多級(jí)氣動(dòng)液壓彈射裝置建模及性能研究

任銳，馬大為，姚琳，劉崢，何強(qiáng)

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

多級(jí)氣動(dòng)液壓彈射裝置建模及性能研究

任銳，馬大為，姚琳，劉崢，何強(qiáng)

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

分析氣動(dòng)液壓彈射方式的兩種彈射裝置類型，研究一種以壓縮空氣為動(dòng)力源、油液為傳動(dòng)介質(zhì)，且具備油液自緩沖結(jié)構(gòu)的多級(jí)氣動(dòng)液壓彈射裝置的彈射性能。針對(duì)彈射過程中氣腔氣體復(fù)雜多變過程、封閉油腔油液流動(dòng)非線性、多級(jí)缸運(yùn)動(dòng)關(guān)系的不確定性及油液緩沖結(jié)構(gòu)，結(jié)合真實(shí)氣體熱力學(xué)效應(yīng)，推導(dǎo)封閉油腔油液的壓力動(dòng)態(tài)變化模型及多級(jí)缸動(dòng)力學(xué)非線性模型，建立描述多級(jí)氣動(dòng)液壓彈射過程的數(shù)學(xué)模型；通過數(shù)值求解方法，分析該多級(jí)氣動(dòng)液壓彈射缸的運(yùn)動(dòng)規(guī)律及彈射性能。研究結(jié)果表明：該多級(jí)氣動(dòng)液壓彈射缸建壓過程迅速，并能在0.2s內(nèi)以2.4m有效彈射行程，將重1.5t負(fù)載加速至19m/s，彈射最大過載不超過16g，且相鄰兩級(jí)缸的相對(duì)速度不超過15m/s.

兵器科學(xué)與技術(shù)；壓縮空氣；多級(jí)缸；氣動(dòng)液壓彈射

0 引言

氣動(dòng)液壓彈射方式，是一種以油液為傳動(dòng)介質(zhì)，將氣體內(nèi)能轉(zhuǎn)換輸出為負(fù)載動(dòng)能的冷彈射技術(shù)。該彈射方式具有彈射能源清潔、彈射過程安全、無煙、無光等優(yōu)點(diǎn)，因此被廣泛應(yīng)用于多種彈射場(chǎng)合，如無人機(jī)的發(fā)射、機(jī)載彈的彈射、靶機(jī)的彈射等。

目前，氣動(dòng)液壓式彈射裝置主要有兩種形式:以氣囊式蓄能器與液壓缸為主的彈射裝置［1-4］；以兼具氣體腔及油液腔的氣體與液體（簡(jiǎn)稱氣液）混合缸為彈射機(jī)構(gòu)的彈射裝置［5］。一種無人機(jī)氣液壓彈射［6］采用氣囊式蓄能器對(duì)液壓缸充入高壓油，并利用活塞桿和滑輪組彈射無人機(jī)以達(dá)到合適起飛速度。該彈射裝置的彈射性能依賴于滑輪組的增速倍率，且需要保證滑輪組纜繩能夠在承受動(dòng)載時(shí)不會(huì)發(fā)生較大的塑性變形。分析及實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明，當(dāng)僅采用氣囊式蓄能器和單級(jí)液壓缸對(duì)小型負(fù)載彈射時(shí)，彈射速度不超過10m/s，彈射速度較低［7］。

