基于粒子法的柔性氣缸導(dǎo)彈彈射數(shù)值仿真

趙振,姜毅,劉相新,李玉龍,嚴松

(1.北京理工大學(xué) 宇航學(xué)院,北京 100081;2.96901部隊,北京 100094)

0 引言

在自力發(fā)射過程中,導(dǎo)彈的發(fā)動機尾焰會對發(fā)射裝置施加高溫的熱載荷和高速的射流沖擊載荷,導(dǎo)致發(fā)射裝置失效或損傷,故衍生出導(dǎo)彈在發(fā)射初期采用冷發(fā)射方式進行導(dǎo)彈彈射。例如美國的UGM-27C彈道導(dǎo)彈就采用冷發(fā)射的方式,通過燃氣蒸汽彈射或者壓縮空氣彈射的方式從發(fā)射筒彈射入空,隨后發(fā)動機在空中進行點火工作。

現(xiàn)有的冷發(fā)射方式通常包括燃燒式彈射、燃氣蒸汽式彈射、壓縮空氣式彈射、液壓式彈射、提拉式彈射和電磁彈射等。例如北京理工大學(xué)楊珺凡等研究的水下燃氣蒸汽式彈射機構(gòu)、西北工業(yè)大學(xué)李德庚等研究的壓縮空氣式彈射機構(gòu)、昆明精密機械研究所馬翔等研究的攻擊型水下無人航行器用液壓式彈射機構(gòu)、南京理工大學(xué)姚琳等研究的提拉式彈射機構(gòu)、火箭軍工程大學(xué)藺志強等和張強研究的導(dǎo)彈電磁彈射等,均屬于現(xiàn)有的傳統(tǒng)彈射方式和彈射機構(gòu)。傳統(tǒng)的燃氣式彈射和燃氣蒸汽式彈射的技術(shù)成熟、能量高、發(fā)射方便,但也存在發(fā)射陣地隱蔽性差、對于發(fā)射裝置的熱載荷防護要求高、噪聲大、二次燃燒對于內(nèi)彈道影響大等不足?，F(xiàn)有的壓縮空氣式彈射一般以剛性氣缸或活塞缸為約束器件,通過壓縮氣體推動活塞做功,實現(xiàn)彈射運動過程,其彈射過程中溫度低、對結(jié)構(gòu)的載荷小,但存在氣缸結(jié)構(gòu)工藝復(fù)雜、精度要求高、設(shè)備笨重、運輸成本高等問題。傳統(tǒng)的液壓式彈射、提拉式彈射和電磁彈射等也存在設(shè)備制造成本高、質(zhì)量大、機動性能差等諸多問題。

綜上所述,根據(jù)現(xiàn)有彈射機構(gòu)的問題與不足,研究柔性氣缸導(dǎo)彈彈射方式和彈射系統(tǒng),可在一定程度上彌補現(xiàn)有彈射機構(gòu)的諸多不足。柔性氣缸導(dǎo)彈彈射系統(tǒng)是采用壓縮氣體類或超臨界二氧化碳等低溫或常溫工質(zhì)作為能量元,將柔性氣缸結(jié)構(gòu)作為約束器件,從發(fā)射裝置推動導(dǎo)彈運動至指定高度,彈射過程結(jié)束后再進行發(fā)動機點火升空。完成整個彈射過程后,排出柔性氣缸內(nèi)部氣體,準備下次彈射任務(wù)使用。

