低溫對風(fēng)力發(fā)電機(jī)組偏航液壓制動(dòng)系統(tǒng)的影響及優(yōu)化

肖 旺， 趙登利， 董 營， 李肖霞

(山東中車風(fēng)電有限公司， 山東 濟(jì)南 250022)

引言

偏航液壓制動(dòng)系統(tǒng)是保證風(fēng)力發(fā)電機(jī)組偏航對風(fēng)和機(jī)艙錨定的重要安全系統(tǒng)，其在任何運(yùn)行環(huán)境及工況下的響應(yīng)性能和穩(wěn)定性都是至關(guān)重要的。目前我國陸上風(fēng)機(jī)廣泛分布在三北大基地，冬季天氣寒冷，環(huán)境惡劣，如2020年新疆布爾津地區(qū)某風(fēng)電場就遭遇了持續(xù)多天-40 ℃以下的極寒天氣，對風(fēng)機(jī)的運(yùn)行甚至生存都帶來嚴(yán)峻考驗(yàn)。低溫對液壓系統(tǒng)的重要危害之一是使液壓油黏度升高，導(dǎo)致油液流經(jīng)液壓元件及管路的阻力和壓力損失增大，造成液壓系統(tǒng)運(yùn)行故障[1-3]。

冬天風(fēng)機(jī)運(yùn)行發(fā)電時(shí)，齒輪箱、發(fā)電機(jī)和主軸承等部件表面可產(chǎn)生大量的輻射熱[4-6]，使機(jī)艙內(nèi)溫度不會(huì)太低，但風(fēng)機(jī)運(yùn)行受自然風(fēng)況和機(jī)組狀態(tài)的影響，難免會(huì)經(jīng)歷長時(shí)間待機(jī)等風(fēng)、未滿發(fā)或限功率運(yùn)行等工況，此時(shí)機(jī)艙內(nèi)與外界環(huán)境溫差逐漸減小，甚至低于環(huán)境溫度。上述情況下，風(fēng)機(jī)偏航液壓制動(dòng)系統(tǒng)的性能也隨之下降，易導(dǎo)致偏航啟動(dòng)時(shí)因系統(tǒng)卸壓松閘過慢而產(chǎn)生偏航振動(dòng)和噪聲，甚至偏航電機(jī)過載跳閘；以及偏航結(jié)束時(shí)因系統(tǒng)建壓制動(dòng)過慢而無法及時(shí)錨定機(jī)艙，影響機(jī)組運(yùn)行安全。

文獻(xiàn)[7]研究了常溫條件下影響風(fēng)機(jī)偏航液壓制動(dòng)系統(tǒng)響應(yīng)性能和穩(wěn)定性的關(guān)鍵因素，并提出了設(shè)計(jì)建議；文獻(xiàn)[8]對風(fēng)機(jī)高速軸液壓剎車在低溫環(huán)境下的響應(yīng)性能進(jìn)行了試驗(yàn)研究，并給出了相關(guān)解決方案；文獻(xiàn)[9]介紹了風(fēng)機(jī)液壓制動(dòng)系統(tǒng)的原理和設(shè)計(jì)校核計(jì)算，并對液壓站的功能回路進(jìn)行了低溫動(dòng)作試驗(yàn)。本研究利用理論、仿真及試驗(yàn)相結(jié)合的方法對低溫造成偏航液壓制動(dòng)系統(tǒng)性能下降的問題進(jìn)行了分析、驗(yàn)證和優(yōu)化，為風(fēng)機(jī)偏航液壓制動(dòng)系統(tǒng)的低溫適應(yīng)性設(shè)計(jì)提供了建議和參考。

