的數(shù)值間隔，經(jīng)過多次迭代尋優(yōu)，可求得當(dāng)卡滯上限為1.06 mm時，旁通活門入口壓力為1.000 394 MPa，入口流量為0.06 L/min，可視為旁通活門剛剛開始打開。

圖7 單向活門活塞不同卡滯程度下的旁通活門入口流量Fig.7 Inlet flow rate of the bypass valve under different clamping degrees of the one-way valve piston

圖8 單向活門活塞不同卡滯程度下的旁通活門入口壓力Fig.8 Inlet pressure of bypass valve under different clamping degrees of one-way piston

3.3 旁通活門彈簧應(yīng)力松弛

旁通活門的彈簧在長時間高溫油液的影響下，會發(fā)生應(yīng)力松弛。當(dāng)應(yīng)力松弛到一定程度時，旁通活門在滑油壓力作用下打開，部分油液不經(jīng)供油油濾而繼續(xù)流動，影響了供油濾的過濾作用。

通過減小彈簧的剛度，模擬彈簧松弛故障。已知彈簧的初始剛度為1.6 N/mm，壓縮量為49.01 mm,預(yù)緊力為78.54 N。設(shè)置旁通活門的彈簧剛度分別為1.6、1、0.5、0.1 N/mm，仿真得旁通活門的入口流量如圖9所示，壓力如圖10所示。從圖9可以看出，隨著彈簧剛度的減小，進(jìn)入旁通活門的流量并未隨之持續(xù)增大，當(dāng)剛度減小為1.6～1 N/mm時，始有油液進(jìn)入活門。

在油濾未堵塞情況下，活門入口的壓力為0.706 055 MPa。根據(jù)式(11)，為了簡化計(jì)算，略去阻尼力，可求得k=1.13 N/mm時，活門恰好打開。

圖9 不同彈簧剛度下的旁通活門入口流量Fig.9 Inlet flow of bypass valve with different spring stiffness

當(dāng)剛度減小至0.5 N/mm左右時，隨著剛度繼續(xù)減小，油液的流量穩(wěn)定在15.954 3 L/min不再發(fā)生變化。這是因?yàn)榛铋T完全打開，流量不再發(fā)生變化。如圖10所示，壓力變化趨勢與流量變化趨勢一樣。在剛度為0.5～1 N/mm，選取一定的數(shù)值間隔，經(jīng)過多次迭代尋優(yōu)，可求得當(dāng)彈簧的剛度減小至0.975 N/mm時，活門完全打開，流經(jīng)活門的流量不再發(fā)生變化。

圖10 不同彈簧剛度下的旁通活門入口壓力Fig.10 The inlet flow of bypass valve under different spring stiffness

3.4 卸壓活門預(yù)緊力不足

一般發(fā)動機(jī)在冷天啟動時，由于滑油油液溫度過低，流阻增大，供油泵的出口壓力過大，如果壓力達(dá)到2.1 MPa時，此時卸壓活門會打開，部分油液直接經(jīng)卸壓活門流回油箱。由于卸壓活門需要人工調(diào)節(jié)彈簧的壓縮量，如果調(diào)定壓力太小，或者彈簧失效時，卸壓活門在達(dá)不到2.1 MPa時，即會發(fā)生卸荷。

通過模擬卸壓活門彈簧預(yù)壓縮量的減小，來模擬預(yù)緊力的減小。彈簧剛度9.8 N/mm，預(yù)壓縮量為40.48 mm，設(shè)置彈簧的壓縮量分別為40.48、24、8、4、0 mm，即設(shè)置彈簧的預(yù)緊力分別為396.7、235.2、78.4、39.2、0 N。經(jīng)過仿真，計(jì)算得到的進(jìn)入卸壓活門的流量和壓力分別如圖11、圖12所示。

圖11 不同預(yù)緊力下的卸壓活門入口流量Fig.11 Inlet flow of pressure relief valve under different preloading forces

圖12 不同預(yù)緊力下的卸壓活門入口壓力Fig.12 Inlet pressure of pressure relief valve under different preloading forces

從圖11可以看出，當(dāng)預(yù)緊力減小至78.4 N時，卸壓活門已經(jīng)打開，活門入口的流量脈動較大。由圖12可以看出，活門未打開時，入口壓力保持在700 KPa以上。對脈動的壓力求均值，可得入口壓力為716 778 Pa。根據(jù)式(8)，略去阻尼力，可得當(dāng)彈簧壓縮量減小至16.6 mm時，活塞此時受力平衡。又因?yàn)殚y芯的負(fù)重疊為7 mm，可知的壓縮量減小至9.6 mm，即預(yù)緊力等于94.08 N時，活門剛剛打開。

如圖11所示，當(dāng)預(yù)緊力減小至0 N時，活門入口的平均流量保持在6 L/min左右。即彈簧未經(jīng)施壓調(diào)節(jié)，進(jìn)入活門的流量只占總供油量的15%左右，這樣的設(shè)計(jì)較大了保證了供油系統(tǒng)的安全。

4 結(jié)論

通過使用AMESim對某型航空發(fā)動機(jī)的滑油供油系統(tǒng)進(jìn)行故障模擬，可得以下結(jié)論。

(1)獲得了供油系統(tǒng)的滑油濾濾芯堵塞、單向活門活塞卡滯、旁通活門彈簧松弛、卸壓活門預(yù)緊力不足的不同故障程度時的壓力、流量數(shù)據(jù)。

(2)提出了一種使用節(jié)流孔模擬航空發(fā)動機(jī)滑油濾濾芯堵塞的方法。

(3)通過對供油油濾的單向活門活塞卡滯的仿真，得到了旁通活門開啟的臨界條件是活門活塞的位移上限卡滯為1.06 mm。

(4)通過對旁通活門的彈簧松弛故障模擬，得到了旁通活門開啟的臨界條件是彈簧的剛度減小至1.13 N/mm；旁通活門完全打開的的臨界條件是彈簧的剛度減小至0.975 N/mm。

(5)通過對卸壓活門的預(yù)緊力施加不足的故障模擬，得到了卸壓活門開啟的臨界條件是預(yù)緊力減小至94.08 N。