相對于燃氣式彈射方式和燃氣蒸汽式彈射方式,柔性氣缸導(dǎo)彈彈射系統(tǒng)的工作過程對于內(nèi)彈道的污染小,隱蔽無光,對發(fā)射裝置的熱防護要求低。在充氣做功過程中,柔性氣缸結(jié)構(gòu)和壓縮氣體等能量元的耦合作用可使能量輸出平緩,可控性能好,發(fā)射過載穩(wěn)定。相對于傳統(tǒng)的各彈射機構(gòu),柔性氣缸導(dǎo)彈彈射系統(tǒng)的質(zhì)量小、密度低、工作噪聲小、生存能力高,對于裝備輕量化的要求效果顯著?；谌嵝詺飧讓?dǎo)彈彈射系統(tǒng)在發(fā)射任務(wù)中對內(nèi)彈道影響小、有很高的可重復(fù)使用能力等特性,此系統(tǒng)是現(xiàn)代彈射發(fā)射武器裝備的一種可靠發(fā)展方向。柔性氣缸導(dǎo)彈彈射系統(tǒng)的性能挖掘和預(yù)研工作,對于裝備發(fā)展和工程實施具有重要的工程和科學(xué)意義。

西南交通大學(xué)柳鐘彬等在2017年曾對列車彈射中的非爆破柔性氣缸彈射器進行過初步研究,但目前對于柔性氣缸導(dǎo)彈彈射領(lǐng)域的研究非常少?；诂F(xiàn)有狀況,本文從柔性氣缸導(dǎo)彈彈射方式的工作原理和結(jié)構(gòu)特性出發(fā),研究其導(dǎo)彈發(fā)射過程中的動力學(xué)響應(yīng)規(guī)律和性能,為柔性氣缸導(dǎo)彈彈射發(fā)射方式的發(fā)展和工程應(yīng)用提供參考。

1 柔性氣缸導(dǎo)彈彈射系統(tǒng)

柔性氣缸導(dǎo)彈彈射系統(tǒng)如圖1所示,主要由導(dǎo)彈、導(dǎo)向筒、托板、安裝筒、柔性氣缸、泄氣口、噴口、高壓氣室、氣壓計等結(jié)構(gòu)諸元構(gòu)成。

圖1 柔性氣缸導(dǎo)彈彈射系統(tǒng)結(jié)構(gòu)簡圖Fig.1 Structure diagram of flexible cylinder ejection system

在導(dǎo)彈發(fā)射初始階段,通過柔性氣缸彈射的方式,使導(dǎo)彈脫離導(dǎo)向筒在內(nèi)的發(fā)射平臺,彈射入空。隨后發(fā)動機點火進一步加速,完成整個發(fā)射過程。彈射的整個過程為冷發(fā)射,通過高壓氣體或者超臨界二氧化碳等工質(zhì)膨脹做功,為整個裝置提供動力源泉。

在彈射過程準備階段,柔性氣缸落于安裝筒內(nèi)部,高壓氣室位于柔性氣缸內(nèi)部,高壓氣室內(nèi)部存儲著足夠能量的液態(tài)或超臨界態(tài)工質(zhì),泄氣口處于封閉狀態(tài),氣壓計處于工作狀態(tài)。當進入發(fā)射狀態(tài)時,噴口從封閉狀態(tài)轉(zhuǎn)為工作狀態(tài),開始向柔性氣缸內(nèi)部產(chǎn)生氣體射流,與柔性氣缸內(nèi)壁產(chǎn)生能量交換,促使柔性氣缸沿縱向推進。托板下表面與柔性氣缸頂部處于固連狀態(tài),導(dǎo)彈因重力作用落于托板上表面,故柔性氣缸內(nèi)的能量通過托板傳遞給導(dǎo)彈,使導(dǎo)彈沿著導(dǎo)向筒發(fā)生相對運動,柔性氣缸跟隨托板向上伸展,實現(xiàn)柔性氣缸導(dǎo)彈彈射系統(tǒng)的持續(xù)做功。柔性氣缸在整個工作狀態(tài)中始終處于密封狀態(tài)。當導(dǎo)彈與導(dǎo)向筒在內(nèi)的發(fā)射平臺分離,整個彈射過程完畢后,泄氣口由封閉狀態(tài)轉(zhuǎn)為工作狀態(tài),開始柔性氣缸泄氣過程,泄氣完畢后可更換能量元,準備再次彈射。

