郭　煜,　李宗吉,　任　蕾,　練永慶

推拉缸式魚雷發(fā)射裝置內(nèi)彈道仿真

郭煜1,李宗吉1,任蕾2,練永慶1

(1. 海軍工程大學(xué) 兵器新技術(shù)應(yīng)用研究所, 湖北 武漢, 430033; 2. 海軍工程大學(xué) 裝備經(jīng)濟(jì)管理系, 湖北 武漢, 430033)

為了使體積、質(zhì)量相對較小的無人水下航行器(UUV)具有水下發(fā)射魚雷的能力, 在傳統(tǒng)水下魚雷發(fā)射裝置的基礎(chǔ)上進(jìn)行改進(jìn), 提出了一種適應(yīng)UUV水下發(fā)射魚雷的推拉缸式魚雷發(fā)射裝置方案。建立了發(fā)射裝置內(nèi)彈道數(shù)學(xué)模型。通過仿真計(jì)算, 得到該型發(fā)射裝置主要結(jié)構(gòu)參數(shù)對推拉缸式內(nèi)彈道的影響規(guī)律。仿真結(jié)果表明, 該方案滿足UUV水下發(fā)射魚雷的相關(guān)技術(shù)指標(biāo), 為進(jìn)一步研制開發(fā)提供參考。

魚雷發(fā)射裝置; 無人水下航行器(UUV); 推拉缸式; 內(nèi)彈道

0　引言

無人水下航行器(underwater unmanned vehicle, UUV)作為一種海上力量倍增器, 有著廣泛而重要的軍事用途, 在未來海戰(zhàn)中有不可替代的作用[1-2]。隨著UUV及相關(guān)技術(shù)的發(fā)展, 未來海戰(zhàn)中UUV將成為水下武器平臺, 如果將魚雷作為UUV的攻擊武器, 將大大提高UUV打擊能力及生存能力[3-4]。由于現(xiàn)有潛艇魚雷發(fā)射裝置結(jié)構(gòu)復(fù)雜、體積大, 不能夠滿足UUV總體設(shè)計(jì)要求, 所以目前已知的UUV發(fā)射魚雷多以自航式為主。然而采用自航式發(fā)射魚雷, 魚雷出管速度低, 對于UUV航速及海況有較高要求, 為此文中提出一種適用于UUV的推拉缸式魚雷發(fā)射裝置方案, 建立了該發(fā)射裝置內(nèi)彈道數(shù)學(xué)模型, 并對該裝置進(jìn)行了發(fā)射過程仿真。

1　推拉缸式發(fā)射裝置工作原理

該發(fā)射裝置主要由燃燒室、噴管、氣缸、活塞及拉桿、發(fā)射管等部分組成。燃燒室是火藥化學(xué)能轉(zhuǎn)化為火藥氣體內(nèi)能的關(guān)鍵部件。氣缸通過噴管與燃燒室連接, 其長度略大于魚雷發(fā)射管長度的一半?；钊袄瓧U是連接氣缸和拉動魚雷運(yùn)動的活動組件, 活塞右側(cè)氣缸密封。

發(fā)射過程: 魚雷發(fā)射時, 火藥在燃燒室內(nèi)由點(diǎn)火藥點(diǎn)燃, 瞬時產(chǎn)生大量高溫高壓燃?xì)?。在燃燒室與氣缸內(nèi)壓力差的作用下, 燃?xì)馔ㄟ^噴管進(jìn)入氣缸中活塞左側(cè)。由于活塞左右壓力差的作用,活塞帶動拉桿向右運(yùn)動, 魚雷在拉桿的作用下加速運(yùn)動。活塞繼續(xù)運(yùn)動壓縮活塞右側(cè)空氣使其壓力上升, 活塞在背壓的作用下加速度降低, 繼而速度低于魚雷速度, 活塞桿與魚雷尾部脫離, 魚雷繼續(xù)向前運(yùn)動, 但由于海水阻力以及摩擦力作用魚雷速度略微下降, 直至魚雷出管。發(fā)射裝置原理如圖1所示。

