趙峰，龍江，王智龍，林青松

(中國(guó)民用航空飛行學(xué)院，四川廣漢 618300)

0 前言

SR20飛機(jī)是美國(guó)設(shè)計(jì)的一款小型活塞螺旋槳式飛機(jī)，主要用于飛行員訓(xùn)練和執(zhí)行相關(guān)通航任務(wù)。截至到目前，某飛行訓(xùn)練單位的SR20飛機(jī)機(jī)隊(duì)規(guī)模已經(jīng)達(dá)到150多架，承擔(dān)著十分龐大的訓(xùn)練任務(wù)。因SR20飛機(jī)減振器是時(shí)壽件，所以該飛行訓(xùn)練單位每年需要花費(fèi)大量資金更換減振器。為了降低維修成本，縮短維修周期，該飛行訓(xùn)練單位計(jì)劃研制減振器國(guó)產(chǎn)替代件緩解現(xiàn)狀，此舉也能夠?yàn)橹髧?guó)內(nèi)飛行訓(xùn)練單位節(jié)省大量的經(jīng)濟(jì)成本和時(shí)間成本。在減振器設(shè)計(jì)研發(fā)過(guò)程中，結(jié)構(gòu)參數(shù)的改變對(duì)于其動(dòng)態(tài)性能的影響非常大，因此在減振器設(shè)計(jì)過(guò)程中選擇合適的結(jié)構(gòu)參數(shù)是極其關(guān)鍵的一環(huán)。隨著計(jì)算機(jī)技術(shù)的不斷發(fā)展，采用計(jì)算機(jī)手段對(duì)減振器進(jìn)行研制開(kāi)發(fā)已經(jīng)成為當(dāng)前的主流趨勢(shì)，這對(duì)國(guó)產(chǎn)減振器替換件的設(shè)計(jì)開(kāi)發(fā)具有重要意義。

20世紀(jì)60年代，美國(guó)密歇根大學(xué)的LANG教授最先開(kāi)始進(jìn)行減振器研究[1]，提出用計(jì)算機(jī)仿真技術(shù)對(duì)減振器建立整體化參數(shù)模型。之后，針對(duì)減振器參數(shù)過(guò)多、計(jì)算模型復(fù)雜的問(wèn)題，KARADAYI、 MASADA[2]提出了等效參數(shù)化計(jì)算模型。2015年BHIUNGADE等[3]探究了油液流動(dòng)速度對(duì)減振器阻尼力的影響，利用流體力學(xué)仿真模型建立三維減振器物理模型，模擬油液流動(dòng)情況，最終得到減振器內(nèi)部油液流動(dòng)速率越快，減振器產(chǎn)生的阻尼力越大。該研究為之后的減振器的空間設(shè)計(jì)提供了一定的理論參考。國(guó)內(nèi)對(duì)于減振器的研究起步比較晚。2020年，廣東工業(yè)大學(xué)的陳鑒超[4]以汽車(chē)筒式減振器為研究對(duì)象，在前人研究的基礎(chǔ)上，針對(duì)流固耦合仿真方法和分段工況進(jìn)行研究。2021年，中國(guó)礦業(yè)大學(xué)的謝方偉等[5]以可調(diào)阻尼器中的比例閥為對(duì)象展開(kāi)相關(guān)研究。西南交通大學(xué)的黃彩虹等[6]于2021年針對(duì)高速列車(chē)的抗蛇行減振器進(jìn)行了簡(jiǎn)化物理參數(shù)模型。由于傳統(tǒng)減振器物理參數(shù)模型過(guò)于復(fù)雜，因此基于Kasteel復(fù)雜數(shù)學(xué)模型對(duì)阻尼閥和單向閥進(jìn)行合理簡(jiǎn)化。在低錐度工況下，簡(jiǎn)化物理模型與試驗(yàn)結(jié)果非常接近；而高錐度工況下，由于頻率的增加，油液溫度會(huì)對(duì)減振器的動(dòng)態(tài)性能產(chǎn)生比較大的影響。