2 控制體積法和粒子法

柔性氣缸結(jié)構(gòu)的工作展開過程較為復(fù)雜,屬于大變形數(shù)值計算,其中還涉及諸多燃氣動力學(xué)、固體力學(xué)、動力學(xué)、流體與固體(簡稱流固)耦合等多學(xué)科交叉問題。現(xiàn)時研究大變形結(jié)構(gòu)充氣展開過程的數(shù)值計算方法主要分為3類:20世紀80年代末期,基于Wang等的研究提出的控制體積法;20世紀80年代以來基于Hirt等的研究提出的任意拉格朗日歐拉法;21世紀初期,Olovsson等、Mroz等和Freisinger等基于分子動力學(xué)理論基礎(chǔ)提出的粒子法。在相同計算精度的情況下,由于粒子法的計算效率高,且能夠表征流場和流固耦合現(xiàn)象,故現(xiàn)以粒子法為主要理論基礎(chǔ)進行數(shù)值計算分析。經(jīng)實驗與數(shù)值計算對比分析發(fā)現(xiàn),氣體工質(zhì)在柔性氣缸內(nèi)部處于均衡狀態(tài)時,控制體積法的計算更能反映實際情況。故在噴口未向柔性氣缸內(nèi)部噴入氣體的時間階段,柔性氣缸內(nèi)部氣體工質(zhì)壓力均一,宜采用控制體積法進行計算,當噴口開始向柔性氣缸內(nèi)部產(chǎn)生高速射流時,宜采用粒子法進行數(shù)值計算,兩種方法相結(jié)合,可以更好地計算柔性氣缸導(dǎo)彈彈射系統(tǒng)真實的工作過程。

2.1 控制體積法

基于Wang等的研究,控制體積法計算量小、計算速度快、耗費計算資源少,是目前應(yīng)用較廣泛的一種柔性結(jié)構(gòu)展開的數(shù)值計算方法,其在宏觀計算方面可以良好地描述柔性結(jié)構(gòu)的展開過程,例如柔性結(jié)構(gòu)體積變化、柔性結(jié)構(gòu)內(nèi)部整體壓強、整體溫度等性能。但控制體積法依然有很大的局限性,不能模擬柔性氣缸結(jié)構(gòu)內(nèi)部的射流現(xiàn)象,對于柔性氣缸結(jié)構(gòu)展開過程中的氣體慣性、動量、動能傳遞等無法計算體現(xiàn)。

2.2 粒子法

由于控制體積法不能計算射流現(xiàn)象和內(nèi)部流場特性,任意拉格朗日-歐拉法在計算復(fù)雜外形變化時計算不穩(wěn)定等特點?；诜肿觿恿W(xué)理論基礎(chǔ),2007年Olovsson等、Mroz等和Freisinger等提出粒子法,將無規(guī)則運動的氣體分子簡化成為有限個剛性的球體,用一個基于牛頓定律的剛性球體模擬多個氣體分子的質(zhì)量、動量、能量、速度、溫度等特性。粒子法的基本假設(shè)如下:

1)粒子間平均距離遠大于粒子半徑。

2)粒子存在隨機運動,趨于動態(tài)熱平衡。

3)粒子運動遵守牛頓運動定律。

4)粒子與粒子、粒子與結(jié)構(gòu)間的相互作用屬于完全彈性碰撞。

5)粒子呈球形,具有剛體屬性。

6)每個粒子代表多個分子,每個粒子代表的分子數(shù)目依據(jù)使用精度變化。

7)每個粒子均存在平動動能與旋轉(zhuǎn)或振動能量間的平衡,與實際分子團的統(tǒng)計學(xué)屬性一致。

粒子在柔性氣缸內(nèi)部移動示意圖如圖2所示。圖2中,為粒子間距,m為第個粒子的質(zhì)量,v為第個粒子的速度。

圖2 粒子在柔性氣缸內(nèi)部移動示意圖Fig.2 Schematic diagram of corpuscles moving inside the flexible cylinder

