管簧式起落架落震試驗(yàn)及分析

賈玉紅， 夏 濤， 宋 銳

(北京航空航天大學(xué) 航空科學(xué)與工程學(xué)院, 北京 100191)

管簧式起落架落震試驗(yàn)及分析

賈玉紅， 夏 濤， 宋 銳

(北京航空航天大學(xué) 航空科學(xué)與工程學(xué)院, 北京 100191)

為了獲得管簧式起落架著陸性能的特點(diǎn)，設(shè)計(jì)了管簧式起落架落震試驗(yàn)，以獲得相關(guān)的落震性能參數(shù)。同時(shí)設(shè)計(jì)了落震測(cè)試系統(tǒng)，并通過(guò)對(duì)起落架落震系統(tǒng)的測(cè)試，確定落震試驗(yàn)操作系統(tǒng)的可行性。通過(guò)改變管簧式起落架下落高度和投放質(zhì)量以及機(jī)輪帶轉(zhuǎn)等參數(shù)，總結(jié)機(jī)輪所受的最大垂向力和起落架最大垂向位移的變化規(guī)律，得到管簧式起落架的相關(guān)落震性能參數(shù)，為起落架設(shè)計(jì)提供參考。

起落架；落震試驗(yàn)；著陸性能；最大垂向力；最大垂向位移

飛機(jī)起落架是飛機(jī)起飛和著陸時(shí)承受機(jī)身重量與吸收沖擊載荷的重要部件[1-2]。固定彈簧式起落架包括管簧式起落架和板簧式起落架。固定彈簧式起落架在飛機(jī)著陸過(guò)程中吸收和消散功量的方法有別于其他設(shè)置有緩沖器的起落架，采用常規(guī)的緩沖性能計(jì)算方法對(duì)飛機(jī)主起落架進(jìn)行計(jì)算分析時(shí)，起落架吸收和儲(chǔ)存功量計(jì)算結(jié)果和飛機(jī)實(shí)際使用情況差異較大。因此規(guī)劃了管簧式起落架落震試驗(yàn),通過(guò)試驗(yàn)研究飛機(jī)主起落架緩沖系統(tǒng)吸收功量和功量?jī)?chǔ)備的能力。通過(guò)落震試驗(yàn)分析數(shù)據(jù),可以得到起落架落震時(shí)的一些重要?jiǎng)恿W(xué)參數(shù)，為完善起落架設(shè)計(jì)理論提供實(shí)際數(shù)據(jù)[3]。

1 落震試驗(yàn)部分

1.1 試驗(yàn)裝置

圖1為起落架機(jī)輪不帶轉(zhuǎn)時(shí)安裝位置示意圖，落震裝置由吊箱提升系統(tǒng)、試驗(yàn)臺(tái)架、吊箱位移傳感器、

圖1 落震裝置示意圖

配重吊箱、支柱應(yīng)力測(cè)量系統(tǒng)、起落架位移測(cè)量裝置、落震測(cè)力平臺(tái)等組成。起落架下落時(shí)松開吊箱提升系統(tǒng)的掛鉤，起落架和配重吊箱一起下落，起落架機(jī)輪接觸到落震測(cè)力平臺(tái)時(shí)，起落架機(jī)輪開始?jí)嚎s，起落架管簧也開始?jí)嚎s，落震測(cè)力平臺(tái)安裝有測(cè)力傳感器，可以測(cè)出起落架受到的垂向力、航向力以及側(cè)向力，吊箱位移傳感器可以測(cè)出起落架下落的位移，以便精確控制起落架的下落高度。吊箱位移傳感器的量程為1 000 mm，靈敏度為0.1%，數(shù)據(jù)的采集頻率為1000 Hz。

