某火炮俯仰调炮系统机电液一体化仿真

宋卓异，尹 强，羊 柳，聂守成

(南京理工大学 机械工程学院， 南京 210094)

1 引言

高平机是火炮高低机和液体气压式平衡机的合称，具有赋予火炮高低射角、平衡起落部分重力及承受火炮射击载荷等功能，同时由于其结构紧凑、操作便利的优点，获得了广泛的应用[1-2]。车载火炮、自行火炮等多采用电液系统驱动高平机完成俯仰调炮任务，大大提高了火炮操瞄的自动化程度，提升了火炮的火力机动性和反应能力。高平机调炮系统性能优劣直接决定了火炮调炮的速度、精度、稳定性与可靠性。因此，分析高平机调炮过程的动态特性具有重要的实际意义。

基于软件接口的多领域建模与仿真方法是机电液一体化仿真方法的一种，依靠软件将不同学科领域的模型组装成一个整体模型进行研究，获得系统整体的运动特性，显著提升设计效率，便于多方位分析与调试。文献[3]中利用ADAMS和AMEsim构建了某火炮药协调器液压系统仿真模型并以ADAMS为主程序进行交互仿真，反映了实际系统的运动特性。文献[4]中通过多个软件建立了某型飞机起落架机电液一体化模型并依靠此模型进行了起落架的灵敏度与可靠性分析。文献[5]中利用RecurDyn、AMESim和Simulink建立了自动供输弹系统机电液一体化模型并依据实验测试数据验证了模型的合理性与正确性，为复杂机电液一体化建模提供了参考。文献[6]中利用原理级建模对某火箭炮高低机三腔油缸进行了联合仿真研究，反映了三腔油缸的运动学响应与液压参数变化。

高平机俯仰调炮系统是一个典型的机电液耦合系统，具有结构复杂、负载惯量大、精度要求高等特点。近年来，国内对于此类系统的仿真进行了一定的研究。文献[7]中通过机理建模的方法获得了车载炮电液位置伺服系统的状态方程来进行系统的动态分析，刻画出了上下调炮的动态特性。但由于传递函数或状态空间方程自身的局限性，只能针对特定工况分析，造成机电液系统复杂化设计或多角度故障分析时较难匹配的问题。而一体化仿真不仅能获得系统完整的运动特性，而且由于利用了各领域软件的求解器，还能加快故障仿真速度，提升故障仿真精度，显著提高故障模拟和分析的效率。

对某火炮高平机调炮系统的原理和部件功能进行了分析，在3个软件中分别建立了机械系统、液压系统及控制系统模型，利用基于软件接口的机电液一体化仿真技术建立了高平机调炮系统的一体化仿真模型，并利用实验进行了验证。

2 高平机调炮系统工作原理与建模方法

2.1 系统工作原理

高平机调炮系统主要由机械系统、控制系统及液压系统3部分组成。机械系统主要由左右高平机、火炮身管、摇架、上架及主耳轴等组成。控制系统主要由火控计算机、液压控制箱及火炮高低传信仪等组成。液压系统主要由电机、齿轮泵、过滤器、溢流阀、伺服比例阀、双向平衡阀、蓄能器、高平机油缸及管路等液压辅件组成。左右高平机由电液伺服比例阀驱动，传信仪实时反馈身管位置，电控系统向比例伺服阀发送控制信息，阀芯根据控制信息实时切换位置，控制液压油流速，将液压动力传递到高平机内，高平机推动火炮起落部分绕火炮耳轴旋转。图1为高平机俯仰调炮系统示意图。

图1 高平机俯仰调炮系统示意图Fig.1 Schematic block diagram of pitching gun adjusting system of elevating equilibrator

2.2 高平机结构描述

火炮高平机结构如图2所示，主要由高平机油缸杆和高平机油缸筒组成，油缸筒上支点与火炮摇架铰接，油缸杆下支点与火炮上架铰接。缸筒可分为外筒、内筒及中筒，三筒形成3个液腔，分别为A腔上行腔、B腔下行腔及C腔平衡腔[8]，2个高平机每个腔左右对称且由油管联通，通过控制高低压油液进出A、B腔来实现火炮高低调炮，蓄能器与C腔相连，利用气液平衡方式提供平衡力矩。

图2 高平机结构示意图Fig.2 Structural drawing of elevating equilibrator

基于高平机结构可得A、B及C腔的工作体积大小为，Dm、D0及dm分别为中筒外径、外筒内径及内筒外径。

(1)