3 實驗對比驗證

以實際幾何規(guī)模的導(dǎo)彈作為被彈射物體,建立柔性氣缸導(dǎo)彈彈射系統(tǒng)進行實驗驗證的規(guī)模巨大、實驗成本過高,故通過柔性氣缸導(dǎo)彈彈射系統(tǒng)的縮比實驗與數(shù)值計算結(jié)果進行驗證,對比分析柔性氣缸導(dǎo)彈彈射系統(tǒng)數(shù)值計算結(jié)果的可靠性。柔性氣缸導(dǎo)彈彈射系統(tǒng)縮比實驗的實驗參數(shù)和縮比數(shù)值計算模型的邊界參數(shù)取值,如表1和表2所示。

表1 柔性氣缸導(dǎo)彈彈射系統(tǒng)實驗與仿真參數(shù)Tab.1 Experimental and simulation parameters of flexible cylinder ejection system

表2 柔性氣缸導(dǎo)彈彈射系統(tǒng)材料參數(shù)Tab.2 Material parameters of flexible cylinder ejection system

表3所示為縮比實驗與數(shù)值仿真結(jié)果對比。實驗測量中的導(dǎo)向筒用于保證被彈射物體的直線運動;被彈射物體用于測試柔性氣缸導(dǎo)彈彈射系統(tǒng)的彈射性能;托板用于推動被彈射物體發(fā)生相對運動,其底部與柔性氣缸頂部固連;柔性氣缸用于與高壓氣室噴出的工質(zhì)氣體發(fā)生能量交換,將能量向上方的托板和被彈射物體傳遞輸出;高壓氣室和安裝筒均安裝在導(dǎo)向筒底部;噴口在柔性氣缸底部,用于釋放工質(zhì)氣體。

數(shù)值計算模型建立過程中,以粒子法的20萬個粒子對實驗中柔性氣缸內(nèi)噴入的工質(zhì)氣體進行數(shù)值仿真,模擬從高壓氣室噴射出的氮氣與柔性氣缸壁面的流固耦合過程。由表3可見:0 ms時,被彈射物體位于導(dǎo)向筒底部,噴嘴即將工作;108 ms時,噴嘴釋放工質(zhì)氣體,被彈射物體被向上托起獲得速度;180 ms時,被彈射物體被柔性氣缸和托板進一步推升,速度再次增加;228 ms時,柔性氣缸即將完成伸展,對被彈射物體的推力逐漸下降;260 ms時,柔性氣缸完全伸展至六節(jié)葫蘆串狀結(jié)構(gòu),并發(fā)生最大程度的拉伸,托板與被彈射物體處于分離臨界,系統(tǒng)對被彈射物體做功過程結(jié)束;281 ms時,托板與被彈射物體分離,柔性氣缸由于結(jié)構(gòu)彈性發(fā)生回彈。

表3 縮比實驗與數(shù)值仿真對比圖Tab.3 Comparison of scaling experimental and numerically simulated results

整個彈射過程中,從柔性氣缸內(nèi)部的高壓氣室充氣開始到柔性氣缸充氣展開的各個階段,實驗結(jié)果與數(shù)值仿真結(jié)果差別微小。實驗與數(shù)值計算結(jié)果均表明柔性氣缸導(dǎo)彈彈射系統(tǒng)在260 ms內(nèi)完成對26 kg被彈射物體的能量交換,隨后被彈射物體與托板發(fā)生分離,獲得初速度并因運動慣性出筒,完成彈射過程。根據(jù)高速攝影測量結(jié)果與數(shù)值計算結(jié)果,發(fā)現(xiàn)兩種結(jié)果中被彈射物體的運動規(guī)律一致。且實驗結(jié)果與數(shù)值計算結(jié)果中被彈射物體的速度數(shù)據(jù)吻合,被彈射物體速度最高達到8.67 m/s,實驗與數(shù)值計算結(jié)果誤差較小,為1.79%(見圖3),進一步驗證了數(shù)值計算方法的正確性和可靠性。

