張釗 彭一明 周福亮 魏小輝 聶宏 楊剛

(1. 南京航空航天大學(xué) 飛行器先進(jìn)設(shè)計(jì)技術(shù)國(guó)防重點(diǎn)學(xué)科實(shí)驗(yàn)室, 南京 210016;2. 南京航空航天大學(xué) 機(jī)械結(jié)構(gòu)力學(xué)及控制國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室, 南京 210016)

折疊翼無(wú)人機(jī)由于其結(jié)構(gòu)形式的特殊性[1-4],通常采用垂直升空或空中投放[5]的方式進(jìn)行起飛作業(yè)。 由于空中投放發(fā)射能夠在極短的時(shí)間內(nèi)將無(wú)人機(jī)發(fā)射至指定高度,如今已成為折疊翼無(wú)人機(jī)的主流發(fā)射方式。 無(wú)人機(jī)空中投放發(fā)射裝置采用筒式發(fā)射結(jié)構(gòu),其動(dòng)力源主要有火藥和冷氣,而冷氣發(fā)射由于其具有操作簡(jiǎn)單,發(fā)射速度快,工作過(guò)程穩(wěn)定可靠,且不會(huì)產(chǎn)生光、聲、熱、煙霧等信號(hào),隱蔽性較高,重復(fù)使用性好等優(yōu)點(diǎn)[6],現(xiàn)如今已被廣泛應(yīng)用于折疊翼無(wú)人機(jī)的發(fā)射之中。

在進(jìn)行冷氣發(fā)射時(shí),如果儲(chǔ)氣瓶充氣壓力等相關(guān)參數(shù)過(guò)大,將使得無(wú)人機(jī)發(fā)射加速度過(guò)大,對(duì)機(jī)體結(jié)構(gòu)或飛控等設(shè)備造成損壞,如果相關(guān)參數(shù)設(shè)計(jì)較小,將會(huì)使無(wú)人機(jī)無(wú)法發(fā)射至指定高度和速度,進(jìn)而無(wú)法完成起飛作業(yè)甚至造成無(wú)人機(jī)墜毀現(xiàn)象。 因此,為提高無(wú)人機(jī)冷氣發(fā)射的成功率,在進(jìn)行冷氣發(fā)射系統(tǒng)總體方案設(shè)計(jì)時(shí),需綜合考慮各個(gè)影響因素,對(duì)影響無(wú)人機(jī)發(fā)射的關(guān)鍵參數(shù)進(jìn)行深入研究,并開(kāi)展無(wú)人機(jī)與冷氣發(fā)射系統(tǒng)參數(shù)適配性的研究。

無(wú)人機(jī)冷氣發(fā)射系統(tǒng)與壓縮空氣武器裝備[7-8]較為類似,國(guó)內(nèi)外許多學(xué)者也對(duì)其進(jìn)行了諸多研究。 例如,Mesloh 和Thompson[9]基于線性模型研究了FN 303 壓縮空氣武器發(fā)射精準(zhǔn)度問(wèn)題;Sadrai 等[10]基于經(jīng)驗(yàn)?zāi)Ｐ脱芯苛艘环N用于高速發(fā)射的壓縮空氣裝置,并給出了其計(jì)算能源效率的方法;蓋玉收等[11]建立了多源多出的復(fù)雜壓縮空氣管網(wǎng)數(shù)學(xué)模型,分析了管網(wǎng)中壓縮空氣壓力和流量間的對(duì)應(yīng)關(guān)系;萬(wàn)悅?cè)屯跎倨糩12]設(shè)計(jì)并分析了一種氣動(dòng)爆破管的動(dòng)態(tài)特性,研究了壓縮空氣瞬間釋放時(shí)射流與沖擊波變化性能;赫雷等[13]采用MATLAB/Simulink 搭建了冷氣發(fā)射過(guò)程動(dòng)力學(xué)模型,并分析了結(jié)構(gòu)參數(shù)和動(dòng)力源參數(shù)對(duì)氣動(dòng)發(fā)射武器的發(fā)射過(guò)程影響;陶如意等[14]研究了小型物體冷氣發(fā)射系統(tǒng)發(fā)射過(guò)程內(nèi)彈道特性,并基于試驗(yàn)驗(yàn)證了模型的可行性。 上述研究主要集中在壓縮空氣武器裝備仿真建模分析及優(yōu)化,其中多數(shù)學(xué)者采用的動(dòng)力學(xué)建模方法并未考慮冷氣發(fā)射系統(tǒng)中的機(jī)械結(jié)構(gòu)動(dòng)力學(xué)和氣壓傳動(dòng)系統(tǒng)動(dòng)力學(xué)的復(fù)雜非線性問(wèn)題,由此忽略了冷氣發(fā)射系統(tǒng)中機(jī)械系統(tǒng)與動(dòng)力系統(tǒng)的耦合特性。