在以氣液混合缸為彈射機(jī)構(gòu)的相關(guān)研究中，文獻(xiàn)［8］設(shè)計(jì)了一種單級(jí)氣液混合式彈射系統(tǒng)，通過控制大流量油液迅速充入氣液混合缸的油液腔推動(dòng)單級(jí)活塞桿伸出，并排出伸出端氣體腔氣體，進(jìn)而彈射負(fù)載。但采用單級(jí)缸形式，使得最高彈射速度受限于密封構(gòu)件所能承受的最大相對(duì)運(yùn)動(dòng)速度。對(duì)此，一種多級(jí)氣液混合缸被提出應(yīng)用于冷彈射裝置中［5］。相較于單級(jí)彈射，多級(jí)缸形式既可降低相鄰構(gòu)件的相對(duì)運(yùn)動(dòng)速度而降低密封難度，又可以增大彈射行程而提升最高彈射速度。當(dāng)采用控制閥對(duì)瞬時(shí)大流量流體實(shí)施控制時(shí)，由于一定體積流量氣體的質(zhì)量流量遠(yuǎn)小于相同體積流量油液的質(zhì)量流量，而在相同的控制規(guī)律和開口截面積下更易于實(shí)現(xiàn)對(duì)氣體流量精確控制；則相較于3級(jí)同步液壓彈射裝置［9］，多級(jí)氣動(dòng)液壓缸采用氣體腔作為動(dòng)力腔更易于被精確控制，從而更易于實(shí)現(xiàn)對(duì)彈射性能的控制。但這種以高壓氣體為壓力源、油液為傳動(dòng)介質(zhì)的多級(jí)氣動(dòng)液壓彈射裝置，彈射性能有待驗(yàn)證。

考慮采用氣動(dòng)液壓彈射方式彈射負(fù)載的問題，本文提出了一種以壓縮空氣為動(dòng)力源、具備油液緩沖結(jié)構(gòu)的多級(jí)氣動(dòng)液壓彈射裝置，并在建模分析過程對(duì)已知?dú)鈩?dòng)液壓彈射的建模方法［10］做出改進(jìn)，即舍棄對(duì)彈射過程中高壓氣體的理想氣體模型假設(shè)而考慮其真實(shí)熱力學(xué)特性；并將高壓氣體復(fù)雜熱力學(xué)特性與多級(jí)液壓缸動(dòng)力學(xué)模型相結(jié)合，提供了一種描述多級(jí)氣動(dòng)液壓彈射特性的理論模型，通過數(shù)值計(jì)算得出了所提彈射裝置彈射重型負(fù)載的彈射性能。該研究提供了一種新的彈射思路，并基于改進(jìn)的氣動(dòng)液壓建模理論給出了描述多級(jí)氣動(dòng)液壓彈射的理論模型，為今后對(duì)多級(jí)氣動(dòng)液壓彈射裝置的優(yōu)化設(shè)計(jì)提供參考依據(jù)。

1 彈射裝置組成及原理分析

一種多級(jí)氣動(dòng)液壓彈射裝置主要由高壓氣瓶、氣動(dòng)閥、氣液混合多級(jí)彈射缸及負(fù)載組成。高壓氣瓶?jī)?chǔ)存壓縮空氣，作為彈射裝置動(dòng)力源。多級(jí)氣液混合彈射缸作為彈射動(dòng)力機(jī)構(gòu)，主要由主缸體、充油端蓋、進(jìn)氣端蓋、多級(jí)油缸及密封結(jié)構(gòu)組成。多級(jí)彈射缸內(nèi)部分為氣腔及包含多級(jí)套筒式油缸的油液腔，其中油液腔可分為多級(jí)缸內(nèi)腔C1、1級(jí)有桿腔C2、2級(jí)有桿腔C3、3級(jí)有桿腔C4、節(jié)流緩沖外腔C5、節(jié)流緩沖內(nèi)腔C6.該氣液混合多級(jí)彈射缸示意結(jié)構(gòu)如圖1所示。

圖1　3級(jí)氣液混合彈射缸結(jié)構(gòu)示意圖Fig.1 Schematic diagram of three-stage pneumatic and hydraulic ejection cylinder

