趙振,姜毅,劉相新,李玉龍,嚴(yán)松

(1.北京理工大學(xué) 宇航學(xué)院,北京 100081;2.96901部隊(duì),北京 100094)

0 引言

在自力發(fā)射過(guò)程中,導(dǎo)彈的發(fā)動(dòng)機(jī)尾焰會(huì)對(duì)發(fā)射裝置施加高溫的熱載荷和高速的射流沖擊載荷,導(dǎo)致發(fā)射裝置失效或損傷,故衍生出導(dǎo)彈在發(fā)射初期采用冷發(fā)射方式進(jìn)行導(dǎo)彈彈射。例如美國(guó)的UGM-27C彈道導(dǎo)彈就采用冷發(fā)射的方式,通過(guò)燃?xì)庹羝麖椛浠蛘邏嚎s空氣彈射的方式從發(fā)射筒彈射入空,隨后發(fā)動(dòng)機(jī)在空中進(jìn)行點(diǎn)火工作。

現(xiàn)有的冷發(fā)射方式通常包括燃燒式彈射、燃?xì)庹羝綇椛?、壓縮空氣式彈射、液壓式彈射、提拉式彈射和電磁彈射等。例如北京理工大學(xué)楊珺凡等研究的水下燃?xì)庹羝綇椛錂C(jī)構(gòu)、西北工業(yè)大學(xué)李德庚等研究的壓縮空氣式彈射機(jī)構(gòu)、昆明精密機(jī)械研究所馬翔等研究的攻擊型水下無(wú)人航行器用液壓式彈射機(jī)構(gòu)、南京理工大學(xué)姚琳等研究的提拉式彈射機(jī)構(gòu)、火箭軍工程大學(xué)藺志強(qiáng)等和張強(qiáng)研究的導(dǎo)彈電磁彈射等,均屬于現(xiàn)有的傳統(tǒng)彈射方式和彈射機(jī)構(gòu)。傳統(tǒng)的燃?xì)馐綇椛浜腿細(xì)庹羝綇椛涞募夹g(shù)成熟、能量高、發(fā)射方便,但也存在發(fā)射陣地隱蔽性差、對(duì)于發(fā)射裝置的熱載荷防護(hù)要求高、噪聲大、二次燃燒對(duì)于內(nèi)彈道影響大等不足?，F(xiàn)有的壓縮空氣式彈射一般以剛性氣缸或活塞缸為約束器件,通過(guò)壓縮氣體推動(dòng)活塞做功,實(shí)現(xiàn)彈射運(yùn)動(dòng)過(guò)程,其彈射過(guò)程中溫度低、對(duì)結(jié)構(gòu)的載荷小,但存在氣缸結(jié)構(gòu)工藝復(fù)雜、精度要求高、設(shè)備笨重、運(yùn)輸成本高等問(wèn)題。傳統(tǒng)的液壓式彈射、提拉式彈射和電磁彈射等也存在設(shè)備制造成本高、質(zhì)量大、機(jī)動(dòng)性能差等諸多問(wèn)題。

綜上所述,根據(jù)現(xiàn)有彈射機(jī)構(gòu)的問(wèn)題與不足,研究柔性氣缸導(dǎo)彈彈射方式和彈射系統(tǒng),可在一定程度上彌補(bǔ)現(xiàn)有彈射機(jī)構(gòu)的諸多不足。柔性氣缸導(dǎo)彈彈射系統(tǒng)是采用壓縮氣體類或超臨界二氧化碳等低溫或常溫工質(zhì)作為能量元,將柔性氣缸結(jié)構(gòu)作為約束器件,從發(fā)射裝置推動(dòng)導(dǎo)彈運(yùn)動(dòng)至指定高度,彈射過(guò)程結(jié)束后再進(jìn)行發(fā)動(dòng)機(jī)點(diǎn)火升空。完成整個(gè)彈射過(guò)程后,排出柔性氣缸內(nèi)部氣體,準(zhǔn)備下次彈射任務(wù)使用。

