通用化柔性氣缸彈射研究

楊寶生，姜 毅，蘇政宇，王 登，楊哩娜

(北京理工大學宇航學院，北京 100081)

0 引言

導彈自力發(fā)射過程中,高溫燃氣尾流,對發(fā)射裝置產(chǎn)生燒蝕和沖擊作用,造成發(fā)射裝置失效和損壞[1]。相對于自力發(fā)射,冷彈射能夠削弱導彈尾流對發(fā)射裝置的高溫燒蝕和尾流沖擊作用,被廣泛應(yīng)用于導彈發(fā)射。

現(xiàn)役的彈射器種類眾多,按照彈射動力來分有燃氣蒸汽式、液壓式、壓縮空氣式、電磁式等[2]?，F(xiàn)有彈射器多為專一化彈射器,每種彈射器只能用于彈射某確定型號的導彈,無法兼容其他型號,研發(fā)成本較高,無法滿足多域協(xié)同作戰(zhàn)需求。此外,現(xiàn)有彈射器彈射內(nèi)彈道為確定內(nèi)彈道,即一種彈射器對應(yīng)一種內(nèi)彈道,無法改變彈道參數(shù)。為提高彈射器對不同型號導彈的兼容性,進一步提高彈射器的綜合作戰(zhàn)能力,通用化彈射的研究刻不容緩。

目前對于通用化柔性氣缸彈射器的研究較少,劉少偉等[3]研究了一種多燃氣發(fā)生器的通用化燃氣彈射器,基于優(yōu)化算法完成了多燃氣發(fā)生器點火時序優(yōu)化,實現(xiàn)了燃氣彈射通用化;趙勇[4]研究了一種飛行器地面電磁彈射裝置,對通用化電磁彈射系統(tǒng)供電裝置做了初步研究;劉永亮等[5]對艦載通用垂直發(fā)射系統(tǒng)做了初步研究,研究了對艦載垂直發(fā)射系統(tǒng)的影響。柳忠彬等[6]研究了一種用于車輛碰撞測試的非爆裂式柔性氣缸彈射裝置,并對氣缸長度、充氣壓力等對彈射影響做了分析。趙振等[7]對柔性氣缸彈射導彈的工作機理和規(guī)律進行了初步研究,分析了多噴口時序和工質(zhì)氣體對柔性氣缸彈射的影響,但并未對其通用化進行研究。

基于上述研究現(xiàn)狀,文中提出一種通用化的可變彈道的柔性氣缸彈射器,通過調(diào)節(jié)充氣閥開啟直徑和開啟時序來適配不同型號的導彈,以實現(xiàn)通用化彈射。在柔性氣缸彈射的基礎(chǔ)上研究通用化氣缸彈射的彈射機理和彈射規(guī)律,對此類問題提供參考。

1 數(shù)值計算方法

柔性氣缸彈射涉及柔性結(jié)構(gòu)大變形、大位移、氣體射流、流固耦合等復(fù)雜多學科問題,現(xiàn)有研究柔性氣缸大變形的方法主要有CV法、ALE法和CPM法。流固耦合法涉及狀態(tài)方程求解問題和復(fù)雜流動邊界問題,計算難度高、計算量大,不易求解,因此采用控制體積法和粒子法。

1.1 控制體積法

控制體積法最先由Wang和Nefske[8-9]提出,基本假設(shè)為柔性氣缸內(nèi)部的壓力處處相等,可以將柔性氣缸體積看成是可控制的體積,每個時間步中的各個柔性氣缸單元在預(yù)設(shè)坐標系中的位置、方向和表面積已知。

控制體積法假設(shè)充氣過程中柔性氣缸內(nèi)部壓力處處相等,同時考慮由織物表面氣孔導致的氣體泄漏,控制體積法氣缸展開模型如圖1所示?？刂企w積法操作簡單,計算量小;但由于控制體積法均勻壓力的假設(shè),不能模擬氣體噴射等現(xiàn)象。在彈射初始階段,氣缸中未充入氣體且處于平衡狀態(tài)時,控制體積法有較好的模擬效果。

圖1 控制體積法原理示意圖Fig.1 Principal diagram of control volume method

1.2 粒子法

2007年Olovsson等[10-12]在分子動力學理論的基礎(chǔ)上,提出了粒子法。粒子法將包含多個氣體分子的氣體分子團簡化為剛性粒子,對氣體做離散化處理。通過統(tǒng)計剛性粒子與壁面以及與粒子間碰撞次數(shù),表述氣體的溫度、壓強等宏觀物理量。依據(jù)分子動力學理論可知,壓強是分子比動能的函數(shù),粒子法中氣體靜壓通過統(tǒng)計粒子的平均動能來計算。柔性氣缸充氣口處,將大量的粒子按照質(zhì)量流率曲線噴入柔性氣缸,粒子方向任意,新創(chuàng)建粒子的平均速度由其初始溫度和質(zhì)量決定,粒子速率服從Maxwell-Boltzmann速率分布。

