吳利民，宋向濤

(鄭州機(jī)電工程研究所，河南 鄭州 450015)

0 引 言

同心筒式垂直發(fā)射裝置相較于公共排導(dǎo)發(fā)射裝置，有其突出的優(yōu)勢和特點(diǎn)，已成為潛載和艦載導(dǎo)彈發(fā)射系統(tǒng)的重要發(fā)展方向[1-2]。同心發(fā)射筒由內(nèi)外2層圓筒組成的發(fā)射筒,內(nèi)筒為導(dǎo)彈貯存、發(fā)射空間，內(nèi)外筒之間環(huán)形空間為導(dǎo)彈燃?xì)獾呐艑?dǎo)通道，底部設(shè)有端蓋。導(dǎo)彈發(fā)射時(shí)，燃?xì)饬髟诎肭蛐味松w的作用下流轉(zhuǎn)180°進(jìn)入環(huán)形空間，從環(huán)形空間排出[3-4]。在艦載導(dǎo)彈垂直發(fā)射領(lǐng)域，發(fā)射筒豎直貯存于彈庫內(nèi)，發(fā)射筒上方設(shè)有裝甲蓋用于對發(fā)射筒和筒內(nèi)導(dǎo)彈進(jìn)行防護(hù)。由于筒彈貯存密度高，發(fā)射反應(yīng)時(shí)間快以及空間有限等因素，不能采取人工開蓋或采用復(fù)雜的機(jī)械開蓋方式打開發(fā)射筒前蓋，多利用導(dǎo)彈點(diǎn)火后的燃?xì)鈮毫?shí)現(xiàn)自動開蓋或?qū)椫苯哟檀?撞破前蓋。對于彈頭不允許碰撞的導(dǎo)彈，首選利用燃?xì)鈮毫?shí)現(xiàn)自動開蓋[5-6]。早期易碎前蓋利用導(dǎo)彈發(fā)射的燃?xì)鉃閯恿Γ瑢⑸w體整體吹走，或?qū)⑸w體破碎為小片吹走[6]。然而，對于艦載發(fā)射環(huán)境，整體飛走的蓋體碎片或分為小塊飛走的蓋體碎片均可能掉落在甲板面上，存在損壞甲板面設(shè)備的風(fēng)險(xiǎn)。因此，有必要研究蓋體裂片系留在發(fā)射筒上的利用燃?xì)鈮毫?shí)現(xiàn)開啟的開蓋方式。

1 燃?xì)獯甸_蓋體方案

某艦載導(dǎo)彈在同心發(fā)射筒上發(fā)射，要求導(dǎo)彈出箱前，利用導(dǎo)彈發(fā)射的燃?xì)獯甸_蓋體裂片，導(dǎo)彈出箱后，蓋體裂片仍系留在發(fā)射筒上。前蓋破裂后被燃?xì)獯甸_方案可采用蓋體破為多塊（以4塊為研究對象）后被吹開方案或蓋體整體被吹開方案。

蓋體被分為4塊方案被吹開的方案見圖1(a)。蓋體破裂為4塊裂片，每塊裂片根部均設(shè)有一系留根部。裂片在燃?xì)庾饔孟?，能繞根部轉(zhuǎn)動。蓋體整體被吹開方案見圖1(b)。蓋體破裂后裂片為一整體，在根部設(shè)置一個(gè)系留根部。蓋體整體在燃?xì)庾饔孟驴衫@系留根部轉(zhuǎn)動。在燃?xì)獯甸_裂片過程中，裂片是否能被燃?xì)獯甸_90°，燃?xì)獗涣哑瓷涞桨l(fā)射筒內(nèi)對導(dǎo)彈的影響，是關(guān)系燃?xì)獯甸_蓋體方案可行性的關(guān)鍵問題，因此需對燃?xì)獯甸_蓋體過程進(jìn)行模擬計(jì)算。