綜上可知，目前國(guó)內(nèi)外學(xué)者已經(jīng)對(duì)汽車(chē)減振器的動(dòng)態(tài)性能進(jìn)行了大量研究，無(wú)論是摩托車(chē)、汽車(chē)還是鐵路機(jī)車(chē)領(lǐng)域均有大量研究為減振器的設(shè)計(jì)提供理論基礎(chǔ)。但是對(duì)于SR20前起落架減振器，國(guó)內(nèi)相關(guān)研究較少。這是因?yàn)镾R20飛機(jī)上使用的油氣式減振器結(jié)構(gòu)較為復(fù)雜，并且其中填充的大量氣體給仿真計(jì)算增加一定的難度。同時(shí)因?yàn)镾R20減振器技術(shù)保密性的原則，導(dǎo)致國(guó)內(nèi)對(duì)于其資料掌握較少，SR20減振器的試驗(yàn)方法尚未完善，SR20減振器結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)存在一定的難度。但是隨著仿真技術(shù)的不斷發(fā)展，為SR20減振器國(guó)產(chǎn)件的設(shè)計(jì)研發(fā)提供了新的思路和方法。為了研究結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)SR20前起落架減振器動(dòng)態(tài)性能的影響，本文作者對(duì)其內(nèi)部結(jié)構(gòu)、工作原理以及動(dòng)態(tài)性能進(jìn)行分析，建立三維減振器內(nèi)部流場(chǎng)仿真模型，運(yùn)用計(jì)算流體力學(xué)仿真分析減振器在不同工況下的流場(chǎng)分布規(guī)律，并與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，驗(yàn)證仿真模型的正確性。運(yùn)用該仿真模型研究減振器常通孔直徑、導(dǎo)油槽寬度、導(dǎo)油槽深度、活塞桿直徑和單向活門(mén)直徑對(duì)減振器動(dòng)態(tài)性能的影響，以此為之后國(guó)產(chǎn)減振器替代件的設(shè)計(jì)開(kāi)發(fā)提供一定的理論基礎(chǔ)。

1 減振器結(jié)構(gòu)及工作原理

設(shè)計(jì)如圖1所示的夾具對(duì)減振器進(jìn)行拆解，圖2所示為減振器零件。在拆解之后使用?？怂龟P(guān)節(jié)臂掃描儀進(jìn)行掃描，之后使用Geomagic Studio軟件和Geomagic Design X軟件對(duì)它進(jìn)行逆向建模，建立如圖3所示的減振器三維實(shí)體模型。

圖1 減振器夾具圖

圖2 減振器零件示意

圖3 減振器三維模型

減振器工作狀態(tài)分為壓縮行程和復(fù)原行程兩部分，和液壓式減振器不同的是西銳飛機(jī)的減振器是油氣式減振器，氮?dú)馓畛湓跍p振器中充當(dāng)彈簧的作用[7]。如圖4所示，減振器在壓縮過(guò)程中，活塞相對(duì)于外筒隨著活塞桿向下運(yùn)動(dòng)，在運(yùn)動(dòng)過(guò)程中，單向活門(mén)會(huì)被打開(kāi)，因?yàn)榛钊麠U直徑小于外筒直徑，因此在壓縮過(guò)程中活塞桿與外筒之間會(huì)形成一個(gè)空間，稱(chēng)之為復(fù)原副腔。此時(shí)活塞下方壓縮腔內(nèi)的油液通過(guò)限流針的導(dǎo)油槽流向復(fù)原腔，通過(guò)活塞上的單向活門(mén)與阻尼孔流入復(fù)原副腔，在此過(guò)程中就會(huì)出現(xiàn)阻尼力。在油氣式減振器中，阻尼力主要由氣壓力和油液阻尼力兩部分組成?；钊\(yùn)動(dòng)過(guò)程中始終受到氮?dú)獾淖饔茫虼藭?huì)比傳統(tǒng)的液壓減振器響應(yīng)更快、性能更穩(wěn)定。在減振器伸張過(guò)程中，由于油液會(huì)從上方向下方流動(dòng)，因此油液的流動(dòng)會(huì)使單向活門(mén)關(guān)閉，復(fù)原腔內(nèi)部油液會(huì)通過(guò)導(dǎo)油槽流入壓縮腔，復(fù)原副腔內(nèi)的油液通過(guò)阻尼孔流入壓縮腔，阻尼孔作為常通孔能夠避免壓縮過(guò)程中真空現(xiàn)象的出現(xiàn)，同時(shí)產(chǎn)生阻尼力。單向活門(mén)在伸張過(guò)程中關(guān)閉能夠起到防反跳的作用，同時(shí)使得伸張和壓縮時(shí)的截面積不同而改變阻尼力。

