水下發(fā)射氣幕提前噴射時間對載荷影響仿真研究

張曉樂，程 棟，楊興林

(1. 中國船舶重工集團(tuán)公司 第七一三研究所，河南 鄭州 450015；2. 江蘇科技大學(xué)，江蘇 鎮(zhèn)江 212003)

水下發(fā)射氣幕提前噴射時間對載荷影響仿真研究

張曉樂1，程 棟1，楊興林2

(1. 中國船舶重工集團(tuán)公司 第七一三研究所，河南 鄭州 450015；2. 江蘇科技大學(xué)，江蘇 鎮(zhèn)江 212003)

建立結(jié)構(gòu)網(wǎng)格和流場網(wǎng)格耦合的航行體出筒過程氣幕降載計算模型。通過有/無氣幕工況的計算對比，發(fā)現(xiàn)氣幕提前噴射時機(jī)對降載效果影響較大。通過對氣幕提前航行體發(fā)射 0.25 s、0.5 s 和 0.72 s 工況的計算，發(fā)現(xiàn)航行體橫向載荷隨著提前噴射時間延長,呈現(xiàn)先降低后升高的變化規(guī)律，選擇最佳噴射時機(jī)可提高降載效果。該規(guī)律可用于指導(dǎo)氣幕降載工程設(shè)計。

水下發(fā)射；氣幕；耦合仿真

0 引 言

水下航行體垂直出筒過程中，一方面受到發(fā)射筒及適配裝置的約束進(jìn)行軸向運(yùn)動[1]，另一方面受到海水橫向流的作用[2]，橫向與軸向相對來流使得航行體受到較強(qiáng)非定常流體動力作用[3–5]，航行體出筒階段載荷水平較高。為改善航行體出筒受力環(huán)境，將由發(fā)射筒口周圍布置的若干個燃?xì)獍l(fā)生器產(chǎn)生的燃?xì)鈬娚淙牒Ｋ校谕部诟浇纬蓺饽?，在航行體外部附著氣體，降低航行體出筒過程受到的海水橫向載荷，改善發(fā)射環(huán)境。

程棟等[6]結(jié)合理論與噴射試驗總結(jié)出了計算氣幕保護(hù)上下邊界的計算方法，用以指導(dǎo)氣幕發(fā)生裝置設(shè)計。尚書聰?shù)萚7–9]基于動量和動量矩定理建立了導(dǎo)彈水下發(fā)射出筒過程動力學(xué)模型，計算了有無氣幕情況下力學(xué)環(huán)境的改善情況，并對導(dǎo)彈出筒姿態(tài)進(jìn)行數(shù)值仿真。上述研究都是基于理論推導(dǎo)的數(shù)值計算研究，未考慮高能燃?xì)庠谒械拿}動對航行體的影響。

本文采取剛體結(jié)構(gòu)網(wǎng)格和流場網(wǎng)格耦合的方法[10–11]，結(jié)合一個算例開展航行體出筒過程氣幕降載效果的三維數(shù)值仿真計算。計算有/無氣幕和多個氣幕噴射時間提前航行體發(fā)射的工況，研究氣幕噴射時機(jī)對航行體橫向載荷的影響。

1 計算模型

1.1 流場模型

由于算例中流體域相對于過軸線的來流速度方向?qū)ΨQ，為減小計算量建立對稱計算模型。由于筒內(nèi)燃?xì)鈱Τ鐾策^程沒有影響，流場計算模型只建立了海水域，不考慮發(fā)射筒及筒內(nèi)流場，海水域流場區(qū)域 9 m × 4 m × 16 m，見圖 1。為保證計算精度，在航行體運(yùn)行軌跡及氣幕噴射區(qū)域進(jìn)行 Euler 網(wǎng)格加密，網(wǎng)格密度小于 1.7% 航行體直徑。

