馬 輝

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

水下航行器彈射式發(fā)射裝置筒壁開(kāi)孔對(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）

為設(shè)計(jì)合理的水下航行器發(fā)射裝置筒壁開(kāi)孔方案， 提高發(fā)射效率， 文中采用多對(duì)多的交界面技術(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)和活塞、航行器運(yùn)動(dòng)的數(shù)值仿真模型。在給定初始條件下， 通過(guò) Fluent軟件中的二次開(kāi)發(fā)實(shí)現(xiàn)了發(fā)射裝置儲(chǔ)能筒壁在不同開(kāi)孔形狀和開(kāi)孔面積下的航行器發(fā)射內(nèi)彈道仿真， 對(duì)模擬流場(chǎng)以及運(yùn)動(dòng)曲線進(jìn)行了分析。結(jié)果表明， 水下航行器發(fā)射裝置儲(chǔ)能筒壁開(kāi)孔形狀對(duì)出筒效率影響不大， 出筒效率主要受開(kāi)孔面積的影響， 且隨著開(kāi)孔面積的減小， 出筒效率成指數(shù)下降。證明了基于多對(duì)多交界面技術(shù)的水下航行器發(fā)射仿真的可靠性。文中的研究可為彈射式水下發(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； 多對(duì)多交界面技術(shù)； 儲(chǔ)能筒壁； 開(kāi)孔

0 引言

水下航行器動(dòng)力式發(fā)射裝置主要分為渦輪泵式和彈射式［1］。渦輪泵式是指通過(guò)高壓空氣或強(qiáng)力水流進(jìn)人發(fā)射管內(nèi)后部， 使發(fā)射管中的航行器在短時(shí)間內(nèi)受到強(qiáng)大的前向推力， 進(jìn)而在很短的時(shí)間內(nèi)達(dá)到較高發(fā)射初速并高速發(fā)射出管。彈射式是指通過(guò)某種作用于航行器等物體上的彈性力量快速釋放， 使航行器以較大加速度和初速發(fā)射出管。目前使用較普遍的是渦輪泵式發(fā)射裝置。

對(duì)于采用渦輪泵式發(fā)射裝置發(fā)射航行器的內(nèi)彈道分析， 國(guó)內(nèi)學(xué)者開(kāi)展了較多的研究。魏勇［2-3］等針對(duì)水壓平衡式發(fā)射裝置， 對(duì)氣缸活塞行程與發(fā)射深度對(duì)航行器出管速度、拋射壓力的影響等進(jìn)行了研究。練永慶［4］等建立了等效彈性發(fā)射水艙數(shù)學(xué)模型， 對(duì)彈性發(fā)射水艙在發(fā)射過(guò)程中航行器內(nèi)彈道的影響進(jìn)行了定量分析。田兵［5］等建立了液壓蓄能式發(fā)射裝置發(fā)射的內(nèi)彈道模型， 并在MATLAB/Simulink環(huán)境下進(jìn)行了仿真。戶柏順［6］等建立了水壓平衡式發(fā)射裝置發(fā)射的內(nèi)彈道模型，并在MATLAB/Simulink環(huán)境下進(jìn)行了仿真。張孝芳［7］等對(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。

目前， 針對(duì)彈射式發(fā)射裝置的研究［8-9］較多，而位于水下且采用彈簧動(dòng)力發(fā)射裝置的研究較少，且在內(nèi)彈道的數(shù)值仿真過(guò)程中， 較少考慮筒內(nèi)活塞等對(duì)流場(chǎng)的影響。文中采用多對(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］的統(tǒng)一光盤格式（universal disc format， UDF）中通過(guò)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。通過(guò)分析， 獲得了發(fā)射裝置筒壁開(kāi)孔形狀以及開(kāi)孔面積對(duì)內(nèi)彈道的影響。

1 水下航行器彈射式發(fā)射裝置

1.1 結(jié)構(gòu)優(yōu)化

水下航行器發(fā)射裝置由上筒壁、儲(chǔ)能筒、活塞、彈簧和導(dǎo)軌組成。彈簧位于活塞正下方下處于預(yù)緊狀態(tài)， 航行器平行導(dǎo)軌垂直支撐于活塞上。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。

針對(duì)水下航行器發(fā)射裝置的幾何特點(diǎn)以及預(yù)期的流場(chǎng)特征， 做出相應(yīng)簡(jiǎn)化:

1） 考慮計(jì)算模型的對(duì)稱性， 采用 1/4建模，較大程度節(jié)約了計(jì)算成本， 提高了計(jì)算效率；

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

2） 由于航行器與活塞運(yùn)動(dòng)中會(huì)發(fā)生分離，導(dǎo)致航行器與活塞之間無(wú)網(wǎng)格填充， 從而計(jì)算無(wú)法順利進(jìn)行， 因此， 在航行器與活塞之間人為增加6 mm的小間隙， 該間隙上端面以航行器速度運(yùn)動(dòng)， 下端面以活塞速度運(yùn)動(dòng)， 從而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；

3） 裝置中導(dǎo)軌與彈簧在流場(chǎng)中所占體積較小， 且考慮其幾何模型會(huì)使建模更加復(fù)雜， 故忽略彈簧及導(dǎo)軌的體積；

4） 由于模型各物理尺寸優(yōu)化時(shí)存在一些固有的小間隙， 使高質(zhì)量的網(wǎng)格劃分較為困難， 故而根據(jù)間隙大小也做了相應(yīng)簡(jiǎn)化假設(shè)， 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， 比如活塞與筒壁之間的間隙通常設(shè)計(jì)為0.5 mm左右， 但實(shí)際使用中， 該間隙中通常以潤(rùn)滑劑填充， 因此， 忽略摩擦并假定物面重合是合理可行的；

5） 由于航行器的發(fā)射主要是筒內(nèi)流動(dòng)， 為了建模以及網(wǎng)格劃分方便， 忽略外筒壁的厚度。

1.2 計(jì)算區(qū)域及網(wǎng)格劃分

按照以上假設(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Fig. 2 Computation flow field region

考慮到航行器與活塞均為單方向的運(yùn)動(dòng)， 可僅采用層鋪的方式重構(gòu)網(wǎng)格。在采用層鋪的動(dòng)網(wǎng)格模式下， 鋪層主要體現(xiàn)在區(qū)域的邊界上， 即以邊界面上網(wǎng)格為基礎(chǔ)逐層增加或減少， 由于航行器發(fā)射模型中涉及到多個(gè)物體的運(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

圖中， 1～8為計(jì)算模型采用的8組交界面， 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。相應(yīng)地進(jìn)行區(qū)域劃分后， 計(jì)算網(wǎng)格如圖4所示。

圖4 計(jì)算網(wǎng)格劃分圖Fig. 4 Schematic of meshing

整個(gè)計(jì)算域網(wǎng)格數(shù)約 70萬(wàn)， 其中航行器以及活塞壁面采用邊界層加密， 經(jīng)試算能保證較高的精度和計(jì)算效率。

1.3 航行器及活塞運(yùn)動(dòng)控制

航行器水下彈射過(guò)程分為2個(gè)階段。初始階段， 活塞和航行器作為一個(gè)整體從零速度開(kāi)始加速運(yùn)動(dòng)， 彈簧處于壓縮狀態(tài)， 繼續(xù)運(yùn)動(dòng)一段時(shí)間后， 航行器與活塞分離， 進(jìn)入第 2階段。第2階段航行器沿 z向做減速運(yùn)動(dòng)， 活塞在平衡位置附近上下振動(dòng)。

對(duì)于第1階段運(yùn)動(dòng)， 活塞與航行器作為一個(gè)整體運(yùn)動(dòng)， 受力方程

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重量；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。

由式（1）即可獲得物體在第 1階段的加速度，再結(jié)合初始條件

即可確定物體在第1階段的運(yùn)動(dòng)參數(shù)。在航行器與活塞加速向上運(yùn)動(dòng)的過(guò)程中， 彈簧提供的向上推力逐漸變小， 并且在過(guò)平衡位置后力作用的方向改變， 使活塞所受的阻力逐漸增大， 即在此過(guò)程中， 活塞加速度必然會(huì)在某個(gè)時(shí)刻小于航行器， 發(fā)生分離進(jìn)入第 2階段。這里， 判斷活塞與航行器發(fā)生分離的條件為: 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。

在第 2階段， 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，航行器方程

式中: FRd為航行器受流體的總阻力； Gd為航行器水中的重力； ad為航行器的加速度。

活塞受力方程

式中: FRh為活塞受水的總阻力； Gh為活塞在水中的重力； ah為活塞的加速度。

由上述方程即可獲得任意時(shí)刻加速度， 在Fluent中由于只存在速度接口， 因此須在UDF中將加速度積分， 計(jì)算出速度返回。

2 發(fā)射裝置筒壁開(kāi)孔特性分析

2.1 筒壁開(kāi)孔形狀對(duì)航行器出筒效率影響

儲(chǔ)能筒壁高度主要包括航行器從開(kāi)始加速至彈簧平衡位置的路程， 儲(chǔ)能筒壁的開(kāi)孔關(guān)系到航行器加速階段的補(bǔ)水是否充足。首先對(duì)儲(chǔ)能筒壁的開(kāi)孔形狀加以研究， 校核其對(duì)補(bǔ)水效果的影響。為保證開(kāi)孔不會(huì)導(dǎo)致結(jié)構(gòu)上出現(xiàn)應(yīng)力集中，不宜采納多邊形的開(kāi)孔， 而選取圓形和長(zhǎng)形2種開(kāi)孔， 具體采用的計(jì)算模型如圖5所示。