1 低溫對液壓油黏度的影響

液壓油黏度隨溫度的變化而變化，油溫越低，黏度越大，黏度增長速率越快。黏度指數(shù)作為反映油液黏度隨溫度變化程度的重要指標(biāo)，其值越大，黏度受溫度的影響越小，黏溫特性越好，因此，低溫環(huán)境下應(yīng)盡量使用傾點(diǎn)低并且黏度指數(shù)高的液壓油。表1為3種不同型號(hào)低溫液壓油性能參數(shù)表，其中液壓油A和B兼具良好的低溫黏度和經(jīng)濟(jì)性，被廣泛用于風(fēng)機(jī)液壓系統(tǒng)。由表1可知，當(dāng)溫度高于-10 ℃時(shí)，液壓油A和B的黏度變化不大；低于-20 ℃時(shí)，黏度急劇增大，油液流動(dòng)性變的極差。液壓油C是一款黏度指數(shù)高達(dá)375，具有卓越黏度控制的液壓油，其低溫性能已接近航空油[10]，但因其價(jià)格較高，國內(nèi)風(fēng)電行業(yè)少有應(yīng)用。

2 低溫對偏航液壓制動(dòng)系統(tǒng)的影響與分析

圖1為某兆瓦級(jí)風(fēng)機(jī)的偏航液壓制動(dòng)系統(tǒng)組成示意圖，根據(jù)文獻(xiàn)[7]對該系統(tǒng)原理、組成及結(jié)構(gòu)的介紹，可知其系統(tǒng)特點(diǎn)為高壓力、小流量、多負(fù)載和長管路。為保證風(fēng)機(jī)運(yùn)行安全， 偏航液壓制動(dòng)系統(tǒng)幾乎總是處于壓力(全壓或阻尼)制動(dòng)狀態(tài)，故制動(dòng)器及其連接管路內(nèi)總是充滿油液。同時(shí)由于系統(tǒng)制動(dòng)狀態(tài)切換所需補(bǔ)壓或卸壓的油量很少，導(dǎo)致油液循環(huán)流動(dòng)性較差，即使液壓站油箱和機(jī)艙配置了加熱設(shè)備也不能有效解決制動(dòng)器和管路內(nèi)油溫低的問題[11]。因此，偏航液壓制動(dòng)系統(tǒng)一旦處于低溫環(huán)境， 很難在短時(shí)間內(nèi)使油溫上升恢復(fù)系統(tǒng)正常工作狀態(tài)。

表1 低溫液壓油性能參數(shù)Tab.1 Hydraulic oil performance parameters atlow temperature

圖1 偏航液壓制動(dòng)系統(tǒng)組成Fig.1 Yaw hydraulic brake system composition

2.1 低溫對阻尼制動(dòng)的影響與分析

風(fēng)機(jī)偏航啟動(dòng)時(shí)，制動(dòng)器要快速從全壓制動(dòng)轉(zhuǎn)為阻尼制動(dòng)，為偏航運(yùn)動(dòng)提供一定的阻尼力。由圖1可知，阻尼制動(dòng)時(shí)，制動(dòng)器內(nèi)的高壓油液需依次流經(jīng)前面的串聯(lián)制動(dòng)器、中間管路及回油管路到達(dá)液壓站背壓閥進(jìn)行卸壓。當(dāng)液壓油受低溫影響?zhàn)ざ仍龃髸r(shí)，其在制動(dòng)器和管路內(nèi)的流動(dòng)會(huì)產(chǎn)生很大阻力，造成卸壓時(shí)間延長；同時(shí)，由于不同安裝位置的制動(dòng)器到液壓站的管路長度不同，卸壓阻力不同，制動(dòng)器的卸壓速度也明顯不一致。因此，低溫將導(dǎo)致阻尼制動(dòng)響應(yīng)變慢以及制動(dòng)器松閘動(dòng)作不同步等問題。

距離液壓站越遠(yuǎn)，制動(dòng)器卸壓越慢，故與進(jìn)油管路連接的制動(dòng)器成為決定整個(gè)偏航液壓制動(dòng)系統(tǒng)低溫下阻尼制動(dòng)響應(yīng)性能的關(guān)鍵。以圖1為例，在阻尼卸壓過程中的任意時(shí)刻t，制動(dòng)器Q6內(nèi)的壓力p6(t)為：

(1)

式中，pB(t) ——t時(shí)刻背壓閥口前端壓力

qM(t) ——t時(shí)刻回油管路流量

μ(T) —— 油溫T時(shí)的液壓油動(dòng)力黏度

D—— 管路直徑

LM—— 回油管路長度

相鄰2個(gè)制動(dòng)器之間的連接管路壓差Δpn,n+1(t)

