彈射式水下航行器發(fā)射裝置發(fā)射筒內(nèi)徑對(duì)內(nèi)彈道的影響

馬　輝

（中國(guó)船舶重工集團(tuán)公司 第726研究所， 上海， 201108）

彈射式水下航行器發(fā)射裝置發(fā)射筒內(nèi)徑對(duì)內(nèi)彈道的影響

馬輝

（中國(guó)船舶重工集團(tuán)公司 第726研究所， 上海， 201108）

為兼顧水下航行器發(fā)射裝置發(fā)射效率與裝置尺寸， 應(yīng)設(shè)計(jì)合理的發(fā)射筒內(nèi)徑。文中基于多對(duì)多交界面技術(shù)， 解決了帶孔壁面間無(wú)間隙滑移的仿真難題， 建立了耦合求解非定常流場(chǎng)和航行器、活塞運(yùn)動(dòng)的數(shù)值仿真模型。通過(guò)在Fluent軟件中的二次開(kāi)發(fā)實(shí)現(xiàn)了彈射式水下航行器發(fā)射內(nèi)彈道仿真， 并對(duì)不同發(fā)射筒內(nèi)徑的發(fā)射裝置計(jì)算流場(chǎng)以及運(yùn)動(dòng)時(shí)歷曲線進(jìn)行分析。仿真結(jié)果表明， 水下航行器發(fā)射裝置發(fā)射筒內(nèi)徑在一定范圍內(nèi)對(duì)發(fā)射效率影響呈顯著正相關(guān)， 隨著發(fā)射筒內(nèi)徑增加， 其影響逐漸減弱， 且出筒效率趨于穩(wěn)定?；诙鄬?duì)多交界面技術(shù)的水下航行器發(fā)射仿真是可靠的， 可為彈射式水下發(fā)射裝置設(shè)計(jì)提供參考。

水下航行器發(fā)射裝置； 彈射式； 內(nèi)彈道； 多對(duì)多交界面技術(shù)

0　引言

水下航行器發(fā)射的動(dòng)力式發(fā)射裝置主要分為渦輪泵式和彈射式［1］。其中， 渦輪泵式發(fā)射裝置［2-4］已有較多研究， 而彈射式發(fā)射裝置［5-6］的研究較少。彈射式發(fā)射裝置具有蓄能快、發(fā)射周期短、發(fā)射噪音小的優(yōu)點(diǎn)， 因此在對(duì)航行器出筒速度要求不高的場(chǎng)合具有很大的應(yīng)用價(jià)值。采用彈簧動(dòng)力源的彈射式發(fā)射裝置通常采用開(kāi)放式儲(chǔ)能筒結(jié)構(gòu)， 由于發(fā)射筒壁與航行器的間隙大小對(duì)筒內(nèi)補(bǔ)水效果具有較大影響， 因此， 合理設(shè)計(jì)發(fā)射筒內(nèi)徑， 成為了影響出筒效率的關(guān)鍵因素之一。

在水下航行器發(fā)射的內(nèi)彈道仿真方面， 國(guó)內(nèi)外學(xué)者已開(kāi)展了多項(xiàng)研究。對(duì)于不需要考慮流場(chǎng)細(xì)節(jié)的發(fā)射系統(tǒng)， 通常對(duì)發(fā)射裝置各環(huán)節(jié)采用理論或?qū)嶒?yàn)的方法， 確定各環(huán)節(jié)的傳遞函數(shù)， 進(jìn)而在MATLAB/Simulink環(huán)境下進(jìn)行了仿真［7-8］。在水下航行器發(fā)射過(guò)程中， 通常彈體周圍的流場(chǎng)對(duì)彈體的作用力是彈體受力的主要成分， 不宜簡(jiǎn)化處理， 而須采用計(jì)算流體力學(xué)（computational fluid dynamics， CFD）方法對(duì)流場(chǎng)加以精確計(jì)算。張孝芳［9］等采用CFD方法對(duì)液壓平衡式發(fā)射裝置中活塞的緩沖特性進(jìn)行了研究， 但處理僅局限于2D， 且未考慮活塞與流體的耦合作用。

