基于Modelica 仿真的RAT 作動筒故障原因分析

代定強，蔡 景，黃 艷

（南京航空航天大學民航學院，南京211106）

現(xiàn)代民航客機通常都安裝沖壓空氣渦輪（Ram air turbine, RAT）裝置，以保證飛機在完全喪失動力的情況下仍有可使用的能源來實現(xiàn)對飛機的控制[1]。在飛機完全喪失動力的情況下，可以放出的RAT 裝置，利用飛機滑翔狀態(tài)時高速對流氣流的沖擊作用，使葉片旋轉(zhuǎn)以帶動發(fā)電機和液壓泵工作，為部分關(guān)鍵的系統(tǒng)提供動力，滿足飛機飛行操控的需要[2]。作動筒作為實現(xiàn)RAT 展開任務的核心部件，其性能水平對實現(xiàn)RAT 的功能、保障飛行安全有很大的影響。因此，對RAT 系統(tǒng)作動筒的故障研究具有重要意義。然而RAT 作動筒長期處于不工作的儲存狀態(tài)，只有在地面收放檢查中才能暴露出故障，因此故障檢測數(shù)據(jù)極少，無法使用常見的故障原因分析方法（如故障樹方法）進行故障原因的分析；RAT 作動筒結(jié)構(gòu)和承受載荷情況復雜，故障原因隱蔽。用戶進行的常規(guī)地面收放檢查只能判斷作動筒的收放過程是否已經(jīng)發(fā)生故障而無法定位故障源[3]。目前亟需一種能夠定位RAT 作動筒故障原因的方法，從故障源的角度對作動筒的性能狀態(tài)進行定量描述。

Modelica 語言通常被用于對系統(tǒng)的工作狀態(tài)進行動態(tài)仿真[4]，在多領(lǐng)域復合建模領(lǐng)域具有較明顯的優(yōu)勢[5]，能夠?qū)崿F(xiàn)對航空航天、汽車、工業(yè)設備等各類大型物理系統(tǒng)的建模[6]。考慮到RAT 系統(tǒng)由作動筒、發(fā)電機及各類控制器組成，為了使作動筒模型具備深入拓展以實現(xiàn)對RAT 整體進行研究的能力，選擇能夠支持多領(lǐng)域統(tǒng)一建模的Modelica語言對RAT 作動筒進行建模，通過仿真的方法研究作動筒中與載荷施加以及解鎖過程相關(guān)的組件對作動筒整體性能的影響，尋找導致RAT 作動筒各類故障的故障源，并且根據(jù)其相互關(guān)系提出用戶常規(guī)檢查可行的對RAT 作動筒進行性能檢測的方法。

1 RAT 作動筒工作原理及故障分析

1.1 工作原理

圖1 RAT 作動筒結(jié)構(gòu)Fig.1 RAT actuator structure

針對民航飛機常用的槳葉式RAT[7]，可以按照執(zhí)行的不同功能將其收放作動筒拆分為2 個機構(gòu)：解鎖機構(gòu)和執(zhí)行機構(gòu)，如圖1 所示。

執(zhí)行機構(gòu)由展開彈簧、活塞和載荷連接桿組成，能夠在彈簧力的帶動下完成將活塞展開一定的位移的動作，使RAT 裝置的迎風部分被推出機艙外。其中彈簧力由2 部分組成，分別來自2 個勁度系數(shù)不同的彈簧。作動筒內(nèi)含航空液壓藍油，液壓油通過位于缸體上展開方向末端的阻尼孔進入泄流通路，此過程會形成較大的背壓阻尼。當作動筒行程接近終點時，線性分布的阻尼孔會被活塞逐漸堵塞，使回油阻力逐步增大，幫助執(zhí)行機構(gòu)實現(xiàn)末端減速，避免發(fā)生剛性碰撞。

解鎖機構(gòu)包括收起狀態(tài)的上位鎖和伸出狀態(tài)的下位鎖，主要有鎖定彈簧、傳動桿系和電磁拉桿等組成部件。利用平動連桿機構(gòu)與鎖定彈簧配合使用實現(xiàn)作動筒的鎖定，電磁拉桿則提供解鎖所需的拉力。