(2)

(3)

式中：x为高平机位移；V01、V02及V03分别为高平机A、B及C腔的初始体积。

囊式蓄能器利用囊内气体的可压缩性工作，气体的压力和蓄能器内的油液压力处于动平衡。气体压力变化遵循波义耳定律：

p·Vn=Constant

(4)

则有

(5)

式中：p0为蓄能器充气压力；V0为蓄能器初始容积；Vc0充液后气体容积；F3为平衡力。由式(5)可得高平机上行与下行腔流量特性方程

(6)

(7)

可得动力学方程

(8)

式中：βe为油液刚度；Cip为内泄漏系数；Cep为外泄漏系数；F为负载力；mt为等效质量；B为阻尼系数。

2.3 双向平衡阀结构描述

平衡阀适用于要求负载平稳运动的工况，对超速运动有很高的敏感性，是平衡回路中最重要的液压元件之一[9-10]。

高平机液压平衡回路中采用三口的先导式平衡阀，是一种可调节阀(先导油液辅助开启)，允许自由口②到负载口①单向流通，截止油液逆向流通，只有先导压力作用于先导口③，推动平衡腔弹簧，①口到②才逆向流通回油。2个平衡阀相互连接即构成了双向平衡阀。图3为双向平衡所在液压系统原理图。

图3 双向平衡阀原理示意图Fig.3 Schematic diagram of bidirectional balance valve

火炮上行时平衡阀芯流量方程

(9)

平衡阀芯受力方程

(10)

式中：Cd为流量系数；ω为阀口面积梯度；pr为回油压力；Az2为先导口面积；AzL为弹簧腔面积；K为弹簧刚度系数；x0为弹簧预压缩量；x3为平衡阀阀芯位移；mz为阀芯质量；Bz为阀芯阻尼系数。

2.4 系统建模方法

高平机调炮系统是复杂的机电液一体化系统，涉及多个领域，依靠单学科领域仿真易忽视系统整体运动特性。多领域建模与仿真方法利用专用软件间的集成接口，实现数据的多向传递和耦合系统间的交互仿真，实现从多学科、多角度分析高平机调炮系统，弥补单一分析带来的局限性。

选择ADAMS-AMESim-Simulink进行系统建模与仿真，流程为在三维建模软件中依据实物尺寸建立高平机调炮系统的机械模型，再将其导入到ADAMS中建立动力学模型。在AMESim中建立液压系统模型，在Simulink中建立控制系统模型。根据耦合关系建立输入输出变量，利用接口技术将各子模块集成至Simulink仿真平台上。其中动力学模型的输入变量为左右高平机驱动力，输出变量为高平机位移和火炮射角。液压模型的输入变量为高平机位移，输出变量为驱动力。Simulink的输入变量为火炮射角，输出变量为控制信号，一体化仿真输入输出关系如图4所示。

图4 一体化仿真输入输出关系框图Fig.4 Input-output diagramofintegrated simulation

3 高平机调炮系统建模

3.1 基本假设

1) 组成机械系统的运动部件均为刚体，动作过程中无形变。

2) 运动前，火炮起落部分和高平机处于静止状态，火炮身管与限位块间的碰撞为弹性碰撞，等效为弹簧阻尼模型。

3) 不考虑液压系统与外界的传热过程。

3.2 动力学建模

根据实际机械系统在ADAMS中建立动力学模型如图5所示，相应的拓扑结构如图6所示。J1表示上架与大地间为固连关系，J2表示上架与高平机中筒下耳轴间为相对旋转运动关系，绕下耳轴轴线旋转。J3表示高平机中筒与高平机内外筒间为相对直线运动关系，高平机内外筒沿轴线方向伸缩。J4表示高平机上耳轴与摇架及起落部分间为相对旋转运动，绕上耳轴轴线旋转。J5表示上架与摇架及起落部分主耳轴间为旋转运动关系，摇架及起落部分绕主耳轴旋转。

图5 动力学模型示意图Fig.5 Dynamic model diagram

图6 高平机机械系统拓扑结构框图Fig.6 Topological structure diagram of mechanical system of elevating equilibrator