為完善冷氣發(fā)射系統(tǒng)研究體系,本文基于多學(xué)科聯(lián)合仿真的方法建立了完整且準(zhǔn)確的冷氣發(fā)射過(guò)程的動(dòng)力學(xué)模型,分析其關(guān)鍵參數(shù)對(duì)無(wú)人機(jī)發(fā)射過(guò)程動(dòng)態(tài)特性的影響。 通過(guò)開(kāi)展不同工況的仿真計(jì)算,分析了不同參數(shù)下無(wú)人機(jī)在發(fā)射過(guò)程中的速度和加速度動(dòng)態(tài)特性,并總結(jié)得出無(wú)人機(jī)與冷氣發(fā)射系統(tǒng)參數(shù)的主要適配規(guī)律,基于影響因子最大的參數(shù)對(duì)冷氣發(fā)射性能進(jìn)行了優(yōu)化設(shè)計(jì)。 研究結(jié)果為無(wú)人機(jī)冷氣發(fā)射系統(tǒng)的工程研發(fā)提供了重要的理論參考。

1 冷氣發(fā)射過(guò)程動(dòng)力學(xué)模型

1.1 氣壓傳動(dòng)系統(tǒng)動(dòng)力學(xué)分析

在進(jìn)行冷氣發(fā)射時(shí),氣動(dòng)系統(tǒng)[15-17]主要為折疊翼無(wú)人機(jī)提供加速能量,系統(tǒng)中氣體整個(gè)工作過(guò)程是一個(gè)短暫的熱力學(xué)過(guò)程,且該過(guò)程復(fù)雜多樣,為了便于理論研究,把氣體看成理想氣體,將該過(guò)程視為準(zhǔn)靜態(tài)絕熱過(guò)程,由此可將整個(gè)發(fā)射過(guò)程中氣動(dòng)系統(tǒng)的工作分為定容儲(chǔ)氣瓶充氣放氣動(dòng)態(tài)過(guò)程和發(fā)射筒作動(dòng)過(guò)程,得出發(fā)射過(guò)程的數(shù)學(xué)模型。

1.1.1 儲(chǔ)氣瓶充氣過(guò)程數(shù)學(xué)模型

儲(chǔ)氣瓶充氣過(guò)程原理如圖1 所示。 圖中:Ps為氣源絕對(duì)壓力,Ts為氣源絕對(duì)溫度,V為儲(chǔ)氣瓶體積,P為儲(chǔ)氣瓶充氣壓力,T為儲(chǔ)氣瓶溫度。

圖1 儲(chǔ)氣瓶充氣過(guò)程原理Fig.1 Schematic diagram of gas cylinder filling process

由熱力學(xué)第一定律,得出熱力學(xué)第一定律方程:

式中:is為氣源氣體的比焓;i為瓶?jī)?nèi)氣體的比焓;dMs為從氣源流進(jìn)氣瓶?jī)?nèi)氣體質(zhì)量,dM為從氣瓶?jī)?nèi)流出的氣體質(zhì)量;dU為瓶?jī)?nèi)氣體內(nèi)能變量;dW為瓶?jī)?nèi)氣體所做膨脹功;dQ為瓶?jī)?nèi)氣體與外界熱交換的能量。