圖4 減振器結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)圖

2 減振器臺(tái)架試驗(yàn)

為了給后續(xù)仿真模型的驗(yàn)證提供一定的數(shù)據(jù)支撐，以及探究不同頻率對(duì)減振器動(dòng)態(tài)性能影響，對(duì)減振器進(jìn)行臺(tái)架試驗(yàn)，獲得相關(guān)數(shù)據(jù)進(jìn)行分析。

2.1 試驗(yàn)參數(shù)及夾具設(shè)計(jì)

試驗(yàn)儀器使用如圖5所示的MTS示功機(jī)SD-TEST-5000，實(shí)驗(yàn)頻率選擇0.5～1 Hz，試驗(yàn)行程為±20 mm，從行程中點(diǎn)開(kāi)始運(yùn)動(dòng)。試驗(yàn)激勵(lì)為正弦加載。以頻率0.5 Hz，振幅±20 mm為例，繪制減振器的加載工況圖，如圖6所示。

圖5 MTS示功機(jī)

圖6 加載工況

針對(duì)試驗(yàn)儀器，設(shè)計(jì)如圖7所示的夾具用于減振器的裝夾。

圖7 減振器夾具

2.2 試驗(yàn)方法概述

參考QC/T 491—2018《汽車(chē)減振器性能要求及臺(tái)架試驗(yàn)方法》[8]，現(xiàn)擬定SR20前起落架減振器臺(tái)架試驗(yàn)方案如下：

(1)試驗(yàn)機(jī)應(yīng)滿(mǎn)足通用工作要求，總額定功率為23 kW，電源電壓的波動(dòng)范圍不應(yīng)該超過(guò)額定電壓的10%；工作環(huán)境0～30 ℃，相對(duì)濕度不大于85%；設(shè)備能夠長(zhǎng)時(shí)間工作并且在地面穩(wěn)固安裝，不需要特殊地基；環(huán)境無(wú)振動(dòng)、無(wú)較強(qiáng)電磁場(chǎng)干擾；正弦位移加載的機(jī)械式或電液伺服式試驗(yàn)臺(tái)，位移測(cè)量誤差應(yīng)小于1%，力測(cè)量誤差應(yīng)小于3%。試驗(yàn)開(kāi)始前需將減振器在恒溫環(huán)境下(20 ℃)保持6 h，減振器鉛錘方向固定于試驗(yàn)機(jī)上[9]。

(2)試驗(yàn)儀器有MTS電液伺服試驗(yàn)機(jī)和恒溫箱。

(3)試驗(yàn)條件。試驗(yàn)溫度：試驗(yàn)室保持常溫，試驗(yàn)件在25 ℃恒溫箱中保持4 h。試驗(yàn)行程：因減振器總行程為80 mm，由保壓試驗(yàn)可得減振器極限壓縮值為60 mm，故取試驗(yàn)行程為40 mm。頻率選用0.01、0.5、0.6、0.7、0.8、0.9、1、1.2、1.4、1.6、1.8、2 Hz。

