提拉缸式魚雷發(fā)射裝置內(nèi)彈道建模與試驗

徐勤超， 潘海兵， 練永慶， 李春來， 李宗吉

(1.華中農(nóng)業(yè)大學 農(nóng)業(yè)部長江中下游農(nóng)業(yè)裝備重點實驗室， 湖北 武漢 430070；2.海軍工程大學 海軍兵器新技術應用研究所， 湖北 武漢 430033)

0 引言

魚雷發(fā)射裝置大多采用筒式彈射的發(fā)射方式[1-4]。這種發(fā)射方式，發(fā)射前需要預先在發(fā)射筒內(nèi)裝填魚雷，發(fā)射時，高壓工質(zhì)直接進入發(fā)射筒推動魚雷發(fā)射出管。裝載這種魚雷發(fā)射裝置的水面艦艇，魚雷發(fā)射作戰(zhàn)準備時間長，載彈保障能力差，不能滿足現(xiàn)代海戰(zhàn)的要求[5]。因此，必須研制一種結(jié)構簡單，且集儲存、運輸、發(fā)射于一體的魚雷發(fā)射裝置來替代筒式彈射的發(fā)射方式。

提拉缸式魚雷發(fā)射裝置方案是在參考和借鑒防空導彈發(fā)射技術的基礎上提出來的[6-13]。該發(fā)射裝置方案以火藥或壓縮空氣作為發(fā)射能源，利用提拉缸組件將高壓工質(zhì)和魚雷完全分離。魚雷發(fā)射時，高壓工質(zhì)在提拉缸內(nèi)做功，將工質(zhì)的內(nèi)能轉(zhuǎn)變?yōu)樽饔迷隰~雷上的拉力，從而將魚雷發(fā)射出管，而在貯運狀態(tài)下，發(fā)射筒只用于貯存和運輸魚雷。因此，這種發(fā)射裝置方案能夠有效解決水面艦艇載彈保障能力差，發(fā)射作戰(zhàn)準備時間長的問題。

為了研究水面艦艇提拉缸式魚雷發(fā)射裝置的可行性，對發(fā)射裝置高壓空氣發(fā)射過程進行了理論建模與仿真分析，并加工了小型原理樣機進行了試驗研究，仿真和試驗結(jié)果驗證了該發(fā)射方式的可行性，為發(fā)射裝置的研制和優(yōu)化提供了重要依據(jù)。

1 魚雷發(fā)射裝置組成及工作原理

水面艦艇提拉缸式魚雷發(fā)射裝置主要由發(fā)射箱、發(fā)射動力組件、輔助機構等組成。發(fā)射動力組件包括提拉缸、活塞、拉桿、推筒及發(fā)射氣瓶；輔助機構包括制止器、安全互鎖機構等。發(fā)射動力組件置于發(fā)射箱左下方，其軸線與魚雷軸線平行，拉桿尾部與推筒連接，發(fā)射氣瓶位于提拉缸側(cè)面通過噴管與提拉缸相連。具體結(jié)構方案如圖1所示。

發(fā)射魚雷時，高壓氣瓶氣體通過副氣路打開發(fā)射箱前蓋，解脫制止器對魚雷的約束，高壓氣體通過主氣路噴管進入提拉缸，在高壓工質(zhì)的作用下，提拉缸活塞帶動拉桿向前運動，此時拉桿與推筒后部相接觸從而拉動魚雷加速前進。當活塞接近提拉缸底部時，提拉缸底部的排氣孔會將工質(zhì)壓力泄放到大氣中，活塞在緩沖筒作用下不再繼續(xù)向前運動，推筒和魚雷組合體繼續(xù)前進，當?shù)竭_分離位置時推筒的4個推臂向外張開并停止向前運動，魚雷與推筒分離并依靠慣性繼續(xù)向前運動直至出管。