在絕熱過(guò)程中,熱量變化dQ=0,并且該過(guò)程只充氣無(wú)放氣,則氣瓶氣體質(zhì)量變化dW=0;則氣瓶中內(nèi)能變化為

式中:U為內(nèi)能;cV為定容比熱;M為氣體質(zhì)量。

容積變化為

式中:p為氣體的絕對(duì)壓力。

能量變化為

式中:cp為定壓比熱。

由此可得,恒定氣壓源向有限容積絕熱充氣能量方程為

式中:κ為比熱比;R為氣體常數(shù)。 又因?yàn)槭嵌ㄈ葸^(guò)程,設(shè)儲(chǔ)氣瓶容積V,dV=0,則有

式(8)為儲(chǔ)氣瓶充氣過(guò)程壓力隨時(shí)間變化方程式。 其中,Qm為質(zhì)量流量。

1.1.2 儲(chǔ)氣瓶放氣過(guò)程數(shù)學(xué)模型

儲(chǔ)氣瓶放氣過(guò)程原理如圖2 所示。

圖2 儲(chǔ)氣瓶放氣過(guò)程原理Fig.2 Schematic diagram of gas cylinder deflation process

將整個(gè)過(guò)程視為定容積絕熱放氣過(guò)程,假定儲(chǔ)氣瓶的容積為V,在進(jìn)行放氣前容器內(nèi)已經(jīng)充滿壓縮空氣,有dQ=0,只放氣無(wú)進(jìn)氣,有dMs=0,則有內(nèi)能變化為

1.1.3 發(fā)射筒作動(dòng)過(guò)程模型

圖3 為發(fā)射筒作動(dòng)過(guò)程示意圖。 設(shè)X0為發(fā)射筒底部氣腔余隙長(zhǎng)度,S為發(fā)射筒內(nèi)浮動(dòng)活塞作動(dòng)行程,X為活塞在t時(shí)刻的行程,氣源壓力為P,溫度為Ts,浮動(dòng)活塞面積為A,進(jìn)氣腔初始?jí)毫?、溫度、體積分別為P0、T0、V0,t時(shí)刻發(fā)射筒內(nèi)部進(jìn)氣腔內(nèi)溫度、壓力、體積分別為T1、P1、V1。

圖3 開(kāi)口氣缸作動(dòng)過(guò)程示意圖Fig.3 Diagram of actuating process of open cylinder

將發(fā)射筒作動(dòng)過(guò)程視為恒定氣壓源向有限容積絕熱充氣過(guò)程,該過(guò)程能量方程為

氣瓶向發(fā)射筒充氣的質(zhì)量流量為

式中:p1為發(fā)射筒進(jìn)氣腔中的空氣絕對(duì)壓力;V1=V0+A(S-X)為發(fā)射筒進(jìn)氣腔的容積;V0=AX0為發(fā)射筒的起始容積;S-X為浮動(dòng)活塞的位移;Qm1為質(zhì)量流量。

由此可得到發(fā)射筒進(jìn)氣腔壓力變化方程:

1.2 發(fā)射過(guò)程動(dòng)力學(xué)分析

圖4 為折疊翼無(wú)人機(jī)冷氣發(fā)射過(guò)程受力分析,將無(wú)人機(jī)視為質(zhì)點(diǎn)進(jìn)行動(dòng)力學(xué)分析。

圖4 無(wú)人機(jī)發(fā)射過(guò)程示意圖Fig.4 Schematic diagram of UAV launch process

式中:MUAV為無(wú)人機(jī)質(zhì)量;F為浮動(dòng)活塞推力;Ff1為浮動(dòng)活塞產(chǎn)生的摩擦力;Ff2為瓦片產(chǎn)生的摩擦力;g為重力加速度;α為發(fā)射角度。

