一種主動阻尼式燃氣作動器的設計及實驗驗證

楊敏勃，楊 磊，康昌璽，王瑞琦

(1.蘭州空間技術物理研究所，甘肅 蘭州 730000；2.某部軍事代表室，甘肅 蘭州 730000 )

引言

由于折疊式舵面能夠縮小導彈徑向尺寸，減小導彈發射筒直徑，便于導彈運輸和貯存，因此國內外越來越多的導彈采用折疊式舵面[1-3]。目前折疊式舵面的展開動力源普遍采用燃氣作動器，其功能是在導彈出發射筒后的規定時間內，拉動或推動舵面折疊展開機構，將折疊鎖定狀態的舵面旋轉展開至正常工作位置。在毫秒級的展開時間內，既要保證逆風載荷條件下舵面可靠展開到位，也要保證順風載荷條件下，舵面展開末端到位沖擊不會對機構及舵面造成損害。現有的燃氣作動器在逆風載荷條件下到位沖擊較小，但是在順風載荷條件下到位沖擊較大，給導彈的飛行安全帶來一定隱患。目前燃氣作動器阻尼方式主要有金屬阻尼式、橡膠阻尼式、液體阻尼式、壓縮空氣阻尼式等[4-9]，這些阻尼方式均屬于被動阻尼式或半主動阻尼式。隨著導彈飛行速度越來越高，舵面展開時的風載越來越大，現有的燃氣作動器已經越來越不能滿足導彈超音速飛行的要求，因此，研究主動阻尼技術，提高燃氣作動器的負載適應性很有必要。

本研究提出了一種新型的主動阻尼式內縮型燃氣作動器，采用主動式氣體阻尼原理，該原理對外界負載具有良好的自適應性。本研究在對作動器各主要零部件設計及有限元分析的基礎上，提出了地面模擬加載實驗方法并建立了作動器工作過程的數學模型、仿真模型。通過仿真分析和地面模擬加載實驗對作動器的性能進行了驗證，結果表明，在順風載荷條件下作動器具有良好的負載自適應能力，到位沖擊較小。

1 作動器結構組成及工作原理

1.1 結構組成

作動器由筒體、活塞拉桿、電點火具等組成，作動器實物如圖1所示。

圖1 作動器實物圖

1.2 工作原理

作動器的工作原理如圖2所示，采用主動式氣體阻尼原理，定義作動器的燃燒腔為A腔，動力腔為B腔，阻尼腔為C腔。作動器工作時，電點火具起爆發火，點燃主裝藥，主裝藥在A腔內燃燒并產生高溫高壓氣體，該氣體通過流道1進入B腔，同時也通過流道2和流道3進入C腔?；钊瓧U的環形凹槽中安裝了1個金屬橡膠密封圈，該密封圈是一種由不銹鋼絲制成的均質彈性多孔物質，其表面是一層填充石墨的聚四氟乙烯網狀包覆層，具有良好的自潤滑性[10-11]。初始時刻，由于密封圈未被壓縮，因此其內部孔隙較大，此時不起密封作用，流道3中的氣體可通過金屬橡膠密封圈進入C腔；隨著B腔和C腔壓力的逐漸增大，由于B腔一側活塞的受力面積大于C腔一側活塞的受力面積，因此活塞拉桿在高壓氣體的作用下向左運動；當活塞拉桿運動到一定行程后，金屬橡膠密封圈進入筒體左側的內孔中，此時金屬橡膠密封圈由于徑向被壓縮并產生徑向壓應力，因此其內部孔隙大幅度減小，此時起密封作用，將流道3中的氣體進行封堵；A腔與C腔之間的流道面積大幅度減小，C腔壓力逐漸增大，此時，C腔的高壓氣體只能通過流道2回流入A腔，根據小孔節流原理，活塞拉桿所受合力減小，作動器輸出力降低，以較小的速度帶動舵面展開到位，有效降低了舵面的到位沖擊，保證機構及舵面不被損壞。

圖2 作動器工作原理圖

2 主要零部件設計及有限元分析

由于作動器工作時活塞拉桿與電點火具一起運動，因此將活塞拉桿和電點火具作為活塞拉桿組件。

2.1 活塞拉桿組件設計及有限元分析

活塞拉桿組件的設計主要包括活塞拉桿最小直徑的設計及電點火具裝藥量的確定。

活塞拉桿組件的受力情況如圖3所示，其最小直徑dmin可由式(1)計算：

圖3 活塞拉桿組件受力情況

(1)

式中，dmin——作動器活塞拉桿的最小直徑，mm

F——舵面風載荷、舵面慣性力矩、機構摩擦力矩及剪切銷鎖定力矩等換算到作動器活塞拉桿上的軸向負載力，此處按最大逆風載荷時計算，為5691 N

[σ]s——材料許用應力，為557 MPa經計算，活塞拉桿的最小直徑dmin=3.6 mm，設計時取7.0 mm。

為了用ANSYS Workbench對活塞拉桿組件進行有限元分析，必須先計算出作動器內部高壓氣體的平均工作壓力pw，該壓力可由式(2)計算：

(2)