(4)試驗(yàn)步驟。試驗(yàn)前將減振器按照手冊(cè)規(guī)定填充油液和氮?dú)?，填充完畢后，?duì)減振器進(jìn)行保壓試驗(yàn)，測(cè)試減振器氣密性良好。將減振器垂向夾持在電液伺服試驗(yàn)機(jī)上，壓縮至試驗(yàn)行程中點(diǎn)位置，此時(shí)試驗(yàn)機(jī)屏幕顯示的阻尼力數(shù)值為初始?jí)嚎s位置的氣壓力。在整個(gè)試驗(yàn)過(guò)程中，規(guī)定向上運(yùn)動(dòng)的速度為正，向下運(yùn)動(dòng)的過(guò)程為負(fù)；復(fù)原行程為正，壓縮行程為負(fù)。試驗(yàn)分為4個(gè)階段，以活塞中間位置作為起始點(diǎn)，向上運(yùn)動(dòng)到最高點(diǎn)為第一階段；之后向下運(yùn)動(dòng)，運(yùn)動(dòng)到中間位置時(shí)為第二階段；接著繼續(xù)向下運(yùn)動(dòng)，運(yùn)動(dòng)到規(guī)定行程最低點(diǎn)為第三階段；接著向上運(yùn)動(dòng)，運(yùn)動(dòng)到活塞中間位置為第四階段。4個(gè)階段為活塞運(yùn)動(dòng)的一個(gè)周期，在減振器運(yùn)動(dòng)3—8次中記錄數(shù)據(jù)，由此繪制一個(gè)周期內(nèi)的示功圖。減振器阻尼力隨位移變化的曲線稱(chēng)為減振器示功圖。示功圖能夠?qū)p振器的性能做出表征，表示減振器在一個(gè)周期內(nèi)消耗能量的多少，減振器所做的功與活塞運(yùn)動(dòng)的速度和位移都有很大的關(guān)系。示功圖靜態(tài)曲線以上為復(fù)原行程，以下為壓縮行程[10]。

2.3 試驗(yàn)結(jié)果分析

頻率為0.5～1 Hz的試驗(yàn)結(jié)果如圖8所示?？梢钥闯觯簻p振器在一個(gè)周期內(nèi)所做的功是減振器阻尼力與位移所圍成的面積，減振器示功圖呈現(xiàn)畸形。減振器越向下運(yùn)動(dòng)，氣體被壓縮得越劇烈，減振器阻尼力越大。當(dāng)減振器頻率不斷增加時(shí)，減振器復(fù)原阻尼力的增加率比減振器壓縮阻尼力增加率更大，隨著頻率越來(lái)越高，減振器示功圖面積越來(lái)越大，減振器在一個(gè)周期內(nèi)所做的功也越來(lái)越多。減振器頻率每增加0.1 Hz，減振器中位復(fù)原阻尼力大概增加220 N，呈穩(wěn)定增長(zhǎng)趨勢(shì)。在減振器位移為0 mm時(shí)的阻尼力值為初始位置壓縮的氣壓值，文中未將初始?xì)鈮褐登辶悖軌蛘鎸?shí)模擬減振器一個(gè)周期內(nèi)的阻尼力變化。

圖8 0.5～1 Hz的示功

減振器運(yùn)動(dòng)頻率為1.4、1.8、2 Hz下的示功圖如圖9所示。當(dāng)頻率由1.4 Hz增加到2 Hz時(shí)，減振器中位復(fù)原阻尼力顯著增加，示功圖所圍成的面積也越來(lái)越大。減振器復(fù)原阻尼力明顯大于壓縮阻尼力，符合減振器的設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)。

圖9 1.4～2 Hz的示功

為了能夠更加清晰地表現(xiàn)出減振器在施加速度的情況下所呈現(xiàn)出的動(dòng)態(tài)性能，將頻率調(diào)整為0.01 Hz，模擬減振器靜態(tài)特性示功圖，減振器在0.01 Hz下的示功圖如圖10所示?？梢钥闯觯寒?dāng)減振器頻率為0.01 Hz時(shí)，由于減振器活塞運(yùn)動(dòng)緩慢、頻率較低，因此能夠近似忽略油液阻尼力，模擬減振器內(nèi)部氣壓力和摩擦力在一個(gè)周期內(nèi)的變化。通過(guò)圖8、9、10對(duì)比可以得到減振器的最高點(diǎn)和最低點(diǎn)，由于活塞運(yùn)動(dòng)速度為0，因此在最高點(diǎn)和最低點(diǎn)的阻尼力是相同的，符合減振器示功圖的規(guī)律。

圖10 0.01 Hz下的阻尼特性

減振器在頻率0.5～1 Hz時(shí)的速度特性曲線如圖11所示?？梢钥闯觯弘S著減振器的速度不斷增加，減振器的阻尼力也不斷增加，減振器復(fù)原阻尼力增加更明顯，壓縮阻尼力的增加率較低。