2 發(fā)射過程的動力學模型

為了簡化問題，本文在建模過程中作如下假設[14-16]：

1) 發(fā)射氣瓶中高壓空氣視為干空氣；

2) 假定發(fā)射過程中氣體多變指數(shù)不變；

3) 由于發(fā)射過程極短，發(fā)射過程被視為絕熱過程；

4)不考慮發(fā)射過程中的空氣泄漏影響。

2.1 空氣發(fā)射氣瓶控制模型

高壓空氣發(fā)射氣瓶控制模型主要用于計算發(fā)射過程中高壓氣瓶內(nèi)氣體壓力、溫度以及質(zhì)量隨時間的變化率。根據(jù)能量守恒和質(zhì)量守恒原理推導出空氣發(fā)射氣瓶控制模型如下：

dpb/dt=k(pb/mb)dmb/dt,

(1)

dTb/dt=k(pb/mb)dmb/dt,

(2)

dmb/dt=-dmic/dt,

(3)

式中:pb為發(fā)射氣瓶氣體壓力；mb為發(fā)射氣瓶氣體質(zhì)量；Tb為發(fā)射氣瓶氣體溫度；mic為通過噴管進入提拉缸的氣體質(zhì)量；k為空氣絕熱系數(shù)。

2.2 空氣噴管流量模型

高壓空氣通過噴管注入提拉缸。進入提拉缸的空氣質(zhì)量流率可按(4)式[17-18]計算：

dmic/dt=φtstρtvt,

(4)

式中：φt為噴管流量系數(shù)；st為燃氣管流通面積；ρt、vt分別為噴管流通部分氣體密度、氣體流速，其中ρt、vt可按(5)式、(6)式計算。

(5)

ρt=pt/TtR,

(6)

式中：R為空氣氣體常數(shù)；pc為提拉缸內(nèi)氣體壓力；pt、Tt分別為噴管流通部分空氣壓力、溫度。

2.3 提拉缸內(nèi)熱力學模型

氣瓶中的高壓空氣通過噴管注入提拉缸活塞左側(cè)，推動活塞組件運動，而右側(cè)與大氣聯(lián)通，活塞只是排除提拉缸右側(cè)的空氣，在整個過程中做功可忽略不計。將活塞左側(cè)空間中氣體作為研究對象，根據(jù)開口系的熱力學第一定律，可得

Uc=Uc0+Hic-Wp-Qhc,

(7)

式中:Uc為提拉缸中氣體的內(nèi)能；Uc0為提拉缸內(nèi)氣體的初始內(nèi)能；Hic為通過噴管進入提拉缸內(nèi)的焓；Wp為推動魚雷所做的功；Qhc為傳熱損失。

利用熱損失系數(shù)η來替換Qhc，并將氣體內(nèi)能的數(shù)學表達式寫成微分形式可得

dUc/dt=ηdHic/dt-dWp/dt.

(8)

提拉缸中的氣體視為理想氣體，缸內(nèi)氣體溫度與壓力的微分計算式為

(9)

(10)

式中：Tc為提拉缸內(nèi)氣體溫度；mc為提拉缸內(nèi)空氣的質(zhì)量；Vc為提拉缸的充氣容積；cv為氣體的定容比熱容。由于提拉缸中的氣體為從噴管流入的高壓氣體，故

dmc/dt=dmic/dt.

(11)

根據(jù)提拉缸裝置的結(jié)構可知，提拉缸的充氣容積與活塞行程相關，在做功區(qū)間內(nèi)提拉缸中氣體充氣容積變化率為

dVc/dt=Spvp

(12)

式中:vp為活塞運動速度;Sp為氣體對提拉缸活塞作用面面積。

2.4 發(fā)射過程聯(lián)合仿真模型

根據(jù)提拉缸式發(fā)射裝置與魚雷的相互作用關系，將發(fā)射裝置簡化為貯運發(fā)射箱、提拉缸、提拉桿、推筒、魚雷5個部分，建立提拉缸式發(fā)射裝置的虛擬樣機模型，如圖2所示。

