任玉亮， 高欽和， 周偉， 馮江濤， 劉志浩

(1.火箭軍工程大學(xué) 導(dǎo)彈工程學(xué)院，陜西，西安 710025；2.中國(guó)人民解放軍96796部隊(duì)，寧夏，銀川 750000)

當(dāng)前，車(chē)載導(dǎo)彈發(fā)射系統(tǒng)普遍采用傳統(tǒng)液壓起豎方式，存在著起豎時(shí)間長(zhǎng)，裝機(jī)功率大等問(wèn)題[1]. 實(shí)現(xiàn)導(dǎo)彈快速起豎，探索新型起豎液壓動(dòng)力源成為一個(gè)新的研究方向. 液壓系統(tǒng)通常采用液壓泵作為動(dòng)力元件. 孫通[2]提出一種基于燃?xì)庵Φ幕旌向?qū)動(dòng)起豎方案，將燃?xì)獍l(fā)生器驅(qū)動(dòng)的燃?xì)庾鲃?dòng)筒作用于導(dǎo)彈起豎臂末端，完成初始階段起豎任務(wù)，而后采用液壓驅(qū)動(dòng)完成后續(xù)起豎工作，同樣可以實(shí)現(xiàn)快速起豎. 由此可見(jiàn)，這種以火藥爆炸產(chǎn)生燃?xì)鉃閯?dòng)力源的驅(qū)動(dòng)裝置不僅具有瞬時(shí)輸出高功率的特性，而且體積小、重量輕，非常適合于空間有限的車(chē)載導(dǎo)彈武器系統(tǒng)的起豎裝備[3]，具有較高的理論研究?jī)r(jià)值和廣泛的工程應(yīng)用前景.

目前，在導(dǎo)彈氣體擠壓式液壓動(dòng)力源起豎領(lǐng)域，已有部分學(xué)者開(kāi)展了相關(guān)研究. 張春峰[4]提出一種基于液壓蓄能器式輔助動(dòng)力源的起豎系統(tǒng)，建立了系統(tǒng)的AMESim仿真模型，設(shè)計(jì)搭建了起豎系統(tǒng)測(cè)試試驗(yàn)平臺(tái)，開(kāi)展了試驗(yàn)研究，驗(yàn)證了起豎方案的可行性. 馮江濤等[5]研究了基于多級(jí)缸執(zhí)行機(jī)構(gòu)的液壓蓄能器起豎方案，建立了起豎系統(tǒng)的仿真模型，針對(duì)液壓蓄能器初始能量損耗大，效率不高的問(wèn)題，提出采用高壓氣瓶驅(qū)動(dòng)方案的分段控制策略，前期采用氣體控制提高能量利用率，后期采用液體控制實(shí)現(xiàn)快速制動(dòng)，并進(jìn)行了試驗(yàn)驗(yàn)證. 邵亞軍等[6]提出一種燃?xì)庖簤夯旌向?qū)動(dòng)起豎方案，給出了燃?xì)怛?qū)動(dòng)裝置的簡(jiǎn)化結(jié)構(gòu)，建立了系統(tǒng)的動(dòng)力學(xué)模型，通過(guò)遺傳算法優(yōu)化確定了火藥結(jié)構(gòu)參數(shù)，給出了優(yōu)化后的起豎速度曲線，可在22.3 s內(nèi)實(shí)現(xiàn)快速起豎，在燃?xì)鈹D壓式起豎方面進(jìn)行了初步的探索和嘗試. 但是，燃?xì)獗ㄑb置是一個(gè)多參數(shù)耦合的強(qiáng)非線性系統(tǒng)，且這種燃?xì)鈹D壓式起豎裝置中同時(shí)存在燃?xì)?、油液和機(jī)械結(jié)構(gòu)，屬于典型的多物理耦合系統(tǒng)，模型的完備性和正確性對(duì)研究結(jié)果有重要影響. 文獻(xiàn)[6]在建模過(guò)程中進(jìn)行了大量的假設(shè)和簡(jiǎn)化處理，但未對(duì)模型的合理性進(jìn)行驗(yàn)證[7-8]. 縱觀已有文獻(xiàn)，對(duì)燃?xì)鈹D壓式起豎裝置的研究比較少，已有研究多集中于起豎方案設(shè)計(jì)、建模和優(yōu)化，但方案的有效性和模型的正確性均缺乏試驗(yàn)驗(yàn)證.