圖11 0.5～1 Hz速度特性

采用試驗(yàn)的方法可以直接獲得減振器不同工況下的阻尼特性曲線和速度特性曲線來(lái)研究其外特性，但是此方法無(wú)法得到內(nèi)部結(jié)構(gòu)的流場(chǎng)分布細(xì)節(jié)，同時(shí)費(fèi)時(shí)費(fèi)力，不便于在設(shè)計(jì)階段預(yù)測(cè)減振器性能，所以有必要運(yùn)用三維仿真手段研究減振器內(nèi)部結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)其性能的影響。臺(tái)架試驗(yàn)的結(jié)果也為后續(xù)的仿真模型正確性的驗(yàn)證提供數(shù)據(jù)支撐。

3 仿真分析

3.1 模型驗(yàn)證

減振器內(nèi)部結(jié)構(gòu)復(fù)雜，故仿真分析需要對(duì)它進(jìn)行簡(jiǎn)化：忽略?xún)?nèi)部的螺紋結(jié)構(gòu)，將油液看作不可壓縮流體，忽略油液溫度的影響[11]，將減振器內(nèi)部鋼珠去掉用動(dòng)網(wǎng)格事件實(shí)現(xiàn)，忽略摩擦力的影響。圖12所示為減振器簡(jiǎn)化后的仿真模型。

圖12 減振器仿真模型

使用SCDM對(duì)減振器進(jìn)行網(wǎng)格劃分，活塞部分劃分非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格，其余部分劃分為結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格，使用混合網(wǎng)格能夠大大提高計(jì)算速度與計(jì)算精度。圖13所示為減振器網(wǎng)格模型。

圖13 減振器網(wǎng)格模型

為了后續(xù)研究結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)于減振器動(dòng)態(tài)性能的影響，必須保證仿真模型的準(zhǔn)確性，因此仿真中的工況應(yīng)該以試驗(yàn)工況為準(zhǔn)。仿真中所給出的油液參數(shù)為41號(hào)航空液壓油的標(biāo)準(zhǔn)參數(shù)。仿真中的工況設(shè)置頻率0.5、0.6、0.7、0.9、1 Hz。計(jì)算模型采用SIMPLE算法，時(shí)間步長(zhǎng)方面盡可能減少載荷步數(shù)以提高計(jì)算速度。圖14所示為試驗(yàn)數(shù)據(jù)和仿真數(shù)據(jù)的曲線對(duì)比。

圖14 減振器仿真與試驗(yàn)數(shù)據(jù)對(duì)比

根據(jù)減振器臺(tái)架試驗(yàn)可以得知：改變減振器頻率并不會(huì)對(duì)減振器示功圖的大體趨勢(shì)造成影響。減振器仿真結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果趨勢(shì)相同，通過(guò)圖14和表1可以得出：減振器在中位的復(fù)原阻尼力與壓縮阻尼力的誤差不超過(guò)20%，符合目前油壓式減振器基礎(chǔ)設(shè)計(jì)規(guī)范[12]，說(shuō)明建立減振器的仿真模型較為準(zhǔn)確。

3.2 結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)減振器動(dòng)態(tài)特性的影響

3.2.1 常通孔直徑的影響

如圖15所示，在頻率為1.4 Hz、振幅為±20 mm的工況下，研究不同常通孔直徑對(duì)減振器動(dòng)態(tài)性能的影響，常通孔直徑分別為0.5、0.7、1 mm。從圖15可以看出：當(dāng)減振器常通孔直徑在0.5 mm時(shí)，減振器中位復(fù)原阻尼力為1 080 N，當(dāng)常通孔直徑增加至0.7 mm時(shí)，減振器中位復(fù)原阻尼力為1 063 N，當(dāng)減振器常通孔直徑為1 mm時(shí)，減振器中位復(fù)原阻尼力為945 N。減振器常通孔直徑增加0.5 mm時(shí)，減振器中位復(fù)原阻尼力減小135 N。位于行程終點(diǎn)的阻尼力由于氣體填充量不變所以阻尼力保持不變。