粒子法涉及大量粒子間碰撞和粒子織物碰撞,計算量龐大,為提高計算效率,LS-DYNA粒子法在上述粒子法的前提下又提出以下工程假設(shè):

1)粒子與織物碰撞假設(shè)。計算織物與粒子碰撞時粒子視為質(zhì)點;氣缸內(nèi)局部壓強是由粒子與織物碰撞產(chǎn)生的;碰撞由預(yù)先計算好每個時間計算步內(nèi)的碰撞對完成;每個時間步只發(fā)生一次碰撞。

2)粒子與粒子間碰撞假設(shè)。計算粒子間碰撞時粒子視為球體;粒子與粒子碰撞交換動能和能量;粒子與粒子碰撞中,不考慮粒子與織物間碰撞;每個計算時間步內(nèi),每個粒子只發(fā)生一次碰撞。

粒子法相對于控制體積法,能夠更好地模擬柔性氣缸展開過程,對柔性氣缸內(nèi)的高速射流等現(xiàn)象模擬效果較好。基于控制體積法和粒子法的優(yōu)缺點,在研究彈射初始階段,氣缸未充氣且處于平衡狀態(tài)時,采用控制體積法對柔性氣缸進行數(shù)值模擬,在開始向柔性氣缸充氣后采用粒子法模擬。

圖2 LS-DYNA粒子法碰撞原理示意圖Fig.2 Particle collision principal diagram of LS-DYNA

2 通用化柔性氣缸彈射系統(tǒng)

圖3為通用化柔性氣缸彈射系統(tǒng)結(jié)構(gòu)示意圖,通用化彈射系統(tǒng)采用柔性氣缸彈射的方式,以壓縮氣體或臨界二氧化碳為能量源,工質(zhì)氣體充入柔性氣缸,在柔性氣缸約束下工質(zhì)氣體膨脹做功,推動導彈運動,完成彈射。

圖3 柔性氣缸彈射結(jié)構(gòu)示意圖Fig.3 Flexible cylinder ejection structure diagram

通用化柔性氣缸彈射系統(tǒng)可針對不同型號導彈完成彈射。整個彈射系統(tǒng)主要包括導彈、發(fā)射架、適配器、發(fā)射導向筒、高壓室、柔性氣缸、充氣閥等結(jié)構(gòu)。柔性氣缸底部設(shè)有4個充氣孔,充氣孔分布位置如圖4所示,充氣孔通過充氣管連接至充氣閥,充氣閥通過控制其開合直徑大小控制高壓氣瓶中流出的氣體質(zhì)量流率。適配器主要用于導彈和發(fā)射架間的適配連接、承力、導向,針對不同型號導彈可選擇與之配備的適配器。

圖4 充氣孔分布位置示意圖Fig.4 Inflatable hole distribution diagram

柔性氣缸通用化彈射器工作時,針對現(xiàn)有彈射器的確定內(nèi)彈道,柔性氣缸彈射可通過改變充氣孔直徑大小和充氣孔開啟時間,實現(xiàn)通用化彈射和可變內(nèi)彈道彈射。

3 數(shù)值仿真與分析

基于顯式動力學理論,構(gòu)建通用化柔性氣缸彈射系統(tǒng)有限元模型,實現(xiàn)基于粒子法的通用化柔性氣缸彈射負載模型數(shù)值模擬,并考慮因柔性織物材料導致的氣體多孔泄露因素,研究通用化柔性氣缸的彈射規(guī)律和彈射動力學響應(yīng)。圖5為通用化柔性氣缸彈射系統(tǒng)結(jié)構(gòu)圖,其材料參數(shù)如表1所示。研究采用壓縮空氣為能量源,工質(zhì)氣體參數(shù)如表2所示。

圖5 通用化柔性氣缸彈射系統(tǒng)結(jié)構(gòu)圖Fig.5 General flexible cylinder ejection system structure

表1 柔性氣缸彈射系統(tǒng)材料參數(shù)Table 1 Material parameters of flexible cylinder ejection system

表2 柔性氣缸充氣及環(huán)境氣體參數(shù)Table 2 Flexible cylinder inflation and ambient gas parameters