本文提出一種新型燃?xì)鈹D壓器式輔助動(dòng)力源快速起豎方案，在建模過(guò)程中對(duì)文獻(xiàn)[6]的建模方法做出改進(jìn)，考慮液壓系統(tǒng)實(shí)際結(jié)構(gòu)形式，建立包含液壓系統(tǒng)所有元件在內(nèi)的起豎裝置的氣、液、機(jī)多物理系統(tǒng)耦合數(shù)學(xué)模型. 在Matlab/Simulink和AMESim中分別建立相關(guān)元件仿真模型，實(shí)現(xiàn)Simulink/AMESim聯(lián)合仿真，并通過(guò)原理樣機(jī)試驗(yàn)驗(yàn)證燃?xì)鈹D壓器仿真模型的有效性. 研究了起豎系統(tǒng)的快速性和功率特性，并與傳統(tǒng)泵式液壓系統(tǒng)進(jìn)行了對(duì)比. 本文提出的起豎方案可大幅提高起豎速度，降低系統(tǒng)裝機(jī)功率，建立的理論模型及獲得的仿真結(jié)果可為快速起豎系統(tǒng)的研究提供參考.

1 燃?xì)鈹D壓器式輔助動(dòng)力源起豎裝置結(jié)構(gòu)和原理

1.1 結(jié)構(gòu)組成

燃?xì)鈹D壓器式輔助動(dòng)力源起豎裝置，其原理如圖1所示. 在傳統(tǒng)液壓起豎裝置液壓動(dòng)力源的旁路，再并聯(lián)一路燃?xì)鈹D壓器動(dòng)力源. 新系統(tǒng)由液壓主動(dòng)力源和燃?xì)廨o助動(dòng)力源兩部分組成. 液壓主動(dòng)力源由電機(jī)、定量泵、比例溢流閥、比例方向閥和平衡閥組成. 燃?xì)鈹D壓器輔助動(dòng)力源，其結(jié)構(gòu)示意圖如圖2所示. 主要由燃?xì)獍l(fā)生器和擠壓式油箱兩部分組成. 燃?xì)獍l(fā)生器內(nèi)含固體裝藥，燃燒產(chǎn)生燃?xì)? 擠壓式油箱由內(nèi)部活塞分隔為燃?xì)馇缓陀鸵呵粌刹糠? 其中，燃?xì)馇灰粋?cè)通過(guò)法蘭盤(pán)與燃?xì)獍l(fā)生器噴管相連，油液腔一側(cè)設(shè)置出油口，通過(guò)液壓閥塊與電磁開(kāi)關(guān)閥連接.

1.2 工作原理

燃?xì)鈹D壓器式輔助動(dòng)力源起豎裝置的工作過(guò)程分為2個(gè)階段.

① 燃?xì)鈹D壓器供油階段.

系統(tǒng)起豎前，電磁開(kāi)關(guān)閥8.1和8.2打開(kāi)，比例方向閥6關(guān)閉. 燃?xì)獍l(fā)生器點(diǎn)火裝置啟動(dòng)，固體裝藥迅速燃燒產(chǎn)生大量燃?xì)?，?jīng)噴管進(jìn)入擠壓式油箱的燃?xì)馇?，并通過(guò)推力活塞擠壓油液腔的油液，當(dāng)油液壓力達(dá)到負(fù)載啟動(dòng)壓力后，燃?xì)馀蛎涀龉Γ苿?dòng)活塞運(yùn)動(dòng)，油液快速釋放，經(jīng)電磁開(kāi)關(guān)閥8.1進(jìn)入液壓缸無(wú)桿腔，推動(dòng)導(dǎo)彈快速起豎，有桿腔油液經(jīng)電磁開(kāi)關(guān)閥8.2回油箱. 在此期間，比例溢流閥5設(shè)定較低開(kāi)啟壓力，定量泵2保持溢流狀態(tài).

② 液壓泵源供油階段.

燃?xì)鈹D壓器工作結(jié)束后，比例溢流閥5調(diào)定壓力切換至系統(tǒng)最高壓力. 同時(shí)，電磁開(kāi)關(guān)閥8.1和8.2關(guān)閉，比例方向閥6開(kāi)啟，并調(diào)節(jié)系統(tǒng)速度，液壓主動(dòng)力源繼續(xù)推動(dòng)導(dǎo)彈起豎至90°，實(shí)現(xiàn)起豎臂位置精確?？?