圖3 被彈射物體運動速度的實驗與計算結(jié)果Fig.3 Experimental and calculated results of movement velocity of the ejected object

4 數(shù)值計算與分析

為探尋導(dǎo)彈基于柔性氣缸導(dǎo)彈彈射系統(tǒng)的工作規(guī)律,將參與實驗驗證的數(shù)值計算模型進行參數(shù)變化,以某型導(dǎo)彈參數(shù)為例,進行柔性氣缸彈射方式的彈射機理研究,導(dǎo)彈柔性氣缸彈射機構(gòu)如圖4所示,導(dǎo)彈參數(shù)如表4所示?；贚S-DYNA軟件以實驗中的數(shù)值計算樣機為基礎(chǔ),建立有限元數(shù)值計算模型,通過粒子法*AIRBAG_PARTICLE的20萬個粒子模擬氣體分子之間的碰撞和氣體與柔性氣缸壁面之間的碰撞,進行碰撞傳能,實現(xiàn)柔性氣缸內(nèi)部氣體分子流場模擬和氣體分子與柔性氣缸內(nèi)壁的流固耦合計算,計算參數(shù)如表5所示,噴入氣體射流的質(zhì)量流量曲線如圖5所示。

圖5 單個噴口開啟后的氣體質(zhì)量流量曲線Fig.5 Mass flow curve of gas after the opening of a single nozzle

表4 導(dǎo)彈數(shù)值計算參數(shù)Tab.4 Numerical calculation parameters of missile

表5 柔性氣缸內(nèi)部與外部環(huán)境參數(shù)Tab.5 Internal and external environmental parameters of flexible cylinder

圖4 柔性氣缸導(dǎo)彈彈射系統(tǒng)三維模型示意圖Fig.4 Schematic diagram of 3D model of flexible cylinder ejection system

4.1 多噴口彈射研究

柔性氣缸導(dǎo)彈彈射系統(tǒng)的工作過程中,以壓縮氮氣為彈射能量元,對柔性氣缸導(dǎo)彈彈射系統(tǒng)的彈射過載進行研究分析。柔性氣缸內(nèi)部設(shè)有、、、4個半徑為9 mm的圓形噴口,如圖6所示,在柔性氣缸內(nèi)部分別釋放出高速氮氣射流。4個噴口處的質(zhì)量流量(或壓強)以及其變化和噴口的同時開啟數(shù)量均會影響柔性氣缸導(dǎo)彈彈射系統(tǒng)的彈射性能,導(dǎo)致導(dǎo)彈過載等發(fā)生變化。分別對、、、4個噴口的同時開啟數(shù)量進行研究,對比分析不同工況下柔性氣缸導(dǎo)彈彈射系統(tǒng)的響應(yīng)情況,不同工況設(shè)置情況如表6所示,、、、4個噴口在柔性氣缸內(nèi)部的位置分布情況如圖6所示。

表6 不同工況的噴口開啟時間Tab.6 Opening time of nozzle under different working conditions ms

圖6 柔性氣缸內(nèi)部噴口位置分布Fig.6 Position distribution of nozzles inside the flexible cylinder