圖1　發(fā)射裝置原理圖Fig. 1　Principle of a torpedo launcher

2　發(fā)射裝置內(nèi)彈道數(shù)學(xué)模型

2.1氣缸左側(cè)壓力模型

無煙火藥在燃燒室中燃燒, 燃?xì)馔ㄟ^噴管注入氣缸左側(cè)中, 從而推動活塞組件運(yùn)動。將噴管喉部截面、氣缸管壁、活塞左側(cè)圍成的空間中氣體作為研究對象[4], 根據(jù)開口系的熱力學(xué)第一定律, 可得

式中: Uc為氣缸中氣體的內(nèi)能; Uc0為氣缸內(nèi)氣體的初始內(nèi)能; Hi為通過噴管進(jìn)入氣缸內(nèi)的焓; LT為推動魚雷所做的功; Qw為傳熱損失。

對于傳熱損失Qw, 在火炮內(nèi)彈道學(xué)中, 一般采用減小火藥潛能的辦法加以修正。文中利用經(jīng)驗(yàn)的熱損失系數(shù)加以修正, 故式(1)可以寫成

式中: η為熱損失系數(shù)取0.8。

將氣缸中混合氣體的內(nèi)能、溫度和壓力的數(shù)學(xué)表達(dá)式寫成微分形式可得

式中: k為火藥氣體的絕熱系數(shù);Cv為氣體的等容比熱。

氣缸中的燃?xì)鈦碜杂谌紵一鹚幍娜紵? 故

式中, mc為氣缸內(nèi)混合氣體的質(zhì)量。

根據(jù)裝置結(jié)構(gòu), 氣缸的充氣容積與活塞行程相關(guān), 氣缸中氣體充氣容積變化率為

式中: Vc為氣缸內(nèi)瞬時充氣容積; vT為活塞速度; St為氣缸截面面積。

2.2氣缸右側(cè)壓力模型

由于氣缸右側(cè)密封, 所以氣體質(zhì)量不變

其內(nèi)能的變化量等于活塞對其做功

氣體體積變化量取決于活塞速度

由于發(fā)射過程時間很短, 將活塞右側(cè)壓縮過程視為絕熱過程, 所以其壓強(qiáng)、溫度微分方程可以表示為

2.3燃燒室壓力模型

燃燒室內(nèi)火藥燃燒過程非常復(fù)雜, 一方面隨著火藥燃燒不斷生成火藥燃?xì)? 這可以看成能量的注入過程; 另一方面通過噴管不斷地向氣缸排除燃?xì)? 帶走一部分能量[5]。同時留在燃燒室中的氣體對排出的那部分氣體做了流動功, 因此排出的氣體帶走的能量可以用焓來表示, 其數(shù)值上等于注入發(fā)射管的焓, 此時根據(jù)能量守恒原理可得

為了便于數(shù)值求解, 將上式寫成微分方程形式

對于無煙火藥, 由質(zhì)量守恒定理可得, 火藥燃燒所消耗的質(zhì)量Me′等于火藥燃?xì)馍傻馁|(zhì)量me, 即

使用H型雙基藥時, 火藥燃?xì)馊紵裏岬纳伤俾士杀硎緸?/p>

在第1階段中, 滯留在燃燒室中氣體的質(zhì)量變化率可表示為

2.2 環(huán)境因素 由于手術(shù)后治療和護(hù)理的特別需要，ICU的環(huán)境具有其自身的特殊性。有研究表明，環(huán)境在ICU綜合征的發(fā)生中起著重要作用［15］。

燃燒室中氣體的溫度和壓力由下式計(jì)算[6-7]

燃燒室中充氣容積的變化率為

在第2階段中用以下3個公式代替上述變化率

式中: Ub為燃燒室內(nèi)氣體的內(nèi)能; Ub0為燃燒室內(nèi)氣體的初始內(nèi)能; Qe為火藥燃燒產(chǎn)生的熱量; Hi為通過噴管進(jìn)入氣缸內(nèi)的焓; me為燃燒掉火藥的質(zhì)量; Qb為火藥燃燒熱; ξ為燃燒效率取0.8; pb為燃燒室內(nèi)火藥燃燒壓力;β為火藥形狀特型數(shù); u為火藥在單位壓力下的燃燒速度; v為火藥燃速指數(shù); S為火藥燃燒面的表面面積; ρb為火藥的密度; Tb為燃燒室中的溫度。