圖 1 流場計算網(wǎng)格Fig. 1 Mesh of fluid field

計算區(qū)域及邊界條件如圖 2 所示。流場區(qū)域上下為壓力邊界，左右為海水速度入口和出口邊界，海水橫向流動速度為 X 正向，速度為航行體出筒速度的6%。最底部為發(fā)射平臺，設(shè)置為 wall 邊界。對稱面設(shè)置為對稱邊界條件。

1.2 航行體及噴口模型

航行體沿軸線建立一半對稱模型，如圖 3 所示。航行體采用 Lagrange 網(wǎng)格離散，并設(shè)置為剛體，除了垂直向上的運(yùn)動外，其余 5 個自由度固定。航行體筒內(nèi)勻加速運(yùn)動，航行體出筒速度為 VO。航行體圓柱段直徑為 Dm，總長為 7 Dm。

在航行體迎流側(cè)，以航行體軸線為圓心布置 5 個氣幕噴管，如圖 4 所示。噴口同樣采用 Lagrange 網(wǎng)格離散且 6 個自由度固定。噴口頂部網(wǎng)格設(shè)置為氣幕燃?xì)獾鸟詈厦娉隹?。氣幕燃?xì)庥晒腆w發(fā)動機(jī)產(chǎn)生，速度入口穩(wěn)定段流速為 2.3 VO，穩(wěn)定段壓力 1.9 MPa。

圖 2 計算域及邊界條件Fig. 2 An outline of the computational domain with boundary conditions

圖 3 航行體模型Fig. 3 Model of vehicle

圖 4 氣幕噴管位置Fig. 4 Location of gas screen nozzle

圖 5 耦合計算固體與流體重疊網(wǎng)格Fig. 5 Overlap mesh of solid and fluid field in coupling simulation

算例初始時刻航行體和氣幕噴口的 Lagrange 計算網(wǎng)格與流場區(qū)域計算 Euler 網(wǎng)格部分重疊（見圖 5）。固體網(wǎng)格表面為流體-固體耦合面，計算中耦合面內(nèi)重疊區(qū)域 Euler 網(wǎng)格材料自動為空。圖 6 為采用本文計算方法與某航行體水下出筒試驗中，航行體背流面某測點壓力結(jié)果對比。計算模型不考慮航行體筒內(nèi)運(yùn)行過程的壓力，故初始段計算壓力為 0。由圖 6 可知，出筒后計算壓力曲線與試驗曲線吻合較好，說明采用的計算方法合理可信。

3 計算結(jié)果分析

3.1 有無氣幕計算結(jié)果對比

航行體按照設(shè)定軌跡出筒，整個時間設(shè)置為 0.8 s。圖 7 為無氣幕防護(hù)狀態(tài)航行體出筒過程圖（出筒 0.46 s時狀態(tài)，為便于對比以下各圖同）。由于出筒速度較高，航行體肩部會產(chǎn)生少量空泡。圖 8 為計算的無氣幕狀態(tài)下航行體出筒過程受力曲線。隨著航行體入水長度的增加，航行體的 X 方向受力在不斷變化。為對比各種工況氣幕對航行體的載荷，取航行體出筒過程X 方向平均受力作為比較依據(jù)。根據(jù)計算結(jié)果無氣幕狀態(tài)，航行體出筒過程 X 向平均受力 30 140 N。

圖 9 為氣幕-發(fā)射同步啟動工況航行體出筒過程氣液界面圖。航行體發(fā)射筒內(nèi)運(yùn)動的零時刻，氣幕同步開始噴射。由圖可以看出，產(chǎn)生的氣幕主要分布在航行體 X 向迎流面，部分將航行體與來流海水隔離。圖 10為計算得到的氣幕-發(fā)射同步啟動工況下航行體出筒過程受力曲線。根據(jù)計算，氣幕-發(fā)射同步啟動航行體出筒過程 X 向平均受力 52 374 N，高于無氣幕狀態(tài)航行體出筒過程平均受力 73.8%。說明此工況下氣幕噴射沒有起到降低橫向載荷的效果。

圖 6 計算與試驗航行體背流面測點壓力對比Fig. 6 Pressure comparison between simulation and test point which located in the back of vehicle