相對(duì)于燃?xì)馐綇椛浞绞胶腿細(xì)庹羝綇椛浞绞?柔性氣缸導(dǎo)彈彈射系統(tǒng)的工作過(guò)程對(duì)于內(nèi)彈道的污染小,隱蔽無(wú)光,對(duì)發(fā)射裝置的熱防護(hù)要求低。在充氣做功過(guò)程中,柔性氣缸結(jié)構(gòu)和壓縮氣體等能量元的耦合作用可使能量輸出平緩,可控性能好,發(fā)射過(guò)載穩(wěn)定。相對(duì)于傳統(tǒng)的各彈射機(jī)構(gòu),柔性氣缸導(dǎo)彈彈射系統(tǒng)的質(zhì)量小、密度低、工作噪聲小、生存能力高,對(duì)于裝備輕量化的要求效果顯著?；谌嵝詺飧讓?dǎo)彈彈射系統(tǒng)在發(fā)射任務(wù)中對(duì)內(nèi)彈道影響小、有很高的可重復(fù)使用能力等特性,此系統(tǒng)是現(xiàn)代彈射發(fā)射武器裝備的一種可靠發(fā)展方向。柔性氣缸導(dǎo)彈彈射系統(tǒng)的性能挖掘和預(yù)研工作,對(duì)于裝備發(fā)展和工程實(shí)施具有重要的工程和科學(xué)意義。

西南交通大學(xué)柳鐘彬等在2017年曾對(duì)列車彈射中的非爆破柔性氣缸彈射器進(jìn)行過(guò)初步研究,但目前對(duì)于柔性氣缸導(dǎo)彈彈射領(lǐng)域的研究非常少?；诂F(xiàn)有狀況,本文從柔性氣缸導(dǎo)彈彈射方式的工作原理和結(jié)構(gòu)特性出發(fā),研究其導(dǎo)彈發(fā)射過(guò)程中的動(dòng)力學(xué)響應(yīng)規(guī)律和性能,為柔性氣缸導(dǎo)彈彈射發(fā)射方式的發(fā)展和工程應(yīng)用提供參考。

1 柔性氣缸導(dǎo)彈彈射系統(tǒng)

柔性氣缸導(dǎo)彈彈射系統(tǒng)如圖1所示,主要由導(dǎo)彈、導(dǎo)向筒、托板、安裝筒、柔性氣缸、泄氣口、噴口、高壓氣室、氣壓計(jì)等結(jié)構(gòu)諸元構(gòu)成。

圖1 柔性氣缸導(dǎo)彈彈射系統(tǒng)結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)圖Fig.1 Structure diagram of flexible cylinder ejection system

在導(dǎo)彈發(fā)射初始階段,通過(guò)柔性氣缸彈射的方式,使導(dǎo)彈脫離導(dǎo)向筒在內(nèi)的發(fā)射平臺(tái),彈射入空。隨后發(fā)動(dòng)機(jī)點(diǎn)火進(jìn)一步加速,完成整個(gè)發(fā)射過(guò)程。彈射的整個(gè)過(guò)程為冷發(fā)射,通過(guò)高壓氣體或者超臨界二氧化碳等工質(zhì)膨脹做功,為整個(gè)裝置提供動(dòng)力源泉。

在彈射過(guò)程準(zhǔn)備階段,柔性氣缸落于安裝筒內(nèi)部,高壓氣室位于柔性氣缸內(nèi)部,高壓氣室內(nèi)部存儲(chǔ)著足夠能量的液態(tài)或超臨界態(tài)工質(zhì),泄氣口處于封閉狀態(tài),氣壓計(jì)處于工作狀態(tài)。當(dāng)進(jìn)入發(fā)射狀態(tài)時(shí),噴口從封閉狀態(tài)轉(zhuǎn)為工作狀態(tài),開始向柔性氣缸內(nèi)部產(chǎn)生氣體射流,與柔性氣缸內(nèi)壁產(chǎn)生能量交換,促使柔性氣缸沿縱向推進(jìn)。托板下表面與柔性氣缸頂部處于固連狀態(tài),導(dǎo)彈因重力作用落于托板上表面,故柔性氣缸內(nèi)的能量通過(guò)托板傳遞給導(dǎo)彈,使導(dǎo)彈沿著導(dǎo)向筒發(fā)生相對(duì)運(yùn)動(dòng),柔性氣缸跟隨托板向上伸展,實(shí)現(xiàn)柔性氣缸導(dǎo)彈彈射系統(tǒng)的持續(xù)做功。柔性氣缸在整個(gè)工作狀態(tài)中始終處于密封狀態(tài)。當(dāng)導(dǎo)彈與導(dǎo)向筒在內(nèi)的發(fā)射平臺(tái)分離,整個(gè)彈射過(guò)程完畢后,泄氣口由封閉狀態(tài)轉(zhuǎn)為工作狀態(tài),開始柔性氣缸泄氣過(guò)程,泄氣完畢后可更換能量元,準(zhǔn)備再次彈射。