3.3 液压系统建模

高平机液压系统模型主要包括高平机三腔油缸子模型、蓄能器联通平衡腔回路子模型、双向平衡阀回路子模型等。高平机三腔油缸是典型的非标准液压元件，在AMESim中无标准模型使用，采用HCD元件库中的元器件建立高平机油缸模型。平衡腔回路则利用理想压力源、电磁球阀模型及标准蓄能器模型进行建模。双向平衡阀同样为非标准液压元件，根据工作原理在AMESim中对其进行建模。如图7所示，标识1与伺服阀B口连接，标识2与高平机A腔连接，标识3与高平机B腔连接，标识4与伺服阀A口连接。双向平衡阀模型工作状态为：火炮上行时，4口进油推开上行单向阀芯并分油打开下行平衡阀芯；火炮下行时，1口进油推开下行单向阀芯并分油打开上行平衡阀芯。液压系统模型液路如图8所示，主要参数设置见表1所示。

表1 液压系统主要参数设置Table 1Main parameter setting of hydraulic system

图7 双向平衡阀模型液路图Fig.7 Model diagram of bidirectional balance valve

1.电机;2.泵;3.溢流阀;4.理想压力源;5.充液球阀;6.单向阀;7.控制模块;8.伺服比例阀;9.油液属性模块;10.左高平机双向平衡阀;11.右高平机双向平衡阀;12.放液球阀;13.蓄能器;14.左高平机油缸;15.力传感器;16.位移传感器;17.右高平机油缸;18.机械系统模块

4 一体化仿真与试验验证

为保证机电液一体化模型的正确性和精度，本研究采用实验数据与仿真结果对比校核的方法来验证仿真模型。相关实验数据在某火炮高平机电液系统实验台架上采得，包括火炮射角位移，高平机油缸上行腔和下行腔的压力等。射角位移由高低传信仪测得，高平机油缸压力由ISPH-250/C-D-CE-E型压力传感器获得，二者均由控制器实时采集并发送给上位机，采集频率为0.1 kHz，如图9所示。

图9 实验设备及原理图Fig.9 Experimental equipment and schematic diagram

实验测试分为两种工况，第1种工况是500 mil调炮，即向伺服阀发送4.6%的开口命令，火炮身管从限位处上行至500 mil，控制系统判断到位后，发送信号关闭伺服阀。再发送-4.6%的开口命令，火炮从500 mil下行至限位处。第2种工况是750 mil调炮，与第1种工况不同的是发送±9.2%的开口命令，其他相同。

仿真实验中设置与实验相同的指令，采集ADAMS输出的射角位移，AMESim油缸模型输出的A、B、C腔压力。Simulink采用固定步长的Ode3求解器，其余软件采用各自的通用求解器。

调炮500 mil和750 mil的实测射角曲线与模型仿真射角曲线分别如图10和图11所示，表2为实测与仿真的对比结果，从最大位移误差、平均误差及标准差的值可看出仿真结果与实测结果是十分接近，模型具有较高的可信度。

图10 500 mil实测与仿真射角曲线Fig.10 Measured and simulated firing angle curve of 500 mil

图11 750 mil实测与仿真射角曲线Fig.11 Measured and simulated firing angle curve of 750 mil

表2 实测数据与仿真结果对比Table 2 Comparison between measured and simulation results

图12为上行下行500 mil实测得到的高平机A、B腔压力变化曲线，图13为仿真的A、B腔压力变化曲线，图14为仿真蓄能器压力变化曲线，因仿真时前2.5 s为蓄能器蓄能时间，所以实际控制系统从2.5 s发出命令。前2.5 s火炮身管抵在0度限位上，A、B腔压力表现为锁紧压力，多次实验表明B腔锁紧压力在6～8 MPa内变化，A腔锁紧压力在0～2 MPa内变化。从其中可以看到，启停时压力骤然上升并后续出现一定波动，这是由于启停信号为阶跃形式且起落部分惯量很大，在火炮身管启停时出现一定的压力冲击现象。而仿真压力则相对理想化，压力趋势相同但后续压力波动频次较短，图14中可看出当高平机下行时A、B压力在1.2 MPa左右变化时，蓄能器压力仅变化了0.1 MPa，体现了蓄能器的吸振缓冲作用，提供的平衡力相对稳定。火炮上行时重力矩逐渐减小，下行时重力矩逐渐增大，蓄能器压力与其变化趋势相同，起到平衡重力矩的作用。可以看出，在平衡力作用下，火炮身管上行下行运动过程中A、B腔压力较为平直，说明负载力矩在小范围内变化，平衡腔工作效果良好。