1.2 故障類型

針對RAT 作動筒的展開行程故障進行調(diào)研，發(fā)現(xiàn)RAT 作動筒通常存在2 種故障類型：

（1）作動筒不能解鎖，主要是鎖定機構(gòu)發(fā)生故障，導致解鎖過程不能順利實現(xiàn)；

（2）作動筒展開時間不在設計要求的區(qū)間（1～1.5 s）范圍內(nèi)，可能存在展開時間過長或者過短的情況，故障源應該位于執(zhí)行機構(gòu)內(nèi)部，與相關(guān)載荷和力的施加有關(guān)[8]。

因此，在仿真中將解鎖失敗和展開時間不在（1～1.5 s）范圍的情況判定為故障狀態(tài)。

2 作動筒Modelica 建模與驗證

2.1 組件與載荷模型建立

作動筒的部分結(jié)構(gòu)組件和運動副約束可以使用Modelica 標準庫來建立模型，如彈簧、連桿、機架、鉸鏈、滑動副等[9]。

作動筒作為一個動力學部件，保證模型準確的關(guān)鍵在于各組件的受力的準確性。在作動筒展開過程中，涉及3 個力的作用：展開彈簧的彈力、風載荷、液壓阻尼。其中彈簧力可以根據(jù)本作動筒的設計數(shù)據(jù)直接進行參數(shù)設置，通過判斷語句和邏輯選擇模塊控制每個彈簧的工作范圍；風載荷來源于作用在渦輪上的氣流，表現(xiàn)為對展開過程的拉力，其值與作動筒的展開位移呈函數(shù)關(guān)系。RAT 在2 種不同展開姿態(tài)下承受的風載荷不同（即工況1、工況2），將實驗實測的風載荷數(shù)據(jù)擬合為如下多項式函數(shù)，賦予相應的力組件。

工況1

工況2

液壓阻尼來源于作動筒展開過程的回油阻力，其值與作動筒阻尼孔的結(jié)構(gòu)和展開速度有關(guān)，表現(xiàn)為展開過程的阻力。將阻尼孔簡化為薄壁小孔，并認為各個阻尼孔同一時刻流量相同。聯(lián)立薄壁小孔流量公式與活塞的運動學公式可以求解阻尼力

式中：q 為每個阻尼孔的流量；Cd為阻尼系數(shù)；A 為阻尼孔面積；ρ 為液壓油密度；Δp 為缸內(nèi)兩端壓差；Q 為作動筒高壓腔總流量；V 為活塞速度；Ap為活塞面積；a 為活塞加速度；Fw、Fs為風載荷和彈簧載荷。

可以看出，在設計的理想狀態(tài)下，影響阻尼力的參數(shù)包括阻尼孔的尺寸和液壓油密度。根據(jù)作動筒設計選取阻尼孔半徑為1 mm，液壓油密度為860 kg/m3。

2.2 整體模型建立

在作動筒整體的建模中，由于3 個作用力均直接作用于活塞體且力的方向在同一直線上，為了簡化建模，將活塞視為剛體并以一個質(zhì)點代替。考慮到缸體的復雜形狀在作動筒解鎖和展開的過程中并沒有明顯作用，因此將其簡化，僅以固支點的形式保留彈簧安裝點、傳動桿系安裝點、鎖定控制面等幾個參與運動過程的局部點和面。

可以使用標準庫組件Body 類模型搭建作動筒的主體物理結(jié)構(gòu)（如質(zhì)點、桿等），然后為主體結(jié)構(gòu)添加自定義的力載荷組件，并根據(jù)工作原理添加邏輯判斷來決定載荷的作用時間和位置。使用自定義連接器在解鎖結(jié)構(gòu)和執(zhí)行機構(gòu)之間進行解鎖信號的傳遞。執(zhí)行機構(gòu)模型如圖2 所示，解鎖機構(gòu)模型如圖3 所示。

為了保證模型建立的準確性，根據(jù)研究對象的原有設計，取6 個阻尼孔并按照3 層排列，實現(xiàn)作動筒150 mm 設計行程的末段逐級減速；展開彈簧的初始彈力設置為標準狀態(tài)的346 500 N；在解鎖機構(gòu)，設置關(guān)鍵的電磁拉桿拉力和行程分別為固定值150 N 和1.2 mm，若在該拉力或該行程內(nèi)無法完成解鎖則判定為故障。模型的主要參數(shù)如表1所示。