2 控制體積法和粒子法

柔性氣缸結(jié)構(gòu)的工作展開過(guò)程較為復(fù)雜,屬于大變形數(shù)值計(jì)算,其中還涉及諸多燃?xì)鈩?dòng)力學(xué)、固體力學(xué)、動(dòng)力學(xué)、流體與固體(簡(jiǎn)稱流固)耦合等多學(xué)科交叉問(wèn)題?，F(xiàn)時(shí)研究大變形結(jié)構(gòu)充氣展開過(guò)程的數(shù)值計(jì)算方法主要分為3類:20世紀(jì)80年代末期,基于Wang等的研究提出的控制體積法;20世紀(jì)80年代以來(lái)基于Hirt等的研究提出的任意拉格朗日歐拉法;21世紀(jì)初期,Olovsson等、Mroz等和Freisinger等基于分子動(dòng)力學(xué)理論基礎(chǔ)提出的粒子法。在相同計(jì)算精度的情況下,由于粒子法的計(jì)算效率高,且能夠表征流場(chǎng)和流固耦合現(xiàn)象,故現(xiàn)以粒子法為主要理論基礎(chǔ)進(jìn)行數(shù)值計(jì)算分析。經(jīng)實(shí)驗(yàn)與數(shù)值計(jì)算對(duì)比分析發(fā)現(xiàn),氣體工質(zhì)在柔性氣缸內(nèi)部處于均衡狀態(tài)時(shí),控制體積法的計(jì)算更能反映實(shí)際情況。故在噴口未向柔性氣缸內(nèi)部噴入氣體的時(shí)間階段,柔性氣缸內(nèi)部氣體工質(zhì)壓力均一,宜采用控制體積法進(jìn)行計(jì)算,當(dāng)噴口開始向柔性氣缸內(nèi)部產(chǎn)生高速射流時(shí),宜采用粒子法進(jìn)行數(shù)值計(jì)算,兩種方法相結(jié)合,可以更好地計(jì)算柔性氣缸導(dǎo)彈彈射系統(tǒng)真實(shí)的工作過(guò)程。

2.1 控制體積法

基于Wang等的研究,控制體積法計(jì)算量小、計(jì)算速度快、耗費(fèi)計(jì)算資源少,是目前應(yīng)用較廣泛的一種柔性結(jié)構(gòu)展開的數(shù)值計(jì)算方法,其在宏觀計(jì)算方面可以良好地描述柔性結(jié)構(gòu)的展開過(guò)程,例如柔性結(jié)構(gòu)體積變化、柔性結(jié)構(gòu)內(nèi)部整體壓強(qiáng)、整體溫度等性能。但控制體積法依然有很大的局限性,不能模擬柔性氣缸結(jié)構(gòu)內(nèi)部的射流現(xiàn)象,對(duì)于柔性氣缸結(jié)構(gòu)展開過(guò)程中的氣體慣性、動(dòng)量、動(dòng)能傳遞等無(wú)法計(jì)算體現(xiàn)。

2.2 粒子法

由于控制體積法不能計(jì)算射流現(xiàn)象和內(nèi)部流場(chǎng)特性,任意拉格朗日-歐拉法在計(jì)算復(fù)雜外形變化時(shí)計(jì)算不穩(wěn)定等特點(diǎn)。基于分子動(dòng)力學(xué)理論基礎(chǔ),2007年Olovsson等、Mroz等和Freisinger等提出粒子法,將無(wú)規(guī)則運(yùn)動(dòng)的氣體分子簡(jiǎn)化成為有限個(gè)剛性的球體,用一個(gè)基于牛頓定律的剛性球體模擬多個(gè)氣體分子的質(zhì)量、動(dòng)量、能量、速度、溫度等特性。粒子法的基本假設(shè)如下:

1)粒子間平均距離遠(yuǎn)大于粒子半徑。

2)粒子存在隨機(jī)運(yùn)動(dòng),趨于動(dòng)態(tài)熱平衡。

3)粒子運(yùn)動(dòng)遵守牛頓運(yùn)動(dòng)定律。

4)粒子與粒子、粒子與結(jié)構(gòu)間的相互作用屬于完全彈性碰撞。

5)粒子呈球形,具有剛體屬性。

6)每個(gè)粒子代表多個(gè)分子,每個(gè)粒子代表的分子數(shù)目依據(jù)使用精度變化。

7)每個(gè)粒子均存在平動(dòng)動(dòng)能與旋轉(zhuǎn)或振動(dòng)能量間的平衡,與實(shí)際分子團(tuán)的統(tǒng)計(jì)學(xué)屬性一致。

粒子在柔性氣缸內(nèi)部移動(dòng)示意圖如圖2所示。圖2中,為粒子間距,m為第個(gè)粒子的質(zhì)量,v為第個(gè)粒子的速度。

圖2 粒子在柔性氣缸內(nèi)部移動(dòng)示意圖Fig.2 Schematic diagram of corpuscles moving inside the flexible cylinder

