多級(jí)活塞缸式發(fā)射裝置結(jié)構(gòu)安全性分析

孟 艷,王 璽,郭錦炎,吳新躍,杭立杰

(北京航天發(fā)射技術(shù)研究所,北京 100076)

冷發(fā)射技術(shù)是重載導(dǎo)彈武器系統(tǒng)發(fā)射的重要技術(shù)之一,在大量型號(hào)中得到了應(yīng)用。傳統(tǒng)冷發(fā)射技術(shù)由發(fā)射筒、適配器、動(dòng)力裝置等主要部件組成,利用動(dòng)力裝置產(chǎn)生的燃?xì)庵苯油苿?dòng)導(dǎo)彈在發(fā)射筒內(nèi)運(yùn)動(dòng),具有技術(shù)成熟、彈道穩(wěn)定、導(dǎo)彈姿態(tài)控制精度高等優(yōu)點(diǎn),但也存在裝填過(guò)程緩慢,兼容性差等一些不利于實(shí)戰(zhàn)化的問(wèn)題。多級(jí)活塞缸式發(fā)射裝置是一種利用燃?xì)鈩?dòng)力推動(dòng)多級(jí)活塞缸伸長(zhǎng),進(jìn)而間接推動(dòng)導(dǎo)彈運(yùn)動(dòng)的新型冷發(fā)射技術(shù)[1],具有免裝填、低過(guò)載、可兼容多型導(dǎo)彈等優(yōu)點(diǎn)[2]。

在冷發(fā)射安全性分析方面,國(guó)內(nèi)外針對(duì)不同類型的發(fā)射系統(tǒng)開(kāi)展過(guò)大量研究,殷增振等[3]分析了車載導(dǎo)彈發(fā)射系統(tǒng)的柔體構(gòu)件變形對(duì)發(fā)射筒振動(dòng)和導(dǎo)彈出筒姿態(tài)的影響;高星斗等[4]建立了車載導(dǎo)彈傾斜發(fā)射系統(tǒng)的剛?cè)狁詈蟿?dòng)力學(xué)模型,獲得了導(dǎo)彈初始擾動(dòng)的各影響因子;康甜等[5]采用理論方法針對(duì)某艦載傾斜發(fā)射導(dǎo)彈進(jìn)行了計(jì)算,仿真分析了發(fā)射臂振動(dòng)、推力偏心、導(dǎo)軌不平、艦船運(yùn)動(dòng)等干擾因素對(duì)初始擾動(dòng)的影響,并進(jìn)行了5 000 次數(shù)值打靶統(tǒng)計(jì)分析;趙克轉(zhuǎn)等[6]利用機(jī)電液聯(lián)合虛擬樣機(jī)技術(shù),研究了主動(dòng)控制懸架發(fā)射車在行進(jìn)中發(fā)射導(dǎo)彈時(shí)系統(tǒng)的動(dòng)力學(xué)特性,獲得了車體振動(dòng)、發(fā)射裝置隨機(jī)響應(yīng)和導(dǎo)彈運(yùn)動(dòng)特性的動(dòng)態(tài)數(shù)據(jù)。

對(duì)于多級(jí)活塞缸式發(fā)射裝置的分析多集中于發(fā)射內(nèi)彈道的分析,缺少對(duì)發(fā)射裝置結(jié)構(gòu)安全性的分析討論。仝建祿等[2]采用經(jīng)典內(nèi)彈道和氣體動(dòng)力學(xué)理論建立了二級(jí)活塞缸式彈射機(jī)構(gòu)的數(shù)值仿真模型;江坤等[1]采用集總參數(shù)法建立了多級(jí)活塞缸式發(fā)射裝置的內(nèi)彈道模型,并利用四階龍格-庫(kù)塔法進(jìn)行了求解;唐垚等[7]基于計(jì)算流體力學(xué)方法,對(duì)多級(jí)活塞缸彈射過(guò)程進(jìn)行了數(shù)值仿真,并對(duì)比了傳統(tǒng)發(fā)射筒式彈射和多級(jí)活塞缸式彈射的仿真結(jié)果,發(fā)現(xiàn)在相同初始條件下,采用發(fā)射筒燃?xì)鈴椛涞膶?dǎo)彈的運(yùn)動(dòng)加速度和速度均大于多級(jí)活塞缸式彈射。