2.4噴管流量模型

通過噴管由燃燒室注入氣缸的氣體流量為

氣體注入氣缸中的焓為

式中: φ為噴管流量系數(shù)取0.7; σ為噴管喉部面積;ρi為噴管喉部氣體密度; φi為噴管喉部氣體流速; Cp為氣體的等壓比熱。

活塞運(yùn)動加速度為

式中: Ff為魚雷在管內(nèi)前后運(yùn)動阻力(Fluent建立模型得到擬合函數(shù), 擬合結(jié)果反復(fù)迭代到微分方程得到Ff); G為魚雷負(fù)浮力; P′c為氣缸右側(cè)的壓力[8-9]。

活塞在氣缸中位移變化率為

推動活塞的功率為

式中: μ為魚雷與發(fā)射管摩擦系數(shù); mT為魚雷質(zhì)量; l為活塞位移; LT為推動魚雷所做的功。

3　發(fā)射裝置內(nèi)彈道仿真

3.1仿真輸入?yún)?shù)

文中運(yùn)用MATLAB軟件ode45函數(shù)建立微分方程組進(jìn)行仿真計(jì)算及分析。

根據(jù)傳統(tǒng)魚雷發(fā)射裝置相關(guān)參數(shù), 估計(jì)得到推拉缸式魚雷發(fā)射裝置相關(guān)結(jié)構(gòu)參數(shù)。仿真輸入?yún)?shù)見表1。Db,Lb為火藥柱直徑及長度; Dc,Lc為氣缸直徑及長度; Dp為噴管直徑。

3.2仿真結(jié)果

根據(jù)表1, 將仿真初始數(shù)據(jù)代入仿真模型,得到燃燒室壓力曲線, 氣缸壓力曲線, 魚雷加速度曲線, 魚雷速度曲線, 魚雷位移曲線, 燃燒室溫度曲線, 氣缸溫度曲線, 如圖2~圖8所示。

根據(jù)發(fā)射過程各參數(shù)曲線, 得到主要發(fā)射仿真結(jié)果如表2所示。

3.3仿真結(jié)果分析

根據(jù)仿真結(jié)果, 從零時刻起, 燃燒室內(nèi)壓力上升, 燃?xì)鈴娜紵疫M(jìn)入到氣缸中, 故氣缸中氣體壓力上升滯后于燃燒室并且略小于燃燒室壓力,燃燒室溫度也略高于氣缸溫度。燃燒室與氣缸的瞬時最高溫度約為1 500 K左右, 但因?yàn)槟Ｐ蜎]有考慮到海水對裝置的冷卻作用, 故實(shí)際溫度應(yīng)該略低于仿真數(shù)據(jù)。當(dāng)活塞運(yùn)動接近氣缸底部時,活塞背壓增大, 故活塞速度減小, 推拉桿與魚雷分離; 同時, 隨著火藥燃燒完畢與氣缸中充氣容積增大, 燃燒室與氣缸壓力相繼下降。

表1　仿真輸入?yún)?shù)表Table 1　Input parameters of simulation

圖2　初始燃燒室壓力曲線Fig. 2　Curve of initial pressure in combustion chamber versus time

圖3　初始?xì)飧讐毫η€Fig. 3　Curve of initial pressure in cylinder versus time

圖4　初始魚雷加速度曲線Fig. 4　Curve of initial acceleration versus time of a torpedo

圖6　初始燃燒室溫度曲線Fig. 6　Curve of initial temperature in combustion chamber versus time

圖7　初始魚雷位移曲線Fig. 7　Curve of initial displacement versus time of a torpedo

圖8　初始?xì)飧诇囟惹€Fig. 8　Curve of initial temperature in cylinder versus time

表2　主要發(fā)射仿真參數(shù)結(jié)果Table 2 Simulation results of main launching parameters