浮動(dòng)活塞推力由發(fā)射筒內(nèi)氣壓產(chǎn)生,可近似表達(dá)為

式中:r為浮動(dòng)活塞半徑。

發(fā)射過(guò)程產(chǎn)生的摩擦力主要由浮動(dòng)活塞和瓦片產(chǎn)生,其受力分析如圖5 所示。

圖5 摩擦力示意圖Fig.5 Diagram of friction force

則有

式中:μ1和μ2分別為浮動(dòng)活塞和瓦片與發(fā)射筒內(nèi)壁接觸的摩擦系數(shù);S1為浮動(dòng)活塞與發(fā)射筒內(nèi)壁接觸面積;S2為瓦片與發(fā)射筒內(nèi)壁接觸面積;m1和m2為浮動(dòng)活塞和瓦片的質(zhì)量。

2 基于冷氣發(fā)射試驗(yàn)的模型校驗(yàn)

無(wú)人機(jī)冷氣發(fā)射過(guò)程屬于機(jī)械系統(tǒng)、氣壓傳動(dòng)耦合非線性動(dòng)力學(xué)問(wèn)題,由于冷氣發(fā)射系統(tǒng)工作過(guò)程的復(fù)雜性,僅依靠計(jì)算分析不能保證系統(tǒng)動(dòng)力學(xué)特性參數(shù)的準(zhǔn)確性,借助試驗(yàn)測(cè)試手段對(duì)無(wú)人機(jī)冷氣發(fā)射過(guò)程的動(dòng)態(tài)特性進(jìn)行研究,以便得到準(zhǔn)確可靠的仿真模型,進(jìn)而對(duì)無(wú)人機(jī)冷氣發(fā)射過(guò)程進(jìn)行深入的研究。

2.1 試驗(yàn)方法

無(wú)人機(jī)冷氣發(fā)射試驗(yàn)方案原理如圖6 所示,試驗(yàn)裝配如圖7 所示。 冷氣發(fā)射裝置懸掛于直升機(jī)腹部,于地面進(jìn)行充氣蓄能,到指定工作壓力后,直升機(jī)懸掛發(fā)射裝置升至低空,通過(guò)遠(yuǎn)程開(kāi)關(guān)開(kāi)啟電磁脈沖閥,完成發(fā)射試驗(yàn)。 將加速度傳感器和采集儀安裝在15 kg 的等效質(zhì)量塊內(nèi),模擬無(wú)人機(jī)冷氣發(fā)射過(guò)程動(dòng)態(tài)響應(yīng),并采集加速度數(shù)據(jù);使用高速攝像機(jī)記錄質(zhì)量塊從開(kāi)始至完全離筒的過(guò)程,通過(guò)積分計(jì)算出質(zhì)量塊的離筒速度。通過(guò)改變儲(chǔ)氣瓶體積、充氣壓力等氣動(dòng)參數(shù),研究不同參數(shù)對(duì)冷氣發(fā)射裝置的動(dòng)態(tài)特性的影響。

圖6 無(wú)人機(jī)冷氣發(fā)射試驗(yàn)方案原理Fig.6 Diagram of principle of air-cooled launch test of UAV

圖7 冷氣空中發(fā)射試驗(yàn)裝配Fig.7 Diagram of air-cooled launch test

2.2 模型校驗(yàn)

利用第1 節(jié)建立的無(wú)人機(jī)冷氣發(fā)射仿真模型進(jìn)行仿真計(jì)算,仿真結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比,冷氣發(fā)射系統(tǒng)主要仿真參數(shù)為:無(wú)人機(jī)等效質(zhì)量塊15 kg,發(fā)射筒內(nèi)徑D=265 mm,儲(chǔ)氣瓶體積V=15 L,儲(chǔ)氣瓶充氣壓力P=0.4 MPa。

無(wú)人機(jī)冷氣發(fā)射試驗(yàn)可供對(duì)比的工況如表1所示。 選取3 組不同工況,對(duì)比結(jié)果為發(fā)射速度及發(fā)射加速度。