2 燃?xì)鈹D壓器式輔助動(dòng)力源起豎裝置數(shù)學(xué)模型

2.1 燃?xì)獍l(fā)生器內(nèi)彈道數(shù)學(xué)模型

2.1.1基本假設(shè)

燃?xì)獍l(fā)生器內(nèi)部裝藥燃燒過(guò)程比較復(fù)雜，為簡(jiǎn)化問(wèn)題，本文作以下基本假設(shè)[9]：

①燃燒為穩(wěn)定燃燒，同時(shí)忽略點(diǎn)火過(guò)程；②燃?xì)庠谌紵液腿細(xì)馇坏牧鲃?dòng)均為零維流動(dòng)，在噴管內(nèi)部流動(dòng)為一維準(zhǔn)定常等熵流動(dòng)；③燃?xì)獾某煞趾臀锢砘瘜W(xué)性質(zhì)固定不變，燃?xì)鉄崃W(xué)參數(shù)均為常量；④燃?xì)庖暈槔硐霘怏w；⑤燃燒室熱力學(xué)過(guò)程為絕熱過(guò)程.

2.1.2燃燒室控制方程

① 裝藥燃燒方程.

根據(jù)固體火藥燃燒理論，可知

(1)

式中：μ為燃速，服從指數(shù)變化規(guī)律；P1為燃燒室壓力；a為燃速系數(shù)；n為壓力指數(shù)；Lb為已燃裝藥長(zhǎng)度；Lp為裝藥總長(zhǎng)度.

② 質(zhì)量守恒方程.

燃燒室內(nèi)裝藥的燃燒，一方面隨著裝藥燃燒不斷生成燃?xì)?，另一方面通過(guò)噴管持續(xù)向燃?xì)馇蛔⑷肴細(xì)? 根據(jù)質(zhì)量守恒定律[10]，可得

(2)

燃?xì)赓|(zhì)量生成速率：

(3)

式中：ρp為裝藥密度；Sb為燃燒面積.

燃?xì)怏w積變化率：

dV1/dt=Sbμ.

(4)

③ 能量守恒方程.

燃燒室內(nèi)裝藥燃燒可視為絕熱過(guò)程，根據(jù)能量守恒原理，可得

(5)

燃燒產(chǎn)生能量：

(6)

式中：ε為燃燒效率；cp為燃?xì)獗榷▔簾崛荩籘p為燃溫.

為使燃燒室方程組封閉，補(bǔ)充氣體狀態(tài)方程，可得

P1V1=m1RT1,

(7)

式中R為燃?xì)鈿怏w常數(shù).

2.1.3噴管質(zhì)量流量和熱焓注入率控制方程為

流經(jīng)噴管的燃?xì)庥衼喡曀俸吐曀賰煞N流動(dòng)情況，噴管質(zhì)量流量方程為[11]：

(8)

式中：φ為流量修正系數(shù)；k為燃?xì)饨^熱指數(shù)；St為噴管喉部面積；P2為燃?xì)馇粔毫?

通過(guò)噴管注入燃?xì)馇坏臒犰首⑷肼蕿?/p>

(9)

2.2 擠壓式油箱數(shù)學(xué)模型

2.2.1燃?xì)馇豢刂品匠?/p>

① 質(zhì)量守恒方程.

燃?xì)馇坏臍怏w變化量取決于噴管質(zhì)量流量. 根據(jù)質(zhì)量守恒定律，可得

(10)

式中：m2為燃?xì)馇粴怏w質(zhì)量；ρ2為燃?xì)馇粴怏w密度；V2為燃?xì)馇粴怏w體積.

燃?xì)怏w積變化率為

dV2/dt=Spvp，

(11)

式中：Sp為擠壓式油箱內(nèi)部活塞面積；vp為活塞運(yùn)動(dòng)速度.

② 能量守恒方程.

流入燃?xì)馇坏娜細(xì)馀蛎涀龉?，根?jù)開(kāi)口系統(tǒng)熱力學(xué)第一定律，可得

(12)

(13)

燃?xì)馀蛎泴?duì)外做功，可得

(14)

同樣，為使燃?xì)馇环匠探M封閉，添加氣體狀態(tài)方程

P2V2=m2RT2.