由5個工況的曲線數(shù)據(jù)(見圖7～圖9)可以發(fā)現(xiàn):當4個噴口中同時開啟的噴口數(shù)量不同時,導(dǎo)彈的過載、彈射動能和加速度都會發(fā)生變化;工況1時,4個噴口均在60 ms時開啟,即4個噴口在60 ms時會同時開始工作;從60 ms時4個噴口開啟,導(dǎo)彈的過載和加速度曲線約在0.06～0.21 s內(nèi)均發(fā)生急劇的爬升,隨后由于柔性氣缸的耦合作用,彈射工質(zhì)的能量不會如傳統(tǒng)壓縮氣體式彈射一樣隨即釋放,而是推力達到峰值后會再次積聚,約在0.43 s時產(chǎn)生二次峰值。在兩次峰值前后,柔性氣缸導(dǎo)彈彈射方式在整個工作過程中的導(dǎo)彈過載和加速度與同等情況下的非柔性氣缸彈射方式相比無較大過載波動、較為穩(wěn)定,例如相比于兩級提拉式彈射等,導(dǎo)彈過載和加速度曲線過渡較為平滑,柔性氣缸導(dǎo)彈彈射系統(tǒng)在導(dǎo)彈彈射工作中的適應(yīng)性良好。

圖7 工況1～工況5的導(dǎo)彈過載Fig.7 Missile overloads under working conditions 1 to 5

圖9 工況1～工況5的導(dǎo)彈加速度Fig.9 Missile accelerations under working conditions 1 to 5

結(jié)合圖7～圖9,從工況1與工況2～工況5的對比可知,4個噴口非同時開啟工況下,即、、的開啟時間推遲時,導(dǎo)彈過載和加速度曲線的一次峰值降低,二次峰值升高,兩次峰值的出現(xiàn)時刻均推遲,系統(tǒng)工作時間延長,導(dǎo)彈的彈射動能降低。相比于工況1,工況2～工況5中4個噴口的開啟時間推遲,使導(dǎo)彈過載和加速度曲線變得平緩,且系統(tǒng)提供給導(dǎo)彈的彈射動能下降較少,是基于柔性氣缸導(dǎo)彈彈射方式中優(yōu)化導(dǎo)彈過載的一種手段,可為工程應(yīng)用提供參考。導(dǎo)彈的最大過載低于設(shè)計過載、導(dǎo)彈過載達到最大值后數(shù)值波動較小和不重復(fù)出現(xiàn)多次大規(guī)模峰值,是導(dǎo)彈過載設(shè)計中的兩個重要指標。從圖8的導(dǎo)彈過載和圖10的加速度曲線可以看出,工況2的過載和加速度曲線沒有兩次明顯的峰值、波動較小,且導(dǎo)彈的彈射動能也較高,較適合導(dǎo)彈彈射,此工況為噴口和噴口、噴口和噴口分別在60 ms和260 ms開啟。

圖8 工況1～工況5的彈射動能Fig.8 Ejection kinetic energies under working conditions 1 to 5

從圖8中可以看出,工況2和工況3、工況4和工況5的導(dǎo)彈彈射動能分別接近,但工況4和工況5相比于工況2和工況3,導(dǎo)彈的彈射動能下降了約8.5%。表明基于柔性氣缸導(dǎo)彈彈射時,4個噴口的整體開啟時間推遲,導(dǎo)致導(dǎo)彈的彈射動能下降;4個噴口的個別開啟時間微調(diào)時,導(dǎo)彈的彈射動能差別較小,但會改變導(dǎo)彈的過載和加速度(見圖7和圖9)。故在柔性氣缸導(dǎo)彈彈射系統(tǒng)的工程應(yīng)用中,可通過調(diào)整優(yōu)化噴口開啟時間,從而達到優(yōu)化導(dǎo)彈過載的目的。

由圖9可見:在5個工況的起始階段約61 ms處,導(dǎo)彈加速度曲線均有瞬時的數(shù)值突增,這是因為柔性氣缸產(chǎn)生推力初期,托板發(fā)生微小位移,與導(dǎo)彈底部突發(fā)碰撞接觸,導(dǎo)致導(dǎo)彈推力先突增再降到穩(wěn)定的推力值;在0.6～0.8 s時,5個工況中均存在導(dǎo)彈加速度略大于重力加速度情況,這是因為導(dǎo)彈的適配器等與發(fā)射裝置(如導(dǎo)向筒)發(fā)生輕微摩擦,摩擦力和重力方向一致,故使導(dǎo)彈加速度增大,略大于其重力加速度。