彈射時(shí)，高壓氣瓶?jī)?nèi)壓縮空氣迅速充入氣體容腔，推動(dòng)第3級(jí)油缸，使3級(jí)有桿腔油液通過周向通孔流入油腔內(nèi)部，推動(dòng)內(nèi)部各級(jí)油缸伸出；內(nèi)部各級(jí)缸的有桿腔油液則通過各級(jí)缸的周向通孔流入油腔內(nèi)部，推動(dòng)第1級(jí)油缸加速伸出，由第1級(jí)缸實(shí)現(xiàn)對(duì)負(fù)載的加速?gòu)椛?。并且，?級(jí)缸的活塞端可與進(jìn)油端蓋形成變截面節(jié)流緩沖結(jié)構(gòu)，其余各級(jí)缸間主要通過形成油柱與卸荷槽實(shí)現(xiàn)油液緩沖。

該彈射裝置結(jié)合多級(jí)缸優(yōu)勢(shì)，軸向安裝空間小而彈射行程大，且具備彈射能源裝置體積小、便攜、高效，及油液潤(rùn)滑而摩擦力小的優(yōu)勢(shì)。由于彈射裝置以油液為傳動(dòng)介質(zhì)，剛度大、固有頻率高，與純氣體或蒸汽彈射相比，更易對(duì)彈射過程實(shí)施控制。雖然該彈射裝置具備上述優(yōu)點(diǎn)，但彈射動(dòng)力過程復(fù)雜，有必要對(duì)其彈射性能進(jìn)行分析。

2 理論建模及仿真分析

該彈射裝置的彈射機(jī)理復(fù)雜，主要表現(xiàn)為:1）彈射過程中，高壓氣瓶及氣體容腔內(nèi)壓縮空氣的熱力學(xué)效應(yīng)呈現(xiàn)復(fù)雜多變過程；2）油腔內(nèi)各級(jí)活塞缸相對(duì)運(yùn)動(dòng)關(guān)系無法確定，且各級(jí)缸動(dòng)力學(xué)特性呈現(xiàn)非線性；3）封閉油腔內(nèi)，各級(jí)缸相對(duì)位置變化導(dǎo)致各級(jí)缸周向孔口的閉合狀態(tài)不斷變化，引起各子腔室流量的強(qiáng)非線性。由于實(shí)際彈射過程中諸多參數(shù)是時(shí)變的，為便于對(duì)彈射機(jī)理進(jìn)行建模，作以下假設(shè):1）彈射過程中油液性質(zhì)不變，油液特性參數(shù)為常量；2）不計(jì)油液泄漏，各子油腔內(nèi)壓力視為均勻分布；3）各子油腔的孔口流動(dòng)視為薄壁孔口流動(dòng)；4）不計(jì)油液在流動(dòng)過程中所產(chǎn)生的液動(dòng)力。

引入符號(hào)函數(shù)sign（x）:x＞0時(shí)sign（x）=1；x＜0時(shí)sign（x）=-1；x=0時(shí)sign（x）=0.

2.1充氣過程熱力學(xué)分析

基于標(biāo)準(zhǔn)干空氣模型，對(duì)高壓氣瓶?jī)?nèi)壓縮空氣充入氣體容腔的熱力學(xué)過程進(jìn)行分析。假定充氣彈射過程為等熵過程，不計(jì)氣體泄漏因素，則根據(jù)高壓氣瓶、氣體容腔工質(zhì)的質(zhì)量連續(xù)性方程、能量守恒方程及氣體的對(duì)應(yīng)態(tài)維里方程，可得壓縮空氣充氣彈射過程的熱力學(xué)方程為