位移測(cè)量系統(tǒng)通過(guò)機(jī)輪輪軸連接銷帶動(dòng)位移測(cè)量裝置運(yùn)動(dòng)，位移測(cè)量裝置的用途是得到輪軸在空間中運(yùn)動(dòng)的位移，測(cè)量的原理是通過(guò)角度傳感器測(cè)量出連桿之間的相對(duì)轉(zhuǎn)角的變化，通過(guò)角度變化及連桿長(zhǎng)度計(jì)算，即可得到機(jī)輪軸在空間中的運(yùn)動(dòng)位移。機(jī)輪測(cè)量裝置示意圖如圖2所示。

圖2 位移測(cè)量裝置示意圖

角度傳感器的量程為360°，靈敏度為0.1%，數(shù)據(jù)的采集頻率為1 000 Hz。

因?yàn)樵囼?yàn)件管簧式起落架在落震試驗(yàn)過(guò)程中除了有垂向位移外，還有較大的側(cè)向位移和航向位移，所以必須采用三向位移測(cè)量裝置進(jìn)行測(cè)量。

由空間連桿機(jī)構(gòu)組成的起落架機(jī)輪位移測(cè)量裝置簡(jiǎn)圖如圖3所示。連桿1上的A點(diǎn)和機(jī)輪軸心重合，由于連桿具有良好的動(dòng)態(tài)跟隨性能，使空間測(cè)位裝置連桿1端頭A點(diǎn)與機(jī)輪輪軸心保持同步運(yùn)動(dòng)。數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)采集并記錄3個(gè)角度傳感器的角度變化，并將其代入空間狀態(tài)方程，結(jié)合各連桿長(zhǎng)度等參數(shù)即可計(jì)算出落震過(guò)程中各瞬時(shí)機(jī)輪在空間X、Y、Z三個(gè)方向上的位移變化量。

圖3 位移測(cè)量原理圖

A點(diǎn)與機(jī)輪輪軸通過(guò)十字萬(wàn)向節(jié)連接。在結(jié)點(diǎn)1安裝角度傳感器1測(cè)量連桿1與2的轉(zhuǎn)角θ1，在結(jié)點(diǎn)2安裝角度傳感器2、3分別測(cè)量連桿2與Z軸的相對(duì)角度θ2和連桿平面繞Z軸轉(zhuǎn)動(dòng)的角度θ3。支點(diǎn)O不在臺(tái)面，設(shè)其到水平臺(tái)面的距離為a，其坐標(biāo)為(0，0，a)，由轉(zhuǎn)角θ2和桿長(zhǎng)L2可計(jì)算出結(jié)點(diǎn)1的坐標(biāo)值(x1，y1，z1)；再利用轉(zhuǎn)角θ1和臂長(zhǎng)L1計(jì)算出A點(diǎn)的坐標(biāo)值(x2，y2，z2)；最后，根據(jù)整體繞Z軸的旋轉(zhuǎn)角θ3對(duì)A點(diǎn)的坐標(biāo)進(jìn)行旋轉(zhuǎn)變換，得到連桿1端頭A點(diǎn)的空間坐標(biāo)(x，y，z)[4]。

(1)

(2)

(3)

起落架落震位移測(cè)量裝置構(gòu)造示意圖如圖4所示。

圖4 位移測(cè)量裝置示意圖

如圖5使用馬達(dá)帶動(dòng)帶轉(zhuǎn)機(jī)輪，從而帶動(dòng)起落架機(jī)輪轉(zhuǎn)動(dòng)。機(jī)輪帶轉(zhuǎn)可以更準(zhǔn)確地模擬飛機(jī)在著陸時(shí)的實(shí)際狀態(tài)。試驗(yàn)過(guò)程，機(jī)輪的轉(zhuǎn)速為2 000 r/min，此為機(jī)輪的接地速度。