圖 7 無氣幕航行體出筒過程速度矢量圖Fig. 7 Velocity vector of the vehicle launch with no gas screen

圖 8 無氣幕航行體出筒過程 X 方向受力曲線Fig. 8 Loads curve in X direction of the vehicle launch with no gas screen

圖 9 氣幕噴射-發(fā)射同步啟動航行體出筒氣液界面圖Fig. 9 Fluid phases of vehicle launch with gas screen jet simultaneity

圖 10 氣幕噴射-發(fā)射同步啟動航行體 X 方向受力曲線Fig. 10 Loads curve in X direction of the vehicle launch with gas screen jet simultaneity

氣幕噴口需要將高溫燃?xì)庖暂^高的射流速度注入海水。在形成穩(wěn)定的氣幕前，高溫燃?xì)膺M(jìn)入海水膨脹，排開海水做功。氣幕噴口位于航行體的迎流面，當(dāng)氣幕噴射與航行體發(fā)射同步啟動，氣幕膨脹做功推動海水的同時也給航行體 X 正向作用力，疊加海水 X方向作用力后，加劇了航行體的橫向載荷。為了解決此問題，采取提前航行體發(fā)射時間零點進(jìn)行噴射氣幕，使高溫氣幕在海水中充分釋放能量，形成較為穩(wěn)定的氣幕形態(tài)，以實現(xiàn)航行體出筒過程降載。

3.2 氣幕提前噴射計算

為研究氣幕提前時間對降載效果的影響，分別進(jìn)行了氣幕提前 0.25 s、提前 0.5 s 和提前 0.72 s 工況的仿真計算。圖 11 給出了氣幕提前 0.25 s 噴射航行體出筒過程氣液界面圖。相對于無提前噴射工況，氣幕體積明顯增大。從圖 12 氣幕提前 0.25 s 噴射航行體 X 方向受力曲線可以計算出，該工況下行形體出筒過程 X 向平均受力 22 294 N，相對于無氣幕工況和氣幕-發(fā)射同步啟動工況均有大幅減小。

圖 13 給出了氣幕提前 0.5 s 噴射航行體出筒過程氣液界面圖。由氣液界面分布可知，此工況下航行體在出筒過程中已經(jīng)部分穿過氣幕。從圖 14 氣幕提前0.5 s 噴射航行體 X 方向受力曲線可以計算出，該工況下航行形體出筒過程 X 向平均受力 27 285 N，相對于氣幕提前 0.25 s 噴射工況有所增加。

圖 15 給出了氣幕提前 0.72 s 噴射航行體出筒過程氣液界面圖。由氣液界面分布可知，在航行體接觸氣幕時，大部分提前噴射的氣幕已經(jīng)運(yùn)動到航行體橫向背流面。從圖 16 氣幕提前 0.72 s 噴射航行體 X 方向受力曲線可以計算出，該工況下行形體出筒過程 X 向平均受力 32 388 N，此值已經(jīng)和無氣幕狀態(tài)航行體橫向受力狀態(tài)接近，并略有增加。

圖 11 氣幕提前 0.25 s 噴射航行體出筒氣液界面圖Fig. 11 Fluid phases of gas screen jet 0.25 s before vehicle launch

圖 12 氣幕提前 0.25 s 噴射航行體 X 方向受力曲Fig. 12 Vehicle loads curve in X direction of gas screen jet0.25 s before launch

圖 13 氣幕提前 0.5 s 噴射航行體出筒氣液界面圖Fig. 13 Fluid phases of gas screen jet 0.5 s before vehicle launch

圖 14 氣幕提前 0.5 s 噴射航行體 X 方向受力曲線Fig. 14 Vehicle loads curve in X direction of gas screen jet 0.5 s before launch

圖 15 氣幕提前 0.72 s 噴射航行體出筒氣液界面圖Fig. 15 Fluid phases of gas screen jet 0.72 s before vehicle launch