圖1 燃?xì)獯甸_方式簡圖Fig.1 Two different opening methods of the reserved cover

2 燃?xì)忾_蓋過程計(jì)算

研究對象為某型艦載導(dǎo)彈發(fā)射筒，筒體結(jié)構(gòu)為同心筒結(jié)構(gòu)。為便于比較，導(dǎo)彈、發(fā)射筒參數(shù)均相同，蓋體整體密度分布相同，蓋體分為4片后，存在4處系留根部（轉(zhuǎn)軸），每塊裂片系留根部結(jié)構(gòu)均相同，且與整體蓋片系留根部參數(shù)一致。

2.1 蓋體裂片運(yùn)動計(jì)算

蓋體破裂后，裂片之間完全斷開，裂片張開過程可簡化為裂片繞根部O點(diǎn)作剛體轉(zhuǎn)動（見圖2）。對單個(gè)裂片，由動量矩定理：

式中：θ為裂片張開角度；I為轉(zhuǎn)動的系留蓋體裂片繞根部轉(zhuǎn)軸O的轉(zhuǎn)動慣量；為蓋體裂片繞根部轉(zhuǎn)軸O的轉(zhuǎn)動角加速度；r為蓋體裂片上一點(diǎn)到繞根部轉(zhuǎn)軸O的距離；P為燃?xì)饬髯饔迷趓點(diǎn)的壓強(qiáng)；S為蓋體裂片轉(zhuǎn)動部分的面積（扇形面積）；Mg為蓋體裂片重力產(chǎn)生的力矩；M(θ)為蓋體裂片繞根部轉(zhuǎn)軸O轉(zhuǎn)動過程中的阻力矩，是裂片張開角度θ的函數(shù)。裂片張開阻力矩實(shí)驗(yàn)測量數(shù)值如圖3所示。

圖2 系留蓋體裂片張開狀態(tài)受力圖Fig.2 Force analytical graph on the opened reserved cover

圖3 轉(zhuǎn)動阻力矩與蓋體裂片繞根部轉(zhuǎn)動角度的關(guān)系Fig.3 Variation of resistance moment with the rotation angle of the reserved cover

2.2 燃?xì)獯蜷_裂片流場仿真[7]

流體計(jì)算使用有限體積法，對控制單元的任意標(biāo)量 φ建立積分形式的三維可壓縮非定常N-S方程。設(shè)控制體的體積為V，周圍面積為A，向量dA表示周邊的微元表面積，指向界面的外法線方向。流體控制方程有通用的形式：

式中： Γ 為耗散系數(shù)；Sφ為源項(xiàng)； ρ為流體密度；u為燃?xì)馑俣?，裂片網(wǎng)格節(jié)點(diǎn)的運(yùn)動速度為裂片轉(zhuǎn)動速度 θ˙按式（1）計(jì)算。

3 計(jì)算結(jié)果及分析

3.1 燃?xì)鈮毫Σㄟ\(yùn)動[8]

3.1.1 蓋體分 4 塊被吹開

導(dǎo)彈發(fā)射過程中，蓋體分4塊被燃?xì)饬鞔甸_過程如圖4所示。導(dǎo)彈點(diǎn)火后，燃?xì)饬鲏毫Σㄖ饕?jīng)同心筒內(nèi)外筒之間的環(huán)形通道，由下到上作用到蓋體上。在蓋體中心聚集，形成向發(fā)射筒下部運(yùn)動的反射波。該反射波從上向下運(yùn)動，作用到彈頭上，并沿彈體向下運(yùn)動。在此過程中，蓋體受中心壓力波作用，中心拱起。中心壓力波持續(xù)作用下，4片裂片均繞各自根部向外旋轉(zhuǎn)。隨著裂片繼續(xù)向外翻轉(zhuǎn)，裂片之間的空間足夠大，壓力波從裂片之間的空間消散，發(fā)射筒內(nèi)壓強(qiáng)開始降低。裂片完全打開后，內(nèi)筒、內(nèi)外筒之間環(huán)形區(qū)域壓強(qiáng)均降低。仿真結(jié)果表明，蓋體裂片能被燃?xì)獯甸_到90°，裂片從初始角度0°到打開90°時(shí)間大概需 11 ms。