圖2 提拉缸發(fā)射裝置虛擬樣機模型Fig.2 Virtual prototype of push-pull cylinder type launcher

在聯(lián)合仿真模型中，Simulink模型中的提拉缸壓力被設置為系統(tǒng)變量，并把此狀態(tài)變量傳遞給ADAMS虛擬樣機，作為虛擬樣機模型的輸入變量[19]。ADAMS虛擬樣機模型解算各部件之間的相互作用力及運動參數(shù)，并將提拉桿的速度作為輸入變量傳遞給Simulink模型，如圖3所示。

圖3 聯(lián)合仿真數(shù)據(jù)交換原理Fig.3 Schematic diagram of data exchange in co-simulation

3 發(fā)射過程模型的試驗驗證

3.1 試驗系統(tǒng)組成及工作原理

小型原理樣機試驗系統(tǒng)主要由發(fā)射動力組件、模擬雷、測試系統(tǒng)、機架組成。發(fā)射動力組件為模擬雷提供發(fā)射動力，主要包括氣瓶(規(guī)格為最大壓力5 MPa、最大容積5 L)、電磁閥、管路接頭、供氣軟管和提拉缸(SC63-700標準氣缸，最大壓力1.5 MPa)等。模擬雷由PVC管和不同密度的填充材料組成。測試系統(tǒng)包括位移傳感器(量程1 500 mm、精度0.5‰)、壓力傳感器(量程2.5 MPa、精度2.5‰)、數(shù)據(jù)采集軟件等，主要負責檢測和記錄系統(tǒng)工作時的各種參數(shù)。機架用于承受發(fā)射過程中的后坐力以及為其他部件提供支座。試驗系統(tǒng)的實物組成如圖4、圖5所示。

圖4 小型原理樣機試驗系統(tǒng)Fig.4 Scaled prototype testing system

圖5 數(shù)據(jù)采集軟件界面Fig.5 Interface of data acquisition software

試驗前用空氣壓縮機為供氣氣瓶充滿氣體，將氣缸拉桿推到最后端，在模擬雷運動導軌上放好模擬雷，各測試組件準備好后即可開展試驗。試驗開始時，計算機給電磁閥發(fā)出開始指令，氣瓶氣體通過供氣軟管進入提拉缸，提拉缸在氣體壓力下開始帶動拉桿運動，拉桿帶動提拉橫梁拉動模擬雷向前運動，同時各種測量儀器工作，通過數(shù)據(jù)采集卡傳到計算進行儲存和處理，當設定工作時間結(jié)束時，由計算機向電磁閥發(fā)出關閉指令，電磁閥關閉，氣瓶停止向氣缸供氣，試驗結(jié)束。

3.2 模型的試驗驗證

試驗系統(tǒng)的相關參數(shù)如表1。為了驗證模型的正確性，將試驗相關參數(shù)代入仿真模型，得到相同條件下氣瓶壓力、提拉缸壓力、模擬雷位移及速度曲線。仿真曲線與試驗曲線對比如圖6～圖9所示其中，lT為魚雷行程，vT為魚雷速度。

表1 試驗參數(shù)表

圖6 氣瓶壓力Fig.6 Cylinder pressure

圖7 提拉缸壓力Fig.7 Pressure of push-pull cylinder

圖8 模擬雷行程Fig.8 Moving distance of simulated torpedo

圖9 模擬雷速度Fig.9 Speed of simulated torpedo

由仿真曲線和試驗曲線對比可知，仿真值和試驗值變化趨勢相同，大小基本一致。其中：氣瓶壓力、提拉缸壓力、魚雷行程偏差較小，氣瓶壓力偏差最大為0.068 MPa，誤差0.8%；提拉缸內(nèi)壓力偏差在0.2 MPa以內(nèi)，誤差為4.6%；魚雷行程偏差約為0.01 m，誤差為2%；魚雷速度偏差在0.3～1.0 m/s左右，最大誤差14%，這是由于氣體在流動過程中的沿程損失、氣缸的密封泄漏、氣缸與外界的傳熱、閥門在開啟過程中的非線性以及機械裝置的摩擦等多方面因素影響的結(jié)果。