3.1 壓力容器試驗仿真

壓力容器試驗是檢測高壓氣瓶向柔性氣缸充氣性能的重要試驗,同時也是研究柔性氣缸的重要研究部分,壓力容器放氣規(guī)律直接影響柔性氣缸的展開。壓力容器的模擬方法多為計算流體力學的方法,基于N-S方程表征壓力容器中高壓氣體,進而模擬壓力容器放氣過程。文中采用計算流體力學方法和LS-DYNA粒子法計算壓力容器放氣規(guī)律。

基于LS-DYNA粒子法(CPM)和計算流體力學方法,構(gòu)建如圖6所示的壓力容器放氣試驗?zāi)Ｐ?進行壓力容器放氣試驗仿真。選用壓力容器為圓柱形高壓氣瓶,內(nèi)部為壓縮空氣,氣瓶高1.78 m,直徑0.267 m,容積82 L,氣瓶工作壓強15 MPa。氣瓶頂端處有直徑20 mm的開口,監(jiān)測壓力容器開口處的質(zhì)量流率。圖7為粒子法和計算流體力學方法得到壓力容器流出氣體質(zhì)量流率曲線,由圖可得粒子法和計算流體力學方法模擬的質(zhì)量流率變化趨勢一致,所得結(jié)果差別較小。驗證了LS-DYNA粒子法的可靠性和正確性,故后續(xù)研究中采用更為簡單的粒子法模擬高壓氣瓶工作過程。

圖6 CPM和CFD壓力容器試驗?zāi)Ｐ虵ig.6 CPM and CFD pressure vessel test models

圖7 CPM和CFD出口處質(zhì)量流率Fig.7 CPM and CFD mass flow rate at outlet

3.2 導彈連續(xù)彈射研究

彈射通用化涉及多次彈射,由于彈射能量源為高壓氣瓶,多次彈射導致彈射能力下降。基于先前仿真結(jié)果,研究高壓氣瓶放氣后對后續(xù)彈射的影響,制定合理的連續(xù)彈射方案,所取導彈主要參數(shù)為:直徑1.4 m,長8 m,總重8 t。

能量源選取先前所述氣瓶,研究氣瓶放氣次數(shù)對彈射的影響。基于LS-DYNA粒子法,建立高壓氣瓶放氣模型,模擬氣瓶二次放氣。圖8為兩次放氣質(zhì)量流率變化曲線,第1次彈射發(fā)射閥門0.05 s開啟,0.08 s開啟至直徑20 mm,0.42 s開始關(guān)閉,0.45 s完全關(guān)閉;第2次彈射0.05 s開啟,0.08 s開啟至直徑20 mm。

圖8 質(zhì)量流率曲線Fig.8 Mass flow rate curve

基于壓力容器試驗仿真結(jié)果,以雙聯(lián)裝彈射為例,建立連續(xù)彈射負載工況有限元數(shù)值仿真模型,研究連續(xù)彈射的動力學響應(yīng)以及第1次彈射對第2次彈射的影響。

圖9為兩次彈射的彈射速度曲線。由圖可知:第1次彈射的彈射速度16.48 m/s;第2次彈射速度10.15 m/s;第2次彈射相對第1次彈射速度下降38.4%;第1次彈射對第2次彈射影響較大,二次彈射速度較小,不能滿足彈射需求。為增大二次彈射速度、削弱對二次彈射影響,第2次彈射采取加大閥門開啟直徑策略增大二次彈射速度,以達到彈射要求。

圖9 第1、第2次彈射速度(20 mm)Fig.9 Velocities of first and second ejection(20 mm)

加大閥門開啟直徑至28 mm、34 mm,圖10為壓力容器變發(fā)射閥直徑二次彈射質(zhì)量流率曲線。由圖可知,在同等壓力條件下,閥門開啟直徑越大,質(zhì)量流率越大。變直徑二次彈射,初始壓力一致,在0～0.22 s,直徑34 mm發(fā)射閥指令流率大于28 mm對應(yīng)的質(zhì)量流率,在0.22 s之前直徑34 mm發(fā)射閥流出質(zhì)量大于直徑28 mm充氣閥流出質(zhì)量;因此0.22 s之后,28 mm充氣閥質(zhì)量流率大于34 mm充氣閥質(zhì)量流率。

圖10 變直徑二次彈射質(zhì)量流率Fig.10 Mass flow rate of secondary ejection with variable diameter

