氣體與液體混合驅動導彈快速起豎系統研究

馮江濤， 高欽和， 管文良， 姚曉光， 李良

(火箭軍工程大學 2系， 陜西 西安 710025)

氣體與液體混合驅動導彈快速起豎系統研究

馮江濤， 高欽和， 管文良， 姚曉光， 李良

(火箭軍工程大學 2系， 陜西 西安 710025)

為提高導彈起豎速度，提出氣體與液體混合驅動起豎方式，建立了高壓氣瓶、活塞式蓄能器、2級液壓缸、氣體節流閥、液體節流閥的數學模型，完成了蓄能器驅動和高壓氣瓶驅動起豎的仿真研究以及氣體與液體混合驅動快速起豎實驗。研究結果表明：兩種氣體與液體混合驅動方案均可實現30 s內完成起豎；蓄能器驅動方案的控制方式簡單，但蓄能器內壓力較高，其體積和質量較大，過多能量消耗在加熱液體上，適合輕載系統；高壓氣瓶驅動方案分別控制氣體和液體，提出了復合控制方式，起豎前段對氣體進行節流降低壓力，能量損失較小，起豎后段對液體進行節流，完成負載的制動；實驗結果與仿真結果的偏差滿足要求，位移偏差在18 mm內，壓力偏差在負載起動、制動和多級缸換級時較大，應采取緩沖措施以保證平穩快速起豎。

兵器科學與技術； 導彈發射； 氣體與液體混合； 快速起豎； 蓄能器

0 引言

目前的起豎方式主要有泵驅動方式和電動缸驅動方式，傳統起豎系統采用定量泵作為驅動能源，由于定量泵的輸出流量有限，導致起豎速度慢。若要提高起豎速度就必須增大泵的排量，則泵的體積、質量和油箱的容積就會增加較多，導致在移動式起豎裝置上實現困難。為實現快速起豎，董鑫等[1]研究了負載敏感技術在發射車起豎液壓系統中的應用，劉鑫等[2]采用負載敏感技術構建了節能的起豎系統，采用自控旁通分流技術實現了非對稱液壓缸的控制。上述方法只能在一定程度上縮短起豎時間，若要實現30 s內完成起豎，探索新型液壓動力源成為一個新的研究方向。對于輕載起豎系統，采用電動缸驅動起豎方式可簡化控制系統，但由于機械傳動的限制，電動缸起豎在功率上受到很大限制。而且在同等條件下電動缸的體積和質量更大，且需要多級執行機構的情況下，電動缸還存在難以解決的技術問題。為大幅度提高起豎速度，本文提出氣液混合驅動起豎方式，采用蓄能器作為起豎驅動能源，以利用壓縮氣體在短時間釋放特別大的功率、保證高速起豎。蓄能器起豎方式與泵驅動或電動缸驅動方式相比，氣體釋放能量的輸出功率大，系統體積和質量較小，適合于快速起豎系統。

氣體與液體(簡稱氣液)混合驅動是一種以油液為傳動介質、將氣體內能作為驅動動力源的技術，主要應用于氣液彈射系統，如無人機起飛、機載彈的彈射等。趙偉[3]開展了氣液彈射機構及關鍵控制元件的研究，提出了3種液壓彈射機構原理方案：1)低速液壓彈射機構，最大速度達到8 m/s；2)高速液壓彈射機構，最大速度達到15 m/s；3)雙液壓缸同步彈射機構。趙偉等[4]設計了大流量開關閥的雙節流口并聯輸出結構及其先導閥—2D伺服閥，理論研究與實驗結果均表明大流量開關閥的開啟時間低于10 ms，并在液壓彈射系統中獲得了應用。液壓彈射機構應用于無人機彈射起飛，可在短時間內使其達到設定的起飛速度。劉曉龍[5]設計了無人機液壓彈射系統的結構，完成了彈射階段的運動特性仿真，得到了關鍵參數與系統性能的匹配規律。權凌霄等[6]研究了以蓄能器組作為彈射過程中主動力源的液壓馬達式液壓彈射系統，運用AMESim軟件完成了建模與仿真，得到蓄能器組充氣壓力、無人機與載物車綜合質量以及液壓馬達排量是影響起飛速度的關鍵參數。為實現液壓彈射，趙偉等[7]提出了一種液壓動力系統技術方案，該系統由高速液壓缸、活塞式蓄能器、主閥和伺服閥組成，并設計了新型緩沖結構以避免行程末端的振動。任銳等[8]研究了一種以壓縮空氣為動力源、油液為傳動介質，且具備油液自緩沖結構的多級氣動液壓彈射裝置的彈射性能。