式中，pw——作動器內部的平均工作壓力，MPa

F——舵面風載荷、舵面慣性力矩、機構摩擦力矩及剪切銷鎖定力矩等換算到作動器活塞拉桿上的軸向負載力，此處按最大逆風載荷時計算，為5691 N

d1——活塞拉桿的左端面直徑，為7 mm

d2——活塞拉桿的右端面直徑，為16 mm

經計算，作動器內部高壓氣體的平均工作壓力pw=35 MPa。

活塞拉桿組件有限元分析結果如圖4所示。

圖4 活塞拉桿組件有限元分析結果

由圖4可知，活塞拉桿組件的最大應力值為306.55 MPa，小于活塞拉桿材料的許用應力557 MPa，因此活塞拉桿組件強度滿足要求。電點火具的裝藥量可根據實驗調整的結果進行最終確定。

2.2 筒體設計及有限元分析

筒體的設計主要為筒體內部最小壁厚的設計，筒體的最小壁厚lmin可由式(3)計算：

(3)

式中，lmin——筒體的最小壁厚，mm

pw——作動器內部的平均工作壓力，為35 MPa

D——筒體內部最大直徑，為26.5 mm

[σ]s——材料許用應力，為557 MPa

經計算，筒體的最小壁厚lmin= 0.83 mm，通常理論計算的壁厚比較薄，實際設計時需根據加工工藝要求和設計裕度要求適當增加壁厚，設計時取1.75 mm，筒體的有限元分析結果如圖5所示。

圖5 筒體有限元分析結果

由圖5可知，筒體的最大應力值為223.9 MPa，小于筒體材料許用應力557 MPa，因此筒體強度滿足要求。

3 MATLAB/Simulink仿真分析

作動器工作過程仿真分析前，應先確定風載荷的模擬加載方法，建立工作過程的數學模型、仿真模型，然后才可以進行MATLAB/Simulink仿真分析。

3.1 風載荷模擬加載方法

作動器與舵面折疊展開機構的連接關系如圖6所示，作動器在研制的方案階段,可采取氣缸加載的方式進行模擬加載[12]，后續進入初樣研制階段后，將與舵面折疊展開機構一起，在專用負載模擬加載臺上或者風洞吹風的條件下進行地面聯合展開實驗。

圖6 作動器與舵面折疊展開機構的連接關系

氣缸模擬加載方法原理如圖7所示，作動器活塞拉桿與氣缸活塞桿通過連接件連接。初始時刻，氣缸活塞桿通過剪切銷進行鎖定，模擬逆風載荷時在氣缸左腔充入壓縮空氣，模擬順風載荷時在氣缸右腔充入壓縮空氣。

圖7 氣缸模擬加載方法原理圖

本研究將對順風載荷條件下作動器的工作過程進行仿真分析，仿真時將作動器活塞拉桿、電點火具、連接件、氣缸活塞桿一起看作一個移動桿。氣缸右腔初始充氣壓力p0可按式(4)計算：

(4)

式中，p0——氣缸右腔初始充氣壓力，MPa

F——舵面風載荷、舵面慣性力矩、機構摩擦力矩及剪切銷鎖定力矩等換算到移動桿上的軸向負載力，此處按最大順風載荷時計算，為-462 N，負號表示負載力為軸向壓力

S0——氣缸活塞桿右端面面積，為1962.5 mm2

L0——初始位置時，氣缸活塞桿右端面與缸體右端面的距離，為20 mm

L1——作動器工作過程中氣缸活塞桿的位移，為26 mm

V′——氣缸右腔的附加體積，為36550 mm3

3.2 數學模型及仿真模型的建立

作動器的工作過程包括2個階段，Ⅰ階段為從電點火具點火至移動桿運動之前的階段，Ⅱ階段為從移動桿開始運動至移動桿運動到位的階段。作動器的工作過程十分復雜，涉及主裝藥燃燒、小孔節流、移動桿的變速運動等多個環節，各環節的數學模型如下：

主裝藥燃燒方程為式(5)和式(6)：

(5)

(6)

式中，ε——主裝藥的燃燒速度，m/s

η——主裝藥的燃燒速度系數

pA——A腔的高壓氣體壓力，MPa

i——主裝藥的燃燒速度指數

ψ——主裝藥已燒去的質量占主裝藥總質量的比例

c——主裝藥的軸向長度參數，m

e——主裝藥的徑向厚度參數，m

et——t時刻，主裝藥已燒掉的厚度，m

Ⅰ階段的氣體狀態方程為式(7)～式(9)：

(7)

(8)

(9)

Ⅱ階段的氣體狀態方程為式(10)～式(12)：

(10)

(11)

(12)