圖 16 氣幕提前 0.72 s 噴射航行體 X 方向受力曲線Fig. 16 Vehicle loads curve in X direction of gas screen jet 0.72 s before launch

3.3 仿真結(jié)果統(tǒng)計

表 1 給出了本文仿真計算各個工況結(jié)果的統(tǒng)計，并將統(tǒng)計結(jié)果繪制在圖 17 上。由圖可知，氣幕能否達(dá)到降載效果與噴射時機(jī)有很大關(guān)系，隨著提前噴射時間延長，航行體橫向載荷呈現(xiàn)先降低后升高的變化趨勢。氣幕噴射-發(fā)射同步啟動工況會加劇航行體的受力，氣幕噴射時間提前發(fā)射零點過早也可能達(dá)不到降載效果。因此，為實現(xiàn)最佳氣幕降載效果，需要選擇恰當(dāng)?shù)膰娚鋾r機(jī)。既要使氣幕燃?xì)饽芰吭诤Ｋ谐浞轴尫?，形成穩(wěn)定的氣幕，又要避免過早噴射導(dǎo)致氣幕提前越過了航行體。對于本文的算例來說，提前 0.25 s噴射位于最佳噴射時機(jī)附近，選擇此提前時間可以有效降低航行體出筒載荷。

表 1 各工況降載效果統(tǒng)計Tab. 1 Statistics of loads in simulation result

圖 17 各工況提前噴射時間與降載效果曲線Fig. 17 Curve of vehicle loads with different jet time before launch

4 結(jié) 語

本文采用 Lagrange 結(jié)構(gòu)網(wǎng)格和 Euler 流場網(wǎng)格耦合的方法，對潛射航行器出筒過程氣幕降載效果進(jìn)行了仿真計算，并通過多工況對比分析了降載效果隨提前噴射時間的變化關(guān)系。得到如下結(jié)論：

1）采用高能燃?xì)庾鳛闅饽粚叫畜w進(jìn)行降載，從開始噴射到形成穩(wěn)定氣幕需要一個過程，在此過程可能會加劇航行體載荷。

2）氣幕能否達(dá)到降載效果與氣幕噴射提前航行體發(fā)射零點的時間有很大關(guān)系，航行體橫向載荷隨著提前噴射時間延長，呈現(xiàn)先降低后升高的變化趨勢。

3）選擇合適的噴射時機(jī)（如本算例提前 0.25 s 附近）可以有效降低航行體出筒橫向載荷。

[1]倪火才. 潛地彈道導(dǎo)彈發(fā)射裝置構(gòu)造[M]. 哈爾濱: 哈爾濱工程大學(xué)出版社, 1998: 40–50.

[2]趙世平, 蔡體敏. 橫向流對潛艇垂直發(fā)射導(dǎo)彈的影響[J]. 船舶力學(xué), 2006, 10(4): 33–37. ZHAO Shi-ping, CAI Ti-min. Effects of lateral flow to the missile vertical launched from a submarine[J]. Journal of Ship Mechanics, 2006, 10(4): 33–37.

[3]BURGDORF O. Hydrodynamics of unsteady underwaterlaunched missiles with trailing cavities and crossflow drag[C]//Proceedings of the 19th AIAA, Fluid Dynamics, Plasma Dynamics, and Lasers Conference. Honolulu, HI, USA: AIAA, 1987: 3–8.

[4]尚書聰, 張宇文, 袁緒龍. 導(dǎo)彈水下動機(jī)座垂直發(fā)射過程的水動力計算[J]. 艦船科學(xué)技術(shù), 2009, 31(9): 56–60. SHANG Shu-cong, ZHANG Yu-wen, YUAN Xu-long. The hydrodynamic computation on moving base vertical launching of underwater missile[J]. Ship Science and Technology, 2009, 31(9): 56–60.