4.2 彈射工質(zhì)研究

不同的彈射工質(zhì)(能量元)應(yīng)用在柔性氣缸導(dǎo)彈彈射系統(tǒng)中,會有不同的工作性能,最直接的影響是為柔性氣缸導(dǎo)彈彈射系統(tǒng)提供的導(dǎo)彈彈射動能大小,以及氣體分子之間和氣體分子與柔性氣缸壁面之間相互作用的流固耦合參數(shù)不同,從而影響導(dǎo)彈彈射過載、彈射動能等。仍采用4個噴口進行氣體射流釋放,以4.1節(jié)多噴口彈射研究中較優(yōu)的工況2為基礎(chǔ),分別對比壓縮氮氣、壓縮空氣和超臨界二氧化碳在質(zhì)量流量和工作溫度等參數(shù)相同時,系統(tǒng)展現(xiàn)出的工作性能差異進行對比分析。噴入柔性氣缸內(nèi)部的壓縮氮氣、壓縮空氣和超臨界二氧化碳的性能參數(shù)如表7所示,表7中二氧化碳、空氣和氮氣的質(zhì)量流量輸入曲線如圖10所示。

圖10 3種能量元的質(zhì)量流量曲線Fig.10 Mass flow curves of three energy elements

表7 柔性氣缸內(nèi)噴入氣體的參數(shù)Tab.7 Parameters of air injected into flexible cylinder

根據(jù)壓縮氮氣、壓縮空氣和超臨界二氧化碳3種能量元柔性氣缸導(dǎo)彈彈射系統(tǒng)工作的曲線數(shù)據(jù)可發(fā)現(xiàn)(見圖11～圖14),當4個噴口工作時間和質(zhì)量流量等參數(shù)相同時,不同的工質(zhì)氣體會影響柔性氣缸導(dǎo)彈彈射系統(tǒng)的彈射能力。氮氣的相對分子質(zhì)量28和空氣的相對分子質(zhì)量28.96相差較小,其彈射性能較為相近;氮氣和空氣相比于相對分子質(zhì)量為44的二氧化碳差別較大,其彈射性能相差較大。以氮氣為能量元的工況是采用4.1節(jié)中的設(shè)計參數(shù),當采用空氣為能量元彈射時,系統(tǒng)彈射性能與采用氮氣時基本相同;以二氧化碳為能量元,其他邊界參數(shù)不變時,其導(dǎo)彈過載和加速度的曲線發(fā)生了較大改變,導(dǎo)彈過載和加速度曲線平緩程度變差,若對導(dǎo)彈過載和加速度要求較高,則需對噴口工作時間進行重新設(shè)計。

圖11 3種能量元的導(dǎo)彈過載Fig.11 Missile overloads induced by three energy elements

圖13 3種能量元的導(dǎo)彈加速度Fig.13 Missile accelerations induced by three energy elements

圖14 3種能量元的柔性氣缸內(nèi)部壓強Fig.14 Internal pressures of flexible cylinder induced by three energy elements

由圖12可以看出,單位質(zhì)量二氧化碳為介質(zhì)的彈射系統(tǒng)輸出給導(dǎo)彈的彈射動能較低。相比于高壓氮氣和高壓空氣,以超臨界二氧化碳為能量元的柔性氣缸導(dǎo)彈彈射系統(tǒng)中,導(dǎo)彈獲取的彈射動能下降約41.1%,系統(tǒng)的彈射時間延長約17.1%。