本文對(duì)多級(jí)活塞缸式發(fā)射裝置的運(yùn)動(dòng)過(guò)程進(jìn)行了理論分析,并對(duì)多級(jí)活塞缸式發(fā)射裝置的緩沖吸能需求進(jìn)行了定性分析,最后分析了不同影響因素對(duì)多模塊活塞缸式發(fā)射裝置導(dǎo)彈離臺(tái)姿態(tài)的影響規(guī)律,為開(kāi)展多級(jí)活塞缸式發(fā)射裝置的設(shè)計(jì)和關(guān)鍵指標(biāo)控制提供了依據(jù)。

1 發(fā)射裝置原理介紹

多級(jí)活塞缸式發(fā)射裝置主要是由運(yùn)動(dòng)平臺(tái)(可選)、缸體、緩沖材料、動(dòng)力裝置等組成,原理示意圖如圖1所示。動(dòng)力裝置產(chǎn)生的高溫燃?xì)馔苿?dòng)各級(jí)活塞缸沿著活塞裝置的軸線運(yùn)動(dòng),進(jìn)而推動(dòng)頂端的導(dǎo)彈運(yùn)動(dòng)。基于內(nèi)彈道仿真分析結(jié)果,在多級(jí)活塞缸式發(fā)射裝置的彈射過(guò)程中,低壓室內(nèi)壓強(qiáng)分布較為均勻,溫度接近燃?xì)饪倻?熱環(huán)境較為惡劣,但活塞缸裝置的密封性保證了裝置之外的熱環(huán)境較為溫和,降低了對(duì)彈上裝置的熱影響;隨著活塞缸逐級(jí)展開(kāi),導(dǎo)彈運(yùn)動(dòng)的加速度呈階躍式下降[7],為了降低換級(jí)過(guò)程對(duì)導(dǎo)彈的振動(dòng)沖擊,在各級(jí)活塞缸之間需要設(shè)置緩沖材料;多級(jí)活塞缸式發(fā)射裝置做功方式為分段、不連續(xù)做功,隨段數(shù)和活塞質(zhì)量增加,活塞推彈時(shí)間減少,做功效率降低[1],為增加彈射能力,可采用多個(gè)模塊并聯(lián),通過(guò)運(yùn)動(dòng)平臺(tái)推動(dòng)導(dǎo)彈運(yùn)動(dòng),如圖2所示。

圖1 多級(jí)活塞缸工作原理示意圖

圖2 多級(jí)活塞筒模塊分布

根據(jù)多級(jí)活塞缸式發(fā)射裝置的工作原理,在進(jìn)行結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)時(shí)需要考慮的重點(diǎn)包括:①多級(jí)活塞缸的伸出順序穩(wěn)定,不亂缸;②多級(jí)活塞缸之間換級(jí)緩沖吸能良好,不發(fā)生劇烈碰撞;③多級(jí)缸推動(dòng)的導(dǎo)彈離臺(tái)姿態(tài)穩(wěn)定、可控。

下面分別對(duì)這些內(nèi)容進(jìn)行分析和討論。

2 發(fā)射裝置運(yùn)動(dòng)分析

多級(jí)活塞缸式發(fā)射裝置的運(yùn)動(dòng)過(guò)程與多級(jí)液壓缸類似,根據(jù)文獻(xiàn)[8-9]的多級(jí)液壓缸理論,保證多級(jí)缸各級(jí)按級(jí)伸出或縮回的關(guān)鍵在于保證各級(jí)活塞面積滿足一定的幾何關(guān)系;根據(jù)文獻(xiàn)[10]的分析結(jié)果:油缸的工作壓力越大越不易亂筒,面積差別越大越不易亂筒,摩擦力差值越小越不易亂筒。