3.1.2 蓋體整塊被吹開

導(dǎo)彈發(fā)射過程中，蓋體整體被燃?xì)饬鞔甸_過程如圖5所示。導(dǎo)彈點(diǎn)火后，燃?xì)饬鲏毫Σㄖ饕?jīng)同心筒內(nèi)外筒之間的環(huán)形通道，由下到上作用到蓋體上。在蓋體中心聚集，形成向發(fā)射筒下部運(yùn)動的反射波。該反射波從上向下運(yùn)動，作用到彈頭上，并沿彈體向下運(yùn)動。在此過程中，蓋體受中心壓力波推動，向外整體翻轉(zhuǎn)。由于蓋體翻轉(zhuǎn)，蓋體上壓力波匯聚點(diǎn)不在是蓋體中心，開始向開蓋方向移動。而被蓋體反射的壓力波也開始向蓋體開口處偏移。作用在內(nèi)筒壁面，經(jīng)內(nèi)筒壁面反射作用在彈體上。隨著裂片繼續(xù)向外翻轉(zhuǎn)，蓋體與發(fā)射筒之間的開口足夠大，蓋體中心的壓力波從開口處消散，發(fā)射筒內(nèi)壓強(qiáng)開始降低。蓋體完全打開后，內(nèi)筒、內(nèi)外筒之間環(huán)形區(qū)域壓強(qiáng)均降低。仿真結(jié)果表明，蓋體整體能被燃?xì)獯甸_到90°，蓋體裂片從初始狀態(tài)的0°到打開90°時(shí)間大概需31 ms。

圖4 蓋體分4塊開啟過程發(fā)射筒內(nèi)燃?xì)鈮毫ψ兓^程Fig.4 Variation of the pressure in concentric canister launcher with time during the opening of the reserved cover which is divided into 4 pieces

圖5 蓋體整體開啟過程發(fā)射筒內(nèi)燃?xì)鈮毫ψ兓^程Fig.5 Variation of the pressure in concentric launching canister with time during the opening of the reserved cover which is as a whole

3.2 導(dǎo)彈頭部承受的壓強(qiáng)

仿真過程中，導(dǎo)彈頭部壓強(qiáng)測點(diǎn)位置圖如圖6所示。導(dǎo)彈頭部在燃?xì)獯甸_蓋體過程中，導(dǎo)彈頭部受到的壓強(qiáng)如圖7和圖8所示。在蓋體被吹開過程中，蓋體處于初始位置時(shí)，壓力波在蓋體聚集，并反射，作用到導(dǎo)彈頭部。該過程在2種方式開蓋過程中一致，故導(dǎo)彈頭部第1個(gè)峰值相同。在蓋體分為4塊開啟的方案中，裂片打開速度快，發(fā)射筒內(nèi)壓強(qiáng)降低速度快，作用在彈頭上的第2個(gè)壓強(qiáng)峰值持續(xù)時(shí)間短，峰值低。在蓋體整體開啟的方案中，整體裂片打開速度慢，發(fā)射筒內(nèi)壓強(qiáng)降低速度慢，作用在導(dǎo)彈頭部的第2個(gè)壓強(qiáng)峰值持續(xù)時(shí)間長，峰值高。

圖6 導(dǎo)彈頭部壓強(qiáng)測點(diǎn)布置圖Fig.6 Arrangement of pressure measuring points on missile head

圖7 導(dǎo)彈頭部頂端壓強(qiáng)（測點(diǎn) 1）Fig.7 The pressure on the top point of missile head

圖8 導(dǎo)彈頭部兩不同側(cè)邊點(diǎn)壓強(qiáng)Fig.8 The pressure on two different side points of missile head

4 結(jié) 語

2種方案燃?xì)饩軐⒘哑甸_到90°。蓋體分為4塊被燃?xì)獯甸_方案，裂片打開速度快，導(dǎo)彈頭部受壓持續(xù)時(shí)間短，發(fā)射筒內(nèi)壓強(qiáng)降低速度快。蓋體分為4塊被燃?xì)獯甸_方案優(yōu)于蓋體整體被吹開方案。本文僅從燃?xì)饬鲌鼋嵌葘σ陨?種方案進(jìn)行評估。在蓋體設(shè)計(jì)過程中，還需考慮蓋體裂片對導(dǎo)彈出箱過程的影響，蓋體裂片生產(chǎn)工藝、可靠性等諸多因素，有待進(jìn)一步研究。