在推拉桿與魚雷脫離后, 活塞及拉桿組件由于慣性繼續(xù)向前運(yùn)動直至氣缸背腔壓力大于氣缸壓力, 此時活塞減速運(yùn)動繼而向相反方向運(yùn)動,直至氣缸壓力大于氣缸背腔壓力, 如此往復(fù)。因此發(fā)射后期燃燒室、氣缸的壓力及溫度存在波動。

魚雷出管速度為16m/s, 整個發(fā)射過程大約耗時0.6s, 基本滿足了水下發(fā)射魚雷的要求。

仿真結(jié)果表明, 模型在一定范圍內(nèi)可以對推拉缸式魚雷發(fā)射裝置進(jìn)行仿真, 基本能夠反映發(fā)射過程相關(guān)規(guī)律。

4　主要結(jié)構(gòu)參數(shù)對內(nèi)彈道影響

4.1改變火藥質(zhì)量

將火藥柱根數(shù)變化為4根、5根、6根, 然后進(jìn)行仿真得到結(jié)果如圖9~圖12所示。

增大火藥質(zhì)量, 實(shí)質(zhì)上增加了發(fā)射能源, 所以各項(xiàng)參數(shù)都有所上升, 其中魚雷出管速度由14m/s上升至16m/s; 燃燒室與氣缸最大壓力由16MPa上升至26MPa。

4.2改變?nèi)紵抑睆?/p>

將燃燒室直徑變化為0.12 m, 0.14 m, 0.16 m,然后進(jìn)行仿真得到結(jié)果如圖13~圖16所示。

圖9　火藥柱根數(shù)為4根、5根、6根時燃燒室壓力曲線Fig. 9　Curves of pressure in combustion chamber versus time when the number of grain is 4, 5, and 6, respectively

圖10　火藥柱根數(shù)為4根、5根、6根時氣缸壓力曲線Fig. 10　Curves of pressure in cylinder versus time when the number of grain is 4, 5, and 6, respectively

圖11　火藥柱根數(shù)為4根、5根、6根時魚雷速度曲線Fig. 11　Curves of torpedo velocity versus time when the numbers of grain is 4, 5, and 6, respectively

圖13　燃燒室直徑為0.12 m, 0.14 m, 0.16 m時燃燒室壓力曲線Fig. 13　Curves of pressure in combustion chamber versus time when diameter of the chamber is 0.12 m, 0.14 m, and 0.16 m, respectively

圖14　燃燒室直徑為0.12 m, 0.14 m, 0.16 m時氣缸壓力曲線Fig. 14　Curves of pressure in cylinder versus time when diameter of combustion chamber is 0.12 m, 0.14 m, and 0.16 m, respectively

圖15　燃燒室直徑為0.12 m, 0.14 m, 0.16 m時魚雷速度曲線Fig. 15　Curves of torpedo velocity versus time when diameter of combustion chamber is 0.12 m, 0.14 m, and 0.16 m, respectively

圖16　燃燒室直徑為0.12 m, 0.14 m, 0.16 m時魚雷位移曲線Fig. 16　Curves of torpedo displacement versus time when diameter of combustion chamber is 0.12 m, 0.14 m, and 0.16 m, respectively

增大燃燒室直徑, 也就增大了燃燒室初始容積以及燃燒過程中火藥燃?xì)獾某錃馊莘e, 這將導(dǎo)致燃?xì)鈮毫ο陆怠?/p>

4.3改變氣缸直徑

將氣缸直徑改變?yōu)?.10, 0.12, 0.14得到仿真結(jié)果如圖17~圖20所示。

增大氣缸直徑, 等同于增大活塞在氣缸中運(yùn)動時氣缸充氣容積的變化率。從而導(dǎo)致氣缸中壓力下降, 進(jìn)而改變?nèi)紵壹皻飧椎膲毫Σ? 使火藥燃?xì)飧焖俚倪M(jìn)入到氣缸, 燃燒室壓力降低。