對(duì)于2種開(kāi)孔方式， 保證儲(chǔ)能筒壁開(kāi)孔面積相同， 開(kāi)孔面積為底面積的1.1倍， 模型其他主要參數(shù)見(jiàn)表1。相應(yīng)計(jì)算出的速度位移曲線見(jiàn)圖6～圖7。由圖中可見(jiàn)， 在保證開(kāi)孔面積相同的情況下，2種開(kāi)孔形狀計(jì)算模擬的速度以及位移曲線幾乎重合， 可見(jiàn)開(kāi)孔筒壁的開(kāi)孔形狀對(duì)航行器的出筒效率幾乎無(wú)影響。由表 2可見(jiàn)， 圓形開(kāi)孔出筒時(shí)間略微小于長(zhǎng)形開(kāi)孔出筒時(shí)間， 且出筒速度略微大于長(zhǎng)形開(kāi)孔對(duì)于航行器出筒時(shí)的計(jì)算速度。就2種開(kāi)孔形狀而言， 圓形開(kāi)孔的出筒效率要略微優(yōu)于長(zhǎng)形開(kāi)孔， 但總體影響不大。

圖5 不同形狀開(kāi)孔模型圖Fig. 5 Models of different hole shapes

表1 不同開(kāi)孔形狀模型的相同參數(shù)表Table 1 Common parameters of different hole shape models

圖6 不同開(kāi)孔形狀模型速度曲線圖Fig. 6 Velocity-time curves of different hole shape models

圖7 不同開(kāi)孔形狀模型位移曲線圖Fig. 7 Displacement-time curves of different hole shape models

表2 不同開(kāi)孔形狀模型出筒效率Table 2 Out-tube efficiency for different hole shape models

2.2 開(kāi)孔面積對(duì)航行器出筒效率影響

為研究?jī)?chǔ)能筒開(kāi)孔面積對(duì)彈射裝置彈射效率的影響， 在充分考慮理論結(jié)構(gòu)強(qiáng)度的要求下，針對(duì)儲(chǔ)能筒壁進(jìn)行了最大化透水孔設(shè)計(jì)， 使透水孔面積達(dá)到極限強(qiáng)度要求下的最大理論臨界值。為了研究實(shí)際應(yīng)用中的開(kāi)孔面積與彈射效率的關(guān)系， 以此臨界模型為透水面積最大的原始模型，研究不斷減小開(kāi)孔面積對(duì)出筒效率的影響， 具體模型見(jiàn)圖 8。圖中， 原始模型儲(chǔ)能筒壁上開(kāi)有 3排徑向透水孔， 每排孔尺寸為 6×Φ30 mm； 5排徑向小孔為裝配孔， 每排孔尺寸為 6×Φ 18 mm?？傞_(kāi)孔面積為橫截面積的1.32倍， 儲(chǔ)能筒壁外的其他參數(shù)見(jiàn)表3。

圖8 原始模型圖Fig. 8 Original model

表3 不同開(kāi)孔面積模型的相同參數(shù)表Table 3 Common parameters of different hole area models

文中首先針對(duì)原始模型的出筒效率進(jìn)行分析， 然后通過(guò)選擇封閉部分透水孔的方式進(jìn)行開(kāi)孔面積與出筒效率關(guān)系的研究。透水孔封閉方式為從上至下封孔， 分別為封1圈、封2圈以及全部封孔， 裝置其余模型參數(shù)不變， 各模型數(shù)值計(jì)算的速度場(chǎng)云圖見(jiàn)圖9。

圖9 t =0.06 s時(shí)水下航行器與活塞分離后速度場(chǎng)云圖Fig. 9 Velocity field contour after separation of underwater vehicle and piston at t=0.06 s

圖9中， 給出了0.06 s航行器與活塞分離后的 4個(gè)模型的速度場(chǎng)云圖。由速度場(chǎng)云圖可見(jiàn)，隨著封孔圈數(shù)變多， 筒壁透水孔附近的流體顏色加深， 即流速增大。觀察航行器與活塞間的流場(chǎng)可見(jiàn)， 隨著封孔圈數(shù)越多， 筒壁的開(kāi)孔面積減小，航行器與活塞之間的速度增大， 則相應(yīng)地壓力越小， 從而航行器所受阻力也越大。相應(yīng)地給出速度與位移的曲線變化， 參見(jiàn)圖10和圖11。由圖中可見(jiàn)， 隨著封孔越多， 航行器在加速以及減速運(yùn)動(dòng)2個(gè)階段所受阻力均增大。