(15)

2.2.2活塞運(yùn)動(dòng)方程

根據(jù)牛頓第二定律，可得

mpdvp/dt=P2Sp-PoSp,

(16)

vp=dxp/dt,

(17)

式中:Po為油液腔壓力；mp為活塞質(zhì)量；xp為活塞運(yùn)動(dòng)位移.

2.2.3油液腔壓力控制方程

根據(jù)流體動(dòng)力學(xué)理論，可得

(18)

式中：E為油液體積彈性模量；Vo為油腔體積；qV為閥口流量.

2.3 液壓元件數(shù)學(xué)模型

液壓系統(tǒng)中泵、閥和油缸的模型如下.

① 泵流量方程.

qVp=nqd-klPp,

(19)

式中：n為電機(jī)轉(zhuǎn)速；qd為泵排量；kl為泄漏系數(shù)；Pp為泵輸出壓力.

② 閥流量方程.

(20)

式中：Cq為流量系數(shù)；Ao為閥口面積；Pf為液壓缸無(wú)桿腔壓力；ρo為油液密度；Ps為動(dòng)力源壓力；燃?xì)鈩?dòng)力源作用時(shí)等于Po,液壓動(dòng)力源作用時(shí)等于Pp.

③ 液壓缸運(yùn)動(dòng)方程.

將液壓缸容腔作為一個(gè)節(jié)點(diǎn)，利用節(jié)點(diǎn)容腔法建立壓力方程，同時(shí)給出液壓缸輸出作用力方程，可得

(21)

(22)

F=PfAf-PbAb,

(23)

式中：F為液壓缸輸出作用力；Pf、Pb分別為液壓缸無(wú)桿腔和有桿腔的壓力；qVf、qVb分別為流入和流出無(wú)桿腔和有桿腔的流量；Af、Ab分別為無(wú)桿腔和有桿腔的面積；Vf0、Vb0分別為無(wú)桿腔和有桿腔的初始容積；x、v分別為液壓缸活塞桿的位移和速度；l為液壓缸行程.

2.4 起豎機(jī)構(gòu)動(dòng)力學(xué)模型

如圖1所示，起豎機(jī)構(gòu)構(gòu)成三角函數(shù)關(guān)系為

2lOO1lOO2cos(θ+θ0).

(24)

液壓缸推動(dòng)導(dǎo)彈由水平狀態(tài)轉(zhuǎn)動(dòng)至豎直狀態(tài). 根據(jù)歐拉運(yùn)動(dòng)方程，可得

mglO Gcos(θ+β),

(25)

式中：J為導(dǎo)彈轉(zhuǎn)動(dòng)慣量；m為導(dǎo)彈質(zhì)量；θ為導(dǎo)彈轉(zhuǎn)動(dòng)角位移；θ0為導(dǎo)彈起豎初始角度；lO G為導(dǎo)彈重心G與轉(zhuǎn)動(dòng)中心O的距離；β為導(dǎo)彈重心與導(dǎo)彈底端水平位置的角度；ω為導(dǎo)彈轉(zhuǎn)動(dòng)角速度，其公式如下：

ω=dθ/dt.

(26)

起豎過(guò)程中液壓缸活塞桿受到的導(dǎo)彈負(fù)載力Fload與起豎角位移θ的關(guān)系如圖3所示. 隨著液壓缸的伸出，起豎角位移由0變?yōu)?.57 rad，導(dǎo)彈負(fù)載逐漸減小，在重心過(guò)平衡點(diǎn)后，變?yōu)槌截?fù)載.

3 燃?xì)鈹D壓器式輔助動(dòng)力源起豎裝置聯(lián)合仿真模型

根據(jù)燃?xì)獍l(fā)生器內(nèi)彈道控制方程式(1)～(9)，在Matlab/Simulink環(huán)境下編寫(xiě)燃?xì)獍l(fā)生器內(nèi)彈道求解程序并利用S函數(shù)嵌入到Simulink中；根據(jù)擠壓式油箱控制方程式(10)～(18)、液壓元件控制方程式(19)～(23)和起豎機(jī)構(gòu)運(yùn)動(dòng)方程式(24)～(26)，在AMESim中利用液壓庫(kù)、機(jī)械庫(kù)和信號(hào)庫(kù)構(gòu)建擠壓式油箱、液壓元件和起豎機(jī)構(gòu)仿真模型. 求解模塊和仿真模型建立完成后，以Matlab/Simulink作為聯(lián)合仿真主環(huán)境，將燃?xì)獍l(fā)生器噴管質(zhì)量流量和擠壓式油箱燃?xì)馇粔毫υO(shè)為傳遞變量，利用聯(lián)合仿真接口Simcenter AMESim co-Sim模塊將AMESim構(gòu)建的擠壓式油箱、液壓元件和起豎機(jī)構(gòu)仿真模型與Matlab/Simulink搭建的燃?xì)獍l(fā)生器內(nèi)彈道求解模塊進(jìn)行連接，實(shí)現(xiàn)聯(lián)合仿真.