式中:下標(biāo)“gb”對(duì)應(yīng)高壓氣瓶工質(zhì)參數(shù)，下標(biāo)“gc”對(duì)應(yīng)氣體容腔內(nèi)工質(zhì)參數(shù)；ρgb為氣瓶中氣體密度；Vgb為氣瓶容積；R為摩爾氣體常數(shù)；mgc為多級(jí)缸氣腔內(nèi)氣體的質(zhì)量；pgb、pgc分別為氣瓶、氣腔內(nèi)氣體壓力；pa為大氣壓力；Vm，gb、Vm，gc分別為氣瓶、氣體容腔內(nèi)氣體摩爾體積；Tgb、Tgc分別是氣瓶、氣腔內(nèi)氣體溫度；uj、hj分別為高壓空氣的比熱力學(xué)能和比焓，Bj、Cj分別為對(duì)應(yīng)態(tài)第2和第3維里系數(shù)，uj、hj、Bj、Cj是關(guān)于氣體溫度Tj的函數(shù)［11］，下標(biāo)j為gb或gc；Agc、x3分別為氣腔有效推力面積及第3級(jí)油缸的位移；Qm為充氣過程中壓縮空氣的質(zhì)量流量，結(jié)合亞聲速及聲速兩種流動(dòng)，可得

μx是流量修正系數(shù)，Sv是氣動(dòng)閥的閥口截面積，k為空氣絕熱指數(shù)，Rg為空氣氣體常數(shù)。

2.2油腔壓力動(dòng)態(tài)特性分析

如圖1所示，在充氣端蓋底端處建立固定坐標(biāo)系，記各級(jí)缸位移和速度分別為xi、vi，相鄰兩級(jí)缸相對(duì)位移為xir，相對(duì)運(yùn)動(dòng)速度為vir；第i級(jí)缸的通孔個(gè)數(shù)為ni，孔口截面積為Si，孔口面積梯度為wid.上述參數(shù)中i=1，2，3，分別表示第1、第2、第3級(jí)油缸。Cj腔油液初始體積為VCj0，瞬時(shí)油液容積為VCj，油壓為pCj，Cj=C1，C2，C3，C4，C5，C6；油液有效彈性模量為β，油液密度為ρ；孔口流量系數(shù)Cd.

記3級(jí)缸到達(dá)緩沖位置前的運(yùn)動(dòng)行程為L(zhǎng)3，第1、第2級(jí)缸相對(duì)運(yùn)動(dòng)行程為L(zhǎng)12，第2、第3級(jí)缸相對(duì)運(yùn)動(dòng)行程為L(zhǎng)23；第2級(jí)缸活塞軸肩和活塞尾端與第3級(jí)缸通孔端部距離分別為L(zhǎng)2zj、L2wd；第1級(jí)缸活塞軸肩和活塞尾端與第2級(jí)缸通孔距離分別為L(zhǎng)1zj、L1wd.

2.2.1腔室C4、C5、C6壓力動(dòng)態(tài)特性

1）當(dāng)x3r≤L3時(shí)，C6、C5、C4視為具有相同的壓力變化特性:

式中:C4腔流出至第2級(jí)有桿腔C3流量為

C4腔流出至內(nèi)腔C1流量為

2）當(dāng)x3r＞L3時(shí)，如圖2所示，第3級(jí)油缸的異型活塞部分與進(jìn)油端蓋的薄壁結(jié)構(gòu)共同起到節(jié)流緩沖的作用。假定C4腔壓力保持不變:

圖2　節(jié)流緩沖結(jié)構(gòu)示意圖Fig.2 Schematic diagram of throttle buffering structure

采用環(huán)形縫隙流量公式求C6腔流出流量:

式中:hC6為環(huán)形縫隙高度；dC6為內(nèi)環(huán)直徑；lC6為間隙長(zhǎng)度；μ為油液動(dòng)力粘度。

采用圓錐閥變截面開口流動(dòng)的流量公式求得C5腔流出流量:

式中:有效通流截面積

Ae（x3r）=πxlap（dC5+xlapsin2δ）sinδ，

xlap=Lc-（x3r-L3），Lc為緩沖行程，δ為錐面傾斜角度。則節(jié)流緩沖內(nèi)腔C6壓力特性:

節(jié)流緩沖外腔C5的壓力特性:

2.2.2容腔C3壓力動(dòng)態(tài)變化特性

式中:流入C3腔的流量QC3i=QC4oC3；流出C3腔的流量為QC3o=QC3oC2+QC3oC1，QC3oC2、QC3oC1分別是從C3腔流出至C2腔和C1腔的流量。

2.2.3容腔C2壓力動(dòng)態(tài)特性

式中:流入C2腔的流量QC2i=QC3oC2；流出C2腔的流量為

2.2.4容腔C1壓力動(dòng)態(tài)特性

式中:第1級(jí)有桿腔油液瞬時(shí)體積為VC1=VC10+（x1-x2）A2+（x2-x3）A3，A2、A3分別為第2、第3級(jí)缸最大內(nèi)徑所對(duì)的截面面積；流入流量QC1i= QC4oC1+QC3oC1+QC2o；流出流量QC1o=0L/min.

2.3多級(jí)缸動(dòng)力學(xué)過程

各級(jí)缸受力如圖3所示，F(xiàn)fi表示相鄰兩級(jí)缸間摩擦力，F(xiàn)isc、Fidh、Fizj分別表示第i級(jí)缸活塞桿伸出端、活塞端擋環(huán)底端及活塞端軸肩處的受力，i=1，2，3；F2dhn表示2級(jí)缸活塞擋環(huán)內(nèi)側(cè)受力。

圖3　各級(jí)油缸1/2簡(jiǎn)化結(jié)構(gòu)受力示意圖Fig.3 Force diagram of half of each cylinder

當(dāng)相鄰兩級(jí)缸的相對(duì)位移近乎為0時(shí)，會(huì)發(fā)生接觸；當(dāng)相鄰兩級(jí)缸發(fā)生最大相對(duì)位移時(shí)，兩級(jí)缸間形成油柱緩沖，且通過卸荷槽以避免困油。當(dāng)發(fā)生上述兩種相互作用時(shí)，F(xiàn)isc、Fidh不再是油壓作用力，并由接觸碰撞模型［12］計(jì)算得出:

式中:kb、Db、Pb分別為接觸碰撞的接觸剛度、粘性摩擦系數(shù)及最大允許穿透量，b=min，max，分別對(duì)應(yīng)于最小位移處碰撞和最大位移處碰撞的參數(shù)；ximin、ximax分別為相鄰缸允許的最小相對(duì)位移及最大相對(duì)位移，i=1，2，3.

則多級(jí)缸彈射過程的動(dòng)力學(xué)方程為

2.4彈射過程非線性數(shù)學(xué)模型

選取狀態(tài)變量Y=［y1；y2；y3；y4；y5；y6；y7；y8；y9；y10；y11；y12；y13；y14；y15；y16］，其中y1=ρgb，y2= Tgb，y3=mgc，y4=Tgc，y5=x1，y6=v1，y7=x2，y8=v2，y9=x3，y10=v3，y11=pC1，y12=pC2，y13=pC3，y14=pC4，y15=pC5，y16=pC6.根據(jù)（1）式～（10）式，建立多級(jí)氣動(dòng)液壓彈射裝置彈射過程的數(shù)學(xué)模型:

式中:c*V為理想氣體的比定容熱容；Tc、pc分別為干空氣臨界溫度和臨界壓力；m0為空氣摩爾質(zhì)量；A12為第1級(jí)缸活塞桿外側(cè)與第2級(jí)缸內(nèi)側(cè)所構(gòu)成的圓環(huán)截面積；A23為第2級(jí)缸活塞桿外側(cè)與第3級(jí)缸內(nèi)側(cè)所構(gòu)成的圓環(huán)截面積；D211、D221為高壓氣瓶?jī)?nèi)氣體溫度Tgb的函數(shù)；D112、D122、D212、D222為氣體容腔內(nèi)氣體溫度Tgc的函數(shù)［13］。

