容積效應對某導彈發射裝置液壓系統的影響*

杜芳莉，陳志堅，董明德，杜 海

（1西安航空學院動力工程系，西安710077;2解放軍邊防學院，西安710108;3西安飛行自動控制研究所，西安 710065）

0 引言

反坦克導彈武器系統通常由彈藥系統、發射系統及觀瞄控制系統3個主要部分組成。相同技術狀態的導彈在不同的發射條件下發射，其飛行性能存在差異。而發射裝置要用到液壓系統來執行導彈飛行的高低和方向的引導，伺服閥則是液壓系統的一個重要組成部件［1］。如果出現故障則會導致導彈不按指定方位飛行，從而導致導彈不能正常發射，所以其性能的優劣對液壓系統的影響很大。因此，它是液壓控制系統的核心和關鍵［2］。文中結合實際工作經驗，以某導彈發射液壓系統伺服閥故障測試為例，對伺服閥產生的故障現象進行原因分析，并通過建立伺服閥AMESim結構參數化模型，在仿真計算基礎上提出相應解決辦法，并最終通過實際試驗驗證，說明容積效應對導彈發射裝置中的液壓系統具有一定的影響。

1 伺服閥測試臺工作原理

伺服閥性能指標主要包括零偏、內漏、線性度、滯環以及死區等［3］，文中重點說明伺服閥內漏指標在液壓測試臺中的測試。

圖1給出了伺服閥靜態流量特性測試原理［4－6］，兩個流量計分別用于控制腔流量和內漏流量的測試，其中L1用于內漏測試，L2用于控制流量測試，電磁閥用于兩種測試狀態切換（電磁閥應為通斷兩種狀態）。由于負載腔流量計的量程受限，在測量大流量伺服閥時，需要通過電磁閥F1的上位直接與伺服閥B腔相連;只有在小流量伺服閥測試時，電磁閥F1在下位工作，負載腔流量通過流量計L2。文中所討論的伺服閥內漏測試依靠流量計L1進行。

圖中符號說明:伺服閥F2、電磁閥F1、流量計L2分別采用獨立的安裝塊，各安裝塊之間采用硬管與硬接頭連接。

圖1 伺服閥靜態流量特性測試原理

T1、T2、T3、T4、T5為試驗臺液壓管路，其中 T1為 A負載腔與F1之間管路，長度約0.5 m，內徑10 mm。T2為B負載腔與流量一端管路，長度約1 m，內徑10 mm。T3為B負載腔與F1的管路，長度約0.3 m，內徑10 mm。T4為流量計L2安裝座與流量計之間管路長度約0.3 m，內徑10 mm。T5為伺服閥回油口與內漏測試流量計L1之間管路，未涉及改動，可以忽略不計。

2 故障現象

某導彈發射裝置液壓系統用某型噴嘴擋板伺服閥的額定工作壓力為21 MPa，內漏指標為:常值內漏不大于0.42 L/min，最大內漏不大于 0.55 L/min，經伺服閥測試臺測試的最大內漏為0.62 L/min，不滿足指標要求，詳見圖2。

圖2 實際伺服閥內漏測試曲線

3 故障原因分析

3.1 故障產生的原因分析

經過長期的研究及工作實踐經驗得知，影響伺服閥內漏的因素包括:伺服閥額定流量、伺服閥閥芯與閥套的配合間隙、伺服閥閥套閥芯的節流邊遮蓋狀態、伺服閥噴嘴前的節流孔的尺寸以及前置級壓力的大小是否滿足設計要求、測試設備是否滿足伺服閥內漏測試的要求等多個方面［7］。該型伺服閥為成熟產品，并已經過多年的批產加工，工藝成熟穩定。而本項目則是通過對檢查內漏測試不合格伺服閥產品進行實測，得出以下結論:

1）閥芯與閥套的間隙滿足設計圖紙要求;

2）由于是新加工的零件，閥芯節流邊保持尖邊，原始加工重疊狀態為保持0.003 mm左右重疊量的“零重疊”狀態;

3）伺服閥噴嘴前的節流孔的尺寸以及前置級壓力的大小滿足設計要求;

4）常值內漏滿足指標要求，排除了液壓測試臺上電磁閥（選用零泄漏電磁閥）的泄漏導致內漏測試超差的可能性;

