宋卓異，尹 強(qiáng)，羊 柳，聶守成

(南京理工大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院， 南京 210094)

1 引言

高平機(jī)是火炮高低機(jī)和液體氣壓式平衡機(jī)的合稱，具有賦予火炮高低射角、平衡起落部分重力及承受火炮射擊載荷等功能，同時(shí)由于其結(jié)構(gòu)緊湊、操作便利的優(yōu)點(diǎn)，獲得了廣泛的應(yīng)用[1-2]。車載火炮、自行火炮等多采用電液系統(tǒng)驅(qū)動(dòng)高平機(jī)完成俯仰調(diào)炮任務(wù)，大大提高了火炮操瞄的自動(dòng)化程度，提升了火炮的火力機(jī)動(dòng)性和反應(yīng)能力。高平機(jī)調(diào)炮系統(tǒng)性能優(yōu)劣直接決定了火炮調(diào)炮的速度、精度、穩(wěn)定性與可靠性。因此，分析高平機(jī)調(diào)炮過程的動(dòng)態(tài)特性具有重要的實(shí)際意義。

基于軟件接口的多領(lǐng)域建模與仿真方法是機(jī)電液一體化仿真方法的一種，依靠軟件將不同學(xué)科領(lǐng)域的模型組裝成一個(gè)整體模型進(jìn)行研究，獲得系統(tǒng)整體的運(yùn)動(dòng)特性，顯著提升設(shè)計(jì)效率，便于多方位分析與調(diào)試。文獻(xiàn)[3]中利用ADAMS和AMEsim構(gòu)建了某火炮藥協(xié)調(diào)器液壓系統(tǒng)仿真模型并以ADAMS為主程序進(jìn)行交互仿真，反映了實(shí)際系統(tǒng)的運(yùn)動(dòng)特性。文獻(xiàn)[4]中通過多個(gè)軟件建立了某型飛機(jī)起落架機(jī)電液一體化模型并依靠此模型進(jìn)行了起落架的靈敏度與可靠性分析。文獻(xiàn)[5]中利用RecurDyn、AMESim和Simulink建立了自動(dòng)供輸彈系統(tǒng)機(jī)電液一體化模型并依據(jù)實(shí)驗(yàn)測(cè)試數(shù)據(jù)驗(yàn)證了模型的合理性與正確性，為復(fù)雜機(jī)電液一體化建模提供了參考。文獻(xiàn)[6]中利用原理級(jí)建模對(duì)某火箭炮高低機(jī)三腔油缸進(jìn)行了聯(lián)合仿真研究，反映了三腔油缸的運(yùn)動(dòng)學(xué)響應(yīng)與液壓參數(shù)變化。

高平機(jī)俯仰調(diào)炮系統(tǒng)是一個(gè)典型的機(jī)電液耦合系統(tǒng)，具有結(jié)構(gòu)復(fù)雜、負(fù)載慣量大、精度要求高等特點(diǎn)。近年來，國(guó)內(nèi)對(duì)于此類系統(tǒng)的仿真進(jìn)行了一定的研究。文獻(xiàn)[7]中通過機(jī)理建模的方法獲得了車載炮電液位置伺服系統(tǒng)的狀態(tài)方程來進(jìn)行系統(tǒng)的動(dòng)態(tài)分析，刻畫出了上下調(diào)炮的動(dòng)態(tài)特性。但由于傳遞函數(shù)或狀態(tài)空間方程自身的局限性，只能針對(duì)特定工況分析，造成機(jī)電液系統(tǒng)復(fù)雜化設(shè)計(jì)或多角度故障分析時(shí)較難匹配的問題。而一體化仿真不僅能獲得系統(tǒng)完整的運(yùn)動(dòng)特性，而且由于利用了各領(lǐng)域軟件的求解器，還能加快故障仿真速度，提升故障仿真精度，顯著提高故障模擬和分析的效率。

對(duì)某火炮高平機(jī)調(diào)炮系統(tǒng)的原理和部件功能進(jìn)行了分析，在3個(gè)軟件中分別建立了機(jī)械系統(tǒng)、液壓系統(tǒng)及控制系統(tǒng)模型，利用基于軟件接口的機(jī)電液一體化仿真技術(shù)建立了高平機(jī)調(diào)炮系統(tǒng)的一體化仿真模型，并利用實(shí)驗(yàn)進(jìn)行了驗(yàn)證。