1.2 試驗(yàn)調(diào)試

(1) 起落架落震系統(tǒng)的安裝調(diào)試：將管簧式起落架按鋁合金接頭的形式進(jìn)行安裝，為了降低起落架安裝后對(duì)投放重心改變?cè)斐傻牡跸鋵?duì)支柱滑軌附加彎矩，引起滑軌與吊箱摩擦增大，在試驗(yàn)臺(tái)吊箱結(jié)構(gòu)空間允許范圍內(nèi)使板簧式起落架安裝卡具的安裝點(diǎn)，盡量靠近配重吊箱重心位置，然后按起落架實(shí)際安裝要求，將起落架鋁合金接頭通過(guò)螺栓，水平安裝在吊箱下平面，使安裝后的起落架符合試驗(yàn)大綱落震前的初始狀態(tài)。圖6所示是試驗(yàn)所用的管簧式起落架。

圖5 帶轉(zhuǎn)落震裝置示意圖

圖6 管簧式起落架

基于安全因素考慮，試驗(yàn)前安裝調(diào)試過(guò)程中，落震試驗(yàn)中所需配重按最小提升質(zhì)量進(jìn)行試驗(yàn)。在起落架安裝完畢后，對(duì)吊箱初始安裝高度，所需配重等進(jìn)行了實(shí)際安裝調(diào)試。首先，將起落架及安裝卡具固定在吊箱底部，按照試驗(yàn)測(cè)力平臺(tái)高度，使機(jī)輪與臺(tái)面剛剛接觸作為基準(zhǔn)。

(2) 起落架機(jī)輪胎壓調(diào)試：輪胎充氣，通過(guò)氣壓表進(jìn)行胎壓的實(shí)時(shí)測(cè)量。在試驗(yàn)調(diào)試過(guò)程中，輪胎壓力采用0.2 MPa。

(3) 測(cè)力傳感器的調(diào)試：起落架落震試驗(yàn)中共安裝了6個(gè)測(cè)力傳感器，其中4個(gè)垂向傳感器測(cè)量垂向力， 因?yàn)槠鹇浼苈湔饡r(shí)同時(shí)存在垂向力、側(cè)向力和航向力，為了消除各向力之間的干擾，在測(cè)力平臺(tái)上設(shè)計(jì)了兩層導(dǎo)軌，通過(guò)測(cè)力平臺(tái)中的兩層導(dǎo)向滑軌，釋放相應(yīng)方向的自由度，使在測(cè)力平臺(tái)受到的各向內(nèi)力傳遞至相應(yīng)的測(cè)力傳感器上。將測(cè)力平臺(tái)安裝完畢后，對(duì)測(cè)力平臺(tái)各方向傳感器進(jìn)行調(diào)試。通過(guò)添加已知配重塊的質(zhì)量My，比較和傳感器測(cè)出的質(zhì)量Mc，δ1是配重質(zhì)量測(cè)量的相對(duì)誤差，對(duì)比數(shù)據(jù)見表1。

(4) 吊箱重心位移傳感器調(diào)試：目前市場(chǎng)上能夠滿足較大直線運(yùn)動(dòng)速度的直線位移傳感器較少，最終選定KPC-1000型直線位移傳感器，傳感器適應(yīng)的最大速度10 m/s，量程1 000 mm，試驗(yàn)要求最大速度3.46 m/s，量程550 mm，滿足試驗(yàn)要求。 通過(guò)將位移傳感器測(cè)量數(shù)據(jù)與直接測(cè)量數(shù)據(jù)進(jìn)行對(duì)比，滿足精度要求。對(duì)位移傳感器的調(diào)試，通過(guò)提升吊箱高度，并使用刻度尺進(jìn)行位移測(cè)量，對(duì)位移傳感器進(jìn)行校驗(yàn)。通過(guò)刻度尺量得位移Ly以及位移傳感器測(cè)得位移Lc進(jìn)行對(duì)比，驗(yàn)證位移傳感器測(cè)量準(zhǔn)確，δ2是配重質(zhì)量測(cè)量的相對(duì)誤差，對(duì)比數(shù)據(jù)見表1。