氣液彈射系統能量密度高，有效功時間短，屬于開環控制過程，不要求對象的末端控制，這與起豎系統有很大不同。氣液混合驅動起豎系統的設計，需要綜合考慮機械系統的可靠性、起豎到位的準確性等復雜因素，起豎時間一般大于15 s，能量釋放過程相對較長，對能量控制的要求更高。

1 氣液混合驅動起豎系統工作原理

氣液混合驅動起豎系統原理如圖1所示，由蓄能器提供起豎過程的動力，氣腔中壓力依靠高壓氣瓶或者燃氣發生器提供，運用蓄能器能量密度大的優點，實現快速起豎；負載下放時，通過從液壓缸向蓄能器反向供油對蓄能器局部充氣。下面首先分析最簡單的方案，由蓄能器提供起豎過程的動力，蓄能器氣腔具有足夠大的初始容積；然后研究高壓氣瓶與蓄能器組合提供起豎動力的方案。

圖1 氣液混合驅動起豎系統原理Fig.1 Hybrid drive erection principle of gas and hydraulics

2 氣液混合驅動起豎系統模型

2.1 蓄能器驅動方案

蓄能器作為動力源的氣液混合驅動系統原理如圖2所示，液壓泵完成蓄能器能量的存儲，活塞在液壓蓄能器中移動，將氣腔和液腔分開，氣腔中的壓力依靠預先壓縮蓄能器中的氣腔形成，當液體比例換向閥打開時，高壓液體從蓄能器中輸送到多級液壓缸中。

圖2 蓄能器驅動系統原理Fig.2 Principle of accumulator drive system

蓄能器氣腔的熱力學過程為

pgVg=mgRTg,

(1)

式中：pg為氣腔壓力；Vg為氣腔體積；mg為氣腔內氣體質量；R為氣體常數；Tg為氣腔內氣體溫度。

氣體的熱平衡方程為

(2)

式中：u為單位質量氣體內能；kt為氣體與外界傳熱系數；Aw為氣腔外壁面積；Tw為氣腔外壁溫度。

氣體內能的變化方程為

(3)

式中：Cv為比定容熱容。

由(1)式～(3)式可得氣體的溫度變化方程為

(4)

氣體壓力變化方程為

(5)

分析油腔受力，可得受力方程為

(6)

式中：po為蓄能器液腔壓力；Ap為蓄能器活塞面積；Vo為液腔體積；mo為液腔流體質量和活塞質量；Bo為油液黏性阻尼系數。

蓄能器油液壓力方程為

(7)

式中：E是油液體積彈性模量；q為蓄能器輸出油液流量。

液體節流方程為

(8)

(9)

式中：Cq為流量系數；Cqmax為最大流量系數；Ao為液體節流閥閥口面積；ph為液壓缸內壓力；ρo為油液密度；Re為雷諾數；Rer為臨界雷諾數。

2.2 高壓氣瓶驅動方案

高壓氣瓶作為動力源的氣液混合驅動系統原理如圖3所示，蓄能器中氣腔內的壓力依靠高壓氣瓶提供，當氣體比例節流閥和液體比例換向閥打開時，高壓液體從蓄能器中輸送到液壓缸中，進入蓄能器的氣體流量由比例節流閥調節。

圖3 高壓氣瓶驅動系統原理Fig.3 Principle of high pressure vessel drive system

不考慮熱交換，高壓氣瓶和蓄能器中氣腔壓力、體積和溫度的動態變化模型為

(10)

(11)

由于pgVg=mgRTg，求導可得

(12)

(13)

考慮與外界的熱交換，采用熱力學第一定律計算高壓氣瓶和蓄能器氣腔中氣體的溫度、壓力、氣體質量、熱交換之間的關系。

氣腔中能量守恒方程為

(14)

(15)

(16)

氣體內能采用單位質量內能表示，U=mgu，內能的變化為

(17)

(18)

高壓氣瓶和蓄能器氣腔氣體質量守恒和焓守恒定律可用(19)式表示：

(19)

式中：ρg為氣體密度；hg為氣體的焓。

根據圣維南公式，可得通過閥口的氣體質量流量和焓流量公式為

(20)

(21)

(22)

式中：

(23)

Cm為流量參數；Ag為氣體節流閥閥口面積；pup為閥口上游壓力；pdn為閥口下游壓力；Tup為閥口上游溫度；γ為比熱比；pcr為臨界壓力比。

2.3 2級液壓缸模型

將液壓缸的無桿腔、有桿腔分別作為一個節點容腔，利用節點容腔法建立兩腔的壓力方程[9-10]，并計算多級缸各級所輸出的作用力，得到2級液壓缸的模型為

(24)