表1 仿真與試驗(yàn)對(duì)比工況Table 1 Comparison of simulation and test conditions

通過(guò)加速度采集儀對(duì)試驗(yàn)加速度數(shù)據(jù)進(jìn)行采集,并將采集的數(shù)據(jù)進(jìn)行濾波處理,試驗(yàn)結(jié)果與仿真結(jié)果對(duì)比如圖8 所示。

圖8 試驗(yàn)結(jié)果與仿真結(jié)果對(duì)比Fig.8 Comparison of test results and simulation results

經(jīng)過(guò)濾波后其峰值和結(jié)束時(shí)間與仿真數(shù)據(jù)基本吻合,但是試驗(yàn)過(guò)程中的加速度在經(jīng)過(guò)最大值后下降趨勢(shì)明顯比仿真值大,原因是:試驗(yàn)選用的儲(chǔ)氣瓶及加工的發(fā)射筒存在工藝問(wèn)題,使得氣瓶與發(fā)射筒未能絕對(duì)同軸,在試驗(yàn)過(guò)程中進(jìn)入發(fā)射筒內(nèi)部的氣體產(chǎn)生的氣壓力作用在質(zhì)量塊上將會(huì)產(chǎn)生偏心力,迫使質(zhì)量塊與發(fā)射筒內(nèi)壁產(chǎn)生較大摩擦力,從而使得發(fā)射加速度下降較快,而仿真過(guò)程中忽略了該部分摩擦力,因此加速度曲線下降趨勢(shì)相比試驗(yàn)數(shù)據(jù)相對(duì)緩慢。

不同工況下,仿真結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果最大值對(duì)比如表2 和表3 所示。

表2 仿真與試驗(yàn)發(fā)射速度對(duì)比Table 2 Comparison of exit velocity between simulation and test

表3 仿真與試驗(yàn)發(fā)射加速度對(duì)比Table 3 Comparison of launch overload between simulation and test

由對(duì)比結(jié)果可知,誤差絕對(duì)值均在5%以內(nèi),證明建立的動(dòng)力學(xué)模型比較精確,可用于無(wú)人機(jī)冷氣發(fā)射的動(dòng)力學(xué)仿真分析。

3 動(dòng)態(tài)特性分析及優(yōu)化設(shè)計(jì)

無(wú)人機(jī)在進(jìn)行冷氣發(fā)射過(guò)程中,發(fā)射速度和發(fā)射加速度是最重要的2 個(gè)性能參數(shù),決定無(wú)人機(jī)能否安全穩(wěn)定的完成發(fā)射起飛作業(yè),因此,基于LMS Virtual. Lab Motion 與AMEsim 進(jìn)行聯(lián)合仿真,對(duì)上述2 個(gè)目標(biāo)參數(shù)進(jìn)行深入的分析與討論。

3.1 無(wú)人機(jī)質(zhì)量對(duì)發(fā)射性能的影響

由于無(wú)人機(jī)的質(zhì)量在一定程度上影響發(fā)射系統(tǒng)的動(dòng)態(tài)特性,為研究不同質(zhì)量的無(wú)人機(jī)對(duì)冷氣發(fā)射性能的影響,本文選取無(wú)人機(jī)質(zhì)量為5,10,15,20 kg進(jìn)行仿真驗(yàn)證,仿真結(jié)果如圖9 和圖10 所示。

圖9 無(wú)人機(jī)質(zhì)量對(duì)發(fā)射速度的影響Fig.9 Effect of UAV mass on launch speed

圖10 無(wú)人機(jī)質(zhì)量對(duì)發(fā)射加速度的影響Fig.10 Effect of UAV mass on launch acceleration