為：

(2)

式中，qn,n+1(t) ——t時(shí)刻第n和n+1個(gè)制動(dòng)器間的管路流量

Ln,n+1—— 第n和n+1個(gè)制動(dòng)器間的管路長度

由式(1)和式(2)可知，第n個(gè)制動(dòng)器內(nèi)的壓力pn(t)為：

pn(t)=pn+1(t)+Δpn,n+1(t)+Δpn+1(t)

(3)

式中， Δpn+1(t) ——t時(shí)刻油液流經(jīng)第n+1個(gè)制動(dòng)器內(nèi)部的壓力損失，n=1，2，3，4，5

2.2 低溫對全壓制動(dòng)的影響與分析

風(fēng)機(jī)偏航結(jié)束時(shí)，制動(dòng)器要在短時(shí)間內(nèi)從阻尼制動(dòng)恢復(fù)全壓制動(dòng)，保持為機(jī)艙位置提供足夠的制動(dòng)力。制動(dòng)器進(jìn)油回路通常使用小孔阻尼對制動(dòng)流量進(jìn)行控制，以避免主系統(tǒng)蓄能器瞬間釋放高壓油液對整個(gè)制動(dòng)系統(tǒng)造成較大沖擊，實(shí)現(xiàn)制動(dòng)器對制動(dòng)盤線性平穩(wěn)的抱閘剎車[12]。薄壁小孔具備沿程阻力損失小、過孔流量與黏度無關(guān)、對油溫變化不敏感等特點(diǎn)，是液壓系統(tǒng)常用的理想節(jié)流元件[13-14]。由于偏航液壓制動(dòng)系統(tǒng)實(shí)際所需的阻尼孔直徑通常僅為0.6～1.0 mm，根據(jù)薄壁小孔的定義(長徑比小于等于0.5)，難以將其加工成薄壁小孔結(jié)構(gòu)，因此液壓站廠家通常直接采用簡單廉價(jià)的細(xì)長孔阻尼，能在常溫環(huán)境使用中達(dá)到預(yù)設(shè)的效果，但往往忽視了其在低溫下的表現(xiàn)。

在制動(dòng)建壓過程中的任意時(shí)刻t，油液流經(jīng)細(xì)長孔阻尼的流量qR(t)為：

(4)

式中，DR—— 阻尼孔徑

LR—— 阻尼孔長

ΔpR(t) ——t時(shí)刻阻尼孔兩端的壓差

由式(4)可知，通過細(xì)長孔阻尼的流量受油溫、孔長及孔徑的影響較大。當(dāng)?shù)蜏叵乱簤河宛ざ仍龃髸r(shí)，細(xì)長孔阻尼的通流能力下降，造成系統(tǒng)全壓制動(dòng)緩慢，影響風(fēng)機(jī)運(yùn)行安全。

3 低溫仿真與試驗(yàn)研究

3.1 仿真與試驗(yàn)系統(tǒng)搭建

設(shè)計(jì)偏航液壓制動(dòng)系統(tǒng)試驗(yàn)原理如圖2所示，風(fēng)機(jī)偏航時(shí)，電磁換向閥8和9.2通電，制動(dòng)器試驗(yàn)腔卸壓，由全壓制動(dòng)轉(zhuǎn)為阻尼制動(dòng)；偏航結(jié)束時(shí)，電磁換閥8和9.2斷電，蓄能器12內(nèi)的高壓油液通過阻尼孔7進(jìn)入制動(dòng)器試驗(yàn)腔，腔內(nèi)由阻尼壓力升至系統(tǒng)壓力，實(shí)現(xiàn)全壓制動(dòng)。

1.油箱 2.電機(jī) 3.齒輪泵 4.溢流閥 5.過濾器 6.單向閥7.阻尼孔 8.常閉電磁閥 9.常開電磁閥 10.截止閥11.壓力傳感器 12.蓄能器 13.偏航制動(dòng)器試驗(yàn)腔圖2 偏航液壓制動(dòng)系統(tǒng)試驗(yàn)原理Fig.2 Test principle of yaw hydraulic brake system