式中：pf、pb分別為液壓缸無桿腔和有桿腔的壓力；Vf和Vb分別為2級缸無桿腔和有桿腔的初始容積；qf和qb分別為流入或流出無桿腔和有桿腔的流量；Af2、Af1分別為2級、1級筒無桿腔作用面積；Ab2、Ab1分別為2級、1級筒有桿腔作用面積；l2max、l1max分別為2級、1級筒的最大位移；x21、v21分別為2級筒相對于1級筒的軸向位移和速度；x1p、v1p分別為1級筒相對于活塞桿的軸向位移和速度；F2、F1分別為2級、1級筒輸出作用力；Ff2、Ff1分別為2級、1級筒運行過程的摩擦力；Fp2、Fp1分別為2級、1級筒、活塞桿間的碰撞力。

液壓缸缸筒間摩擦力模型為

(25)

式中：z為鬃毛的平均變形；v為接觸面的相對速度；Kz為鬃毛剛度；Dz為鬃毛阻尼系數；ηf為黏性摩擦系數；do為油膜厚度；Fc為庫倫摩擦力；Fs為靜摩擦力；vs為Stribeck速度常數。

液壓缸缸筒間碰撞模型為

(26)

式中：Kp和Kn為等效彈簧剛度；μ為遲滯阻尼因子；δ為接觸點法向穿透深度；vR和vC為兩個缸筒的速度；x為缸筒間相對位移；gp為缸筒位移上界；gn為缸筒位移下界。

3 起豎過程動力學模型

起豎過程由多級缸推動負載從水平狀態轉動至豎直狀態[11]，其原理如圖4所示。

圖4 多級缸起豎示意圖Fig.4 Erection driven by telescopic cylinder

負載的歐拉動力學方程為

Jθ″=|F|P2P4-|G|P2P5,

(27)

式中：F為起豎油缸的推力；θ為負載的起豎角度；J為負載繞點P2的轉動慣量；G為負載的重力。

在△P2P5PG中，根據幾何關系可得

P2P5=P2PGcos (θ+β),

(28)

(29)

(30)

可得多級缸的推力計算公式為

(31)

起豎過程中起豎角度、起豎力與液壓缸的位移關系如圖5和圖6所示，隨著液壓缸的伸出，起豎角度由0°變為90°，起豎力逐漸減小，在重心過平衡點后，起豎力變為負值，液壓缸由推力變為拉力。

圖5 起豎角度與液壓缸位移曲線Fig.5 Curve of erection angle and hydraulic cylinder displacement

圖6 起豎力與液壓缸位移曲線Fig.6 Curve of erection force and hydraulic cylinder displacement

4 氣液混合驅動起豎仿真分析

4.1 蓄能器驅動起豎方案

蓄能器推動起豎過程的主要仿真參數如表1所示。

起豎過程中，氣腔容積增大使氣體壓力和溫度下降，蓄能器輸出力矩的變化曲線是凹入的，負載重量力矩逐漸減小，重量力矩的變化曲線是凸出的，見(31)式。圖7表示液壓缸無桿腔和不同初始壓力下蓄能器內液腔壓力與起豎角度的變化關系，蓄能器初始壓力分別為25 MPa、20 MPa和15 MPa.

為了保證在起豎過程中液壓缸的力矩超過重量力矩，必須使得液壓缸的力矩在開始起豎階段明顯超過重量力矩，增大氣腔的初始壓力和容積。在液壓缸1級完全伸出以后，其工作面積突減，導致從液壓缸一側作用到起豎臂上的力矩突減，為了不讓負載停頓，就需要相應地增加平衡壓力，增大初始壓力和容積。在這種情況下，初始壓力比平衡壓力大10 MPa，負載啟動時的加速度過大，會超過負載極限加速度，導致設備損壞，因此需要增加蓄能器的壁厚；另外，由于在加速和制動時會產生相當大的動載荷，也需要增加起豎設備的質量。為了降低起豎速度，必須進行節流以降低缸內壓力。