式中，m0——主裝藥質量，kg

f——主裝藥的火藥力，J/kg

ρ——主裝藥的密度，kg/m3

α——主裝藥的余容，m3/kg

G1——C腔的高壓氣體質量，kg

G2——B腔的高壓氣體質量，kg

VA——A腔的體積，m3

pB——B腔的高壓氣體壓力，MPa

t1，t2——Ⅰ階段的溫度修正系數

SB——B腔的活塞受力面積，m2

x——作動器活塞拉桿的工作行程，m

VB——初始位置時B腔的體積，m3

pC——C腔的高壓氣體壓力，MPa

VC——初始位置時C腔的體積，m3

SC——C腔的活塞受力面積，m2

t3，t4——Ⅱ階段的溫度修正系數

節流方程為式(13)和式(14)：

(13)

(14)

式中，SAC——A腔與C腔之間的流道面積，m2

k——氣體絕熱指數

δ——溫度修正系數

SAB——A腔與B腔之間的流道面積，m2

移動桿的動力學方程為式(15)：

(15)

式中，m1——移動桿的質量，kg

x——作動器活塞拉桿的工作行程，m

數學模型建立完成后，建立仿真模型對作動器的工作過程進行仿真。Ⅰ階段的仿真模型如圖8所示，Ⅱ階段的仿真模型如圖9所示。

圖8 Ⅰ階段仿真模型

圖9 Ⅱ階段仿真模型

3.3 仿真結果及分析

仿真時各輸入參數如表1所示。

表1 各輸入參數的參數值

(續表1)

各參數輸入完成后，經運行程序得到，作動器的行程-時間仿真曲線和速度-時間仿真曲線仿真結果如圖10、圖11所示，作動器活塞拉桿從33 ms開始運動；在40.4 ms時運動速度達到最大值1.62 m/s，然后運動速度逐漸減??；在54.6 ms時活塞拉桿運動到位，到位速度為0.59 m/s，到位速度較小。因此，作動器在順風載荷條件下具有良好的負載自適應能力。

圖10 作動器行程-時間仿真曲線

圖11 作動器速度-時間仿真曲線

4 地面實驗驗證

4.1 實驗系統基本組成

實驗系統的實物圖如圖12所示，示意圖如圖13所示。

圖12 實驗系統實物圖

圖13 實驗系統示意圖

4.2 實驗系統工作原理

實驗前，先啟動空氣壓縮機，并根據式(4)計算值在氣缸右腔充入0.39 MPa的空氣，作為氣缸初始模擬負載。初始模擬負載設置完成后實驗開始，工控機對點火系統進行觸發，作動器開始工作，在內部高壓燃氣和氣缸模擬負載的作用下，將剪切銷剪斷，作動器活塞拉桿和氣缸活塞桿一起向左運動。隨著氣缸活塞桿的運動，氣缸右腔的壓力也發生變化，此時壓力傳感器對氣缸右腔壓力進行實時測量，并將測量結果反饋給數據采集系統，最后反饋給工控機，經系統處理換算后得到氣缸壓力-時間曲線。工控機在對點火系統進行觸發時，也對高速攝影系統進行了觸發，高速攝影系統對作動器的整個工作過程進行拍攝，并經過后處理軟件輸出作動器活塞拉桿的行程-時間曲線和速度-時間曲線。

4.3 實驗結果及分析

實驗結果與仿真結果的對比曲線如圖14、圖15所示，氣缸壓力-時間曲線如圖16所示。由實驗曲線和仿真曲線的對比可知，實驗曲線中作動器活塞拉桿從29 ms開始運動，仿真曲線中活塞拉桿從33 ms開始運動，兩者啟動時間僅相差4 ms；實驗曲線中35 ms時，運動速度達到最大值1.11m/s，然后運動速度逐漸降低；仿真曲線中40.4 ms時，運動速度達到最大值1.62 m/s，然后運動速度逐漸降低，兩者運動速度最大值僅相差0.51 m/s，兩者運動速度最大值對應的時間僅相差5.4 ms，實驗曲線中57 ms時，活塞拉桿運動到位，到位速度為0.35 m/s；仿真曲線中54.6 ms時，活塞拉桿運動到位，到位速度為0.59 m/s，兩者到位速度僅相差0.24 m/s且到位速度均較小，兩者到位時間僅相差2.4 ms。因此，作動器在順風載荷條件下具有良好的負載自適應能力，實驗結果與仿真結果基本一致。

圖14 作動器行程-時間曲線對比

圖15 作動器速度-時間曲線對比

圖16 氣缸壓力-時間曲線

5 結論

本研究設計了一種新型的主動阻尼式內縮型燃氣作動器，對其結構和工作原理進行了介紹，完成了各主要零部件設計及有限元分析，提出了地面模擬加載實驗方法并建立了作動器工作過程的數學模型和仿真模型，最后利用MATLAB/Simulink進行了仿真分析并進行了地面模擬加載實驗，經對比可知，實驗結果與仿真結果基本一致，作動器在順風載荷條件下具有良好的負載自適應能力，到位沖擊較小，研究結果為后續工程應用提供了依據。