文中針對(duì)采用彈簧動(dòng)力源的彈射式水下航行器發(fā)射裝置， 采用多對(duì)多的交界面技術(shù)解決了活塞、航行器以及筒壁間小間隙相對(duì)運(yùn)動(dòng)的難點(diǎn)，在Fluent軟件［10］的UDF中二次開(kāi)發(fā)來(lái)控制活塞、航行器的耦合運(yùn)動(dòng)， 實(shí)現(xiàn)了內(nèi)彈道的數(shù)值仿真，獲得了發(fā)射筒內(nèi)徑對(duì)內(nèi)彈道的影響， 為彈射式水下航行器發(fā)射裝置設(shè)計(jì)提供參考。

1　發(fā)射裝置建模

1.1建模優(yōu)化

1） 物理模型

彈射式水下航行器發(fā)射裝置由上發(fā)射筒、活塞、彈簧、導(dǎo)軌組成。彈簧位于活塞正下方下處于預(yù)緊狀態(tài)， 航行器與導(dǎo)軌平行且垂直支撐于活塞上； 航行器發(fā)射時(shí)， 控制活塞的開(kāi)關(guān)松開(kāi)， 彈簧推動(dòng)活塞以及航行器向上加速運(yùn)動(dòng)， 活塞推送一定距離后與航行器分離， 航行器繼續(xù)向上運(yùn)動(dòng)至出筒。水下航行器發(fā)射裝置如圖1所示。

圖1　水下航行器發(fā)射裝置結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)圖Fig. 1　Structure of an underwater vehicle launcher

針對(duì)水下航行器發(fā)射裝置的特征， 做出相應(yīng)簡(jiǎn)化如下: a. 考慮計(jì)算模型的對(duì)稱性， 采用 1/4建模， 節(jié)約計(jì)算成本； b. 在航行器與活塞之間人為增加6 mm的小間隙， 保證航行器與活塞之間的網(wǎng)格一直存在， 使計(jì)算順利進(jìn)行； c. 忽略彈簧以及導(dǎo)軌的體積； d. 由于模型中存在一些固有的小間隙通常以潤(rùn)滑劑填充， 假定當(dāng)間隙小于1 mm時(shí)，直接忽略該間隙， 假設(shè)物面重合并忽略摩擦力； e.忽略發(fā)射筒壁的厚度， 并按內(nèi)徑大小建模。

2） 流體流動(dòng)模型

對(duì)于文中研究水下航行器發(fā)射過(guò)程， 由于彈體發(fā)射并未出水， 因此， 可以采用不可壓的單相流計(jì)算模型進(jìn)行計(jì)算。另外， 由于管內(nèi)的流動(dòng)雷諾數(shù)大約為 106量級(jí)， 管內(nèi)流體處于湍流狀態(tài)，須采用湍流模型處理流體脈動(dòng)速度。在張量記法下， 這里給出相應(yīng)的流場(chǎng)控制方程

式中: u為流體速度；ν為流體粘度；ρ為流體密度；νt為渦粘滯系數(shù)， 取決于流動(dòng)狀態(tài)； P定義為， κ為湍動(dòng)能， p為流體壓力。為使方程封閉， 采用κω-SST兩方程模型。

3） 活塞及航行器力學(xué)模型

航行器水下彈射過(guò)程分為2個(gè)階段。初始階段活塞與航行器作為整體從零速度開(kāi)始加速運(yùn)動(dòng)。受力方程如下

式中: k為彈簧的剛度系數(shù)； l為彈簧預(yù)壓縮長(zhǎng)度； z為航行器的位移； FR為流體作用于航行器與活塞上的總阻力； Gdh為航行器與活塞水中的總質(zhì)量；md為航行器在空氣中的質(zhì)量； mh為活塞在空氣中的質(zhì)量； a為整體的加速度。