圖17　氣缸直徑為0.10 m, 0.12 m, 0.14 m時燃燒室壓力曲線Fig. 17　Curves of pressure in combustion chamber versus time when diameter of cylinder is 0.10 m, 0.12 m, and 0.14 m, respectively

圖18　氣缸直徑為0.10 m, 0.12 m, 0.14 m時氣缸壓力曲線Fig. 18　Curves of pressure in cylinder versus time when diameter of the cylinder is 0.10 m, 0.12 m, and 0.14 m, respectively

圖19　氣缸直徑為0.10 m, 0.12 m, 0.14 m時魚雷速度曲線Fig. 19　Curves of torpedo speed versus time when diameter of cylinder is 0.10 m, 0.12 m, and 0.14 m, respectively

圖20　氣缸直徑為0.10 m, 0.12 m, 0.14 m時魚雷位移曲線Fig. 20　Curves of torpedo displacement versus time when diameter of cylinder is 0.10 m, 0.12 m, and 0.14 m, respectively

4.4仿真結(jié)果分析

改變?nèi)紵抑睆诫m然增大了氣缸壓力, 魚雷在前期速度、加速度較大, 但是由于魚雷加速階段提前結(jié)束, 魚雷脫離后減速過程變長, 最終導(dǎo)致魚雷出管速度變化不大。

改變發(fā)射裝藥量以及氣缸直徑對魚雷出管速度影響較大, 但是在增大魚雷出管速度的同時發(fā)射裝置燃燒室及氣缸的壓力也相應(yīng)增大。

考慮到UUV的體積較小, 發(fā)射管前端平臺區(qū)一般也較短, 出管速度控制在10~13 m/s足夠完成出管動作, 故在實(shí)際運(yùn)用當(dāng)中應(yīng)適當(dāng)減小火藥用量優(yōu)化裝置結(jié)構(gòu), 對魚雷出管速度進(jìn)行控制。

5　結(jié)束語

文中提出一種適用于UUV的水下推拉缸式魚雷發(fā)射裝置方案, 該裝置采用水壓平衡式原理,結(jié)構(gòu)簡單、體積較小, 基本滿足UUV單次發(fā)射魚雷的技術(shù)指標(biāo)。通過建立發(fā)射裝置數(shù)學(xué)模型, 并運(yùn)用MATLAB進(jìn)行數(shù)值仿真, 得到了發(fā)射裝置相關(guān)結(jié)構(gòu)參數(shù)對發(fā)射內(nèi)彈道的影響規(guī)律, 通過數(shù)據(jù)分析, 可以對該發(fā)射裝置的結(jié)構(gòu)進(jìn)行進(jìn)一步優(yōu)化設(shè)計(jì), 為研制開發(fā)該發(fā)射裝置提供理論參考。

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(責(zé)任編輯: 許妍)

Simulation on Interior Ballistics of Push-Pull Cylinder Type
Torpedo Launcher

GUO Yu1,LI Zong-ji1,REN Lei2,LIAN Yong-qing1

(1. Naval Research Institute of New Weaponry Technology & Application, Naval University of Engineering, Wuhan 430033, China; 2.Equipment Department of Economic Management, Naval University of Engineering, Wuhan 430033, China)

To make an underwater unmanned vehicle(UUV), which is small in volume and light in weight, has the ability of launching a torpedo, a scheme of push-pull cylinder type torpedo launcher for an UUV is proposed on the basis of traditional torpedo launcher. And a mathematic model of interior ballistics is built for the launcher to simulate the influences of main structural parameters on the interior ballistics of the push-pull cylinder type torpedo launcher. Simulation shows that this scheme meets the technical requirements for the UUV launching a torpedo. This study may provide a reference for further research of this topic.

torpedo launcher; underwater unmanned vehicle(UUV); push-pull cylinder type; interior ballistics

TJ635

A

1673-1948(2015)04-0394-07

10.11993/j.issn.1673-1948.2015.05.015

2015-03-11;

2015-03-24.

郭煜(1990-), 男, 在讀碩士, 研究方向?yàn)樗斜鲃恿εc推進(jìn)技術(shù).