圖11、圖12分別為28 mm和34 mm閥門直徑的二次彈射速度和過載曲線。第2次彈射速度分別為13.23 m/s和15.05 m/s,彈射過載分別為4.40g、5.18g。對比直徑28 mm和34 mm彈射速度和過載,直徑34 mm工況彈道參數(shù)更接近第1次彈射,更好地滿足彈射要求,故二次彈射采用直徑34 mm閥門充氣。

圖11 變直徑彈射速度Fig.11 Ejection velocity of variable diameters

圖12 變直徑彈射過載Fig.12 Ejection overload of variable diameters

相對第1次彈射,二次彈射加大充氣閥直徑,在0～0.48 s內(nèi),質(zhì)量流率增加,可膨脹做功氣體較多,速度增加較快,彈射速度較大;0.48 s時二次彈射速度等于第1次彈射速度;0.48 s之后,隨著第二次彈射充氣質(zhì)量流率逐漸下降,二次彈射速度逐漸小于第1次彈射;分別在0.84 s和0.82 s第1、第2次彈射到達峰值,導彈和彈托分離。

直徑34 mm充氣閥二次彈射相對第1次直徑20 mm充氣閥彈射速度下降8.7%,過載上升4.4%,彈射響應(yīng)時間縮短0.02 s,與第1次彈射性能相近,能夠滿足彈射需求。

3.3 可變內(nèi)彈道研究

相對于現(xiàn)有彈射器的確定內(nèi)彈道,通用化柔性氣缸彈射可以通過調(diào)節(jié)每個充氣孔開啟時間時序來改變彈射內(nèi)彈道參數(shù),以適應(yīng)不同工況的作戰(zhàn)彈射需求。基于顯式動力學理論,構(gòu)建柔性氣缸彈射有限元模型,研究充氣閥開啟順序?qū)椛涞挠绊?實現(xiàn)可變內(nèi)彈道彈射。研究充氣閥開啟時序?qū)椛溆绊?表3為各工況對應(yīng)的充氣閥(A,B,C,D)開啟時序。通過每個充氣閥的工質(zhì)氣體質(zhì)量流率曲線如圖11所示。

表3 各充氣閥開啟時間Table 3 Opening time of each air charging valve s

圖13、圖14為改變充氣閥開啟時序的彈射速度和彈射過載,其中工況1中4個閥同時開啟,彈射速度最大,最大速度為18 m/s;存在較大的過載峰值,最大過載為7.4 g,其原因為4個充氣閥同時開啟,同時達到峰值,實際充氣質(zhì)量流率出現(xiàn)較大峰值,峰值過后質(zhì)量流率同時下降,過載下降。

圖13 改變充氣閥開啟時序彈射速度Fig.13 Ejection velocity of different opening time sequence of air charging valve

圖14 改變充氣閥開啟時序彈射過載Fig.14 Ejection overload of different opening time sequence of air charging valve

工況2～工況4采用A,B充氣閥和C,D充氣閥同時開啟時序,彈射響應(yīng)時間依次增加,分別為0.844 s,0.882 s,0.913 s,彈射速度依次下降,彈射速度分別為16.48 m/s、15.66 m/s、15.15 m/s。0～0.22 s,3種工況同時開啟A、B充氣閥,充氣量一致,彈射速度和過載基本一致。0.22 s工況2開啟C、D兩個充氣閥,0.22 s后工況2彈射速度增長率大于工況3、工況4;0.30 s工況3開啟C、D兩個充氣閥,0.30 s后工況3彈射速度增長率大于工況4;0.35 s工況4開啟C、D兩個充氣閥。對比工況2～工況4,工況4有略微的過載二次峰值,其主要原因為工況3中C、D充氣閥開啟時間相對另外兩個工況較晚,A、B充氣閥流出的工質(zhì)氣體已得到相對膨脹,膨脹做功能力相對下降,在C、D充氣閥開啟后,沖入氣體二次做功,故出現(xiàn)略微的過載二次峰值。

工況5、工況6為4個充氣閥依次開啟時序,其中工況6彈射過載出現(xiàn)略微的二次峰值,出現(xiàn)二次峰值主要原因為:0～0.15 s充氣量較大,充入柔性氣缸工質(zhì)氣體質(zhì)量較大,氣缸內(nèi)壓強會急劇上升,在0.15～0.20 s柔性氣缸中高壓氣體開始膨脹做功,氣缸內(nèi)壓強下降,導彈開始運動,導彈運動時間相對充氣曲線時間,柔性氣缸響應(yīng)有延遲。