當(dāng)運(yùn)動(dòng)至某一時(shí)刻， 活塞加速度小于航行器，即航行器的速度開(kāi)始大于活塞， 發(fā)生分離， 進(jìn)入第 2階段。此時(shí)， 活塞與航行器單獨(dú)運(yùn)動(dòng)， 而其相互影響則通過(guò)流體作用的總阻力體現(xiàn)。分離后，航行器與活塞受力方程如下

式中: FRd為航行器受流體的總阻力； FRh為活塞受水的總阻力； Gd為航行器水中的重力； Gh為活塞在水中的重力； ad為航行器的加速度； ah為活塞的加速度。

1.2計(jì)算區(qū)域及網(wǎng)格劃分

依照前述假設(shè)， 計(jì)算坐標(biāo)系以及選取計(jì)算區(qū)域如圖2所示。計(jì)算坐標(biāo)系中心選取在航行器末端， z軸沿航行器軸線向上。航行器前方選取約4倍航行器長(zhǎng)度的距離， 周向選取約 0.5倍航行器長(zhǎng)度的距離以保證邊界截?cái)嘤绊懣梢院雎浴?/p>

圖2　計(jì)算流場(chǎng)區(qū)域示意圖Fig. 2　Schematic of calculating flow field region

考慮到航行器與活塞均為單方向的運(yùn)動(dòng)， 這里僅采用層鋪的動(dòng)網(wǎng)格模式， 保證網(wǎng)格質(zhì)量以及計(jì)算效率。由于發(fā)射裝置中涉及到多個(gè)物體的相對(duì)運(yùn)動(dòng)， 必須進(jìn)行多區(qū)域劃分并采用多對(duì)多的交界面技術(shù)。區(qū)域劃分如圖3所示。

圖3　流場(chǎng)區(qū)域劃分示意圖Fig. 3　Schematic of dividing flow field region

圖3中數(shù)值標(biāo)號(hào)處為設(shè)置的交界面， 其中1、2、3、6為多對(duì)多的交界面。在多對(duì)多的交界面設(shè)置下， 交界面有一邊為壁面或未定義邊界時(shí)則該部分邊界作壁面處理， 在交界面兩邊均為流場(chǎng)內(nèi)域時(shí)則作為交界面?zhèn)鬟f信息， 這使得活塞壁與帶孔筒壁間的滑移處理十分簡(jiǎn)便。在多區(qū)域劃分下的計(jì)算網(wǎng)格如圖4所示。整個(gè)計(jì)算域網(wǎng)格數(shù)約70萬(wàn)， 并采用邊界層網(wǎng)格對(duì)裝置壁面加密， 經(jīng)試算能保證較高的精度和計(jì)算效率。

圖4　計(jì)算網(wǎng)格劃分圖Fig. 4　Meshing for calculation

2　發(fā)射裝置內(nèi)徑研究

2.1研究模型選取

對(duì)于水下發(fā)射裝置優(yōu)化設(shè)計(jì)而言， 航行器的尺寸、航行器質(zhì)量、彈簧的剛度、彈簧的預(yù)壓縮量等通常是不可改變， 而可優(yōu)化的參數(shù)主要在于發(fā)射裝置的一些物理參數(shù)， 如發(fā)射筒內(nèi)徑、筒壁開(kāi)孔面積、開(kāi)孔位置、開(kāi)孔形狀以及活塞形狀等，其中發(fā)射筒內(nèi)徑的大小作為影響筒內(nèi)補(bǔ)水的主要因素， 必須優(yōu)先加以研究。

為排除裝置筒壁上開(kāi)孔等因素影響， 這里采用底部全開(kāi)， 而側(cè)壁不開(kāi)孔研究模型如圖 5所示。由于發(fā)射的水下航行器主體最大直徑為118 mm， 預(yù)期設(shè)計(jì)發(fā)射裝置發(fā)射筒直徑135 mm，考慮到實(shí)際設(shè)計(jì)范圍， 這里選取 130 mm、135 mm、140 mm、145 mm和150 mm 5組發(fā)射筒內(nèi)徑作為研究對(duì)象， 同時(shí)設(shè)置 1組無(wú)筒壁的發(fā)射裝置作為發(fā)射筒內(nèi)徑無(wú)窮大的極限設(shè)計(jì)參照。