起豎裝置的主要仿真參數(shù)如表1所示.

表1 模型中的主要參數(shù)

4 聯(lián)合仿真模型的試驗(yàn)驗(yàn)證

為驗(yàn)證燃?xì)鈹D壓器式起豎原理和聯(lián)合仿真模型的有效性，設(shè)計(jì)搭建了原理樣機(jī). 限于試驗(yàn)條件，本文主要驗(yàn)證燃?xì)鈹D壓器動(dòng)力源驅(qū)動(dòng)液壓缸活塞桿伸出過(guò)程的仿真模型，對(duì)應(yīng)于第2部分中控制方程組(1)～(23)，暫未驗(yàn)證起豎機(jī)構(gòu)的仿真模型，對(duì)應(yīng)于控制方程組(24)～(26). 相應(yīng)的，燃?xì)獍l(fā)生器結(jié)構(gòu)參數(shù)和擠壓式油箱的結(jié)構(gòu)參數(shù)根據(jù)實(shí)際試驗(yàn)裝置進(jìn)行了調(diào)整，具體見(jiàn)下文.

試驗(yàn)臺(tái)硬件由燃?xì)獍l(fā)生器、擠壓式油箱、液壓泵源、液壓閥組、液壓缸和數(shù)據(jù)采集、測(cè)量、控制系統(tǒng)組成. 燃?xì)獍l(fā)生器體積為780 cm3，噴管喉部直徑為10 mm，擠壓式油箱直徑為63 mm，總長(zhǎng)度為1 m，液壓管路直徑為12 mm，液壓缸行程為600 mm. 傳感器型號(hào)和采集的信號(hào)有：使用拉線式傳感器LEC-150采集液壓缸活塞桿位移，使用壓力傳感器Asmik采集燃?xì)馇粔毫?，使用壓力傳感器CS -PT300采集油液腔壓力. 測(cè)控系統(tǒng)硬件采用美國(guó)NI公司的PXI-1044機(jī)箱和PXI-6259采集卡，實(shí)現(xiàn)信號(hào)的采集、放大、濾波和輸出，采用LabVIEW軟件編寫(xiě)測(cè)控程序，完成信號(hào)的輸入、輸出和存儲(chǔ).

系統(tǒng)啟動(dòng)前，通過(guò)液壓油源向擠壓式油箱充油，充油完成后，系統(tǒng)發(fā)出指令信號(hào)切斷油源；完成準(zhǔn)備工作后，系統(tǒng)發(fā)出點(diǎn)火指令，裝藥開(kāi)始燃燒產(chǎn)生燃?xì)馀蛎涀龉ν苿?dòng)活塞擠壓油液進(jìn)入液壓缸，進(jìn)而推動(dòng)活塞桿伸出，伸出到位后，系統(tǒng)完成一次試驗(yàn).

將液壓缸活塞桿位移的試驗(yàn)結(jié)果與仿真結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，如圖4所示. 圖中同時(shí)給出了采用文獻(xiàn)[6]模型的計(jì)算結(jié)果. 從圖中可以看出本文仿真模型得到的油缸啟動(dòng)時(shí)間約為0.85 s，與試驗(yàn)結(jié)果較為符合. 而由文獻(xiàn)[6]模型計(jì)算得到的啟動(dòng)時(shí)間較短，約為0.5 s. 這是因?yàn)槲墨I(xiàn)[6]模型忽略了液壓系統(tǒng)部分，假定火藥爆炸產(chǎn)生的燃?xì)庾饔昧Φ扔谪?fù)載受到的驅(qū)動(dòng)力，而實(shí)際上液壓管路和液壓閥都不可避免的存在壓力損失，燃?xì)庾饔昧Ρ厝淮笥谪?fù)載受到的驅(qū)動(dòng)力. 因此，會(huì)導(dǎo)致系統(tǒng)提前啟動(dòng). 同理，油缸運(yùn)動(dòng)到位時(shí)間也較本文仿真和試驗(yàn)結(jié)果提前約0.5 s左右. 本文仿真模型得到的位移曲線與試驗(yàn)曲線更為接近. 而由文獻(xiàn)[6]模型計(jì)算得到的位移曲線在初始階段波動(dòng)更大. 這是因?yàn)?，火藥爆炸初期燃?xì)馇粌?nèi)的壓力變化迅速，且氣體具有很大的壓縮性，單純考慮燃?xì)獾哪Ｐ陀?jì)算結(jié)果勢(shì)必引起負(fù)載運(yùn)動(dòng)的波動(dòng)，隨著時(shí)間向前推移，逐漸穩(wěn)定. 而考慮了液壓系統(tǒng)的模型，由于液壓油體積彈性模量非常大，且不可壓縮，對(duì)整個(gè)系統(tǒng)而言，其本質(zhì)是增大了系統(tǒng)的阻尼，系統(tǒng)響應(yīng)則更為穩(wěn)定.