3 實(shí)驗(yàn)對(duì)比驗(yàn)證

以實(shí)際幾何規(guī)模的導(dǎo)彈作為被彈射物體,建立柔性氣缸導(dǎo)彈彈射系統(tǒng)進(jìn)行實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證的規(guī)模巨大、實(shí)驗(yàn)成本過(guò)高,故通過(guò)柔性氣缸導(dǎo)彈彈射系統(tǒng)的縮比實(shí)驗(yàn)與數(shù)值計(jì)算結(jié)果進(jìn)行驗(yàn)證,對(duì)比分析柔性氣缸導(dǎo)彈彈射系統(tǒng)數(shù)值計(jì)算結(jié)果的可靠性。柔性氣缸導(dǎo)彈彈射系統(tǒng)縮比實(shí)驗(yàn)的實(shí)驗(yàn)參數(shù)和縮比數(shù)值計(jì)算模型的邊界參數(shù)取值,如表1和表2所示。

表1 柔性氣缸導(dǎo)彈彈射系統(tǒng)實(shí)驗(yàn)與仿真參數(shù)Tab.1 Experimental and simulation parameters of flexible cylinder ejection system

表2 柔性氣缸導(dǎo)彈彈射系統(tǒng)材料參數(shù)Tab.2 Material parameters of flexible cylinder ejection system

表3所示為縮比實(shí)驗(yàn)與數(shù)值仿真結(jié)果對(duì)比。實(shí)驗(yàn)測(cè)量中的導(dǎo)向筒用于保證被彈射物體的直線運(yùn)動(dòng);被彈射物體用于測(cè)試柔性氣缸導(dǎo)彈彈射系統(tǒng)的彈射性能;托板用于推動(dòng)被彈射物體發(fā)生相對(duì)運(yùn)動(dòng),其底部與柔性氣缸頂部固連;柔性氣缸用于與高壓氣室噴出的工質(zhì)氣體發(fā)生能量交換,將能量向上方的托板和被彈射物體傳遞輸出;高壓氣室和安裝筒均安裝在導(dǎo)向筒底部;噴口在柔性氣缸底部,用于釋放工質(zhì)氣體。

數(shù)值計(jì)算模型建立過(guò)程中,以粒子法的20萬(wàn)個(gè)粒子對(duì)實(shí)驗(yàn)中柔性氣缸內(nèi)噴入的工質(zhì)氣體進(jìn)行數(shù)值仿真,模擬從高壓氣室噴射出的氮?dú)馀c柔性氣缸壁面的流固耦合過(guò)程。由表3可見(jiàn):0 ms時(shí),被彈射物體位于導(dǎo)向筒底部,噴嘴即將工作;108 ms時(shí),噴嘴釋放工質(zhì)氣體,被彈射物體被向上托起獲得速度;180 ms時(shí),被彈射物體被柔性氣缸和托板進(jìn)一步推升,速度再次增加;228 ms時(shí),柔性氣缸即將完成伸展,對(duì)被彈射物體的推力逐漸下降;260 ms時(shí),柔性氣缸完全伸展至六節(jié)葫蘆串狀結(jié)構(gòu),并發(fā)生最大程度的拉伸,托板與被彈射物體處于分離臨界,系統(tǒng)對(duì)被彈射物體做功過(guò)程結(jié)束;281 ms時(shí),托板與被彈射物體分離,柔性氣缸由于結(jié)構(gòu)彈性發(fā)生回彈。

表3 縮比實(shí)驗(yàn)與數(shù)值仿真對(duì)比圖Tab.3 Comparison of scaling experimental and numerically simulated results

整個(gè)彈射過(guò)程中,從柔性氣缸內(nèi)部的高壓氣室充氣開始到柔性氣缸充氣展開的各個(gè)階段,實(shí)驗(yàn)結(jié)果與數(shù)值仿真結(jié)果差別微小。實(shí)驗(yàn)與數(shù)值計(jì)算結(jié)果均表明柔性氣缸導(dǎo)彈彈射系統(tǒng)在260 ms內(nèi)完成對(duì)26 kg被彈射物體的能量交換,隨后被彈射物體與托板發(fā)生分離,獲得初速度并因運(yùn)動(dòng)慣性出筒,完成彈射過(guò)程。根據(jù)高速攝影測(cè)量結(jié)果與數(shù)值計(jì)算結(jié)果,發(fā)現(xiàn)兩種結(jié)果中被彈射物體的運(yùn)動(dòng)規(guī)律一致。且實(shí)驗(yàn)結(jié)果與數(shù)值計(jì)算結(jié)果中被彈射物體的速度數(shù)據(jù)吻合,被彈射物體速度最高達(dá)到8.67 m/s,實(shí)驗(yàn)與數(shù)值計(jì)算結(jié)果誤差較小,為1.79%(見(jiàn)圖3),進(jìn)一步驗(yàn)證了數(shù)值計(jì)算方法的正確性和可靠性。