偏航制動(dòng)器由上鉗體和下鉗體組成，鉗體內(nèi)各有3個(gè)串聯(lián)活塞缸，上下鉗體油缸之間由管路連接，其結(jié)構(gòu)如圖3a所示。為簡化制動(dòng)器仿真模型，將其鉗體內(nèi)的3個(gè)活塞腔簡化為1個(gè)固定容腔，上下仿真腔用鋼管連接，具體如圖3b所示。同時(shí)由于試驗(yàn)系統(tǒng)所需的制動(dòng)器數(shù)量多、重量大，為便于低溫試驗(yàn)的操作，將制動(dòng)器上下兩鉗體內(nèi)的活塞腔簡化為1個(gè)圓柱模擬試驗(yàn)腔并設(shè)計(jì)偏航制動(dòng)器組試驗(yàn)?zāi)M裝置，如圖3c所示。模擬裝置有6個(gè)試驗(yàn)腔，試驗(yàn)腔之間用軟管連接。

圖3 偏航制動(dòng)器結(jié)構(gòu)與模擬Fig.3 Yaw brake structure and simulation

根據(jù)原理圖2，搭建偏航液壓制動(dòng)仿真系統(tǒng)如圖4所示；將液壓站與制動(dòng)器模擬裝置通過軟管連接并放入高低溫試驗(yàn)箱如圖5所示。試驗(yàn)前，對液壓站加注表1中的全新液壓油A，并更換新的濾油器濾芯。系統(tǒng)仿真通過設(shè)置液壓油不同黏度參數(shù)值模擬溫度對偏航液壓制動(dòng)系統(tǒng)的影響，同時(shí)為保證仿真與試驗(yàn)的一致性，將液壓油、閥件、管路等的仿真參數(shù)設(shè)置與試驗(yàn)系統(tǒng)保持一致，具體要求見表2。

3.2 低溫對制動(dòng)性能影響的仿真與試驗(yàn)

1) 低溫對阻尼制動(dòng)的影響

按表1中液壓油A的黏溫特性關(guān)系，將油液黏度分別設(shè)置為50，266，565，1375，3966 mm2/s， 對系統(tǒng)進(jìn)行全壓制動(dòng)轉(zhuǎn)阻尼制動(dòng)的仿真，仿真腔Q1.1的卸壓曲線如圖6所示。將試驗(yàn)箱溫度分別設(shè)置為30，0，-10，-20，-30 ℃，對系統(tǒng)進(jìn)行全壓制動(dòng)轉(zhuǎn)阻尼制動(dòng)的試驗(yàn)，試驗(yàn)腔Q1的卸壓曲線如圖7所示。由圖6和圖7可知，常溫環(huán)境下，制動(dòng)器模擬腔可在瞬間由全壓制動(dòng)卸壓至阻尼制動(dòng)，隨著溫度降低，液壓油黏度增大，卸壓時(shí)間逐漸延長。當(dāng)溫度低于0 ℃時(shí)，試驗(yàn)卸壓時(shí)間開始超過1.5 s；低于-10 ℃時(shí)，仿真卸壓時(shí)間達(dá)到1.5 s以上；低于-20 ℃時(shí)，仿真和試驗(yàn)結(jié)果均表明此時(shí)系統(tǒng)已無法在短時(shí)間內(nèi)卸壓至阻尼壓力。

圖4 仿真系統(tǒng)建模Fig.4 Simulation system modeling

圖5 低溫試驗(yàn)Fig.5 Low temperature test

在30 ℃和-10 ℃下，仿真腔Q1.1和Q6.2的卸壓曲線如圖8所示，試驗(yàn)腔Q1，Q4，Q6的卸壓曲線如圖9所示。由仿真和試驗(yàn)結(jié)果可知，常溫環(huán)境下， 所有模擬腔內(nèi)的卸壓速度幾乎同步；當(dāng)溫度低于-10 ℃時(shí)，不同模擬腔的卸壓速度開始出現(xiàn)較大差異，距離液壓站越遠(yuǎn)的模擬腔卸壓響應(yīng)越慢，這種現(xiàn)象在卸壓初期尤為明顯。隨著腔內(nèi)壓力逐漸降低并接近背壓閥設(shè)定值，卸壓流量逐漸減小，各制動(dòng)器模擬腔內(nèi)的壓力趨于穩(wěn)定且一致。