圖5　內(nèi)徑135 mm發(fā)射裝置模型圖Fig. 5　Launcher model with inner diameter of 135 mm

為研究發(fā)射裝置發(fā)射筒內(nèi)徑對(duì)內(nèi)彈道的影響，須保證裝置其他參數(shù)盡量一致， 選取模型的其他參數(shù)見(jiàn)表 1。選取活塞物理尺寸一致， 減少活塞的影響， 同時(shí)選取發(fā)射裝置底部全開(kāi)以保證補(bǔ)水充足。

2.2數(shù)值仿真結(jié)果與分析

針對(duì)上述選取的發(fā)射裝置， 對(duì)應(yīng)的數(shù)值仿真速度場(chǎng)如圖6所示。圖6給出了0.06 s航行器與活塞分離后的 6組模型的速度場(chǎng)云圖， 其中（a）D=130 mm； （b） D=135 mm； （c） D=140 mm； （d）D=145 mm； （e） D= 150 mm； （f） D=無(wú)窮。由速度場(chǎng)云圖可見(jiàn)， 隨著發(fā)射筒內(nèi)徑變小， 航行器尾部流體顏色加深， 即流體速度變大， 壓力變小， 從而航行器前后壓力差越大， 所受到的阻力也越大。這些流場(chǎng)特性與實(shí)際情況相符， 證明文中數(shù)值仿真結(jié)果是可靠的， 相應(yīng)地給出速度與位移的時(shí)歷曲線見(jiàn)圖7。由圖 7的速度曲線可見(jiàn)， 隨著發(fā)射筒內(nèi)徑變小，航行器速度增加越慢， 而衰減卻越快， 這表明航行器在加速以及減速運(yùn)動(dòng) 2個(gè)階段所受的阻力均增加。由圖8的位移曲線可見(jiàn)， 隨著發(fā)射筒內(nèi)徑的減小， 出筒時(shí)間增加， 當(dāng)發(fā)射筒內(nèi)徑減小至一定程度后， 出筒時(shí)間增加迅速， 甚至無(wú)法出筒。

表1　不同發(fā)射筒內(nèi)徑模型相同參數(shù)Table 1　The same parameters of models with different tube inner diameter model

圖 6　t=0.06 s時(shí)不同內(nèi)徑發(fā)射裝置速度云圖Fig. 6　Velocity contour of launchers with different inner diameters when t=0.06 s

圖7　不同發(fā)射筒內(nèi)徑模型速度曲線Fig. 7　Velocity-time curves of models with different tube′s inner diameters

圖8　不同發(fā)射筒內(nèi)徑模型位移曲線Fig. 8　Displacement-time curves of models with different tube′s inner diameters

表2給出了不同儲(chǔ)能筒開(kāi)孔模型下的出筒速度時(shí)間表。其中， 無(wú)因次的內(nèi)徑為發(fā)射筒內(nèi)徑 D與航行器主體最大直徑Dm的比值。由表可見(jiàn)， 當(dāng)發(fā)射筒內(nèi)徑為130 mm時(shí)， 增加5 m內(nèi)徑能將出筒速度提高145%， 而同樣的內(nèi)徑增量在145 mm內(nèi)徑時(shí)航行器出筒效率僅能提高 14%， 可見(jiàn)發(fā)射筒內(nèi)徑的影響隨著內(nèi)徑的增加而減弱。