在Matlab中將所得微分方程組編寫為M程序，通過4階龍格-庫(kù)塔法對(duì)該微分方程組進(jìn)行求解。仿真模型各狀態(tài)參量的初始值及主要參數(shù)設(shè)置如下:ρgb=227.3kg/m3；Tgb=Tgc=300K；mgc=1.293× 10-4kg；vi=0m/s，i=1，2，3；pCj=0.3×106Pa，Cj= C1，C2，C3，C4，C5，C6；x1=0.021m；x2=0.011m；x3=0.001m；μx=0.96；Sv=0.0004m2；k=1.4，R= 8.314J/（mol·K-1）；Rg=287.0041J/（mol·K-1）；Vgb=50L；Tc=132.5K；pc=3.77×106Pa；m0= 0.0289586kg/mol；ρ=850kg/m3；β=700MPa；L12=L23=0.81m；L2zj=0.018m；L1zj=0.01m；L4= 0.78m；L3=L1wd=0.026m；L3=0.78m；hC6=0.002m；dC6=0.24m；lC6=0.02m；Lc=0.05m；δ=0.21rad；mf=1500kg.

3 結(jié)果分析

3.1充氣過程分析

由圖4可知，彈射裝置所用高壓氣瓶初始?jí)毫?0MPa.彈射初始時(shí)，多級(jí)缸氣腔的初始?jí)毫礊榇髿鈮毫?.1MPa；各級(jí)油缸內(nèi)油腔的初始?jí)毫O(shè)定為0.3MPa.在彈射過程中，由于高壓氣瓶為固定容積，隨著壓縮空氣充入多級(jí)彈射裝置的氣體容腔內(nèi)的過程，高壓氣瓶?jī)?nèi)氣體密度減小，質(zhì)量減小，壓力不斷下降。

結(jié)合圖5和圖6所示的多級(jí)彈射缸位移、速度曲線可知:彈射初始時(shí)刻，由于負(fù)載重力及彈射缸內(nèi)油腔油液壓力作用，各級(jí)缸未發(fā)生相對(duì)位移，氣體容腔體積不變，從而高壓氣瓶充入多級(jí)彈射缸氣體容腔內(nèi)的氣體壓力迅速增加，作用于第3級(jí)缸的推力增大；當(dāng)推力大于第3級(jí)缸的油液阻力時(shí)，第3級(jí)缸運(yùn)動(dòng)，同時(shí)油液腔油液流動(dòng)，第1級(jí)缸和第2級(jí)缸以相同速度同時(shí)伸出。上述從開始充入氣體，氣體壓力增大至推動(dòng)各級(jí)缸發(fā)生運(yùn)動(dòng)的過程，稱為初始建壓過程。

圖4　氣體壓力曲線Fig.4 Gas pressure

圖5　多級(jí)彈射缸位移曲線Fig.5 Displacement curves of multi-stage catapult cylinders

圖6　多級(jí)彈射缸速度曲線Fig.6 Velocity curves of multi-stage catapult cylinders

完成建壓過程后，氣體容腔壓力增長(zhǎng)減緩，隨后再迅速達(dá)到峰值，而后逐漸減小。主要是因?yàn)榈?級(jí)缸伸出初始速度增大，氣體容腔體積增長(zhǎng)率大，導(dǎo)致氣體容腔壓力增長(zhǎng)率減?。挥捎诙嗉?jí)缸中各油液腔的油液存在流通關(guān)系的非連續(xù)性，初始運(yùn)動(dòng)時(shí)刻，第2級(jí)缸和第3級(jí)缸的相對(duì)移動(dòng)逐漸使得C4腔油液不再流入C3腔而僅流入C1腔，3級(jí)缸油液阻力增加，速度略有下降，則氣體容腔體積增長(zhǎng)緩慢，從而再次迅速增加，并達(dá)到峰值壓力15.4MPa；氣體容腔壓力達(dá)到峰值后，流入的氣體質(zhì)量流量不足以彌補(bǔ)因氣體容腔體積增大引起的壓力降，從而氣體容腔壓力隨著第3級(jí)缸的位移增加而逐漸減小。