多級(jí)活塞缸式發(fā)射裝置中各級(jí)活塞缸和導(dǎo)彈的運(yùn)動(dòng)為軸向一維運(yùn)動(dòng),導(dǎo)彈在軸向上受到多級(jí)缸推力和重力作用,忽略摩擦等阻力的影響,由牛頓第二定律可得到多級(jí)活塞缸的運(yùn)動(dòng)方程為

(1)

式中:Sn為第n級(jí)缸筒運(yùn)動(dòng)過(guò)程中燃?xì)馔苿?dòng)的有效面積,p為燃?xì)鈮毫?mD為導(dǎo)彈的質(zhì)量,mi為各級(jí)缸筒的質(zhì)量,g為重力加速度,a為導(dǎo)彈的運(yùn)動(dòng)加速度。

假設(shè)多級(jí)活塞缸的幾何結(jié)構(gòu)如圖3所示,各級(jí)活塞缸的編號(hào)由半徑最小一級(jí)到最大一級(jí)依次為1到N,各級(jí)活塞缸的質(zhì)量為mj,各級(jí)活塞缸的受推半徑為Rj,各級(jí)活塞缸的翻邊寬度為bj,各級(jí)活塞缸的長(zhǎng)度為L(zhǎng)j,各級(jí)活塞缸的缸筒厚度為δj。考慮一般情況,各級(jí)缸筒的長(zhǎng)度一致,其質(zhì)量與受推半徑、翻邊寬度和缸筒厚度的關(guān)系近似為

(2)

式中:ρ為缸筒材料密度。

圖3 多級(jí)活塞缸幾何結(jié)構(gòu)示意圖

多級(jí)活塞缸在燃?xì)鈮毫Φ淖饔孟逻\(yùn)動(dòng),同時(shí)推動(dòng)導(dǎo)彈,若只有最內(nèi)一級(jí)活塞缸推動(dòng)導(dǎo)彈,則初始時(shí)刻各級(jí)缸筒的加速度分別為

(3)

將式(2)代入式(3),可得:

aj=bjph/(ρδjL), 2≤j≤N

(4)

在不滿足上述條件時(shí),多級(jí)活塞缸發(fā)射裝置各級(jí)缸筒的加速度存在關(guān)系aj≥a1(2≤j≤N),但是一般在發(fā)射裝置的頂端設(shè)置運(yùn)動(dòng)平臺(tái),運(yùn)動(dòng)平臺(tái)與最內(nèi)一級(jí)缸筒頂端連接,運(yùn)動(dòng)平臺(tái)的半徑較大,各級(jí)缸筒向上運(yùn)動(dòng)時(shí)受到運(yùn)動(dòng)平臺(tái)的約束,只能與最內(nèi)一級(jí)缸筒共同運(yùn)動(dòng),在運(yùn)動(dòng)到達(dá)限位后逐級(jí)停止,直到最內(nèi)一級(jí)運(yùn)動(dòng)到達(dá)限位。

通過(guò)上述分析表明,多級(jí)活塞缸推動(dòng)導(dǎo)彈的運(yùn)動(dòng)通常是由各級(jí)缸筒同步推動(dòng)導(dǎo)彈運(yùn)動(dòng)開(kāi)始的,然后隨著緩沖限位按照半徑由大到小的順序依次運(yùn)動(dòng)到位,當(dāng)最內(nèi)一級(jí)缸筒運(yùn)動(dòng)到位后,導(dǎo)彈在慣性作用下繼續(xù)運(yùn)動(dòng),完成整個(gè)彈射過(guò)程。