3.4 導彈通用化彈射研究

通過改變充氣閥開合直徑大小可以控制通過充氣閥的質(zhì)量流率,進而改變彈射速度和彈射過載。改變充氣閥開啟時序,可改變彈射速度和彈射過載。通過改變充氣閥開合直徑大小和改變充氣閥開啟時序,來改變?nèi)嵝詺飧讖椛涞膹椀绤?shù),以適配不同型號導彈彈射,實現(xiàn)導彈通用化彈射。以兩型號雙聯(lián)裝導彈為例,研究通用化柔性氣缸彈射的彈射機理和規(guī)律。其中,M1型號導彈直徑1.4 m、長8 m,總重8 t;M2型號導彈直徑1.45 m、長8.5 m,總重9 t。

不同型號直徑和長度不同,可通過改變適配器來適配導彈和發(fā)射架之間連接,實現(xiàn)通用化適配。針對不同目標打擊,雙聯(lián)裝可裝填不同型號導彈,提高裝備的目標覆蓋度、加大打擊目標范圍。針對不同戰(zhàn)場狀況,雙聯(lián)裝彈射順序有所不同,如表4為雙聯(lián)裝彈射順序工況表。

表4 彈射順序工況表Table 4 working condition of the ejection sequence table

其中M1型導彈質(zhì)量較小,M2型導彈質(zhì)量較大,針對如表4所示的不同彈射順序,采用如下方案:M1型優(yōu)先彈射,控制4個充氣閥直徑20 mm并依次開啟,M2型二次彈射同時開啟4個充氣閥直徑34 mm;M2型導彈優(yōu)先彈射,充氣閥直徑20 mm同時開啟,M1型導彈順序開啟閥門34 mm。

通用化柔性氣缸彈射系統(tǒng)彈射多型號導彈速度和導彈過載曲線如圖15、圖16所示,由圖可知,通過改變充氣閥開啟直徑和開啟時序可以控制彈射速度和過載。

圖15 多型號導彈彈射速度Fig.15 Ejection velocity of multiple missile

圖16 多型號導彈彈射過載Fig.16 Ejection overloads of multiple missiles

工況1導彈A彈射速度16.48 m/s,彈射過載4.96g;導彈B彈射速度15.87 m/s,彈射過載7.94g;工況1導彈B相對導彈A,彈射速度下降3.7%,過載增加60.0%。工況2導彈B彈射速度17.64 m/s,彈射過載6.77g;導彈A彈射速度15.05 m/s,彈射過載5.18g;工況2導彈B相對導彈A,彈射速度下降14.7%,過載下降23.4%。

對比如圖15、圖16不同工況中同型號導彈彈射速度和過載及彈射響應(yīng)時間,可知導彈A彈射速度減小1.43 m/s,過載增大0.22g,響應(yīng)時間增加0.02 s;導彈B彈射速度增加1.77 m/s,過載減小1.77g,響應(yīng)時間增加0.01 s,彈射速度和過載浮動較小,符合彈射彈道參數(shù)穩(wěn)定性的要求。

綜上,柔性氣缸通用化彈射系統(tǒng)對于同型號導彈不同順序彈射,可通過改變充氣閥直徑和開啟時序調(diào)節(jié)器彈射彈道參數(shù),使之滿足彈射要求,完成通用化彈射。

4 結(jié)論

基于顯式動力學理論,借助有限元軟件,建立基于粒子法的通用化柔性氣缸彈射負載有限元多工況數(shù)值仿真模型,研究了導彈連續(xù)彈射、可變內(nèi)彈道彈射和多型號導彈通用化彈射,得出以下結(jié)論:

1)連續(xù)彈射時,第1次彈射后,高壓氣瓶壓強下降,可膨脹做功氣體減小。若二次彈射采用與一次彈射相同的20 mm直徑發(fā)射充氣閥,會極大影響彈射性能,彈射速度下降至10.15 m/s,下降38.4%,低于彈射速度要求;采用34 mm直徑發(fā)射閥,彈射速度下降5%,過載下降5%,基本能夠滿足彈射要求。

2)通過調(diào)節(jié)每個充氣閥開啟時序,可以改變彈射內(nèi)彈道參數(shù),以適應(yīng)不同的彈射要求,通過改變充氣閥開啟時序可以達到削弱加速度峰值,降低導彈過載,對于大質(zhì)量導彈可采用同時開啟充氣閥。

3)改變?nèi)嵝詺飧壮錃忾y開合直徑大小和開啟時序,可針對雙聯(lián)裝不同型號導彈完成彈射。同型號導彈不同彈射順序彈射速度差別均在12%以下。響應(yīng)時間差別不大于0.02 s。