可以看出,無(wú)人機(jī)質(zhì)量對(duì)冷氣發(fā)射最大發(fā)射速度和發(fā)射加速度影響較大。 隨著無(wú)人機(jī)質(zhì)量的增大,冷氣發(fā)射的最大發(fā)射速度和最大發(fā)射加速度明顯減小。 當(dāng)無(wú)人機(jī)質(zhì)量從5 kg 增加到20 kg時(shí),最大發(fā)射速度從11.4 m/s 降低至8.5 m/s,減小了25. 4%,最大加速度從239 m/s2減小至126 m/s2,減小了47.3%,呈負(fù)相關(guān)影響;其原因是無(wú)人機(jī)的質(zhì)量增大,發(fā)射桶內(nèi)的浮動(dòng)活塞的負(fù)載變大,相同壓縮氣體儲(chǔ)存的能量所能轉(zhuǎn)換的動(dòng)能減小,同時(shí),發(fā)射質(zhì)量的增加使得瓦片與發(fā)射筒內(nèi)壁間的摩擦力變大,從而使得最大發(fā)射速度與最大發(fā)射加速度變小。 無(wú)人機(jī)質(zhì)量變化對(duì)無(wú)人機(jī)起飛性能影響的關(guān)鍵數(shù)值如表4 所示。 其中,增長(zhǎng)率表示隨著系統(tǒng)參數(shù)的增加,對(duì)應(yīng)最大發(fā)射速度與最大發(fā)射加速度的增長(zhǎng)量與原參數(shù)增加前的數(shù)值百分比。

表4 無(wú)人機(jī)質(zhì)量對(duì)發(fā)射性能的影響Table 4 Effect of UAV mass on launch performance

3.2 發(fā)射角度對(duì)發(fā)射性能的影響

為了研究發(fā)射角度對(duì)冷氣發(fā)射的影響,分別取發(fā)射裝置角度為0°、20°、40°、60°進(jìn)行仿真驗(yàn)證,仿真結(jié)果如圖11 和圖12 所示。

圖11 發(fā)射角度對(duì)發(fā)射速度的影響Fig.11 Effect of launch angle on launch speed

圖12 發(fā)射角度對(duì)發(fā)射加速度的影響Fig.12 Effect of launch angle on launch acceleration

可以看出,冷氣發(fā)射系統(tǒng)的發(fā)射角度對(duì)兩者的影響較小。 隨著發(fā)射角度的增大,無(wú)人機(jī)最大發(fā)射速度和最大發(fā)射加速度變小,這是因?yàn)殡S著發(fā)射角度的增大,無(wú)人機(jī)在發(fā)射架上的重力分力增大,摩擦力減小,進(jìn)而影響冷氣發(fā)射速度與發(fā)射加速度。 發(fā)射角度變化對(duì)無(wú)人機(jī)起飛性能影響的關(guān)鍵數(shù)值如表5 所示。

表5 發(fā)射角度對(duì)發(fā)射性能的影響Table 5 Effect of launch angle on launch performance

3.3 充氣壓力對(duì)發(fā)射性能的影響

3.1 節(jié)和3.2 節(jié)所分析的是冷氣發(fā)射系統(tǒng)中機(jī)械系統(tǒng)參數(shù)變化對(duì)發(fā)射性能的影響,為了分析氣壓傳動(dòng)系統(tǒng)相關(guān)參數(shù)對(duì)發(fā)射性能的影響,考慮到儲(chǔ)氣瓶最大充氣壓力不應(yīng)高于0.8 MPa,在保證無(wú)人機(jī)起飛速度的前提下,分別取儲(chǔ)氣瓶工作壓力為0.4,0.5,0.6,0.7 MPa 進(jìn)行仿真分析,仿真結(jié)果如圖13和圖14 所示。

圖13 充氣壓力對(duì)發(fā)射速度的影響Fig.13 Effect of inflation pressure on launch speed

圖14 充氣壓力對(duì)發(fā)射加速度的影響Fig.14 Effect of inflation pressure on launch acceleration