圖3 被彈射物體運(yùn)動(dòng)速度的實(shí)驗(yàn)與計(jì)算結(jié)果Fig.3 Experimental and calculated results of movement velocity of the ejected object

4 數(shù)值計(jì)算與分析

為探尋導(dǎo)彈基于柔性氣缸導(dǎo)彈彈射系統(tǒng)的工作規(guī)律,將參與實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證的數(shù)值計(jì)算模型進(jìn)行參數(shù)變化,以某型導(dǎo)彈參數(shù)為例,進(jìn)行柔性氣缸彈射方式的彈射機(jī)理研究,導(dǎo)彈柔性氣缸彈射機(jī)構(gòu)如圖4所示,導(dǎo)彈參數(shù)如表4所示?；贚S-DYNA軟件以實(shí)驗(yàn)中的數(shù)值計(jì)算樣機(jī)為基礎(chǔ),建立有限元數(shù)值計(jì)算模型,通過(guò)粒子法*AIRBAG_PARTICLE的20萬(wàn)個(gè)粒子模擬氣體分子之間的碰撞和氣體與柔性氣缸壁面之間的碰撞,進(jìn)行碰撞傳能,實(shí)現(xiàn)柔性氣缸內(nèi)部氣體分子流場(chǎng)模擬和氣體分子與柔性氣缸內(nèi)壁的流固耦合計(jì)算,計(jì)算參數(shù)如表5所示,噴入氣體射流的質(zhì)量流量曲線如圖5所示。

圖5 單個(gè)噴口開啟后的氣體質(zhì)量流量曲線Fig.5 Mass flow curve of gas after the opening of a single nozzle

表4 導(dǎo)彈數(shù)值計(jì)算參數(shù)Tab.4 Numerical calculation parameters of missile

表5 柔性氣缸內(nèi)部與外部環(huán)境參數(shù)Tab.5 Internal and external environmental parameters of flexible cylinder

圖4 柔性氣缸導(dǎo)彈彈射系統(tǒng)三維模型示意圖Fig.4 Schematic diagram of 3D model of flexible cylinder ejection system

4.1 多噴口彈射研究

柔性氣缸導(dǎo)彈彈射系統(tǒng)的工作過(guò)程中,以壓縮氮?dú)鉃閺椛淠芰吭?對(duì)柔性氣缸導(dǎo)彈彈射系統(tǒng)的彈射過(guò)載進(jìn)行研究分析。柔性氣缸內(nèi)部設(shè)有、、、4個(gè)半徑為9 mm的圓形噴口,如圖6所示,在柔性氣缸內(nèi)部分別釋放出高速氮?dú)馍淞鳌?個(gè)噴口處的質(zhì)量流量(或壓強(qiáng))以及其變化和噴口的同時(shí)開啟數(shù)量均會(huì)影響柔性氣缸導(dǎo)彈彈射系統(tǒng)的彈射性能,導(dǎo)致導(dǎo)彈過(guò)載等發(fā)生變化。分別對(duì)、、、4個(gè)噴口的同時(shí)開啟數(shù)量進(jìn)行研究,對(duì)比分析不同工況下柔性氣缸導(dǎo)彈彈射系統(tǒng)的響應(yīng)情況,不同工況設(shè)置情況如表6所示,、、、4個(gè)噴口在柔性氣缸內(nèi)部的位置分布情況如圖6所示。

表6 不同工況的噴口開啟時(shí)間Tab.6 Opening time of nozzle under different working conditions ms

圖6 柔性氣缸內(nèi)部噴口位置分布Fig.6 Position distribution of nozzles inside the flexible cylinder