2 高平機(jī)調(diào)炮系統(tǒng)工作原理與建模方法

2.1 系統(tǒng)工作原理

高平機(jī)調(diào)炮系統(tǒng)主要由機(jī)械系統(tǒng)、控制系統(tǒng)及液壓系統(tǒng)3部分組成。機(jī)械系統(tǒng)主要由左右高平機(jī)、火炮身管、搖架、上架及主耳軸等組成?？刂葡到y(tǒng)主要由火控計(jì)算機(jī)、液壓控制箱及火炮高低傳信儀等組成。液壓系統(tǒng)主要由電機(jī)、齒輪泵、過濾器、溢流閥、伺服比例閥、雙向平衡閥、蓄能器、高平機(jī)油缸及管路等液壓輔件組成。左右高平機(jī)由電液伺服比例閥驅(qū)動(dòng)，傳信儀實(shí)時(shí)反饋身管位置，電控系統(tǒng)向比例伺服閥發(fā)送控制信息，閥芯根據(jù)控制信息實(shí)時(shí)切換位置，控制液壓油流速，將液壓動(dòng)力傳遞到高平機(jī)內(nèi)，高平機(jī)推動(dòng)火炮起落部分繞火炮耳軸旋轉(zhuǎn)。圖1為高平機(jī)俯仰調(diào)炮系統(tǒng)示意圖。

圖1 高平機(jī)俯仰調(diào)炮系統(tǒng)示意圖Fig.1 Schematic block diagram of pitching gun adjusting system of elevating equilibrator

2.2 高平機(jī)結(jié)構(gòu)描述

火炮高平機(jī)結(jié)構(gòu)如圖2所示，主要由高平機(jī)油缸桿和高平機(jī)油缸筒組成，油缸筒上支點(diǎn)與火炮搖架鉸接，油缸桿下支點(diǎn)與火炮上架鉸接。缸筒可分為外筒、內(nèi)筒及中筒，三筒形成3個(gè)液腔，分別為A腔上行腔、B腔下行腔及C腔平衡腔[8]，2個(gè)高平機(jī)每個(gè)腔左右對(duì)稱且由油管聯(lián)通，通過控制高低壓油液進(jìn)出A、B腔來實(shí)現(xiàn)火炮高低調(diào)炮，蓄能器與C腔相連，利用氣液平衡方式提供平衡力矩。

圖2 高平機(jī)結(jié)構(gòu)示意圖Fig.2 Structural drawing of elevating equilibrator

基于高平機(jī)結(jié)構(gòu)可得A、B及C腔的工作體積大小為，Dm、D0及dm分別為中筒外徑、外筒內(nèi)徑及內(nèi)筒外徑。

(1)

(2)

(3)

式中：x為高平機(jī)位移；V01、V02及V03分別為高平機(jī)A、B及C腔的初始體積。

囊式蓄能器利用囊內(nèi)氣體的可壓縮性工作，氣體的壓力和蓄能器內(nèi)的油液壓力處于動(dòng)平衡。氣體壓力變化遵循波義耳定律：

p·Vn=Constant

(4)

則有

(5)

式中：p0為蓄能器充氣壓力；V0為蓄能器初始容積；Vc0充液后氣體容積；F3為平衡力。由式(5)可得高平機(jī)上行與下行腔流量特性方程

(6)

(7)

可得動(dòng)力學(xué)方程

(8)

式中：βe為油液剛度；Cip為內(nèi)泄漏系數(shù)；Cep為外泄漏系數(shù)；F為負(fù)載力；mt為等效質(zhì)量；B為阻尼系數(shù)。

2.3 雙向平衡閥結(jié)構(gòu)描述

平衡閥適用于要求負(fù)載平穩(wěn)運(yùn)動(dòng)的工況，對(duì)超速運(yùn)動(dòng)有很高的敏感性，是平衡回路中最重要的液壓元件之一[9-10]。

高平機(jī)液壓平衡回路中采用三口的先導(dǎo)式平衡閥，是一種可調(diào)節(jié)閥(先導(dǎo)油液輔助開啟)，允許自由口②到負(fù)載口①單向流通，截止油液逆向流通，只有先導(dǎo)壓力作用于先導(dǎo)口③，推動(dòng)平衡腔彈簧，①口到②才逆向流通回油。2個(gè)平衡閥相互連接即構(gòu)成了雙向平衡閥。圖3為雙向平衡所在液壓系統(tǒng)原理圖。