如上所述，本文仿真計(jì)算得到的活塞桿位移結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果較為符合，其最大誤差不超過(guò)15%. 經(jīng)分析，誤差是由于驅(qū)動(dòng)過(guò)程中，裝藥燃燒效率、裝置密封處存在泄漏、液壓缸自身存在摩擦以及與外界存在熱交換等因素造成的. 在后續(xù)研究中，需要對(duì)實(shí)驗(yàn)裝置的導(dǎo)熱性和密封性進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)，并增加活塞摩擦、壁面?zhèn)鳠?、密封泄漏等過(guò)程的模型和裝藥參數(shù)的精確測(cè)試，以提供更為準(zhǔn)確的試驗(yàn)與仿真結(jié)果.

總體上看，通過(guò)仿真與試驗(yàn)得到的結(jié)果基本一致，驗(yàn)證了起豎原理和聯(lián)合仿真模型的有效性.

5 起豎系統(tǒng)仿真結(jié)果與分析

5.1 起豎性能分析

圖5～圖8給出導(dǎo)彈起豎過(guò)程中燃?xì)鈹D壓器輔助動(dòng)力源的壓力和流量變化曲線. 圖9～圖10給出導(dǎo)彈運(yùn)動(dòng)學(xué)參量的響應(yīng)曲線.

圖5是燃燒室和燃?xì)馇粔毫﹄S時(shí)間的變化曲線. 由圖可知，燃?xì)獍l(fā)生器點(diǎn)火啟動(dòng)后，裝藥開(kāi)始燃燒，燃燒室內(nèi)壓力迅速上升，約0.2 s后即達(dá)到平衡壓力21.2 MPa，建壓完畢. 與此同時(shí)，燃?xì)饨?jīng)噴管流入擠壓式油箱的燃?xì)馇唬S著燃?xì)獾牟粩嘧⑷?，燃?xì)馇粌?nèi)氣體壓力同步上升，進(jìn)而推動(dòng)活塞運(yùn)動(dòng)，擠壓油液腔內(nèi)部的油液，使油液腔壓力和液壓缸無(wú)桿腔壓力隨之同步上升(如圖7所示). 當(dāng)無(wú)桿腔壓力達(dá)到啟動(dòng)壓力時(shí)，約0.3 s，導(dǎo)彈開(kāi)始運(yùn)動(dòng). 此后，隨著導(dǎo)彈的加速運(yùn)動(dòng)，燃?xì)馇蝗莘e迅速增大，導(dǎo)致燃?xì)馇粔毫ι仙俣乳_(kāi)始減緩，并于大約0.6 s左右達(dá)到峰值8.5 MPa，隨后開(kāi)始下降. 當(dāng)在4 s關(guān)閉燃?xì)鈹D壓器時(shí)，裝藥同時(shí)燃燒完畢，燃燒室壓力迅速下降至燃?xì)馇粔毫?