由5個(gè)工況的曲線數(shù)據(jù)(見(jiàn)圖7～圖9)可以發(fā)現(xiàn):當(dāng)4個(gè)噴口中同時(shí)開啟的噴口數(shù)量不同時(shí),導(dǎo)彈的過(guò)載、彈射動(dòng)能和加速度都會(huì)發(fā)生變化;工況1時(shí),4個(gè)噴口均在60 ms時(shí)開啟,即4個(gè)噴口在60 ms時(shí)會(huì)同時(shí)開始工作;從60 ms時(shí)4個(gè)噴口開啟,導(dǎo)彈的過(guò)載和加速度曲線約在0.06～0.21 s內(nèi)均發(fā)生急劇的爬升,隨后由于柔性氣缸的耦合作用,彈射工質(zhì)的能量不會(huì)如傳統(tǒng)壓縮氣體式彈射一樣隨即釋放,而是推力達(dá)到峰值后會(huì)再次積聚,約在0.43 s時(shí)產(chǎn)生二次峰值。在兩次峰值前后,柔性氣缸導(dǎo)彈彈射方式在整個(gè)工作過(guò)程中的導(dǎo)彈過(guò)載和加速度與同等情況下的非柔性氣缸彈射方式相比無(wú)較大過(guò)載波動(dòng)、較為穩(wěn)定,例如相比于兩級(jí)提拉式彈射等,導(dǎo)彈過(guò)載和加速度曲線過(guò)渡較為平滑,柔性氣缸導(dǎo)彈彈射系統(tǒng)在導(dǎo)彈彈射工作中的適應(yīng)性良好。

圖7 工況1～工況5的導(dǎo)彈過(guò)載Fig.7 Missile overloads under working conditions 1 to 5

圖9 工況1～工況5的導(dǎo)彈加速度Fig.9 Missile accelerations under working conditions 1 to 5

結(jié)合圖7～圖9,從工況1與工況2～工況5的對(duì)比可知,4個(gè)噴口非同時(shí)開啟工況下,即、、的開啟時(shí)間推遲時(shí),導(dǎo)彈過(guò)載和加速度曲線的一次峰值降低,二次峰值升高,兩次峰值的出現(xiàn)時(shí)刻均推遲,系統(tǒng)工作時(shí)間延長(zhǎng),導(dǎo)彈的彈射動(dòng)能降低。相比于工況1,工況2～工況5中4個(gè)噴口的開啟時(shí)間推遲,使導(dǎo)彈過(guò)載和加速度曲線變得平緩,且系統(tǒng)提供給導(dǎo)彈的彈射動(dòng)能下降較少,是基于柔性氣缸導(dǎo)彈彈射方式中優(yōu)化導(dǎo)彈過(guò)載的一種手段,可為工程應(yīng)用提供參考。導(dǎo)彈的最大過(guò)載低于設(shè)計(jì)過(guò)載、導(dǎo)彈過(guò)載達(dá)到最大值后數(shù)值波動(dòng)較小和不重復(fù)出現(xiàn)多次大規(guī)模峰值,是導(dǎo)彈過(guò)載設(shè)計(jì)中的兩個(gè)重要指標(biāo)。從圖8的導(dǎo)彈過(guò)載和圖10的加速度曲線可以看出,工況2的過(guò)載和加速度曲線沒(méi)有兩次明顯的峰值、波動(dòng)較小,且導(dǎo)彈的彈射動(dòng)能也較高,較適合導(dǎo)彈彈射,此工況為噴口和噴口、噴口和噴口分別在60 ms和260 ms開啟。

圖8 工況1～工況5的彈射動(dòng)能Fig.8 Ejection kinetic energies under working conditions 1 to 5

從圖8中可以看出,工況2和工況3、工況4和工況5的導(dǎo)彈彈射動(dòng)能分別接近,但工況4和工況5相比于工況2和工況3,導(dǎo)彈的彈射動(dòng)能下降了約8.5%。表明基于柔性氣缸導(dǎo)彈彈射時(shí),4個(gè)噴口的整體開啟時(shí)間推遲,導(dǎo)致導(dǎo)彈的彈射動(dòng)能下降;4個(gè)噴口的個(gè)別開啟時(shí)間微調(diào)時(shí),導(dǎo)彈的彈射動(dòng)能差別較小,但會(huì)改變導(dǎo)彈的過(guò)載和加速度(見(jiàn)圖7和圖9)。故在柔性氣缸導(dǎo)彈彈射系統(tǒng)的工程應(yīng)用中,可通過(guò)調(diào)整優(yōu)化噴口開啟時(shí)間,從而達(dá)到優(yōu)化導(dǎo)彈過(guò)載的目的。

由圖9可見(jiàn):在5個(gè)工況的起始階段約61 ms處,導(dǎo)彈加速度曲線均有瞬時(shí)的數(shù)值突增,這是因?yàn)槿嵝詺飧桩a(chǎn)生推力初期,托板發(fā)生微小位移,與導(dǎo)彈底部突發(fā)碰撞接觸,導(dǎo)致導(dǎo)彈推力先突增再降到穩(wěn)定的推力值;在0.6～0.8 s時(shí),5個(gè)工況中均存在導(dǎo)彈加速度略大于重力加速度情況,這是因?yàn)閷?dǎo)彈的適配器等與發(fā)射裝置(如導(dǎo)向筒)發(fā)生輕微摩擦,摩擦力和重力方向一致,故使導(dǎo)彈加速度增大,略大于其重力加速度。