表1 試驗(yàn)調(diào)試數(shù)據(jù)表

由表1可知，力傳感器最大誤差為0.02%，位移傳感器最大誤差為0.1%，符合試驗(yàn)要求。

(5) 落震接地速度測(cè)試：機(jī)輪接地速度通過(guò)兩種方式進(jìn)行測(cè)量，第一種方式為通過(guò)吊箱提升高度進(jìn)行計(jì)算，另一種方式為通過(guò)位移傳感器所測(cè)得的數(shù)據(jù)進(jìn)行微分計(jì)算，以提升200 mm高度進(jìn)行落震試驗(yàn)為例，通過(guò)理論計(jì)算得到的落震速度為2.007 m/s, 通過(guò)對(duì)位移傳感器所得測(cè)的位移數(shù)據(jù)進(jìn)行微分計(jì)算，得到的落震速度為1.980 m/s, 兩者誤差為1.34%，符合試驗(yàn)要求。

通過(guò)對(duì)試驗(yàn)系統(tǒng)相關(guān)設(shè)備的調(diào)試，進(jìn)行相關(guān)的預(yù)試驗(yàn)分析，確定試驗(yàn)系統(tǒng)的測(cè)量數(shù)據(jù)符合精度要求，可以進(jìn)行下一步試驗(yàn)。

2 落震試驗(yàn)數(shù)據(jù)處理

2.1 數(shù)據(jù)計(jì)算方法

自變量數(shù)據(jù)包括起落架下降的投放高度H，投放質(zhì)量M，機(jī)輪帶轉(zhuǎn)或不帶轉(zhuǎn)。

投放高度H指機(jī)輪最下外緣距平臺(tái)的距離。它根據(jù)下沉速度決定，即：

(4)

式中：V為接地下沉速度；g為重力加速度。

有效投放質(zhì)量M指吊箱、夾具、起落架、配重及其附加重量集合的總落體質(zhì)量。

按下述公式關(guān)系計(jì)算有效投放質(zhì)量：

(5)

式中：M1為落震試驗(yàn)對(duì)應(yīng)當(dāng)量質(zhì)量；d為起落架整體重心位移。

起落架承受的最大地面垂直載荷Pmax與其停機(jī)載荷G的比值稱為起落架過(guò)載，對(duì)應(yīng)此起落架的停機(jī)載荷G=5 233 N，起落架過(guò)載影響結(jié)構(gòu)重量和乘員的舒適性[5]。起落架的過(guò)載可以定義為

(6)

吸收功量W1是垂向力在機(jī)輪剛開始受壓縮到最大壓縮量這段時(shí)間里所做的功，可以定義為

(7)

起落架效率系數(shù)表示減震器在最大壓縮量Smax和最大載荷Pmax的條件下，吸收撞擊能量的能力，可以定義為

(8)

吸收功量W1和投放功量W2的比值稱為落震系統(tǒng)效率[6]，可以定義為

(9)

2.2 落震試驗(yàn)測(cè)量數(shù)據(jù)及處理

垂向力F是指起落架機(jī)輪受到的最大的垂向力。文中論述的位移是起落架整體位移，它包括管簧的壓縮量和機(jī)輪的壓縮量，通過(guò)吊箱位移傳感器進(jìn)行測(cè)量，起落架垂向位移測(cè)試的起點(diǎn)在機(jī)輪接地時(shí)刻。垂向位移y是指起落架下落過(guò)程中起落架最大的垂向位移。管簧式起落架機(jī)輪不帶轉(zhuǎn)和帶轉(zhuǎn)數(shù)據(jù)見表2和表3。

表2 不帶轉(zhuǎn)數(shù)據(jù)表

由圖7可知，管簧式起落架機(jī)輪不帶轉(zhuǎn)時(shí)，當(dāng)投放高度增大時(shí)，輪胎所受的最大垂向力增長(zhǎng)速度先慢后快最后變慢。