由表2數(shù)據(jù)作圖， 并將數(shù)據(jù)點(diǎn)采用B樣條曲線擬合如圖9所示。其中橫坐標(biāo)為無(wú)因次內(nèi)徑， 縱坐標(biāo)為出筒效率。出筒時(shí)間與出筒速度均隨無(wú)因次開(kāi)孔直徑約呈雙曲型變化規(guī)律， 隨著發(fā)射筒內(nèi)徑的增大， 出筒時(shí)間與出筒速度緩慢趨于穩(wěn)定。

表2　不同發(fā)射筒內(nèi)徑模型計(jì)算出筒效率Table 2　Calculated out-tube efficiency of models with different tube′s inner diameters

圖9　不同發(fā)射筒內(nèi)徑模型出筒效率數(shù)據(jù)擬合圖Fig. 9　Data fitting curves of out-tube efficiency of models with different tube inner diameters

3　結(jié)束語(yǔ)

文中針對(duì)水下航行器發(fā)射裝置發(fā)射航行器出筒過(guò)程， 建模時(shí)考慮了流場(chǎng)中活塞與航行器的耦合作用， 使計(jì)算結(jié)果更為真實(shí)可信。同時(shí)采用了多對(duì)多的交界面技術(shù)， 僅需采用滑移以及層鋪的動(dòng)網(wǎng)格即可完成數(shù)值仿真， 保證了物體運(yùn)動(dòng)時(shí)網(wǎng)格的質(zhì)量。另外， 對(duì)彈射式水下發(fā)射裝置內(nèi)徑的影響進(jìn)行了相應(yīng)研究， 并將內(nèi)徑無(wú)因次化， 使結(jié)果具有普遍性， 為彈射式水下航行器發(fā)射裝置的研究設(shè)計(jì)提供了參考。

文中在研究發(fā)射筒內(nèi)徑時(shí)， 僅考慮了活塞的幾何尺寸不變， 并未對(duì)保證活塞端面透水面積或透水面積比例一定的情況下進(jìn)行發(fā)射筒內(nèi)徑的研究。這些因素必然會(huì)使無(wú)因次內(nèi)徑對(duì)出筒效率的影響曲線產(chǎn)生變動(dòng)， 因此， 相關(guān)因素變化后的影響仍然有待后續(xù)進(jìn)一步探討。

［1］ 朱清浩， 宋汝剛. 美國(guó)潛艇魚(yú)雷發(fā)射裝置使用方式初探［J］. 魚(yú)雷技術(shù)， 2012， 20（3）: 215-219. Zhu Qing-hao， Song Ru-gang. Preliminary Exploration on Launch Modes of U.S. Submarine Torpedo Launchers［J］. Torpedo Technology， 2012， 20（3）: 215-219.

［2］ 魏勇， 逄洪照， 趙祚德. 水壓平衡式魚(yú)雷發(fā)射裝置氣缸活塞行程對(duì)魚(yú)雷內(nèi)彈道的影響［J］. 火力與指揮控制， 2013， 38（11）: 137-140. Wei Yong， Pang Hong-zhao， Zhao Zuo-de. Impact Research on Torpedo Internal Ballistic for Cylinder Piston Effective Stroke of Hydraulic Equalized Torpedo Launcher［J］. Fire Control&Command Control， 2013， 38（11）: 137-140.

［3］ 魏勇， 逄洪照. 基于蒙特卡洛法的發(fā)射管內(nèi)彈道參數(shù)分布的研究［J］. 魚(yú)雷技術(shù)， 2006， 14（1）: 31-34. Wei Yong， Pang Hong-zhao. In-tube Ballistic Parameters Distribution Based on Monte Carlo Method［J］. Torpedo Technology， 2006， 14（1）: 31-34.

［4］ 練永慶， 任德奎， 李宗吉， 等. 彈性發(fā)射水艙對(duì)潛艇魚(yú)雷發(fā)射內(nèi)彈道的影響［J］. 彈道學(xué)報(bào)， 2013， 25（1）: 77-80. Lian Yong-qing， Ren De-kui， Li Zong-ji， et al. Influence of Elastic Launching Tank on Interior Ballistics of Torpedo Launched from Submarine［J］. Journal of Ballistics，2013， 25（1）: 77-80.