圖3 雙向平衡閥原理示意圖Fig.3 Schematic diagram of bidirectional balance valve

火炮上行時(shí)平衡閥芯流量方程

(9)

平衡閥芯受力方程

(10)

式中：Cd為流量系數(shù)；ω為閥口面積梯度；pr為回油壓力；Az2為先導(dǎo)口面積；AzL為彈簧腔面積；K為彈簧剛度系數(shù)；x0為彈簧預(yù)壓縮量；x3為平衡閥閥芯位移；mz為閥芯質(zhì)量；Bz為閥芯阻尼系數(shù)。

2.4 系統(tǒng)建模方法

高平機(jī)調(diào)炮系統(tǒng)是復(fù)雜的機(jī)電液一體化系統(tǒng)，涉及多個(gè)領(lǐng)域，依靠單學(xué)科領(lǐng)域仿真易忽視系統(tǒng)整體運(yùn)動(dòng)特性。多領(lǐng)域建模與仿真方法利用專用軟件間的集成接口，實(shí)現(xiàn)數(shù)據(jù)的多向傳遞和耦合系統(tǒng)間的交互仿真，實(shí)現(xiàn)從多學(xué)科、多角度分析高平機(jī)調(diào)炮系統(tǒng)，彌補(bǔ)單一分析帶來的局限性。

選擇ADAMS-AMESim-Simulink進(jìn)行系統(tǒng)建模與仿真，流程為在三維建模軟件中依據(jù)實(shí)物尺寸建立高平機(jī)調(diào)炮系統(tǒng)的機(jī)械模型，再將其導(dǎo)入到ADAMS中建立動(dòng)力學(xué)模型。在AMESim中建立液壓系統(tǒng)模型，在Simulink中建立控制系統(tǒng)模型。根據(jù)耦合關(guān)系建立輸入輸出變量，利用接口技術(shù)將各子模塊集成至Simulink仿真平臺(tái)上。其中動(dòng)力學(xué)模型的輸入變量為左右高平機(jī)驅(qū)動(dòng)力，輸出變量為高平機(jī)位移和火炮射角。液壓模型的輸入變量為高平機(jī)位移，輸出變量為驅(qū)動(dòng)力。Simulink的輸入變量為火炮射角，輸出變量為控制信號(hào)，一體化仿真輸入輸出關(guān)系如圖4所示。

圖4 一體化仿真輸入輸出關(guān)系框圖Fig.4 Input-output diagramofintegrated simulation

3 高平機(jī)調(diào)炮系統(tǒng)建模

3.1 基本假設(shè)

1) 組成機(jī)械系統(tǒng)的運(yùn)動(dòng)部件均為剛體，動(dòng)作過程中無形變。

2) 運(yùn)動(dòng)前，火炮起落部分和高平機(jī)處于靜止?fàn)顟B(tài)，火炮身管與限位塊間的碰撞為彈性碰撞，等效為彈簧阻尼模型。

3) 不考慮液壓系統(tǒng)與外界的傳熱過程。

3.2 動(dòng)力學(xué)建模

根據(jù)實(shí)際機(jī)械系統(tǒng)在ADAMS中建立動(dòng)力學(xué)模型如圖5所示，相應(yīng)的拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)如圖6所示。J1表示上架與大地間為固連關(guān)系，J2表示上架與高平機(jī)中筒下耳軸間為相對(duì)旋轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)關(guān)系，繞下耳軸軸線旋轉(zhuǎn)。J3表示高平機(jī)中筒與高平機(jī)內(nèi)外筒間為相對(duì)直線運(yùn)動(dòng)關(guān)系，高平機(jī)內(nèi)外筒沿軸線方向伸縮。J4表示高平機(jī)上耳軸與搖架及起落部分間為相對(duì)旋轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)，繞上耳軸軸線旋轉(zhuǎn)。J5表示上架與搖架及起落部分主耳軸間為旋轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng)關(guān)系，搖架及起落部分繞主耳軸旋轉(zhuǎn)。

圖5 動(dòng)力學(xué)模型示意圖Fig.5 Dynamic model diagram

圖6 高平機(jī)機(jī)械系統(tǒng)拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)框圖Fig.6 Topological structure diagram of mechanical system of elevating equilibrator