3 發(fā)射裝置緩沖吸能需求分析

通過(guò)對(duì)多級(jí)活塞缸式發(fā)射裝置的運(yùn)動(dòng)過(guò)程進(jìn)行分析,發(fā)現(xiàn)多級(jí)活塞缸在高溫燃?xì)獾耐苿?dòng)下存在2種運(yùn)動(dòng)模式:①各級(jí)缸筒按照半徑從小到大順序伸出到位;②各級(jí)缸筒按照半徑從大到小順序伸出到位。在第1種運(yùn)動(dòng)模式下,每一級(jí)缸筒運(yùn)動(dòng)到限位時(shí),只有該級(jí)缸筒與下一級(jí)缸筒之間存在碰撞,緩沖吸能的要求較低;而在第2種運(yùn)動(dòng)模式下,每一級(jí)缸筒運(yùn)動(dòng)到限位時(shí)都會(huì)對(duì)之前已經(jīng)到位的缸筒產(chǎn)生沖擊,對(duì)緩沖吸能的要求較高。

常用的碰撞緩沖吸能裝置有液壓緩沖吸能裝置、彈性緩沖吸能裝置和塑性緩沖吸能裝置等,其中液壓緩沖吸能裝置一般通過(guò)油液的耗散作用將沖擊能量消耗掉;彈性緩沖吸能裝置一般采用橡膠、塑料等材料,通過(guò)其黏彈性變形將沖擊能量消耗掉;而塑性緩沖吸能裝置一般采用薄壁金屬結(jié)構(gòu),通過(guò)其塑性變形將沖擊能量消耗掉[11]。多級(jí)活塞缸式發(fā)射裝置的熱環(huán)境惡劣、緩沖吸能空間狹小,不適合采用液壓緩沖吸能裝置和彈性緩沖吸能裝置,只能采用塑性緩沖吸能裝置。理想塑性緩沖吸能裝置的力學(xué)特性曲線如圖4所示。圖中,P為載荷,E為變形。圖4中曲線表明理想塑性緩沖吸能裝置具有較短的彈性變形階段,能夠迅速進(jìn)入有效吸能的塑性變形階段,且塑性變形階段的載荷穩(wěn)定、持續(xù)較長(zhǎng),能夠在有效降低沖擊載荷的前提下充分吸收沖擊能量。

圖4 塑性吸能裝置的理想力學(xué)特性曲線

4 導(dǎo)彈離臺(tái)姿態(tài)影響因素分析

可依據(jù)導(dǎo)彈規(guī)模和質(zhì)量特性設(shè)計(jì)多級(jí)活塞缸裝置的組數(shù)以及活塞缸的級(jí)數(shù)。多組多級(jí)活塞缸式發(fā)射裝置聯(lián)通高壓燃?xì)?高壓燃?xì)庖来瓮苿?dòng)各級(jí)氣缸運(yùn)動(dòng),共同為導(dǎo)彈提供運(yùn)動(dòng)速度,保證離臺(tái)平穩(wěn)。從動(dòng)力學(xué)理論上看,結(jié)構(gòu)質(zhì)量特性偏差、結(jié)構(gòu)裝配姿態(tài)偏差、燃?xì)鈩?dòng)力偏差、緩沖材料特性偏差等因素均會(huì)影響導(dǎo)彈離臺(tái)動(dòng)力學(xué)響應(yīng)。以文獻(xiàn)[7]中所展示的發(fā)射系統(tǒng)為例,其發(fā)射裝置采用4組多級(jí)活塞缸模塊,每組含10級(jí)活塞缸。針對(duì)上述因素采用有限元仿真分析方法進(jìn)行定量分析。

4.1 仿真建模方法

有限元模型采用ABAQUS軟件建立,主要包含導(dǎo)彈、運(yùn)動(dòng)平臺(tái)、4個(gè)多級(jí)活塞缸模塊和底板,多級(jí)活塞缸模塊頂部與運(yùn)動(dòng)平臺(tái)連接,運(yùn)動(dòng)平臺(tái)上表面與導(dǎo)彈尾部設(shè)置接觸;模型中暫未包含緩沖裝置,各級(jí)活塞缸之間設(shè)置移動(dòng)副,限制移動(dòng)位移;載荷包括重力和高溫燃?xì)鈨?nèi)壓,內(nèi)壓采用文獻(xiàn)[7]內(nèi)彈道分析結(jié)果,如圖5所示,加載在各級(jí)活塞缸上。多級(jí)活塞缸彈射系統(tǒng)有限元模型如圖6所示。