由圖8可知，管簧式起落架機(jī)輪不帶轉(zhuǎn)時(shí)當(dāng)投放高度增大時(shí)，起落架的垂向變形近似成比例的增大。

由圖9可知，管簧式起落架機(jī)輪帶轉(zhuǎn)時(shí)當(dāng)投放高度增大時(shí)，輪胎所受的最大垂向力增長(zhǎng)速度先慢后快。

圖7 投放高度-垂向力圖

圖8 投放高度-垂向變形圖

表3 帶轉(zhuǎn)數(shù)據(jù)表

圖9 投放高度-垂向力圖

由圖10可知，管簧式起落架機(jī)輪帶轉(zhuǎn)時(shí)當(dāng)投放高度增大時(shí)，起落架的垂向變形的近似成比例的增大。

由圖11可知，在下落高度H一定的情況下，管簧式起落架機(jī)輪帶轉(zhuǎn)和不帶轉(zhuǎn)時(shí)所受的垂向力大小相似，同一工況下垂向力大小差距不超過(guò)3%。

圖10 投放高度-垂向變形圖

圖11 投放高度-垂向力圖

由圖12可知，在飛機(jī)起落架的下落高度H一定的情況下，機(jī)輪帶轉(zhuǎn)時(shí)起落架的垂向變形大于機(jī)輪不帶轉(zhuǎn)時(shí)的起落架垂向變形，對(duì)應(yīng)相同的下落高度，機(jī)輪帶轉(zhuǎn)時(shí)的起落架垂向變形比機(jī)輪不帶轉(zhuǎn)時(shí)起落架垂向變形高16%左右。

圖12 投放高度-垂向變形圖

因?yàn)闄C(jī)輪帶轉(zhuǎn)時(shí)，起落架系統(tǒng)的總能量有系統(tǒng)的重力勢(shì)能和機(jī)輪轉(zhuǎn)動(dòng)的動(dòng)能，機(jī)輪不帶轉(zhuǎn)時(shí)，起落架系統(tǒng)的總能量只有系統(tǒng)的重力勢(shì)能，對(duì)應(yīng)于相同的下落高度，機(jī)輪帶轉(zhuǎn)和不帶轉(zhuǎn)對(duì)應(yīng)的起落架系統(tǒng)的重力勢(shì)能相同，所以對(duì)應(yīng)于相同的下落高度，機(jī)輪帶轉(zhuǎn)時(shí)的起落架系統(tǒng)的總能量大于機(jī)輪不帶轉(zhuǎn)時(shí)起落架系統(tǒng)的總能量。從起落架落下，到機(jī)輪壓縮至最大位移處，系統(tǒng)的總能量轉(zhuǎn)化為系統(tǒng)的彈性勢(shì)能和摩擦力做功產(chǎn)生的內(nèi)能，彈性勢(shì)能對(duì)應(yīng)起落架的垂向位移。

而當(dāng)機(jī)輪帶轉(zhuǎn)時(shí)，由于機(jī)輪的轉(zhuǎn)動(dòng)，所以機(jī)輪受到的側(cè)向力相對(duì)較小，摩擦力做的功也較小。所以機(jī)輪帶轉(zhuǎn)時(shí)，最后轉(zhuǎn)化的彈性勢(shì)能多，故起落架的垂向位移大。

由表4可知，在下落高度低于294 mm時(shí)，帶轉(zhuǎn)時(shí)的起落架過(guò)載大于不帶轉(zhuǎn)時(shí)的起落架過(guò)載，在下落高度大于294 mm時(shí)，帶轉(zhuǎn)時(shí)的起落架過(guò)載小于不帶轉(zhuǎn)時(shí)的起落架過(guò)載，在下降高度為247 mm時(shí)，兩者差距最大為3.7%，過(guò)載最大值為3.77。