表2 仿真和試驗(yàn)的主要參數(shù)Tab.2 Main parameters of simulation and test

圖6 仿真腔Q1.1的卸壓曲線Fig.6 Pressure relief curve of Q1.1

圖7 試驗(yàn)腔Q1的卸壓曲線Fig.7 Pressure relief curve of Q1

圖8 仿真腔Q1.1和Q6.2的卸壓曲線Fig.8 Pressure relief curve of Q1.1 and Q6.2

圖9 試驗(yàn)腔Q1，Q4，Q6的卸壓曲線Fig.9 Pressure relief curve of Q1，Q4，Q6

2) 低溫對全壓制動(dòng)的影響

按上述相同的仿真和試驗(yàn)條件，對系統(tǒng)進(jìn)行阻尼制動(dòng)轉(zhuǎn)全壓制動(dòng)的研究與分析。圖10和圖11分別為不同溫度下仿真腔Q6.2和試驗(yàn)腔Q6的建壓曲線。由仿真和試驗(yàn)結(jié)果可知，常溫環(huán)境下，模擬腔可在5 s左右由阻尼壓力升至系統(tǒng)壓力，隨著溫度降低，液壓油黏度增大，建壓時(shí)間逐漸延長。當(dāng)溫度為0 ℃時(shí)，仿真建壓時(shí)間已接近10 s，試驗(yàn)建壓時(shí)間已超過15 s；0～-20 ℃時(shí)，系統(tǒng)建壓速度出現(xiàn)明顯下降且試驗(yàn)比仿真結(jié)果下降更為嚴(yán)重，試驗(yàn)建壓初期還出現(xiàn)了響應(yīng)遲滯階段；-30 ℃時(shí)，由于液壓油黏度太大，阻尼孔近乎呈堵塞狀態(tài)，系統(tǒng)建壓制動(dòng)失敗。

3.3 結(jié)果分析

仿真和試驗(yàn)結(jié)果表明， 低溫可導(dǎo)致偏航液壓制動(dòng)系統(tǒng)性能下降甚至失效，驗(yàn)證了理論分析的正確性。另外，系統(tǒng)在常溫下的仿真和試驗(yàn)的結(jié)果幾乎相同，但低溫下存在一定誤差，主要表現(xiàn)為：與仿真結(jié)果相比，當(dāng)溫度低于0 ℃時(shí)，試驗(yàn)的制動(dòng)響應(yīng)速度更慢，相同時(shí)間內(nèi)所達(dá)到的制動(dòng)壓力與目標(biāo)壓力差值更大，以及全壓制動(dòng)初期出現(xiàn)明顯的建壓遲滯現(xiàn)象。分析誤差產(chǎn)生原因主要為系統(tǒng)仿真忽略了由接頭、閥口、集成塊內(nèi)孔道等引起的局部壓力損失，當(dāng)油液黏度隨溫度的下降而快速增加時(shí)，上述局部阻力也隨之顯著增大，造成試驗(yàn)制動(dòng)響應(yīng)速度和壓力不及仿真結(jié)果；同時(shí)，由于低溫下液壓油通過阻尼孔的流量很小，油液到達(dá)試驗(yàn)腔Q6前還需經(jīng)過較長的連接軟管和試驗(yàn)腔Q1～Q5，并補(bǔ)充軟管和液壓油因壓力變化而產(chǎn)生的體積變形量，導(dǎo)致制動(dòng)壓力傳遞滯后，動(dòng)態(tài)響應(yīng)緩慢，宏觀表現(xiàn)為試驗(yàn)腔Q6的建壓開始時(shí)間滯后嚴(yán)重。以上因素通常難以理論計(jì)算或仿真模擬，可從優(yōu)化集成塊設(shè)計(jì)[15-16]、提高管路剛度等方面盡量減小其影響。同時(shí)，根據(jù)理論分析過程可知，為有效提高偏航液壓制動(dòng)系統(tǒng)的低溫性能，其關(guān)鍵還是在于提高系統(tǒng)低溫下的制動(dòng)流量和降低卸壓阻力。