5）本次測試內漏超標的伺服閥測試臺為新研產品，為了滿足批量產品調試的需求，提高測試設備的工作效率，對老試驗臺進行了自動化程度改造，測試設備使用電磁閥替代了原試驗臺的手動機械開關。經檢查，由于管路排布問題使得控制腔連接油路長度比原試驗臺有所增加。

通過分析，認為測試臺管路長度的增加是導致伺服閥內漏增加的原因。因為增加管路長度，使得貯存在管路中油液的體積增加。在內漏測試過程中，當伺服閥閥芯經過中位時，伺服閥控制腔中的壓力發生了變化，由于容積效應的影響，壓力的變化導致伺服閥控制腔的油液體積發生了變化，多余的油液流入伺服閥內漏中，從而導致伺服閥的內漏超差。

3.2 量化理論分析

1）壓力變化引起的油液體積變化

在實際測試中根據油液彈性模量計算公式βe=ΔP/（ΔV/V1）得出壓力油腔中壓力變化引起的油液體積變化量為:

其中:ΔV為壓力油腔中油液體積的變化量;βe為油液的彈性模量［8－9］，βe=6.9 × 102MPa;ΔP為油液壓力的變化量，ΔP=21 MPa;V1為控制腔以及連接管路的體積，文中只考慮T2和T3油管的體積。

代入ΔV=ΔP/（βe/V1）式中，經計算ΔV=3 107mm3。

2）壓力變化所需的時間

根據實際的測試得出伺服閥的壓力增益曲線如圖3所示，其中壓力增益為Kp=98.17 MPa/mA，通過壓力增益換算ΔP所需的電流為，將上述ΔP=21 MPa代入，經計算ΔI=0.214 mA。根據測試條件，幅值為10 mA，頻率為0.005 Hz，換算所需的時間，則壓力變化所需的時間為:

圖3 伺服閥實際壓力增益測試曲線

3.3 仿真分析

文中采用AMESim仿真軟件［10－15］，依據實際伺服閥的結構參數，建立AMESim結構參數化模型如圖4。

此伺服閥結構參數設定為額定進油壓力Ps:210 kg/cm2，額定回油壓力Rs:≯10 kg/cm2，額定控制電流I:±10 mA，額定空載流量 QH:7.5 L/min，零位漏損Q0:＜ 0.55 L/min，閥芯尺寸:4.5mm，閥芯軸肩尺寸:2.8 mm，閥芯、閥套間隙尺寸:0.003 mm。

某型伺服閥仿真參數據工作實際工作環境設定為電流:±10mA，頻率:0.02 Hz，控制腔油管參數:管長為T2+T3=1 300 mm，管徑為10 mm。通過對管路優化前的內漏測試進行仿真得出如圖5～圖7的曲線圖。

圖6 管路優化前的內漏仿真曲線細節圖

圖7 管路優化前的內漏實際測試曲線

由圖5～圖7可見，伺服閥內漏仿真值為0.65 L/min，實測值為0.62 L/min，仿真曲線與實測曲線比較吻合。

依據之前的故障原因分析，通過減小伺服閥控制腔管路的體積，可以減小管路容積效應對伺服閥內漏測試的影響。將原模型中T2和T3油管的長度減小為500 mm，管徑減小為6 mm，進行仿真計算。管路優化后據工作實際需要設定仿真參數為電流:±10 mA，頻率:0.02 Hz，控制腔油管參數:管長為 T2+T3=500 mm，管徑為6mm。通過對管路優化后的內漏測試進行仿真得出曲線如圖8～圖10所示。

由圖8～圖10可見，伺服閥內漏仿真值為0.46 L/min，實測值為0.49 L/min，仿真曲線與實測曲線比較吻合。

通過仿真與實際測試結果對比，優化伺服閥控制腔連接管路長度，減少了液壓管路容積對于伺服閥內漏的影響，滿足了伺服閥內漏指標的測試需求。

圖8 管路優化后的內漏仿真曲線

圖9 管路優化后的內漏仿真曲線細節圖

圖10 管路優化后的內漏實際測試曲線

4 結論

通過針對某導彈發射裝置液壓系統伺服閥的內漏超差問題的分析與研究，得出工作油液的可壓縮性以及容積對于導彈發射裝置液壓系統性能有一定的影響，在工程實際應用中，對于從事導彈發射裝置液壓系統的技術人員有一定的借鑒作用。

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