表4給出了不同儲(chǔ)能筒開(kāi)孔模型下的出筒效率表。可知， 封孔1圈或2圈對(duì)航行器出筒效率影響并不大， 當(dāng)封第3圈孔時(shí)， 出筒時(shí)間變?yōu)榉?圈孔的2倍， 而出筒速度卻變?yōu)榉?1圈孔的1/7，可見(jiàn)對(duì)于文中測(cè)試的初始模型須至少保證1圈補(bǔ)水孔， 即補(bǔ)水面積不小于橫截面積的 77%， 以保證補(bǔ)水充足。

圖10 不同開(kāi)孔面積模型速度曲線圖Fig. 10 Velocity-time curves of different hole area models

圖11 不同開(kāi)孔面積模型位移曲線Fig. 11 Displacement-time curves of different hole area models

表4 不同開(kāi)孔面積模型出筒效率Table 4 Out-tube efficiency for different hole area models

根據(jù)表4的數(shù)據(jù)作圖， 并將數(shù)據(jù)點(diǎn)采用B樣條曲線擬合， 如圖12所示。其中: 橫坐標(biāo)無(wú)因次開(kāi)孔面積為儲(chǔ)能筒壁開(kāi)孔面積S除以發(fā)射裝置筒底面積SD， 縱坐標(biāo)為出筒速度與時(shí)間的數(shù)值。由圖可見(jiàn)， 出筒時(shí)間與出筒速度均隨無(wú)因次開(kāi)孔面積約呈指數(shù)型變化， 在無(wú)因次開(kāi)孔面積約小于0.9后， 出筒時(shí)間迅速增加而出筒速度迅速減小，因此儲(chǔ)能筒壁的開(kāi)孔面積不宜小于底面積的90%。

圖12 不同開(kāi)孔面積模型出筒效率Fig. 12 Out-tube efficiency for different hole area models

3 結(jié)束語(yǔ)

針對(duì)水下航行器由發(fā)射裝置彈射出筒的過(guò)程， 在建模中考慮了流場(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)， 解決了帶孔壁面與活塞間無(wú)間隙滑移的仿真難題； 通過(guò)多區(qū)域劃分， 僅采用滑移以及層鋪的動(dòng)網(wǎng)格模式即可完成數(shù)值仿真，保證了物體運(yùn)動(dòng)時(shí)網(wǎng)格的質(zhì)量， 并且也提高了仿真速度。同時(shí)對(duì)彈射式水下發(fā)射裝置的筒壁開(kāi)孔形狀以及開(kāi)孔面積對(duì)航行器出筒效率的影響進(jìn)行了相應(yīng)研究。在影響彈體內(nèi)彈道補(bǔ)水的主要因素里， 除了有儲(chǔ)能筒壁的開(kāi)孔面積外， 還有上筒壁以及活塞端面的開(kāi)孔面積， 其數(shù)值變化必然導(dǎo)致最佳無(wú)因次開(kāi)孔面積的數(shù)值產(chǎn)生偏移， 因此， 還有待進(jìn)一步探討。

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（責(zé)任編輯: 楊力軍）

Influence of Tube Opening on Internal Trajectory of Underwater Vehicle Launcher with Ejection Mode

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

A reasonable tube opening scheme for an underwater vehicle launcher is designed to enhance the emission efficiency. The multi-to-multi interface technology is adopted to solve the simulation difficulty of gapless slipping between walls with holes， and a simulation model is built to couple the unsteady flow field， piston and vehicle movement. According to the given initial condition， the internal trajectory simulation of energy storage tube with different area and shape of the hole is accomplished by secondary development in software Fluent， and the obtained flow fields and the movement curve are analyzed. The results show that the area of hole has significant effect on the out-tube efficiency，while the effect of hole shape can be ignored. The out-tube efficiency decreases exponentially with the decrease of the hole area. The reliability of the underwater vehicle launcher simulation based on multi-to-multi interface technology is proved. This study may provide a reference for the design of underwater vehicle launcher with ejection mode.

underwater vehicle； launcher； ejection mode； multi-to-multi interface technology； energy storage tube；opening

TJ635； V271.4

A

1673-1948（2016）04-0314-06

10.11993/j.issn.1673-1948.2016.04.0014

2016-06-15；

2016-07-15.

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