圖10 仿真腔Q6.2的建壓曲線Fig.10 Pressure build-up curve of Q6.2

圖11 試驗(yàn)腔Q6的建壓曲線Fig.11 Pressure build-up curve of Q6

4 系統(tǒng)優(yōu)化與驗(yàn)證

4.1 對全壓制動(dòng)的優(yōu)化

為提高低溫環(huán)境下偏航液壓制動(dòng)系統(tǒng)的建壓速度，必須提高低溫下通過制動(dòng)回路阻尼孔的流量。由于直接加大孔徑會(huì)降低阻尼常溫下的節(jié)流效果，因此本研究在不改變孔徑的前提下，通過改變阻尼孔結(jié)構(gòu)，使用長徑比盡可能小的短孔阻尼以提高其低溫下的通流能力。

加工制作孔徑0.6 mm，孔長0.8 mm，長徑比為1.33的短孔阻尼替換原長孔阻尼，將阻尼孔長仿真參數(shù)設(shè)置為0.8 mm，對系統(tǒng)進(jìn)行低溫下阻尼制動(dòng)轉(zhuǎn)全壓制動(dòng)的仿真與試驗(yàn)。仿真腔Q6.2和試驗(yàn)腔Q6的建壓曲線如圖12和圖13所示，可以看出，常溫環(huán)境下短孔阻尼和長孔阻尼對制動(dòng)建壓速度的控制幾乎相同，隨著溫度降低，液壓油黏度增大，使用短孔阻尼的系統(tǒng)建壓速度明顯快于長孔阻尼。當(dāng)溫度高于-10 ℃時(shí)，短孔阻尼的建壓速度隨溫度的變化略有下降，響應(yīng)無遲滯；-10～-20 ℃時(shí)，建壓逐漸變慢，但在-20 ℃時(shí)的仿真結(jié)果仍與使用長孔阻尼在-10 ℃時(shí)的仿真結(jié)果接近。實(shí)驗(yàn)中短孔阻尼表現(xiàn)更好，其在-20 ℃時(shí)系統(tǒng)雖然還存在短時(shí)的響應(yīng)遲滯，但整體實(shí)驗(yàn)結(jié)果已與長孔阻尼在0 ℃時(shí)的實(shí)驗(yàn)結(jié)果接近。以上仿真和試驗(yàn)結(jié)果表明，短孔阻尼對提高系統(tǒng)低溫下的全壓制動(dòng)性能有明顯的改善作用。

圖12 阻尼優(yōu)化前后系統(tǒng)建壓仿真對比Fig.12 Simulation comparison of system pressure build-up before and after damping optimization

圖13 阻尼優(yōu)化前后系統(tǒng)建壓試驗(yàn)對比Fig.13 Test comparison of system pressure build-up before and after damping optimization

4.2 對阻尼制動(dòng)的優(yōu)化

為提高低溫環(huán)境下偏航液壓制動(dòng)系統(tǒng)的卸壓速度，必須減小卸壓時(shí)油液流經(jīng)串聯(lián)制動(dòng)器和管路的沿程阻力。根據(jù)液阻網(wǎng)絡(luò)原理，將制動(dòng)器和管路均視為液阻元件，并聯(lián)可減小整個(gè)系統(tǒng)的液阻?？紤]風(fēng)機(jī)偏航液壓制動(dòng)系統(tǒng)設(shè)計(jì)的實(shí)際情況，采用一種對制動(dòng)器分組，相鄰若干個(gè)制動(dòng)器為一組，組內(nèi)制動(dòng)器串聯(lián)，組間制動(dòng)器并聯(lián)來減小液阻的優(yōu)化方案。這種制動(dòng)器閉環(huán)串并聯(lián)的管路連接方式縮短了任意位置制動(dòng)器到液壓站的距離，因此可以提高卸壓速度。