采用顯式動(dòng)力學(xué)方法求解動(dòng)力學(xué)仿真模型,獲得理想的、不包含偏差的彈射動(dòng)力學(xué)響應(yīng),導(dǎo)彈理想的加速度、速度和位移曲線如圖7所示,圖中鋸齒狀波形是由于每一級(jí)推桿到位后拉動(dòng)下一級(jí)推桿時(shí)質(zhì)量發(fā)生突變?cè)斐傻摹Ｔ谠O(shè)定內(nèi)壓的作用下,導(dǎo)彈的加速度先迅速增加然后逐漸減小,加速度峰值出現(xiàn)在所有活塞缸都未到位時(shí),最大加速度約為42.2 m/s2;導(dǎo)彈運(yùn)動(dòng)到脫離多級(jí)活塞缸模塊時(shí)的速度約為21.2 m/s,運(yùn)動(dòng)距離約為10.7 m。

圖6 多級(jí)推桿彈射系統(tǒng)模型

圖7 理想狀態(tài)下導(dǎo)彈彈射動(dòng)力學(xué)響應(yīng)

4.2 結(jié)構(gòu)質(zhì)量特性偏差

考慮導(dǎo)彈質(zhì)心橫向偏移,即考慮導(dǎo)彈的質(zhì)心偏離多級(jí)活塞缸發(fā)射裝置的中心線,不考慮其他偏差。通過(guò)調(diào)整有限元模型中導(dǎo)彈的質(zhì)心橫向坐標(biāo),使其質(zhì)心偏離多級(jí)活塞缸發(fā)射裝置的中心線,偏離量由設(shè)計(jì)允許最大值確定,仿真得到導(dǎo)彈的彈射動(dòng)力學(xué)響應(yīng),對(duì)比質(zhì)心偏差工況與理想工況的導(dǎo)彈加速度曲線,如圖8所示?？梢钥闯?導(dǎo)彈的加速度基本無(wú)變化;導(dǎo)彈離臺(tái)時(shí)刻的橫向位移云圖如圖9所示,其頭部與尾部橫向位移差約為10 mm,可見(jiàn)導(dǎo)彈的質(zhì)心橫向偏移會(huì)影響導(dǎo)彈的離臺(tái)姿態(tài),但影響幅度很小。

圖8 質(zhì)心偏差工況導(dǎo)彈加速度對(duì)比

圖9 質(zhì)心偏差工況導(dǎo)彈橫向位移云圖(單位:m)

4.3 結(jié)構(gòu)裝配姿態(tài)偏差

考慮結(jié)構(gòu)裝配姿態(tài)偏差,即考慮整個(gè)發(fā)射裝置初始安裝位置偏斜,不考慮其他偏差。調(diào)整有限元模型中整個(gè)裝配模型的傾角,使其偏斜一定的角度,偏斜量由設(shè)計(jì)允許最大值確定,仿真得到導(dǎo)彈的彈射動(dòng)力學(xué)響應(yīng),對(duì)比姿態(tài)偏差工況與理想工況的導(dǎo)彈加速度曲線,如圖10所示。

圖10 姿態(tài)偏差工況導(dǎo)彈加速度對(duì)比

可以看出,導(dǎo)彈的加速度基本無(wú)變化;導(dǎo)彈離臺(tái)時(shí)刻的橫向位移云圖如圖11所示,其頭部與尾部橫向位移差約為100 mm,可見(jiàn)結(jié)構(gòu)裝配姿態(tài)偏差會(huì)影響導(dǎo)彈的離臺(tái)姿態(tài),且影響幅度較大。

圖11 姿態(tài)偏差工況導(dǎo)彈橫向位移云圖(單位:m)