3.2多級(jí)缸運(yùn)動(dòng)分析

根據(jù)圖5和圖6可知:多級(jí)彈射裝置在彈射過程中各級(jí)油缸逐級(jí)伸出，并且彈射初始階段，由于第3級(jí)缸的油液有效作用面積大于C1腔的油液有效作用面積，在相同流量下，第1級(jí)缸和第2級(jí)缸的伸出速度大于第3級(jí)缸速度；當(dāng)?shù)?級(jí)缸與第3級(jí)缸的相對(duì)位移達(dá)到最大時(shí)，第2級(jí)缸和第3級(jí)缸發(fā)生級(jí)間油液緩沖，隨后以相同速度伸出，第1級(jí)缸繼續(xù)加速伸出，直至第1級(jí)缸伸出至最大彈射行程位置處；當(dāng)?shù)?級(jí)缸與第2級(jí)缸相對(duì)位移達(dá)到最大時(shí)，第3級(jí)缸和第1級(jí)缸同時(shí)到達(dá)截止位置，主要是由于多級(jí)彈射缸的內(nèi)部結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)，使得3級(jí)有桿腔油液全部流出時(shí)，各級(jí)缸之間的油液恰巧全部流入至內(nèi)腔C1中，內(nèi)腔C1中油液體積達(dá)到最大。

根據(jù)圖7和圖8可知彈射全過程各子油液腔的壓力變化特性。初始時(shí)刻各子油液腔壓力為0.3MPa；當(dāng)t＜0.12s時(shí)，充入高壓氣體彈射，由于第2級(jí)缸相對(duì)第3級(jí)缸快速伸出，第3級(jí)有桿腔C3的油壓較大，而內(nèi)腔壓力最小，且C4、C5、C6腔壓力變化規(guī)律相同；當(dāng)0.12s≤t≤0.156s時(shí)，第2級(jí)缸相對(duì)第3級(jí)缸達(dá)到最大相對(duì)位移處，油柱和卸荷槽起緩沖作用，各子油腔壓力均出現(xiàn)壓力峰值，且pC3達(dá)到33MPa；當(dāng)t=0.156s時(shí)，第3級(jí)缸運(yùn)動(dòng)到緩沖位置處，C4腔壓力視為不變，C5和C6腔油壓由于節(jié)流口作用壓力迅速增大，而第1級(jí)和第2級(jí)有桿腔油壓則有所降低，直至各級(jí)缸同時(shí)達(dá)到行程位置處時(shí)再次增加。在最大行程位置處，由于負(fù)載被彈射出去，各級(jí)缸油液腔壓力最終均會(huì)降低并趨于穩(wěn)定。

3.3彈射性能分析

根據(jù)圖5可知，在當(dāng)前設(shè)置的氣動(dòng)閥開口截面積及對(duì)所建理論模型的分析前提下，該彈射裝置建壓過程所需時(shí)間約為5ms，建壓過程迅速。結(jié)合圖6，多級(jí)彈射缸在彈射過程中，相鄰兩級(jí)缸的相對(duì)速度始終不超過15m/s，能在現(xiàn)有密封技術(shù)［14］下實(shí)現(xiàn)高速?gòu)椛洹?/p>

圖9所示的彈射速度曲線比較平穩(wěn)，并且在多級(jí)彈射缸運(yùn)動(dòng)到最大行程位置處時(shí)達(dá)到19m/s的最大彈射速度。根據(jù)圖10所示的彈射過載曲線，負(fù)載在彈射初始階段達(dá)到最大的彈射過載，最大過載約為16g；達(dá)到最大過載后，由于氣體容腔壓力的變化，彈射過載先出現(xiàn)減小，再隨著氣體容腔壓力的增大而增大；在氣體容腔壓力達(dá)到峰值后逐漸減小的過程中，彈射過載也逐漸減小，并在第1級(jí)缸相對(duì)第2級(jí)缸伸出時(shí)發(fā)生波動(dòng)。