圖6是燃燒室噴管質(zhì)量流量隨時(shí)間的變化曲線. 由圖可知，點(diǎn)火啟動(dòng)后，噴管流量迅速上升至穩(wěn)定流量223.9 g/s. 對(duì)比圖5中的燃燒室壓力曲線發(fā)現(xiàn)，噴管質(zhì)量流量和燃燒室壓力正相關(guān). 這是因?yàn)椋細(xì)馇粔毫2與燃燒室壓力P1的比值P2/P1始終小于臨界壓力比0.553，由方程(8)可知，此時(shí)噴管質(zhì)量流量不受燃?xì)馇粔毫τ绊?，在裝藥種類(lèi)和燃?xì)獍l(fā)生器結(jié)構(gòu)參數(shù)確定的情況下，由燃燒室壓力唯一確定，并且兩者呈正比例關(guān)系. 此種工況下，噴管喉部始終處于超聲速狀態(tài)，而保證燃燒室噴管喉部始終處于超聲速狀態(tài)，是燃?xì)怛?qū)動(dòng)裝置結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)的前提條件，這也印證了燃?xì)獍l(fā)生器設(shè)計(jì)的合理性. 在整個(gè)起豎過(guò)程中，燃?xì)獍l(fā)生器是作為恒定流量源使用的.

圖7是擠壓式油箱油液腔和液壓缸內(nèi)壓力隨時(shí)間的變化曲線. 在啟動(dòng)初期，導(dǎo)彈保持靜止?fàn)顟B(tài)，燃?xì)鈹D壓器輸出流量為0(如圖8所示)，油液腔和無(wú)桿腔處于聯(lián)通狀態(tài)，壓力始終保持相等并同步上升. 在大約0.3 s時(shí)，導(dǎo)彈開(kāi)始運(yùn)動(dòng)，燃?xì)鈹D壓器輸出正流量，經(jīng)電磁開(kāi)關(guān)閥后產(chǎn)生壓降，使得油液腔壓力大于無(wú)桿腔壓力.

圖8是燃?xì)鈹D壓器輸出流量隨時(shí)間的變化曲線. 由圖可知，系統(tǒng)啟動(dòng)后，燃?xì)鈹D壓器迅速輸出大流量，并在1.1 s時(shí)達(dá)到瞬時(shí)最大流量，約2 038 L/min. 至3.2 s之前，基本保持在1 750 L/min左右，并最終在4 s內(nèi)快速完成流量釋放.

圖9是導(dǎo)彈起豎角速度的時(shí)間響應(yīng)曲線. 由圖可知，點(diǎn)火啟動(dòng)后，導(dǎo)彈在燃?xì)鈹D壓器輔助動(dòng)力源的作用下高速運(yùn)動(dòng)，起豎角速度快速上升，在1.1 s時(shí)達(dá)到峰值速度，約0.28 rad/s. 并且，在燃?xì)鈹D壓器作用的4 s內(nèi)，平均速度達(dá)到0.18 rad/s. 4 s以后，燃?xì)廨o助動(dòng)力源關(guān)閉，系統(tǒng)切換至液壓泵主動(dòng)力源繼續(xù)起豎，平均角速度約0.027 rad/s左右. 對(duì)比可見(jiàn)，燃?xì)廨o助動(dòng)力源起豎速度比液壓主動(dòng)力源起豎速度快6倍以上.

圖10是導(dǎo)彈起豎角位移的時(shí)間響應(yīng)曲線. 由圖可知，導(dǎo)彈起豎臂在燃?xì)鈹D壓器輔助動(dòng)力源作用的前4 s內(nèi)即可達(dá)到0.72 rad(41°)左右，占全程起豎角度(90°)的46%，接近1/2. 由此可見(jiàn)，基于燃?xì)鈹D壓器式輔助動(dòng)力源的起豎方案能夠?qū)崿F(xiàn)導(dǎo)彈的快速起豎.

5.2 起豎快速性和功率特性分析

為檢驗(yàn)燃?xì)鈹D壓器式輔助動(dòng)力源起豎系統(tǒng)的性能，將其與傳統(tǒng)液壓起豎系統(tǒng)進(jìn)行仿真對(duì)比，兩套起豎系統(tǒng)的液壓參數(shù)均取相同的數(shù)值. 系統(tǒng)角位移θ和系統(tǒng)功率P隨時(shí)間的變化曲線如圖11和圖12所示.

由圖11可知，燃?xì)廨o助動(dòng)力系統(tǒng)比傳統(tǒng)液壓起豎系統(tǒng)速度快，前4 s即可完成無(wú)輔助動(dòng)力源系統(tǒng)29.5 s時(shí)的起豎角度，縮短起豎時(shí)間25.5 s，起豎快速性提高42.5%. 由圖12可知，傳統(tǒng)液壓起豎系統(tǒng)裝機(jī)功率為19 kW，滿功率溢流；而基于燃?xì)廨o助動(dòng)力源的起豎系統(tǒng)，輔助動(dòng)力裝置滿足起豎初期大功率的需求，液壓泵主動(dòng)力源以低功率輸出，起豎至一定角度后，負(fù)載壓力減小，所需功率大幅下降，泵裝機(jī)功率僅為11.6 kW，比傳統(tǒng)液壓起豎減少7.4 kW，裝機(jī)功率降低38.9%.