由仿真結(jié)果可以得出,在相同的發(fā)射距離條件下,無(wú)人機(jī)最高發(fā)射速度隨著儲(chǔ)氣瓶充氣壓力的增大而上升,且速度上升趨勢(shì)增大,充氣壓力從0.4 MPa增加至0.7 MPa,最大發(fā)射速度從9.3 m/s增長(zhǎng)至14 m/s,增長(zhǎng)了50.5%,最大發(fā)射加速度從156 m/s2增加至265 m/s2,增長(zhǎng)了69.9%。 因?yàn)闅馄繅毫υ龃?作用在浮動(dòng)活塞上的工作壓力增大,使得作用在無(wú)人機(jī)上的推力增大,進(jìn)而增大了無(wú)人機(jī)的發(fā)射速度和發(fā)射加速度。 充氣壓力變化對(duì)無(wú)人機(jī)起飛性能影響的關(guān)鍵數(shù)值如表6 所示。

表6 充氣壓力對(duì)發(fā)射性能的影響Table 6 Effect of inflation pressure on launch performance

3.4 儲(chǔ)氣瓶體積對(duì)發(fā)射性能的影響

為了保證儲(chǔ)氣瓶能夠儲(chǔ)存足夠的氣壓,以保證無(wú)人機(jī)的發(fā)射速度,儲(chǔ)氣瓶體積不能過(guò)小,考慮到儲(chǔ)氣瓶國(guó)家標(biāo)準(zhǔn)規(guī)格,取儲(chǔ)氣瓶體積為15,20,25,30 L進(jìn)行仿真分析,仿真結(jié)果如圖15 和圖16 所示。

圖15 儲(chǔ)氣瓶體積對(duì)發(fā)射速度的影響Fig.15 Effect of cylinder volume on launch velocity

圖16 儲(chǔ)氣瓶體積對(duì)加速度的影響Fig.16 Effect of cylinder volume on acceleration

由仿真結(jié)果可以得出,儲(chǔ)氣瓶體積變化對(duì)無(wú)人機(jī)發(fā)射性能影響較大,無(wú)人機(jī)發(fā)射速度和加速度隨儲(chǔ)氣瓶體積增大而增大。 儲(chǔ)氣瓶體積從15 L 增加至30 L,最大發(fā)射速度從9.3 m/s 增加至14.2 m/s,增加了52.7%,最大發(fā)射加速度從156 m/s2增長(zhǎng)至251 m/s2,增長(zhǎng)了60.9%,呈正相關(guān)影響。 因?yàn)閮?chǔ)氣瓶體積增大,相同氣壓下儲(chǔ)存的壓縮氣體能量增大,進(jìn)而轉(zhuǎn)換的動(dòng)能增大,相同加速距離下,無(wú)人機(jī)的速度和加速度增大。 儲(chǔ)氣瓶體積變化對(duì)無(wú)人機(jī)起飛性能影響的關(guān)鍵數(shù)值如表7 所示。

表7 儲(chǔ)氣瓶體積對(duì)發(fā)射性能的影響Table 7 Effect of cylinder volume on launch performance

3.5 基于系統(tǒng)參數(shù)的優(yōu)化設(shè)計(jì)

通過(guò)3.1 節(jié)～3.4 節(jié)所述可以得出,儲(chǔ)氣瓶體積、充氣壓力、發(fā)射角度等參數(shù)對(duì)折疊翼無(wú)人機(jī)的冷氣發(fā)射速度和加速度均有影響。 為了保證冷氣發(fā)射的安全性,就要保證發(fā)射速度盡可能大的前提下減小加速度,針對(duì)這一問(wèn)題進(jìn)行系統(tǒng)參數(shù)尋優(yōu)設(shè)計(jì),目的是為了在給定邊界條件下得出最佳參數(shù)組合使得發(fā)射過(guò)程更加安全可靠。

根據(jù)本文研究的折疊翼無(wú)人機(jī)技術(shù)指標(biāo)要求,在滿足發(fā)射加速度不超過(guò)300 m/s2、發(fā)射速度不小于5 m/s 的條件約束下,以發(fā)射速度和發(fā)射加速度為優(yōu)化目標(biāo),在前文分析工況下對(duì)儲(chǔ)氣瓶體積、充氣壓力和發(fā)射角度進(jìn)行尋優(yōu),以Isight、AMEsim 和LMS Virtual.Lab Motion 聯(lián)合仿真的方式,采用多島遺傳算法[18-19]搭建優(yōu)化模型如圖17 所示。