圖15 不同常通孔直徑下的示功圖

3.2.2 導(dǎo)油槽深度的影響

如圖16所示，在頻率1.4 Hz、振幅±20 mm的工況下研究不同導(dǎo)油槽深度對(duì)減振器動(dòng)態(tài)性能的影響。導(dǎo)油槽深度選擇1、1.3、1.5 mm，在減振器限流針上3個(gè)導(dǎo)油槽對(duì)稱(chēng)分布。單個(gè)導(dǎo)油槽初始深度為1.5 mm，減振器中位復(fù)原阻尼力值為1 080 N，中位壓縮阻尼力為-4 731 N；當(dāng)導(dǎo)油槽深度縮小至1.3 mm時(shí)，中位復(fù)原阻尼力為1 404 N，中位壓縮阻尼力為-4 969 N；當(dāng)導(dǎo)油槽深度縮小至1 mm時(shí)，減振器中位復(fù)原阻尼力為1 958 N，中位壓縮阻尼力為-5 398 N。導(dǎo)油槽深度減小0.5 mm，中位復(fù)原阻尼力大約增加81.3%，中位壓縮阻尼力大約增加14.4%。

圖16 不同導(dǎo)油槽深度下的示功圖

3.2.3 導(dǎo)油槽寬度的影響

如圖17所示，在頻率1.4 Hz、振幅±20 mm的工況下研究不同導(dǎo)油槽寬度對(duì)減振器動(dòng)態(tài)性能的影響。導(dǎo)油槽寬度選擇1、0.8、0.5 mm，導(dǎo)油槽的流通面積由寬度和深度共同決定，導(dǎo)油槽寬度初始值為1 mm。在導(dǎo)油槽寬度1 mm時(shí)，減振器中位復(fù)原阻尼力為1 080 N，壓縮中位阻尼力為-4 731 N；當(dāng)導(dǎo)油槽寬度減小到0.8 mm時(shí)，減振器中位復(fù)原阻尼力為1 676 N。中位壓縮阻尼力為-5 235 N；當(dāng)導(dǎo)油槽寬度減小到0.5 mm時(shí)，減振器中位復(fù)原阻尼力增加為2 216 N，中位壓縮阻尼力增加為-5 541 N。

圖17 不同導(dǎo)油槽寬度下的示功圖

由此可以得出結(jié)論：導(dǎo)油槽寬度減小0.5 mm，中位復(fù)原阻尼力大約增加105.3%，中位壓縮阻尼力大約增加17.1%。通過(guò)與圖16的結(jié)論對(duì)比可以發(fā)現(xiàn)，導(dǎo)油槽寬度的改變對(duì)于減振器阻尼力的影響比導(dǎo)油槽深度對(duì)減振器阻尼力的影響大。因此導(dǎo)油槽寬度對(duì)于流通面積的改變相較導(dǎo)油槽深度更大，從而導(dǎo)油槽寬度對(duì)于減振器阻尼力的影響較大。

3.2.4 活塞桿直徑的影響

如圖18所示，在頻率1.4 Hz、振幅±20 mm的工況下研究不同活塞桿直徑對(duì)減振動(dòng)態(tài)性能的影響。活塞桿直徑選擇32、35、38 mm。減振器活塞桿直徑初始值為35 mm，中位復(fù)原阻尼力為1 080 N，中位壓縮阻尼力為-4 731 N；當(dāng)活塞桿直徑增大至38 mm時(shí)，減振器中位復(fù)原阻尼力減小為845 N，中位壓縮阻尼力為-4 573 N；當(dāng)活塞桿直徑減小至32 mm，減振器中位復(fù)原阻尼力增大至1 313 N，中位壓縮阻尼力為-4 889 N。從而得出結(jié)論，當(dāng)活塞桿直徑從38 mm變化到32 mm時(shí)，減振器中位復(fù)原阻尼力增大468 N，中位壓縮阻尼力增大316 N。由此可見(jiàn)，活塞桿直徑對(duì)于減振器阻尼力會(huì)有一定影響，但是影響沒(méi)有導(dǎo)油槽大。