3.3 液壓系統(tǒng)建模

高平機(jī)液壓系統(tǒng)模型主要包括高平機(jī)三腔油缸子模型、蓄能器聯(lián)通平衡腔回路子模型、雙向平衡閥回路子模型等。高平機(jī)三腔油缸是典型的非標(biāo)準(zhǔn)液壓元件，在AMESim中無標(biāo)準(zhǔn)模型使用，采用HCD元件庫(kù)中的元器件建立高平機(jī)油缸模型。平衡腔回路則利用理想壓力源、電磁球閥模型及標(biāo)準(zhǔn)蓄能器模型進(jìn)行建模。雙向平衡閥同樣為非標(biāo)準(zhǔn)液壓元件，根據(jù)工作原理在AMESim中對(duì)其進(jìn)行建模。如圖7所示，標(biāo)識(shí)1與伺服閥B口連接，標(biāo)識(shí)2與高平機(jī)A腔連接，標(biāo)識(shí)3與高平機(jī)B腔連接，標(biāo)識(shí)4與伺服閥A口連接。雙向平衡閥模型工作狀態(tài)為：火炮上行時(shí)，4口進(jìn)油推開上行單向閥芯并分油打開下行平衡閥芯；火炮下行時(shí)，1口進(jìn)油推開下行單向閥芯并分油打開上行平衡閥芯。液壓系統(tǒng)模型液路如圖8所示，主要參數(shù)設(shè)置見表1所示。

表1 液壓系統(tǒng)主要參數(shù)設(shè)置Table 1Main parameter setting of hydraulic system

圖7 雙向平衡閥模型液路圖Fig.7 Model diagram of bidirectional balance valve

1.電機(jī);2.泵;3.溢流閥;4.理想壓力源;5.充液球閥;6.單向閥;7.控制模塊;8.伺服比例閥;9.油液屬性模塊;10.左高平機(jī)雙向平衡閥;11.右高平機(jī)雙向平衡閥;12.放液球閥;13.蓄能器;14.左高平機(jī)油缸;15.力傳感器;16.位移傳感器;17.右高平機(jī)油缸;18.機(jī)械系統(tǒng)模塊

4 一體化仿真與試驗(yàn)驗(yàn)證

為保證機(jī)電液一體化模型的正確性和精度，本研究采用實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)與仿真結(jié)果對(duì)比校核的方法來驗(yàn)證仿真模型。相關(guān)實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)在某火炮高平機(jī)電液系統(tǒng)實(shí)驗(yàn)臺(tái)架上采得，包括火炮射角位移，高平機(jī)油缸上行腔和下行腔的壓力等。射角位移由高低傳信儀測(cè)得，高平機(jī)油缸壓力由ISPH-250/C-D-CE-E型壓力傳感器獲得，二者均由控制器實(shí)時(shí)采集并發(fā)送給上位機(jī)，采集頻率為0.1 kHz，如圖9所示。

圖9 實(shí)驗(yàn)設(shè)備及原理圖Fig.9 Experimental equipment and schematic diagram

實(shí)驗(yàn)測(cè)試分為兩種工況，第1種工況是500 mil調(diào)炮，即向伺服閥發(fā)送4.6%的開口命令，火炮身管從限位處上行至500 mil，控制系統(tǒng)判斷到位后，發(fā)送信號(hào)關(guān)閉伺服閥。再發(fā)送-4.6%的開口命令，火炮從500 mil下行至限位處。第2種工況是750 mil調(diào)炮，與第1種工況不同的是發(fā)送±9.2%的開口命令，其他相同。

仿真實(shí)驗(yàn)中設(shè)置與實(shí)驗(yàn)相同的指令，采集ADAMS輸出的射角位移，AMESim油缸模型輸出的A、B、C腔壓力。Simulink采用固定步長(zhǎng)的Ode3求解器，其余軟件采用各自的通用求解器。

調(diào)炮500 mil和750 mil的實(shí)測(cè)射角曲線與模型仿真射角曲線分別如圖10和圖11所示，表2為實(shí)測(cè)與仿真的對(duì)比結(jié)果，從最大位移誤差、平均誤差及標(biāo)準(zhǔn)差的值可看出仿真結(jié)果與實(shí)測(cè)結(jié)果是十分接近，模型具有較高的可信度。