4.2 彈射工質(zhì)研究

不同的彈射工質(zhì)(能量元)應(yīng)用在柔性氣缸導(dǎo)彈彈射系統(tǒng)中,會(huì)有不同的工作性能,最直接的影響是為柔性氣缸導(dǎo)彈彈射系統(tǒng)提供的導(dǎo)彈彈射動(dòng)能大小,以及氣體分子之間和氣體分子與柔性氣缸壁面之間相互作用的流固耦合參數(shù)不同,從而影響導(dǎo)彈彈射過(guò)載、彈射動(dòng)能等。仍采用4個(gè)噴口進(jìn)行氣體射流釋放,以4.1節(jié)多噴口彈射研究中較優(yōu)的工況2為基礎(chǔ),分別對(duì)比壓縮氮?dú)?、壓縮空氣和超臨界二氧化碳在質(zhì)量流量和工作溫度等參數(shù)相同時(shí),系統(tǒng)展現(xiàn)出的工作性能差異進(jìn)行對(duì)比分析。噴入柔性氣缸內(nèi)部的壓縮氮?dú)?、壓縮空氣和超臨界二氧化碳的性能參數(shù)如表7所示,表7中二氧化碳、空氣和氮?dú)獾馁|(zhì)量流量輸入曲線如圖10所示。

圖10 3種能量元的質(zhì)量流量曲線Fig.10 Mass flow curves of three energy elements

表7 柔性氣缸內(nèi)噴入氣體的參數(shù)Tab.7 Parameters of air injected into flexible cylinder

根據(jù)壓縮氮?dú)?、壓縮空氣和超臨界二氧化碳3種能量元柔性氣缸導(dǎo)彈彈射系統(tǒng)工作的曲線數(shù)據(jù)可發(fā)現(xiàn)(見(jiàn)圖11～圖14),當(dāng)4個(gè)噴口工作時(shí)間和質(zhì)量流量等參數(shù)相同時(shí),不同的工質(zhì)氣體會(huì)影響柔性氣缸導(dǎo)彈彈射系統(tǒng)的彈射能力。氮?dú)獾南鄬?duì)分子質(zhì)量28和空氣的相對(duì)分子質(zhì)量28.96相差較小,其彈射性能較為相近;氮?dú)夂涂諝庀啾扔谙鄬?duì)分子質(zhì)量為44的二氧化碳差別較大,其彈射性能相差較大。以氮?dú)鉃槟芰吭墓r是采用4.1節(jié)中的設(shè)計(jì)參數(shù),當(dāng)采用空氣為能量元彈射時(shí),系統(tǒng)彈射性能與采用氮?dú)鈺r(shí)基本相同;以二氧化碳為能量元,其他邊界參數(shù)不變時(shí),其導(dǎo)彈過(guò)載和加速度的曲線發(fā)生了較大改變,導(dǎo)彈過(guò)載和加速度曲線平緩程度變差,若對(duì)導(dǎo)彈過(guò)載和加速度要求較高,則需對(duì)噴口工作時(shí)間進(jìn)行重新設(shè)計(jì)。

圖11 3種能量元的導(dǎo)彈過(guò)載Fig.11 Missile overloads induced by three energy elements

圖13 3種能量元的導(dǎo)彈加速度Fig.13 Missile accelerations induced by three energy elements

圖14 3種能量元的柔性氣缸內(nèi)部壓強(qiáng)Fig.14 Internal pressures of flexible cylinder induced by three energy elements

由圖12可以看出,單位質(zhì)量二氧化碳為介質(zhì)的彈射系統(tǒng)輸出給導(dǎo)彈的彈射動(dòng)能較低。相比于高壓氮?dú)夂透邏嚎諝?以超臨界二氧化碳為能量元的柔性氣缸導(dǎo)彈彈射系統(tǒng)中,導(dǎo)彈獲取的彈射動(dòng)能下降約41.1%,系統(tǒng)的彈射時(shí)間延長(zhǎng)約17.1%。

圖12 3種能量元的彈射動(dòng)能Fig.12 Ejection kinetic energies induced by three energy elements