表4 起落架的過(guò)載數(shù)據(jù)表

由表5和表6可知，管簧式起落架效率系數(shù)在41%以上，最大值為47.1%，落震系統(tǒng)效率在92%以上，最大值為97.5%。

表5 機(jī)輪不帶轉(zhuǎn)時(shí)效率系數(shù)和吸收率

表6 機(jī)輪帶轉(zhuǎn)時(shí)效率系數(shù)和吸收率

圖13和圖14是起落架下落高度343 mm，機(jī)輪帶轉(zhuǎn)時(shí)的工況數(shù)據(jù)圖，Z為起落架機(jī)輪的壓縮量，mm，T為時(shí)間，ms。從功量圖中可知，最大垂向力大約18 000 N，最大垂向位移大約240 mm。從垂向力圖中可以讀出垂向力隨時(shí)間的變化，觀察垂向力變化的趨勢(shì)，可以發(fā)現(xiàn)機(jī)輪在工作臺(tái)面彈起3次，垂向力峰值在18 000 N左右。

圖13 功量圖

圖14 垂向力圖

3 結(jié) 論

(1) 通過(guò)對(duì)應(yīng)參數(shù)的試驗(yàn)調(diào)試，滿足試驗(yàn)精度要求，成功地進(jìn)行了管簧式起落架落震試驗(yàn)，并獲得了可靠有效的實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)。

(2) 管簧式起落架機(jī)輪帶轉(zhuǎn)時(shí)當(dāng)投放高度增大時(shí)，輪胎所受的最大垂向力增長(zhǎng)速度先慢后快。管簧式起落架機(jī)輪不帶轉(zhuǎn)時(shí)，當(dāng)投放高度增大時(shí)，輪胎所受的最大垂向力增長(zhǎng)速度先慢后快最后變慢。不論管簧式起落架機(jī)輪是非帶轉(zhuǎn)，投放高度增大時(shí)，起落架的垂向變形近似成比例的增大。

(3) 在下落高度H一定的情況下，起落架機(jī)輪帶轉(zhuǎn)和不帶轉(zhuǎn)時(shí)所受的垂向力的大小相似，誤差在3%左右，機(jī)輪帶轉(zhuǎn)時(shí)的垂向變形都比不帶轉(zhuǎn)時(shí)高30 mm左右，管簧式起落架機(jī)輪帶轉(zhuǎn)參數(shù)會(huì)影響機(jī)輪的垂向變形。

(4) 管簧式起落架在下落高度低于294 mm時(shí)，帶轉(zhuǎn)時(shí)過(guò)載大于不帶轉(zhuǎn)時(shí)過(guò)載，在下落高度大于294 mm時(shí)，帶轉(zhuǎn)時(shí)過(guò)載小于不帶轉(zhuǎn)時(shí)過(guò)載，在下降高度為247 mm時(shí)，兩者差距最大為3.7%，過(guò)載最大值為3.77。管簧式起落架效率系數(shù)在41%以上，最大值為47.1%，落震系統(tǒng)效率在92%以上，最大值為97.5%。

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Drop test and analysis of the landing gear of the tube spring

JIA Yuhong, XIA Tao, SONG Rui

(School of Aeronautic Science and Engineering, Beihang University, Beijing 100191, China)

In order to get the characteristics of the landing performance of a pipe spring landing gear, we designed a test to obtain the relevant parameters of the drop shock. At the same time, we designed the system of the drop test, and determined the feasibility of the operating system of the drop test by the test of landing gear system. By changing the drop height and delivery quality and machine wheel rotation speed and other parameters, we could get the variation law of the maximum vertical displacement of the wheel and the maximum vertical displacement of the landing gear and the related parameters. This work provides references for landing gear design.

landing gear; drop test; landing performance; maximum vertical force; maximum vertical displacement

2015-10-14 修改稿收到日期：2016-03-01

賈玉紅 女，博士，教授，1966年生

夏濤 男，碩士，1992年生

V216

A

10.13465/j.cnki.jvs.2017.08.034