［5］ 鄒廣寶. 活塞式垂直彈射系統(tǒng)內(nèi)彈道性能研究［C］//中國(guó)宇航學(xué)會(huì)導(dǎo)彈航天器發(fā)射技術(shù)研討會(huì). 安徽: 中國(guó)宇航學(xué)會(huì)， 1998.

［6］ 謝偉， 王漢平. 提拉式彈射內(nèi)彈道特性的影響因素分析［J］. 固體火箭技術(shù)， 2016， 39（1）: 146-150. Xie Wei， Wang Han-ping， Influential Factors Analysis on Interior Ballistic Performance of Lift-draw Ejecting Device［J］. Journal of Solid Rocket Technology， 2016， 39（1）: 146-150.

［7］ 田兵， 王樹(shù)宗， 練永慶. 液壓蓄能式魚(yú)雷發(fā)射裝置內(nèi)彈道建模與仿真［J］. 魚(yú)雷技術(shù)， 2011， 19（1）: 68-71. Tian Bing， Wang Shu-zong， Lian Yong-qing. Inner Trajectory Modeling and Simulation of Hydraulic Energy Accumulated Torpedo Launcher［J］. Torpedo Technology，2011， 19（1）: 68-71.

［8］ 胡柏順， 穆連運(yùn)， 趙祚德. 潛艇水壓平衡式發(fā)射裝置內(nèi)彈道仿真建模［J］. 艦船科學(xué)技術(shù)， 2011， 33（7）: 90-93. Hu Bai-shun， Mu Lian-yun， Zhao Zuo-de. Simulation and Model of Submarine Hydraulic and Balanceable Launching Equipment Inside Trajectory［J］. Ship Science & Technology， 2011， 33（7）: 90-93

［9］ 張孝芳， 胡坤， 由文立. 液壓平衡式水下魚(yú)雷發(fā)射系統(tǒng)活塞緩沖特性數(shù)值仿真［J］. 兵工學(xué)報(bào)， 2011， 32（9）: 1089-1093. Zhang Xiao-fang， Hu Kun， You Wen-li. Numerical Simulation on Piston Buffering Characteristics of Pressure-balanced Underwater Torpedo Launch System［J］. Acta Armamentarii，2011， 32（9）: 1089-1093.

［10］ 丁源， 王清. ANSYS ICEM CFD 從入門(mén)到精通［M］. 清華大學(xué)出版社， 2013.

（責(zé)任編輯: 許妍）

Influence of Tube′s Inner Diameter on Interior Trajectory for Underwater Vehicle Ejection Launcher

MA Hui
（The 726 Research Institute， China Shipbuilding Industry Corporation， Shanghai 201108， China）

To balance launch efficiency and size of an underwater vehicle launcher and design proper inner diameter of the launching tube， the many-to-many interface scheme is adopt to overcome the simulation difficulty of gapless slipping between the walls with holes， and a simulation model for solving coupled unsteady flow field， piston and vehicle movement is built. Interior trajectory simulation with different tube′s inner diameters is accomplished by secondary development in software Fluent， and the calculated flow fields as well as the movement time history curve are analyzed. Simulation results reveal that the inner diameter of the tube shows obviously positive correlation with the launching efficiency within a certain scope， while the influence of the inner diameter gradually weakens as the inner diameter increases， and finally the out-tube efficiency tends to be stable. It is concluded that the simulation of underwater vehicle launcher based on many-to-many scheme is reliable， and may be applied to design of underwater vehicle ejection launcher.

underwater vehicle launcher； ejection mode； interior trajectory； many-to-many interface scheme

TJ 635； O315

A

1673-1948（2016）05-0396-05

10.11993/j.issn.1673-1948.2016.05.015

2016-07-28；

2016-08-25.

馬 輝（1978-）， 女， 工程師， 主要從事水下總體技術(shù)及流體計(jì)算.