圖12 3種能量元的彈射動能Fig.12 Ejection kinetic energies induced by three energy elements

從圖14中可以看出,能量元為氮氣和空氣工況下,從60 ms時刻內(nèi)部噴入工質(zhì)氣體開始,柔性氣缸內(nèi)部的氣體進入速率大于柔性氣缸的伸展速率,柔性氣缸內(nèi)部的壓強從0 MPa上升至約0.9 MPa;從約0.5 s開始至約0.62 s,柔性氣缸導(dǎo)彈彈射系統(tǒng)輸出到導(dǎo)彈的推力逐漸下降,可結(jié)合圖12分析,柔性氣缸的體積增長速率大于柔性氣缸內(nèi)部的氣體進入速率,柔性氣缸內(nèi)部的壓強下降到約0.8 MPa,導(dǎo)彈與托板分離,柔性氣缸伸展至最大高度;從約0.62 s開始,柔性氣缸由于其材料彈性回彈,柔性氣缸的體積縮小、柔性氣缸內(nèi)部的氣體持續(xù)進入,柔性氣缸內(nèi)部的壓強從約0.8 MPa回升到約0.9 MPa。

能量元為二氧化碳工況下的柔性氣缸內(nèi)部壓強變化規(guī)律與能量元為氮氣和空氣工況下相似,由于能量元為二氧化碳,柔性氣缸在0.77 s時托板與導(dǎo)彈分離,分離時間較晚,故其柔性氣缸回彈在0.77 s后發(fā)生。如圖14所示,柔性氣缸的壓強曲線在0.77 s后剛剛顯露回升趨勢,0.8 s時柔性氣缸的壓強曲線回升已經(jīng)發(fā)生,將在0.8 s后繼續(xù)發(fā)展。

5 結(jié)論

為提高武器裝備作戰(zhàn)能力,本文基于有限元方法和粒子法等數(shù)值計算方法,針對一種柔性氣缸導(dǎo)彈彈射方式和彈射系統(tǒng),對其工作機理進行了研究,得出主要結(jié)論如下。

1)基于實驗結(jié)果和數(shù)值計算結(jié)果的數(shù)據(jù)對比分析,發(fā)現(xiàn)數(shù)值計算結(jié)果與實驗結(jié)果吻合,驗證了數(shù)值計算方法的正確性和可靠性,為柔性氣缸導(dǎo)彈彈射系統(tǒng)的數(shù)值計算研究提供基礎(chǔ)。

2)基于柔性氣缸導(dǎo)彈彈射系統(tǒng)的流固耦合計算,發(fā)現(xiàn)導(dǎo)彈的過載和加速度曲線會出現(xiàn)兩次峰值?？赏ㄟ^推遲4個噴口的開啟時間,使導(dǎo)彈的過載和加速度曲線的一次峰值降低、二次峰值升高、兩次峰值的出現(xiàn)時刻推遲,達到穩(wěn)定過載曲線的目的,但系統(tǒng)工作時間有限延長,導(dǎo)彈的彈射動能有限降低。在柔性氣缸導(dǎo)彈彈射系統(tǒng)的工程應(yīng)用中,調(diào)整優(yōu)化噴口開啟時間,可使導(dǎo)彈的彈射動能基本不變,又可優(yōu)化導(dǎo)彈過載。變化噴口開啟時間是基于柔性氣缸導(dǎo)彈彈射方式中優(yōu)化導(dǎo)彈過載的一種技術(shù)手段。

3)當柔性氣缸導(dǎo)彈彈射系統(tǒng)的邊界參數(shù)均相同時,不同的工質(zhì)氣體會影響柔性氣缸導(dǎo)彈彈射系統(tǒng)的彈射能力。相比于高壓氮氣和高壓空氣,以超臨界二氧化碳為能量元的柔性氣缸導(dǎo)彈彈射系統(tǒng)中,導(dǎo)彈獲取的彈射動能下降約41.1%,系統(tǒng)的彈射時間延長約17.1%。以高壓氮氣和高壓空氣為能量元的柔性氣缸導(dǎo)彈彈射系統(tǒng)中,導(dǎo)彈獲取的彈射動能和系統(tǒng)的彈射時間差別微小。