图12 实测高平机油缸压力变化曲线Fig.12 Measured pressure variation curve of oil cylinder of elevating equilibrator

图13 仿真高平机油缸压力变化曲线Fig.13 Simulation of pressure variation curve of oil cylinder of elevating equilibrator

图14 仿真蓄能器压力变化曲线Fig.14 Simulated accumulator pressure variation curve

由图12和图13可知，仿真得到的压力曲线与实测结果的变化规律一致，仿真调炮上下行A、B腔的稳定压力与实际差值小于0.5 MPa，说明该模型能反映出系统的真实运动特性。

5 故障仿真分析

实际系统应用过程中最常出现的故障是调炮时身管的抖振。理论上，双向平衡阀参数设置不当会引起调炮抖振，但进行此故障定位却较为困难。若平衡阀原本设置无误而又改变了其参数，不仅改变了系统状态而又费时费力。以此状况为例，利用仿真模型分析左右高平机两侧的双向平衡阀设定开启压力不一致时的系统特性，通过与正常调炮和油液含气时调炮的系统特性对比来进行故障定位。

以调炮上行500 mil过程为例，左高平机下行平衡阀预压缩量增大至1.6 mm，右高平机下行平衡阀保持1.3 mm不变，其他参数不变，仿真开启压力不一致导致的抖振故障；作为对比，油液含气量从0.1%增大至1.5%，其他参数不变，仿真油液含气导致的抖振故障。最后得到的调炮速度曲线如图15所示，左高平机油缸和右高平机油缸A、B腔压力变化曲线如图16～图18所示。由图15中可看出，油液含气时调炮，启动时油液供应缓慢，A腔压力仅能达到1 MPa，身管在3 mil左右波动，图18中可看出，直到1 s后压力才上升，身管加速上升时压力出现低频波动，A腔压力在4～6 MPa变化，B腔压力在1～5 MPa变化，速度的最大突变值在60 mil/s左右，但身管振荡时间较短，后趋于稳定。

图15 调炮速度曲线Fig.15 Gun adjustment speed curve

相比之下，两侧平衡阀开启压力不一致时，调炮速度出现了持续性的高频次的波动，范围在20～40 mil/s，也就是调炮时身管持续出现明显的抖振。从图16～图17中可看出，左高平机平衡阀设定压力偏大导致左右高平机的压力均出现波动，最高达到5 MPa，且左高平机的压力波动的幅值相较右高平机高，即身管两侧受力很不均匀，这种情况调炮时不仅会影响调炮的速度、精度，发出较大的噪声，还易损坏机械及液压元器件。仿真中两边平衡阀设定压力差值越大，压力、速度波动越大，调炮时身管抖振也就越大。当实际调炮过程出现上述特性变化时，测试后即可进行故障定位，检验平衡阀问题，省时省力。

图16 平衡阀故障下左高平机压力变化曲线Fig.16 Pressure change curve of left elevating equilibrator under balance valve fault

图17 平衡阀故障下右高平机压力变化曲线Fig.17 Pressure change curve of rightelevating equilibrator under balance valve fault

图18 油液含气故障下高平机压力变化曲线Fig.18 Pressure variation curve of elevating equilibrator under oil gas fault

6 结论

1) 对火炮高平机俯仰调炮系统进行了分析，利用软件ADAMS、AMESim和Simulink建立了高平机调炮系统的机电液一体化模型并进行了仿真。仿真结果与实际测试结果对比显示，调炮的最大位移误差、平均误差及误差的标准差均在较小的范围内，高平机压力大小及变化趋势与实际吻合，表明该模型有较高的可信度。为进一步研究整体系统的动态特性及控制算法应用奠定了基础。

2) 以此模型为基础，分析了左右高平机两侧平衡阀设定压力不一致时的系统动态特性变化，得出结论：两者设定压力差较小时对系统影响较小，而当一侧平衡阀预紧量增加至1.5～1.6 mm时，调炮速度、位移及高平机A、B腔压力出现波动，且随着预紧量增加，波动越剧烈，对系统造成的危害越大，实际使用中应尽量避免这种情况。

3) 对比分析了无故障和出现油液含气故障和平衡阀故障时的调炮速度和压力变化，表明以一体化模型为主的故障仿真可以为实际系统的快速故障定位提供参考，为故障诊断提供样本和理论基础。