表1 蓄能器方案主要參數

圖7 蓄能器壓力和負載壓力變化關系Fig.7 Curves of accumulator pressure and load pressure

采用蓄能器方案驅動的起豎過程仿真結果如圖8～圖10所示，圖8是液壓缸兩級缸筒的位移曲線，兩級缸筒開始同時伸出，1級缸筒當伸出至行程末端時便停止運動，2級缸筒繼續伸出。圖9是蓄能器和液壓缸內的壓力曲線，黑色曲線是蓄能器內壓力，藍色曲線是液壓缸無桿腔壓力，紅色曲線是液壓缸有桿腔壓力。圖10是起豎過程液壓缸無桿腔和有桿腔流量曲線。由圖10可見：起豎過程中無桿腔內壓力是逐漸減小的，換級時壓力上升，負載變為超越負載后液壓缸有桿腔壓力升高；蓄能器中壓力始終高于液壓缸內壓力，蓄能器與無桿腔壓差即為節流閥兩端的壓差，1級缸筒伸出時節流閥壓差較大，在起豎初始階段壓差最大為15 MPa，這時能量不可回收地消耗在加熱液體上，而且在初始階段，液體速度接近0，使節流很困難。因此，按最簡單方案設計的蓄能器效率不高，而且蓄能器的體積和質量較大、壓力較高。

圖8 液壓缸缸筒位移曲線Fig.8 Displacement curves of hydraulic cylinder

圖9 蓄能器與液壓缸中壓力曲線Fig.9 Pressures in accumulator and hydraulic cylinder

圖10 起豎過程流量曲線Fig.10 Flow rate curves of erection process

4.2 高壓氣瓶驅動起豎方案

高壓氣瓶和蓄能器組合作為起豎動力源的參數如表2所示，其余參數與表1相同。

采用高壓氣瓶驅動起豎仿真結果如圖11和圖12所示，圖11是液壓缸兩級缸筒位移曲線，圖12是蓄能器和液壓缸壓力曲線，蓄能器與無桿腔壓差較小，能量損失較小。假如氣體是不可壓縮的，則流量可按設計壓力和所需速度確定。但是由于氣體的可壓縮性，保證氣腔內的壓力按照設計壓力變化是不可能的。換級過程中，由于負載壓力升高，節流閥開口增大，蓄能器壓力逐漸升高，但氣體壓力升高的速度較慢，導致換級時液壓缸停止運動。氣體壓力升高至大于負載壓力時，2級缸筒開始運動，此時關閉氣體節流閥，蓄能器氣腔內壓力按多變曲線下降，負載壓力的降低比氣腔內實際壓力的降低要快，導致2級缸筒運動速度較快，無法實現制動。在這種情況下，必須從氣腔中放出氣體或者在蓄能器與液壓缸之間接入可調節的節流閥。

表2 高壓氣瓶方案主要參數

圖11 液壓缸缸筒位移曲線Fig.11 Displacement curves of hydraulic cylinder

圖12 蓄能器與液壓缸中壓力曲線Fig.12 Pressures in accumulator and hydraulic cylinder

針對氣液混合驅動的特點，本文提出起豎過程分段控制策略。圖13是液壓缸位移曲線，圖14是蓄能器和液壓缸無桿腔和有桿腔壓力曲線。在起豎前半段，由氣體節流閥控制氣體壓力、防止負載以極限加速度運動，液體節流閥兩端的壓差較小，從而產生的熱量較小。液壓缸在30 s內平穩伸出，1級缸筒在11 s時伸出到位，蓄能器壓力升高，達到負載所需壓力時完成換級過程，2級缸筒繼續運動。在起豎后半段，氣體節流閥關閉，由液體節流閥控制負載運動，實現負載的減速及制動，保證負載平穩停止。

圖13 液壓缸缸筒位移曲線Fig.13 Displacement curves of hydraulic cylinder

圖14 蓄能器與液壓缸中壓力曲線Fig.14 Pressures in accumulator and hydraulic cylinder

圖15是氣體節流閥兩端的壓差，圖16是通過氣體節流閥的質量流量，圖17是通過氣體節流閥的焓流量，圖18是氣瓶和蓄能器內氣體溫度曲線。由圖可見，通過節流降低了氣體的壓力，增高的壓力只作用到氣瓶中，蓄能器內壓力較小。開始起豎時，氣體從高壓氣瓶中進入蓄能器氣腔，能量迅速釋放，氣瓶中氣體溫度下降，蓄能器中氣體溫度上升；氣體推動油液進入液壓系統中，氣體對外做功，溫度降低；液壓缸換級時，增大節流閥開口，液腔中壓力升高，蓄能器內氣體壓力和溫度升高，然后繼續推動液壓缸伸出，完成起豎過程。

圖15 氣體節流閥兩端壓力曲線Fig.15 Pressure curves of pneumatic throttle valve

圖16 通過氣體節流閥質量流量曲線Fig.16 Mass flow rate through pneumatic throttle valve

圖17 通過氣體節流閥焓流量曲線Fig.17 Enthalpy flow rate through pneumatic throttle valve

圖18 氣瓶和蓄能器內氣體溫度曲線Fig.18 Gas temperatures in gas vessel and accumulator

5 氣液混合驅動起豎實驗

氣液混合驅動快速起豎實驗硬件連接如圖19所示，氣瓶組和蓄能器作為動力源，實驗平臺為多級液壓缸起豎實驗臺；傳感器采集壓力和位移信號，放大器控制電液比例閥開口大小；測控系統采用美國NI公司的PXI-6259采集卡，采用LabVIEW軟件編寫測控程序。