圖7　內(nèi)腔及前兩級(jí)有桿腔油液壓力曲線Fig.7 Changing curves of oil-pressures in inner chamber and the first and second stage rod chambers

圖8　3級(jí)有桿腔及緩沖油腔油壓曲線Fig.8 Changing curves of oil pressures in the third rod chamber and buffer chambers

圖9　彈射速度曲線Fig.9 Ejection velocity curve

圖10　彈射過載曲線Fig.10 Ejection overload curve

4 結(jié)論

本文解釋了以壓縮空氣為動(dòng)力源、多級(jí)氣液混合缸為彈射機(jī)構(gòu)的多級(jí)氣動(dòng)液壓彈射裝置的彈射原理，提出對(duì)該彈射裝置彈射性能研究的必要性。通過建立封閉油腔內(nèi)各子腔室油液壓力變化關(guān)系，推導(dǎo)各級(jí)缸動(dòng)力學(xué)方程，結(jié)合基于真實(shí)氣體效應(yīng)的壓縮空氣充氣過程的熱力學(xué)方程，建立了多級(jí)氣動(dòng)液壓彈射裝置的數(shù)學(xué)模型，并以數(shù)值求解得知多級(jí)彈射缸為逐級(jí)伸出，其彈射性能如下:

以容積50L、初始?jí)毫?0MPa的高壓氣瓶充氣彈射時(shí)，該多級(jí)氣動(dòng)液壓彈射裝置能在2.4m有效彈射行程內(nèi)，將重為1.5t的負(fù)載彈加速至19m/s，最大彈射過載小于16g；并且彈射過程中，相鄰兩級(jí)缸的相對(duì)運(yùn)動(dòng)速度不超過15m/s，有效降低了高速?gòu)椛鋾r(shí)相鄰運(yùn)動(dòng)構(gòu)件間的油液密封難度。

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Theoretical Modeling and Performance Research on Multi-stage Pneumatic and Hydraulic Catapult Device

REN Rui，MA Da-wei，YAO Lin，LIU Zheng，HE Qiang
（School of Mechanical Engineering，Nanjing University of Science and Technology，Nanjing 210094，Jiangsu，China）

A novel multi-stage pneumatic and hydraulic catapult device with oil buffering structure，which utilizes compressed air as impetus and hydraulic fluid as transmission medium，is introduced and its ejection performance is researched by analyzing two typical catapult devices involving pneumatic and hydraulic catapult.According to the complex polytropic process of gas，the flow nonlinearity of hydraulic fluid in enclosed chamber，motion uncertainty of multi-stage cylinders and the self-buffering structure，a mathematical model describing multi-stage pneumatic and hydraulic catapult process is established based on real gas thermodynamic effect.Meanwhile，the dynamic variation model of oil pressure in enclosed chamber and the nonlinear dynamic model of multi-stage cylinders are constructed.The motion laws and working performance of multi-stage pneumatic and hydraulic catapult cylinder are obtained through numerical simulation.The results show that the proposed multi-stage pneumatic and hydraulic catapult device can generate the appropriate pressure quickly and accelerate the load up to 19 m/s within 0.2 s with the speed-up distance of 2.4 m，and thus the overload is less than 16 g and the relative velocity between two adjacent cylinders is less than 15 m/s.

ordnance science and technology；compressed air；multi-stage cylinder；pneumatic and hydraulic catapult

TJ768

A

1000-1093（2016）08-1365-08

10.3969/j.issn.1000-1093.2016.08.004

2015-12-24

武器裝備預(yù)先研究項(xiàng)目（51328020106）

任銳（1993—），男，博士研究生。E-mail:jasonray_njust@163.com；馬大為（1953—），男，教授，博士生導(dǎo)師。E-mail:ma-dawei@mail.njust.edu.cn