從總體上看，所建立的仿真模型能夠基本上反映發(fā)射系統(tǒng)的發(fā)射規(guī)律，驗證了發(fā)射過程動力學聯(lián)合仿真模型的合理性。

4 發(fā)射過程分析

4.1 模型的參數(shù)設置

為了分析提拉缸式魚雷發(fā)射裝置的發(fā)射效果，需要對發(fā)射過程中的動力學模型的相關參數(shù)值進行設定，并確定其變量的初始值，具體參數(shù)設定及初始值如表2、表3所示。

表2 仿真參數(shù)設定值

表3 變量初始值

4.2 仿真結(jié)果分析

在仿真參數(shù)下，運行聯(lián)合仿真文件，仿真結(jié)果如圖10～圖16所示。

圖10 氣瓶壓力Fig.10 Cylinder pressure

圖11 氣瓶溫度Fig.11 Cylinder temperature

圖12 提拉缸壓力Fig.12 Pressure of push-pull cylinder

圖13 魚雷行程Fig.13 Moving distance of torpedo

圖14 魚雷速度Fig.14 Speed of torpedo

圖15 魚雷加速度Fig.15 Acceleration of torpedo

圖16 提拉缸和箱體的接觸力Fig.16 Contact force between cylinder and box

由仿真結(jié)果可知：

1)發(fā)射開始后，在0～0.005 s區(qū)間內(nèi)魚雷位移沒有發(fā)生變化，燃燒室壓力和提拉缸內(nèi)壓力迅速上升，當提拉缸產(chǎn)生的拉力達到足以克服魚雷與支架滾輪之間的摩擦力時，魚雷開始向前運動(如圖13)。在0.017 s時提拉缸內(nèi)壓力達到9.3 MPa(如圖12)，活塞在高壓空氣的推動下克服摩擦阻力通過提拉桿傳導對魚雷做功，隨著提拉缸活塞繼續(xù)向前運動，提拉缸內(nèi)空間增大提拉缸內(nèi)壓力逐漸降低。在0.14 s時刻，活塞位移達到1.3 m(如圖13)，活塞運動到提拉缸前部，受到緩沖筒作用停止前進，推筒和魚雷組合體與提拉桿分離，提拉缸內(nèi)氣體由提拉缸前側(cè)排氣孔排出，提拉缸內(nèi)壓力迅速降到常壓，隨著發(fā)射閥關閉，氣瓶壓力不再變化。

2)發(fā)射過程中，提拉缸峰值壓力為9.3 MPa，氣瓶壓力下降3.85 MPa(如圖10)，氣瓶溫度下降9.5 ℃(如圖11)，整個裝置零部件間最大接觸力Fl為66.6 kN(如圖16)。

3)魚雷出管速度vT達到14.7 m/s(如圖14)，發(fā)射過程最大加速度aT為236 m/s2(如圖15)，整個發(fā)射過程耗時0.14 s(如圖13)，與意大利ILAS-3魚雷發(fā)射裝置發(fā)射內(nèi)彈道相當(發(fā)射氣壓為10～15 MPa，魚雷出管速度相應的為16～20 m/s)[3]。

5 結(jié)論

為研究水面艦艇提拉缸式魚雷發(fā)射裝置的可行性，對發(fā)射裝置高壓空氣發(fā)射過程進行了理論建模與仿真分析，并加工了小型原理樣機進行了試驗研究。得到主要結(jié)論如下：

1) 提拉缸式魚雷發(fā)射裝置方案能夠有效解決水面艦艇魚雷發(fā)射作戰(zhàn)準備時間長，載彈保障能力差的問題。

2) 提拉缸式魚雷發(fā)射裝置空氣發(fā)射過程動力學模型仿真結(jié)果與試驗結(jié)果一致，驗證了模型的正確性。

3) 仿真分析和小型原理樣機試驗結(jié)果驗證了以提拉缸為動力組件的輕型魚雷發(fā)射方案在工作原理是可行的。

4) 所建的模型及所取得的結(jié)構參數(shù)可為后續(xù)的發(fā)射裝置總體方案論證及技術設計提供參考。