圖19 實驗平臺硬件Fig.19 Hardware of experimental platform

實驗結果如圖20～圖23所示，圖20是實驗和仿真過程中液壓缸缸筒位移曲線，圖21是缸筒位移偏差曲線，圖22是實驗過程中蓄能器與液壓缸壓力曲線，圖23是實驗和仿真過程中壓力偏差曲線。從圖20～圖23中可知：實驗與仿真的位移偏差較小，最大偏差為18 mm；實驗和仿真的壓力偏差僅在液壓缸起動、換級和制動時較大，其余時刻壓力偏差在1 MPa以內。這是由于大慣性負載起動、制動和多級缸換級過程中產生壓力沖擊，在起動、制動和換級時應采取一定的緩沖措施，保證平穩運動。表明實驗結果驗證了仿真模型的正確性，氣液混合驅動起豎方式是可行的。

圖20 實驗和仿真缸筒位移曲線Fig.20 Displacement curves of hydraulic cylinder in experiment and simulation

圖21 實驗和仿真缸筒位移偏差曲線Fig.21 Displacement error curves of hydraulic cylinder in experiment and simulation

圖22 蓄能器與液壓缸中實驗壓力曲線Fig.22 Experimental pressures in accumulator and hydraulic cylinder

圖23 實驗與仿真壓力偏差曲線Fig.23 Pressure error curves of accumulator and hydraulic cylinder in experiment and simulation

6 結論

本文完成了氣液混合驅動起豎的理論分析與仿真建模，建立了氣液混合驅動系統與多級缸起豎系統的數學模型，主要結論如下：

1)分析了起豎過程蓄能器壓力下降與重量力矩的關系，明確了必須進行節流才能保證平穩起豎；單獨對液體節流時有大量能量消耗在加熱液體上，單獨對氣體節流時無法實現負載的減速及制動。但是僅對液體進行控制，液體節流閥兩端壓差大，過多能量消耗在加熱液體上，效率不高，適用于輕載系統。

2)提出了氣液復合控制策略：負載加速階段對氣體節流可有效降低蓄能器內壓力；負載減速階段對液體節流完成負載制動。

3)完成了氣液混合驅動快速起豎實驗，驗證了氣液混合快速起豎的可行性，明確了在負載起動、制動和多級缸換級時，應采取一定的緩沖措施以保證平穩快速起豎。

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Research on Rapid Missile Erection System Based on Gas-hydraulic Hybrid Drive

FENG Jiang-tao， GAO Qin-he， GUAN Wen-liang， YAO Xiao-guang， LI Liang

(The Second Department, Rocket Force University of Engineering，Xi’an 710025，Shaanxi, China)

In order to increase the erection speed of missile，an erection method based on gas-hydraulic hybrid drive is proposed. Mathematical models of high pressure gas vessel，piston accumulator，two-stage hydraulic cylinder，pneumatic throttle valve and hydraulic throttle valve are established. Simulation studies of erection driven by accumulator and gas vessel were completed, and the experiment of gas-hydraulic hybrid drive was accomplished. The results demonstrate that two gas-hydraulic hybrid drive schemes can accomplish erection process within thirty seconds. The control method of accumulator drive scheme is simple. However，the pressure inside the accumulator is high, the volume and mass of accumulator are large, and much energy is consumed in heating liquid. The accumulator is suitable for light load system. Gas and liquid are controlled separately in gas vessel drive scheme. A compound control mode is proposed. In the control mode, the gas is throttled to reduce the pressure in the first erection stage, and the liquid is throttled to complete braking load in the second erection stage. The deviation of experiment and simulation meets the system requirement. The displacement deviation is within 18 mm. The pressure deviation is large in the starting-braking period and variation period of cylinder stages. Cushion structure should be designed to ensure rapid and smooth erection.

ordnance science and technology; missile launching; gas-hydraulic hybrid drive ; rapid erection; accumulator

2016-11-02

國家自然科學基金項目(51475462)

馮江濤(1989—)，男，博士研究生。E-mail:fengjt291082217@126.com

高欽和(1968—)，男，教授，博士生導師。E-mail:gao202@189.com

TJ768.2+8

A

1000-1093(2017)07-1348-10

10.3969/j.issn.1000-1093.2017.07.013