圖2 執(zhí)行機構(gòu)模型Fig.2 Actuator model

圖3 解鎖機構(gòu)模型Fig.3 Unlocking mechanism model

表1 模型主要參數(shù)Table 1 Main parameters of the model

2.3 模型驗證

為了使用基于Modelica 的系統(tǒng)仿真模型，需要驗證Modelica 模型的正確性，將仿真結(jié)果與某研究所的實物試驗結(jié)果數(shù)據(jù)進行對比，其展開位移?時間曲線如圖4 所示，其展開時間如表2 所示。

從結(jié)果對比能夠看出，工況1 的仿真結(jié)果與實物試驗結(jié)果的展開時間誤差為5.3%，工況2 的誤差為6.3%。兩類工況下的展開時間均是仿真結(jié)果比試驗結(jié)果長，應當是仿真中展開拉力比實際值略低或阻尼略高造成的?？紤]到彈簧的結(jié)構(gòu)簡單，建模準確度較高，誤差的主要來源應當是風載荷離散數(shù)據(jù)與實際風載的誤差以及計算液壓阻尼力時的簡化造成的，但是誤差較小，可以證明對RAT 作動筒進行Modelica 建模仿真的可行性和本模型的準確性。

圖4 仿真和實測的展開位移?時間曲線Fig.4 Simulation and measured displacement?time curves

表2 仿真結(jié)果展開時間的正確性驗證Table 2 Simulation time verification s

3 故障原因仿真分析

通過修改缸體、彈簧、傳動桿系等主要施力、傳力部件的結(jié)構(gòu)和力學參數(shù)并運行仿真的方式，研究在載荷的不同施加條件下作動筒展開時間的變化，可以發(fā)現(xiàn)：對于作動筒展開時間異常的故障情況，主要是由于彈簧退化、液壓油泄漏、阻尼孔堵塞等與載荷相關(guān)的原因造成的；對于鎖定機構(gòu)無法完成解鎖動作的故障，主要是由于關(guān)鍵的鎖定控制面的磨損造成的。

3.1 彈簧退化

仿真發(fā)現(xiàn)，作動筒展開彈簧的初始彈力對展開時間的影響明顯，其結(jié)果如圖5 所示。作動筒展開時間隨著彈簧初始推力下降而增加，工況1 下當彈簧的初始總推力低于242 550 N 時，作動筒將不能滿足展開時間低于1.5 s 的設計值要求，此時即可被判定發(fā)生了作動筒展開過慢故障；而工況2 相對安全。這是由于作動筒通常情況下藏匿于機艙內(nèi)，執(zhí)行機構(gòu)的彈簧長期處于被壓縮狀態(tài)，在飛機的長期服役時間區(qū)間內(nèi)，可能發(fā)生彈簧蠕變退化，其勁度系數(shù)明顯降低[10]。當需要執(zhí)行展開動作的時候，彈簧能提供的展開力將大大降低，對作動筒的展開時間產(chǎn)生顯著影響。因此，檢修人員需要對RAT作動筒的彈簧進行定期檢查，保證其彈力保持在臨界條件以內(nèi)。

圖5 彈簧初始總推力降低對作動筒展開時間的影響Fig.5 Effect of the reduction of the initial thrust of the spring on the expension time of the actuator

3.2 泄漏流量過大

通過仿真可知，液壓油的泄露對展開時間影響明顯，針對這種情況，其仿真結(jié)果如圖6 所示。隨著泄漏流量的增加，作動筒展開時間顯著降低。當工況2 下泄漏流量超過4.2 L/min 時，作動筒展開時間將低于設計的閾值1 s，此時出現(xiàn)作動筒展開速度過快故障；工況1 相對安全。這是由于密封圈在儲存和使用過程中可能發(fā)生老化或失效的情況，導致作動筒內(nèi)部壓力油從高壓腔向低壓腔的泄漏[11]，泄漏流量的存在會顯著地影響阻尼孔的阻尼效果，造成液壓阻尼力過小，作動筒展開速度過快，展開時間明顯降低。在RAT 的地面收放檢查中，應著重檢測泄漏流量大小，及時更換密封圈。

圖6 密封圈泄漏流量對作動筒展開時間的影響Fig.6 Effect of the leakage of the sealing ring on the expansion time of the actuator