圖10 500 mil實(shí)測(cè)與仿真射角曲線Fig.10 Measured and simulated firing angle curve of 500 mil

圖11 750 mil實(shí)測(cè)與仿真射角曲線Fig.11 Measured and simulated firing angle curve of 750 mil

表2 實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)與仿真結(jié)果對(duì)比Table 2 Comparison between measured and simulation results

圖12為上行下行500 mil實(shí)測(cè)得到的高平機(jī)A、B腔壓力變化曲線，圖13為仿真的A、B腔壓力變化曲線，圖14為仿真蓄能器壓力變化曲線，因仿真時(shí)前2.5 s為蓄能器蓄能時(shí)間，所以實(shí)際控制系統(tǒng)從2.5 s發(fā)出命令。前2.5 s火炮身管抵在0度限位上，A、B腔壓力表現(xiàn)為鎖緊壓力，多次實(shí)驗(yàn)表明B腔鎖緊壓力在6～8 MPa內(nèi)變化，A腔鎖緊壓力在0～2 MPa內(nèi)變化。從其中可以看到，啟停時(shí)壓力驟然上升并后續(xù)出現(xiàn)一定波動(dòng)，這是由于啟停信號(hào)為階躍形式且起落部分慣量很大，在火炮身管啟停時(shí)出現(xiàn)一定的壓力沖擊現(xiàn)象。而仿真壓力則相對(duì)理想化，壓力趨勢(shì)相同但后續(xù)壓力波動(dòng)頻次較短，圖14中可看出當(dāng)高平機(jī)下行時(shí)A、B壓力在1.2 MPa左右變化時(shí)，蓄能器壓力僅變化了0.1 MPa，體現(xiàn)了蓄能器的吸振緩沖作用，提供的平衡力相對(duì)穩(wěn)定?；鹋谏闲袝r(shí)重力矩逐漸減小，下行時(shí)重力矩逐漸增大，蓄能器壓力與其變化趨勢(shì)相同，起到平衡重力矩的作用?？梢钥闯觯谄胶饬ψ饔孟?，火炮身管上行下行運(yùn)動(dòng)過程中A、B腔壓力較為平直，說明負(fù)載力矩在小范圍內(nèi)變化，平衡腔工作效果良好。

圖12 實(shí)測(cè)高平機(jī)油缸壓力變化曲線Fig.12 Measured pressure variation curve of oil cylinder of elevating equilibrator

圖13 仿真高平機(jī)油缸壓力變化曲線Fig.13 Simulation of pressure variation curve of oil cylinder of elevating equilibrator

圖14 仿真蓄能器壓力變化曲線Fig.14 Simulated accumulator pressure variation curve

由圖12和圖13可知，仿真得到的壓力曲線與實(shí)測(cè)結(jié)果的變化規(guī)律一致，仿真調(diào)炮上下行A、B腔的穩(wěn)定壓力與實(shí)際差值小于0.5 MPa，說明該模型能反映出系統(tǒng)的真實(shí)運(yùn)動(dòng)特性。

5 故障仿真分析

實(shí)際系統(tǒng)應(yīng)用過程中最常出現(xiàn)的故障是調(diào)炮時(shí)身管的抖振。理論上，雙向平衡閥參數(shù)設(shè)置不當(dāng)會(huì)引起調(diào)炮抖振，但進(jìn)行此故障定位卻較為困難。若平衡閥原本設(shè)置無誤而又改變了其參數(shù)，不僅改變了系統(tǒng)狀態(tài)而又費(fèi)時(shí)費(fèi)力。以此狀況為例，利用仿真模型分析左右高平機(jī)兩側(cè)的雙向平衡閥設(shè)定開啟壓力不一致時(shí)的系統(tǒng)特性，通過與正常調(diào)炮和油液含氣時(shí)調(diào)炮的系統(tǒng)特性對(duì)比來進(jìn)行故障定位。