4.4 燃?xì)鈩?dòng)力偏差

考慮由于摩擦、內(nèi)壓不均等因素導(dǎo)致的各個(gè)模塊之間的載荷偏差、導(dǎo)彈無(wú)質(zhì)心偏差及初始安裝位置偏差。通過(guò)調(diào)整各個(gè)多級(jí)活塞缸模塊上加載的內(nèi)壓數(shù)值,將其中一個(gè)模塊的內(nèi)壓降低5%,仿真得到導(dǎo)彈的彈射動(dòng)力學(xué)響應(yīng),對(duì)比燃?xì)鈩?dòng)力偏差工況與理想工況的導(dǎo)彈加速度曲線,如圖12所示,可以看出,導(dǎo)彈的加速度曲線較理論曲線都略有延遲,加速度值也略有下降;導(dǎo)彈離臺(tái)時(shí)刻的橫向位移云圖如圖13所示,其頭部與尾部橫向位移差基本為0,可見(jiàn)各個(gè)多級(jí)缸活塞模塊燃?xì)鈩?dòng)力偏差基本不會(huì)影響導(dǎo)彈的離臺(tái)姿態(tài)。

圖12 燃?xì)鈩?dòng)力偏差工況導(dǎo)彈加速度對(duì)比

圖13 燃?xì)鈩?dòng)力偏差工況導(dǎo)彈橫向位移云圖(單位:m)

4.5 緩沖材料特性偏差

考慮由于變形不均等因素導(dǎo)致的各個(gè)模塊之間的運(yùn)動(dòng)行程偏差、導(dǎo)彈無(wú)質(zhì)心偏差及初始安裝位置偏差。通過(guò)調(diào)整各個(gè)多級(jí)活塞缸模塊上的移動(dòng)副限位,將其中一個(gè)模塊的運(yùn)動(dòng)行程降低5%,仿真得到導(dǎo)彈的彈射動(dòng)力學(xué)響應(yīng),對(duì)比緩沖偏差工況與理想工況的導(dǎo)彈加速度曲線,如圖14所示。

圖14 緩沖偏差工況導(dǎo)彈加速度對(duì)比

可以看出,導(dǎo)彈的加速度曲線與理論曲線的階梯變化時(shí)刻相同,但加速度值略有下降;導(dǎo)彈離臺(tái)時(shí)刻的橫向位移云圖,如圖15所示,其頭部與尾部橫向位移差基本為0,可見(jiàn)各個(gè)多級(jí)缸活塞模塊的緩沖偏差基本不會(huì)影響導(dǎo)彈的離臺(tái)姿態(tài)。

圖15 緩沖偏差工況導(dǎo)彈橫向位移云圖(單位:m)

5 結(jié)束語(yǔ)

本文分析了多級(jí)活塞缸式發(fā)射裝置的運(yùn)動(dòng)規(guī)律和多模塊發(fā)射裝置中偏差因素對(duì)導(dǎo)彈離臺(tái)姿態(tài)的影響規(guī)律,得到了以下結(jié)論:

①多級(jí)活塞缸式發(fā)射裝置的運(yùn)動(dòng)規(guī)律由各級(jí)缸筒的幾何參數(shù)和被推動(dòng)導(dǎo)彈的質(zhì)量參數(shù)決定,一般是由各級(jí)缸筒同步推動(dòng)導(dǎo)彈運(yùn)動(dòng)開(kāi)始,然后隨著緩沖限位按照半徑由大到小的順序依次運(yùn)動(dòng)到位;

②多級(jí)活塞缸式發(fā)射裝置對(duì)緩沖吸能的需求較高,只有塑性緩沖吸能裝置才能滿足;

③對(duì)于多模塊的多級(jí)活塞缸式發(fā)射裝置而言,結(jié)構(gòu)質(zhì)量特性偏差、裝配姿態(tài)偏差對(duì)導(dǎo)彈的離臺(tái)姿態(tài)有影響,需要嚴(yán)格限制偏差幅度;燃?xì)鈩?dòng)力偏差、緩沖材料特性偏差對(duì)導(dǎo)彈的離臺(tái)姿態(tài)基本無(wú)影響,在一定的偏差幅度范圍內(nèi)導(dǎo)彈都能保持平穩(wěn)。