3.3 阻尼孔堵塞

正常狀態(tài)下，液壓腔末段表面共有6 個半徑為1 mm 的阻尼孔，長期使用后可能發(fā)生雜質(zhì)堵塞導致阻尼孔有效截面積變小，影響泄流效率，增大液壓阻尼，使作動筒展開時間明顯變長。不同阻尼孔半徑情況下的作動筒展開的仿真結(jié)果曲線如圖7所示。隨著阻尼孔有效半徑減小，作動筒展開時間逐漸增加；當工況1 下半徑小于0.96 mm 時，伸出時間達到1.5 s 的臨界值，如果堵塞繼續(xù)增加，將發(fā)生作動筒伸出過慢故障；工況2 相對安全。檢修人員應該及時進行阻尼孔清理工作。

圖7 阻尼孔半徑對作動筒展開時間的影響Fig.7 Effect of the radius of the damping hole on the expension time of the actuator

3.4 鎖定控制面磨損

在解鎖機構(gòu)部分，其核心三角塊所處的位置和姿態(tài)對解鎖結(jié)構(gòu)能否成功解鎖至關(guān)重要。實際飛行中飛機的顛簸使配合表面不斷摩擦發(fā)生磨損，導致斜撐桿傾角變大，右端上揚，鎖定彈簧的鎖定分力增大。當斜撐桿右端上揚到一定程度后，拉力為定值的解鎖拉桿將難以拉動整個機構(gòu)完成解鎖動作。三角塊配合面磨損量及斜撐桿右端上揚高度與能否解鎖的關(guān)系仿真結(jié)果如圖8 所示。

圖8 三角塊配合面磨損量對解鎖的影響Fig.8 Effect of the wear of the matching surface of the triangular block on the unlocking process

當三角塊配合面總磨損量超過0.04 mm，機構(gòu)的狀態(tài)將由能正常解鎖轉(zhuǎn)變?yōu)闊o法解鎖，這將直接導致作動筒完全無法展開的嚴重故障。因此，檢修人員必須定期檢查接觸面的磨損情況，確保解鎖機構(gòu)具備正常解鎖的能力。

4 基于仿真結(jié)果的檢查建議

通過將對系統(tǒng)整體功能的定性檢查轉(zhuǎn)變?yōu)閷收显蚴录亩繖z測，能夠充分了解系統(tǒng)的功能狀態(tài)，便于制訂維修計劃，降低檢修的時間和成本，提高檢修的效率和準確度；依據(jù)仿真分析的結(jié)果，可以對RAT 作動筒的維護檢查方案提出指導意見：在常規(guī)檢查維護中，需要對故障根原因?qū)ο筮M行重點檢查，其具體指標情況如表3 所示。

表3 作動筒檢查項目及其指標Table 3 Actuator check list and indicators

5 結(jié) 論

本文使用Modelica 語言對RAT 作動筒在2 種載荷曲線工況下進行建模，模型誤差分別為5.3%和6.3%，具有較高的精確度，為RAT 作動筒的性能監(jiān)測和故障分析奠定了基礎(chǔ)。使用Modelica 模型對RAT 作動筒進行故障根原因仿真分析得到以下結(jié)論：

（1）找到了作動筒無法解鎖和展開時間不達標2 個故障的4 個根原因：展開彈簧退化、密封圈泄漏、阻尼孔堵塞、鎖定控制面磨損。

（2）根據(jù)仿真結(jié)果分別得到了故障根原因?qū)е鹿收习l(fā)生的臨界條件，并提出了對作動筒的檢查項目：彈簧總彈力≥242 550 N、內(nèi)泄漏流量≤4.2 L/min、阻尼孔半徑≥0.96 mm（即不能有明顯堵塞）、鎖定控制面總磨損量≤0.04 mm（即不能有明顯磨損）。

航空公司的維護人員可以利用上述成果，有針對性地檢查RAT 作動筒的健康狀況。相較于傳統(tǒng)的基于使用經(jīng)驗和統(tǒng)計數(shù)據(jù)的定性或半定量故障研究，利用Modelica 的故障根原因分析實現(xiàn)了完全的定量化，提高了故障分析的準確性和效率。仿真結(jié)果具有較好的工程應用前景，但是仍有很多問題值得更深入研究，如與AMESim 等專業(yè)軟件聯(lián)合仿真以提高建模和仿真的精度[12]、利用仿真模型優(yōu)化作動筒部件設計以降低故障發(fā)生概率、根據(jù)故障發(fā)生的臨界條件預測作動筒剩余壽命等。