根據(jù)上述優(yōu)化方案，調(diào)整系統(tǒng)仿真與試驗(yàn)的管路連接方式，將制動(dòng)器模擬腔對稱分為Q1～Q3和Q4～Q6 2組，進(jìn)油管同時(shí)連接Q1和Q6，回油管連接Q3和Q4。圖14為當(dāng)液壓油黏度設(shè)置為1375 mm2/s時(shí)管路優(yōu)化前和優(yōu)化后仿真腔Q1.1，Q3.2，Q6.2的卸壓曲線。圖15為30，-10，-20 ℃時(shí)管路優(yōu)化前后試驗(yàn)腔Q1的卸壓曲線。由圖14和圖15可知，優(yōu)化后的管路連接方式有效提高了系統(tǒng)低溫下的卸壓速度，兩端及中間模擬腔卸壓也基本現(xiàn)實(shí)同步。試驗(yàn)中系統(tǒng)管路優(yōu)化后在-20 ℃時(shí)的卸壓速度超過了優(yōu)化前在-10 ℃時(shí)的卸壓速度，并已接近仿真結(jié)果。

圖14 管路優(yōu)化前后系統(tǒng)卸壓仿真對比Fig.14 Simulation comparison of system pressure relief before and after pipeline optimization

5 結(jié)論

本研究分析和驗(yàn)證了低溫環(huán)境下偏航液壓制動(dòng)系統(tǒng)性能下降的問題并提出了設(shè)計(jì)和優(yōu)化建議，研究表明：

圖15 管路優(yōu)化前后系統(tǒng)卸壓試驗(yàn)對比Fig.15 Test comparison of system pressure relief before and after pipeline optimization

(1) 阻尼孔結(jié)構(gòu)型式對偏航液壓制動(dòng)系統(tǒng)在低溫環(huán)境下的建壓響應(yīng)性能有著重要影響。長孔阻尼對油溫變化敏感，其在低溫下導(dǎo)致全壓制動(dòng)過慢的問題不容忽視。短孔阻尼可有效降低溫度對制動(dòng)流量的影響，提高系統(tǒng)低溫下的建壓速度，因此，風(fēng)機(jī)制動(dòng)液壓站設(shè)計(jì)時(shí)應(yīng)使用長徑比盡可能小的短孔阻尼；

(2) 低溫對偏航阻尼制動(dòng)的影響主要表現(xiàn)為制動(dòng)器卸壓松閘響應(yīng)慢以及動(dòng)作同步性差。制動(dòng)器數(shù)量越多，連接管路越長，低溫影響越嚴(yán)重。常用的制動(dòng)器串聯(lián)方式被證明對系統(tǒng)在低溫環(huán)境下的卸壓非常不利，因此，合理的采用制動(dòng)器閉環(huán)串并聯(lián)結(jié)構(gòu)，減小低溫時(shí)的卸壓阻力是偏航液壓制動(dòng)系統(tǒng)設(shè)計(jì)時(shí)需要著重考慮的方面；

(3) 風(fēng)機(jī)運(yùn)行環(huán)境溫度(機(jī)艙外)一般為-30～40 ℃，偏航液壓制動(dòng)系統(tǒng)在機(jī)艙內(nèi)溫度低于0 ℃時(shí)開始出現(xiàn)制動(dòng)性能下降，低于-20 ℃時(shí)性能嚴(yán)重下降，低至-30 ℃時(shí)系統(tǒng)近乎失效。仿真和試驗(yàn)表明，本研究提出并使用的優(yōu)化方法可在機(jī)艙溫度-20 ℃以上時(shí)對偏航液壓制動(dòng)系統(tǒng)的響應(yīng)性能有明顯的改善效果，保障風(fēng)機(jī)在絕大多數(shù)低溫工況下的運(yùn)行。當(dāng)機(jī)艙內(nèi)低于-20 ℃時(shí)，由于液壓油黏度近乎指數(shù)型增長，給偏航液壓制動(dòng)系統(tǒng)的低溫設(shè)計(jì)和優(yōu)化帶來了更大困難，是下一步研究工作的重點(diǎn)。