以調(diào)炮上行500 mil過程為例，左高平機(jī)下行平衡閥預(yù)壓縮量增大至1.6 mm，右高平機(jī)下行平衡閥保持1.3 mm不變，其他參數(shù)不變，仿真開啟壓力不一致導(dǎo)致的抖振故障；作為對(duì)比，油液含氣量從0.1%增大至1.5%，其他參數(shù)不變，仿真油液含氣導(dǎo)致的抖振故障。最后得到的調(diào)炮速度曲線如圖15所示，左高平機(jī)油缸和右高平機(jī)油缸A、B腔壓力變化曲線如圖16～圖18所示。由圖15中可看出，油液含氣時(shí)調(diào)炮，啟動(dòng)時(shí)油液供應(yīng)緩慢，A腔壓力僅能達(dá)到1 MPa，身管在3 mil左右波動(dòng)，圖18中可看出，直到1 s后壓力才上升，身管加速上升時(shí)壓力出現(xiàn)低頻波動(dòng)，A腔壓力在4～6 MPa變化，B腔壓力在1～5 MPa變化，速度的最大突變值在60 mil/s左右，但身管振蕩時(shí)間較短，后趨于穩(wěn)定。

圖15 調(diào)炮速度曲線Fig.15 Gun adjustment speed curve

相比之下，兩側(cè)平衡閥開啟壓力不一致時(shí)，調(diào)炮速度出現(xiàn)了持續(xù)性的高頻次的波動(dòng)，范圍在20～40 mil/s，也就是調(diào)炮時(shí)身管持續(xù)出現(xiàn)明顯的抖振。從圖16～圖17中可看出，左高平機(jī)平衡閥設(shè)定壓力偏大導(dǎo)致左右高平機(jī)的壓力均出現(xiàn)波動(dòng)，最高達(dá)到5 MPa，且左高平機(jī)的壓力波動(dòng)的幅值相較右高平機(jī)高，即身管兩側(cè)受力很不均勻，這種情況調(diào)炮時(shí)不僅會(huì)影響調(diào)炮的速度、精度，發(fā)出較大的噪聲，還易損壞機(jī)械及液壓元器件。仿真中兩邊平衡閥設(shè)定壓力差值越大，壓力、速度波動(dòng)越大，調(diào)炮時(shí)身管抖振也就越大。當(dāng)實(shí)際調(diào)炮過程出現(xiàn)上述特性變化時(shí)，測(cè)試后即可進(jìn)行故障定位，檢驗(yàn)平衡閥問題，省時(shí)省力。

圖16 平衡閥故障下左高平機(jī)壓力變化曲線Fig.16 Pressure change curve of left elevating equilibrator under balance valve fault

圖17 平衡閥故障下右高平機(jī)壓力變化曲線Fig.17 Pressure change curve of rightelevating equilibrator under balance valve fault

圖18 油液含氣故障下高平機(jī)壓力變化曲線Fig.18 Pressure variation curve of elevating equilibrator under oil gas fault

6 結(jié)論

1) 對(duì)火炮高平機(jī)俯仰調(diào)炮系統(tǒng)進(jìn)行了分析，利用軟件ADAMS、AMESim和Simulink建立了高平機(jī)調(diào)炮系統(tǒng)的機(jī)電液一體化模型并進(jìn)行了仿真。仿真結(jié)果與實(shí)際測(cè)試結(jié)果對(duì)比顯示，調(diào)炮的最大位移誤差、平均誤差及誤差的標(biāo)準(zhǔn)差均在較小的范圍內(nèi)，高平機(jī)壓力大小及變化趨勢(shì)與實(shí)際吻合，表明該模型有較高的可信度。為進(jìn)一步研究整體系統(tǒng)的動(dòng)態(tài)特性及控制算法應(yīng)用奠定了基礎(chǔ)。

2) 以此模型為基礎(chǔ)，分析了左右高平機(jī)兩側(cè)平衡閥設(shè)定壓力不一致時(shí)的系統(tǒng)動(dòng)態(tài)特性變化，得出結(jié)論：兩者設(shè)定壓力差較小時(shí)對(duì)系統(tǒng)影響較小，而當(dāng)一側(cè)平衡閥預(yù)緊量增加至1.5～1.6 mm時(shí)，調(diào)炮速度、位移及高平機(jī)A、B腔壓力出現(xiàn)波動(dòng)，且隨著預(yù)緊量增加，波動(dòng)越劇烈，對(duì)系統(tǒng)造成的危害越大，實(shí)際使用中應(yīng)盡量避免這種情況。

3) 對(duì)比分析了無故障和出現(xiàn)油液含氣故障和平衡閥故障時(shí)的調(diào)炮速度和壓力變化，表明以一體化模型為主的故障仿真可以為實(shí)際系統(tǒng)的快速故障定位提供參考，為故障診斷提供樣本和理論基礎(chǔ)。