圖18 不同活塞桿直徑下的示功圖

3.2.5 單向活門(mén)直徑的影響

如圖19所示，在頻率1.4 Hz、振幅±20 mm的工況下研究不同單向活門(mén)直徑對(duì)減振動(dòng)態(tài)性能的影響。單向活門(mén)直徑選擇0.8、0.9、1 mm。當(dāng)單向活門(mén)直徑為1 mm時(shí)，減振器中位壓縮阻尼力為-4 731 N；當(dāng)單向活門(mén)直徑為0.9 mm時(shí)，減振器中位壓縮阻尼力為-5 020 N；當(dāng)單向活門(mén)直徑為0.8 mm時(shí)，減振器中位壓縮阻尼力為-5 178 N。由于單向活門(mén)在復(fù)原行程中關(guān)閉，因此復(fù)原阻尼力基本不改變。由此得出結(jié)論，單向活門(mén)直徑減小0.2 mm時(shí)，中位壓縮阻尼力增加447 N，大約增加10%。與其他尺寸對(duì)阻尼力影響的數(shù)據(jù)對(duì)比可知，單向活門(mén)的直徑改變對(duì)于減振器壓縮阻尼力有很大影響，這對(duì)于之后減振器提高壓縮阻尼力的設(shè)計(jì)提供了參考。

4 結(jié)論

文中建立了SR20前起落架減振器的三維實(shí)體模型和仿真模型，并通過(guò)臺(tái)架試驗(yàn)驗(yàn)證了仿真模型的正確性，在此基礎(chǔ)上分析了不同結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)減振器動(dòng)態(tài)特性的影響，得出了以下結(jié)論：

(1)根據(jù)流場(chǎng)分析可以得知，油液大部分從導(dǎo)油槽噴射而出，因此常通孔尺寸過(guò)小時(shí)對(duì)減振器阻尼力影響較小。當(dāng)減振器常通孔直徑增大0.2 mm，其中位復(fù)原阻尼力減少17 N，對(duì)壓縮阻尼力幾乎沒(méi)有影響。

(2)導(dǎo)油槽深度減小，其復(fù)原阻尼力和壓縮阻尼力都有所增加，但是壓縮阻尼力增加幅度沒(méi)有復(fù)原阻尼力大。導(dǎo)油槽深度減小0.5 mm，中位復(fù)原阻尼力大約增加81.3%，中位壓縮阻尼力大約增加14.4%。導(dǎo)油槽寬度減小，其中位復(fù)原阻尼力和壓縮阻尼力都增加，但是中位壓縮阻尼力增加幅度沒(méi)有復(fù)原阻尼力大。導(dǎo)油槽寬度減小0.5 mm，中位復(fù)原阻尼力大約增加105.3%，中位壓縮阻尼力大約增加17.1%。導(dǎo)油槽寬度的改變對(duì)于減振器阻尼力的影響比導(dǎo)油槽深度對(duì)減振器阻尼力的影響大。

(3)活塞桿直徑對(duì)減振器動(dòng)態(tài)性能的影響較小。當(dāng)活塞桿直徑從38 mm減小到32 mm時(shí)，減振器中位復(fù)原阻尼力增大468 N，中位壓縮阻尼力增大316 N。由此可見(jiàn)，活塞桿直徑對(duì)于減振器阻尼力會(huì)有一定影響，但是沒(méi)有導(dǎo)油槽的流通面積影響大。

(4)單向活門(mén)直徑對(duì)減振器動(dòng)態(tài)性能的影響較大。因?yàn)閱蜗蚧铋T(mén)在復(fù)原行程關(guān)閉，因此單向活門(mén)直徑對(duì)減振器復(fù)原阻尼力沒(méi)有影響，但是對(duì)減振器壓縮阻尼力影響較大。單向活門(mén)直徑減小0.2 mm時(shí)，中位壓縮阻尼力增加447 N，大約增加10%。

通過(guò)研究不同結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)減振器動(dòng)態(tài)性能的影響，可以得出：導(dǎo)油槽尺寸對(duì)于減振器阻尼力的影響比活塞桿和常通孔尺寸對(duì)于減振器阻尼力的影響大；單向活門(mén)的直徑對(duì)于減振器壓縮阻尼力影響顯著，對(duì)減振器復(fù)原阻尼力沒(méi)有影響。通過(guò)分析以上結(jié)論，可以得知在設(shè)計(jì)SR20減振器替代件時(shí)應(yīng)該更加關(guān)注導(dǎo)油槽尺寸和單向活門(mén)尺寸對(duì)于減振器阻尼力的影響。