圖17 聯(lián)合仿真優(yōu)化模型Fig.17 Co-simulation optimization model

優(yōu)化的整體框架包括Isight 優(yōu)化模塊及AMEsim、LMS Virtual.Lab Motion 計(jì)算模塊。 根據(jù)初始值優(yōu)化操作,此后每一次迭代都是Isight 通過(guò)遺傳操作生成的新參數(shù)值傳遞至計(jì)算模型進(jìn)行計(jì)算,求解參數(shù)再回傳至Isight,如此循環(huán)直至滿足收斂要求。

最終尋優(yōu)得到的結(jié)果如表8 所示。 由仿真結(jié)果可知,選用體積為24 L 的儲(chǔ)氣瓶,充氣壓力為0.54 MPa,發(fā)射角度為1°時(shí),折疊翼無(wú)人機(jī)冷氣最大發(fā)射速度為15 m/s,最大發(fā)射加速度為275 m/s2,最大發(fā)射加速度小于設(shè)計(jì)要求加速度300 m/s2,最大發(fā)射速度大于設(shè)計(jì)要求速度,本文認(rèn)為這是一個(gè)較為理想的參數(shù)組合。

表8 系統(tǒng)參數(shù)尋優(yōu)結(jié)果Table 8 System parameter optimization results

4 結(jié) 論

針對(duì)折疊翼無(wú)人機(jī)快速發(fā)射問(wèn)題,基于聯(lián)合仿真建立了無(wú)人機(jī)冷氣發(fā)射機(jī)械結(jié)構(gòu)及氣壓傳動(dòng)系統(tǒng)耦合動(dòng)力學(xué)模型,通過(guò)試驗(yàn)結(jié)果對(duì)模型進(jìn)行了驗(yàn)證,研究了儲(chǔ)氣瓶體積、充氣壓力、發(fā)射角度、無(wú)人機(jī)質(zhì)量等參數(shù)對(duì)冷氣發(fā)射性能的影響,并提出一種系統(tǒng)參數(shù)優(yōu)化設(shè)計(jì)方法,通過(guò)綜合分析得到了以下結(jié)論:

1) 選取不同系統(tǒng)參數(shù)對(duì)折疊翼無(wú)人機(jī)冷氣發(fā)射動(dòng)態(tài)特性進(jìn)行研究,仿真結(jié)果表明,無(wú)人機(jī)質(zhì)量、儲(chǔ)氣瓶體積、充氣壓力對(duì)冷氣發(fā)射性能影響較大,呈正相關(guān)影響;發(fā)射角度對(duì)無(wú)人機(jī)的發(fā)射性能影響極小,可忽略不計(jì)。

2) 仿真結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果數(shù)據(jù)吻合較好,可通過(guò)調(diào)整儲(chǔ)氣瓶充氣壓力和體積,滿足不同質(zhì)量的無(wú)人機(jī)對(duì)發(fā)射速度和加速度的要求,從而為折疊翼無(wú)人機(jī)冷氣發(fā)射系統(tǒng)設(shè)計(jì)提供可靠依據(jù)。

3) 綜合考慮儲(chǔ)氣瓶體積、充氣壓力及發(fā)射角度對(duì)無(wú)人機(jī)冷氣發(fā)射動(dòng)態(tài)性能進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì),得出了一組最佳參數(shù)組合,即選用體積為24 L 的儲(chǔ)氣瓶,充氣壓力為0.54 MPa,發(fā)射角度為1°時(shí),無(wú)人機(jī)在安全加速度限制條件下的速度最大,有利于提高無(wú)人機(jī)冷氣發(fā)射的安全性,能夠在選定機(jī)型的發(fā)射技術(shù)指標(biāo)內(nèi)安全可靠的完成發(fā)射作業(yè)。因此,本文的仿真分析工作對(duì)折疊翼無(wú)人機(jī)冷氣發(fā)射設(shè)計(jì)優(yōu)化具有一定的指導(dǎo)作用。