[5]黃建春, 葉取源, 朱世權(quán). 不同發(fā)射深度下導(dǎo)彈水下點火氣水流體動力計算[J]. 應(yīng)用力學(xué)學(xué)報, 1994, 11(3): 19–24. HUANG Jian-chun, YE Qu-yuan, ZHU Shi-quan. Gas-water dynamic calculation for the underwater ignition of a missile at different depths[J]. Chinese Journal of Applied Mechanics, 1994, 11(3): 19–24.

[6]程棟, 何國強(qiáng), 邢軍, 等. 水下發(fā)射筒口氣幕上下邊界計算方法研究[J]. 彈箭與制導(dǎo)學(xué)報, 2010, 30(6): 165–167. CHENG Dong, HE Guo-qiang, XING Jun, et al. Underwater launch tube outlet on the upper and lower gas screen border calculation method[J]. Journal of Projectiles, Rockets, Missiles and Guidance, 2010, 30(6): 165–167.

[7]尚書聰, 孫建中, 秦麗萍. 潛載導(dǎo)彈水下發(fā)射出筒橫向動力學(xué)特性研究[J]. 振動與沖擊, 2012, 31(23): 82–86.

[8]尚書聰, 孫建中, 程棟, 等. 筒口氣幕環(huán)境的導(dǎo)彈出筒過程受力影響[J]. 哈爾濱工程大學(xué)學(xué)報, 2012, 33(11): 1423–1427, 1434.

[9]尚書聰, 孫建中, 程棟. 筒口氣幕環(huán)境下的導(dǎo)彈出筒姿態(tài)數(shù)值仿真[J]. 應(yīng)用力學(xué)學(xué)報, 2013, 30(3): 428–433. SHANG Shu-cong, SUN Jian-zhong, CHENG Dong. The numerical simulation for the outlet attitude of the missile based on the gas screen environment[J]. Chinese Journal of Applied Mechanics, 2013, 30(3): 428–433.

[10]蔡斯淵, 侯海量, 吳林杰. 隔層設(shè)置對防雷艙液艙防護(hù)能力的影響[J]. 哈爾濱工程大學(xué)學(xué)報, 2016, 37(4): 527–532.

[11]吳國民, 周心桃, 李俊. 水下爆炸作用下固支平板動態(tài)響應(yīng)分析[J]. 艦船科學(xué)技術(shù), 2013, 35(4): 25–28, 39. WU Guo-min, ZHOU Xin-tao, LI Jun. Dynamical response of flat plates subjected to underwater explosion[J]. Ship Science and Technology, 2013, 35(4): 25–28, 39.

[12]司海龍, 虞昊, 李政杰, 等. 船體尾壓浪板砰擊載荷分析[J].艦船科學(xué)技術(shù), 2015, 37(2): 19–23, 29. SI Hai-long, YU Hao, LI Zheng-jie, et al. The research of slamming pressure impacted on wave suppression board[J]. Ship Science and Technology, 2015, 37(2): 19–23, 29.

The numerical simulation of gas screen jet time ahead of underwater-launch which affect vehicle loads

ZHANG Xiao-le1, CHENG Dong1, YANG Xing-lin2
(1. The 713 Research Institute of CSIC, Zhengzhou 450015, China; 2. Jiangsu University of Science and Technology, Zhenjiang 212003, China)

The gas screen jet in the underwater-launch was simulated , using a 3D symmetric model based on the coupling of Lagrange structure mesh and Euler fluid mesh. It was found the jet time ahead of underwater-launch is important to the vehicle horizontal loads, through the simulations with /or without the gas screen. Ahead time of 0.25 s、0.5 s and 0.72 s for gas screen jet were simulated, and vehicle horizontal loads change tendency with growing after reducing was found. It shows that the vehicle loads can be reduced by choosing the proper time. The result can be used in the design of gas screen.

underwater-launch；gas screen；coupling simulation

TJ399

A

1672–7619(2016)12–0178–05

10.3404/j.issn.1672–7619.2016.12.037

2016–10–10

“十二五”預(yù)研資助項目（1010403050102）

張曉樂(1981–)，男，博士，高級工程師，主要研究方向為水下發(fā)射技術(shù)。