從圖14中可以看出,能量元為氮?dú)夂涂諝夤r下,從60 ms時(shí)刻內(nèi)部噴入工質(zhì)氣體開始,柔性氣缸內(nèi)部的氣體進(jìn)入速率大于柔性氣缸的伸展速率,柔性氣缸內(nèi)部的壓強(qiáng)從0 MPa上升至約0.9 MPa;從約0.5 s開始至約0.62 s,柔性氣缸導(dǎo)彈彈射系統(tǒng)輸出到導(dǎo)彈的推力逐漸下降,可結(jié)合圖12分析,柔性氣缸的體積增長(zhǎng)速率大于柔性氣缸內(nèi)部的氣體進(jìn)入速率,柔性氣缸內(nèi)部的壓強(qiáng)下降到約0.8 MPa,導(dǎo)彈與托板分離,柔性氣缸伸展至最大高度;從約0.62 s開始,柔性氣缸由于其材料彈性回彈,柔性氣缸的體積縮小、柔性氣缸內(nèi)部的氣體持續(xù)進(jìn)入,柔性氣缸內(nèi)部的壓強(qiáng)從約0.8 MPa回升到約0.9 MPa。

能量元為二氧化碳工況下的柔性氣缸內(nèi)部壓強(qiáng)變化規(guī)律與能量元為氮?dú)夂涂諝夤r下相似,由于能量元為二氧化碳,柔性氣缸在0.77 s時(shí)托板與導(dǎo)彈分離,分離時(shí)間較晚,故其柔性氣缸回彈在0.77 s后發(fā)生。如圖14所示,柔性氣缸的壓強(qiáng)曲線在0.77 s后剛剛顯露回升趨勢(shì),0.8 s時(shí)柔性氣缸的壓強(qiáng)曲線回升已經(jīng)發(fā)生,將在0.8 s后繼續(xù)發(fā)展。

5 結(jié)論

為提高武器裝備作戰(zhàn)能力,本文基于有限元方法和粒子法等數(shù)值計(jì)算方法,針對(duì)一種柔性氣缸導(dǎo)彈彈射方式和彈射系統(tǒng),對(duì)其工作機(jī)理進(jìn)行了研究,得出主要結(jié)論如下。

1)基于實(shí)驗(yàn)結(jié)果和數(shù)值計(jì)算結(jié)果的數(shù)據(jù)對(duì)比分析,發(fā)現(xiàn)數(shù)值計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果吻合,驗(yàn)證了數(shù)值計(jì)算方法的正確性和可靠性,為柔性氣缸導(dǎo)彈彈射系統(tǒng)的數(shù)值計(jì)算研究提供基礎(chǔ)。

2)基于柔性氣缸導(dǎo)彈彈射系統(tǒng)的流固耦合計(jì)算,發(fā)現(xiàn)導(dǎo)彈的過(guò)載和加速度曲線會(huì)出現(xiàn)兩次峰值?？赏ㄟ^(guò)推遲4個(gè)噴口的開啟時(shí)間,使導(dǎo)彈的過(guò)載和加速度曲線的一次峰值降低、二次峰值升高、兩次峰值的出現(xiàn)時(shí)刻推遲,達(dá)到穩(wěn)定過(guò)載曲線的目的,但系統(tǒng)工作時(shí)間有限延長(zhǎng),導(dǎo)彈的彈射動(dòng)能有限降低。在柔性氣缸導(dǎo)彈彈射系統(tǒng)的工程應(yīng)用中,調(diào)整優(yōu)化噴口開啟時(shí)間,可使導(dǎo)彈的彈射動(dòng)能基本不變,又可優(yōu)化導(dǎo)彈過(guò)載。變化噴口開啟時(shí)間是基于柔性氣缸導(dǎo)彈彈射方式中優(yōu)化導(dǎo)彈過(guò)載的一種技術(shù)手段。

3)當(dāng)柔性氣缸導(dǎo)彈彈射系統(tǒng)的邊界參數(shù)均相同時(shí),不同的工質(zhì)氣體會(huì)影響柔性氣缸導(dǎo)彈彈射系統(tǒng)的彈射能力。相比于高壓氮?dú)夂透邏嚎諝?以超臨界二氧化碳為能量元的柔性氣缸導(dǎo)彈彈射系統(tǒng)中,導(dǎo)彈獲取的彈射動(dòng)能下降約41.1%,系統(tǒng)的彈射時(shí)間延長(zhǎng)約17.1%。以高壓氮?dú)夂透邏嚎諝鉃槟芰吭娜嵝詺飧讓?dǎo)彈彈射系統(tǒng)中,導(dǎo)彈獲取的彈射動(dòng)能和系統(tǒng)的彈射時(shí)間差別微小。