同時(shí)注意到，燃?xì)怛?qū)動(dòng)向液壓驅(qū)動(dòng)切換過(guò)程中，角速度發(fā)生陡變，產(chǎn)生加速度，引起系統(tǒng)不穩(wěn)定. 其原因可以結(jié)合圖7系統(tǒng)的壓力變化曲線說(shuō)明如下：燃?xì)怛?qū)動(dòng)結(jié)束后，系統(tǒng)壓力迅速下降，當(dāng)切換至液壓驅(qū)動(dòng)后，又迅速抬升至負(fù)載壓力，切換過(guò)程中液壓缸無(wú)桿腔的壓力波動(dòng)會(huì)產(chǎn)生振動(dòng)和沖擊，從而引起負(fù)載運(yùn)動(dòng)不穩(wěn)定. 在后續(xù)研究中，需要采取適當(dāng)控制策略消除或減小壓力波動(dòng)，保證負(fù)載平穩(wěn)運(yùn)動(dòng).

兩種動(dòng)力源起豎系統(tǒng)主要性能參數(shù)對(duì)比如表2所示.

表2 兩種動(dòng)力源起豎系統(tǒng)主要性能參數(shù)對(duì)比

6 結(jié) 論

本文提出了一種基于燃?xì)鈹D壓器式輔助動(dòng)力源的導(dǎo)彈快速起豎方案，建立了包含液壓系統(tǒng)在內(nèi)的起豎裝置氣、液、機(jī)多物理系統(tǒng)耦合數(shù)學(xué)模型，利用Matlab/Simulink和AMESim軟件實(shí)現(xiàn)了起豎過(guò)程的聯(lián)合仿真，搭建了系統(tǒng)的原理樣機(jī)，分析了系統(tǒng)的起豎性能，對(duì)比研究了系統(tǒng)的快速性和功率特性，得出以下結(jié)論：

① 考慮液壓系統(tǒng)的完整模型相比于不考慮液壓系統(tǒng)的簡(jiǎn)化模型，系統(tǒng)在初期的動(dòng)力學(xué)響應(yīng)波動(dòng)更小，運(yùn)動(dòng)更加穩(wěn)定. 從起豎系統(tǒng)原理樣機(jī)的試驗(yàn)結(jié)果可以看出，仿真結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果基本一致，驗(yàn)證了燃?xì)鈹D壓器起豎原理和仿真模型的有效性.

② 從起豎過(guò)程看，燃?xì)獍l(fā)生器在毫秒量級(jí)內(nèi)完成建壓，噴管喉部始終處于超聲速狀態(tài)，符合燃?xì)獍l(fā)生器結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)的一般原則，印證了燃?xì)獍l(fā)生器結(jié)構(gòu)的合理性.

③ 新型液壓動(dòng)力源起豎系統(tǒng)可在34.5 s內(nèi)完成起豎，裝機(jī)功率僅為11.6 kW，較傳統(tǒng)液壓起豎系統(tǒng)在快速性上提高42.5%，在裝機(jī)功率上降低38.9%，大幅提高了起豎裝備的起豎速度，降低了系統(tǒng)的裝機(jī)功率，能夠?yàn)檐?chē)載導(dǎo)彈武器發(fā)射系統(tǒng)的工程化設(shè)計(jì)與應(yīng)用提供理論參考.

④ 燃?xì)怛?qū)動(dòng)向液壓驅(qū)動(dòng)切換過(guò)程中，角速度發(fā)生陡變，液壓缸無(wú)桿腔壓力產(chǎn)生波動(dòng)，會(huì)對(duì)系統(tǒng)造成沖擊，引起負(fù)載運(yùn)動(dòng)的不穩(wěn)定. 在后續(xù)研究中，需要開(kāi)展不同動(dòng)力源之間平滑過(guò)渡切換控制問(wèn)題的理論研究和試驗(yàn)工作，以確保負(fù)載平穩(wěn)運(yùn)動(dòng).