盧丙舉，朱 珠

(中國船舶重工集團公司第七一三研究所，河南 鄭州 450015)

潛空導彈垂直發(fā)射出筒適配器受載變形仿真研究

盧丙舉，朱 珠

(中國船舶重工集團公司第七一三研究所，河南 鄭州 450015)

針對適配器方案發(fā)射的潛空導彈，建立導彈水下垂直發(fā)射橫向動力學模型和出筒過程載荷計算方法并進行數(shù)值分析，研究潛空導彈垂直發(fā)射出筒過程中，航速、適配器剛度等發(fā)射條件對適配器的受載情況及壓縮量的影響，對潛空導彈及其它戰(zhàn)術導彈水下垂直發(fā)射以及適配器設計具有指導意義。

水下垂直發(fā)射；橫向動力；適配器載荷；適配器變形

0 引 言

潛艇在水下利用魚雷發(fā)射裝置發(fā)射戰(zhàn)術導彈技術日趨成熟，目前潛空導彈主要采用魚雷管水平發(fā)射技術。但由于潛艇空間有限，目前大多數(shù)常規(guī)潛艇和核潛艇僅有幾具魚雷發(fā)射管，潛艇執(zhí)行任務時除了潛空導彈外，還需要裝載魚雷、反艦導彈、自航誘餌、無人機等武器，若這些武器僅靠魚雷管發(fā)射，必須解決這些潛載武器的爭管問題[1]。解決該問題的最佳途徑之一就是采用垂直發(fā)射方式發(fā)射潛空導彈。

潛空導彈采用垂直發(fā)射方式，既可以避免與魚雷爭管，且具有貯彈量大、反應時間短、水中彈道簡單、易于控制、可靠性高、出水速度快、便于全方位發(fā)射和齊射和飽和攻擊等明顯的優(yōu)點，可有效提高潛艇的綜合作戰(zhàn)能力，增大對空打擊效果和突然性[2-3]，是未來潛空導彈發(fā)射技術的發(fā)展方向[4]。

潛空導彈垂直方式發(fā)射過程中，由于潛艇速度的影響，導彈從彈頭露出發(fā)射筒口開始就受到橫向流的作用，而且隨著導彈出筒部分的增加而增大，并使導彈傾斜，影響導彈出筒姿態(tài)。適配器作為彈、筒間氣密裝置，具有適配、氣密、導向和橫向支撐的功能以及補償性能好的優(yōu)點。為了保證導彈出筒姿態(tài)，要求適配器具有導向作用[5]。因此有必要研究潛空導彈發(fā)射過程中，適配器的受載以及壓縮變形情況。

對于垂直發(fā)射橫向動力的研究，趙世平[2]研究了橫向流對潛艇垂直發(fā)射導彈的影響，采用簡化模型，研究了艇速、適配器剛度和導彈垂向運動速度等發(fā)射條件對潛載垂直發(fā)射導彈在橫向流作用下的受力和出筒運動參數(shù)的影響，提出了減小橫向流對導彈影響的途徑。尚書聰[6]仿真分析了 2 種橫向支撐方式對導彈的出筒過程中的力學特性，結果表明適配器方式的出筒姿態(tài)較好但是彈體受到的載荷更大。

本文針對適配器方案，通過建立潛空導彈橫向動力學模型并進行數(shù)值分析，研究艇速、適配器剛度等發(fā)射條件對垂直發(fā)射潛空導彈的受力和出筒姿態(tài)的影響，對潛空導彈的及垂直發(fā)射載荷具有指導意義。

1 適配器變形模型

適配器的變形是由于導彈出筒過程中對適配器的擠壓造成的。為了確定適配器在導彈出筒過程中的變形，以 1 個適配器的右側為例建立適配器的變形模型（見圖 1）。

若適配器的高度為 hs，適配器厚度為 d，發(fā)射筒上端右側點為點 A，適配器上、下端面內側點為 B，C。在導彈發(fā)射前，B，C 在發(fā)射筒坐標系中的坐標分別為（b，R）（b–hs，R），A 在發(fā)射筒坐標系和彈體坐標系中的坐標相同，為（a，R）。

在發(fā)射筒坐標系中，有以下相對位置關系：如果x0A≥ x0B，適配器完整作用于發(fā)射筒；如果 x0C＜ x0A＜ x0B，適配器部分作用于發(fā)射筒；如果 x0A＜ x0C，適配器完全脫離了發(fā)射筒。

這里只考慮變形與變形量成線性關系的情況。

式中 k1為線性剛度。

3 運動方程組

取導彈的質心為彈體坐標系原點，在彈體坐標系中建立導彈平面運動方程組：

式中：m，Jz為導彈質量和繞 oz 軸的轉動慣量；Y，Mz為流體法向力和俯仰力矩；λ22，λ66和λ26分別為流體法向附加質量，繞 oz 軸的附加轉動慣量和附加靜矩；YS為適配器變形產生的在彈體坐標系中對發(fā)射筒的法向作用力，與適配器變形作用力方向相反，YS= –Fy。

4 計算模型

計算模型為某潛空導彈，沿導彈軸向安裝四圈適配器，各圈適配器出筒過程如圖 2 所示。

5 計算結果

5.1 航速影響

針對某潛空導彈外形，四圈適配器支撐的情況下，對潛艇基準航速、2 倍基準航速以及 2.5 倍基準航速條件下進行橫向動力計算。圖 3 為不同航速度下的彈體的出筒姿態(tài)。

從圖 3 可看出，彈動后，潛空彈的角速度與角度隨運動時間逐漸增大，在彈質心出筒后開始顯著變化，直至彈出筒，不同航速條件下，潛空彈的運動參數(shù)趨勢一致，角速度與角度隨著航速的增大而增大，且角速度的振幅隨航速增大而增大。

各圈適配器的力與力矩曲線如圖 4 示。各圈減震墊的壓縮量隨筒內行程變化曲線如圖 5 所示。

從圖 4 和圖 5 可看出，基準航速時，各圈最大抗壓受載分別為 1 880 N，6 441 N，1.81 × 104N 和 1.79 × 104N，相應的最大變形分別為 0.60 mm，0.99 mm， 4.31 mm，3.12 mm，各圈適配器的最大抗彎受載分別為 2 346 N·m，863.6 N·m，1.76 × 104N·m，2.60 × 104N·m； 2 倍基準航速時，各圈最大抗壓受載分別為 4 987 N，1.64 × 104N，4.14 × 104N 和 2.94 × 104N，相應的最大變形分別為 1.57 mm，2.51 mm，9.77 mm，6.68 mm，各圈適配器的最大抗彎受載分別為：6 204 Nm，2 193 Nm，4.04 × 104N m，6.13 × 104N m，2.5 倍基準航速時，各圈最大抗壓受載分別為 7 041 N，2.30 × 104N，5.72 × 104N 和4.05 × 104N，相應的最大變形分別為 2.22 mm，3.54 mm，13.5 mm，9.13 mm，各圈適配器的最大抗彎受載分別為：8 760 N·m，3 088 N·m，5.58 × 104N·m，8.42 × 104N·m；可見適配器抗壓受載第 3 圈適配器最惡劣，第 3 適配器變形最大，第 4 適配器的抗彎受載最大。隨著航速的增大，各圈適配器的力與力矩以及壓縮量的最大值均增大。

5.2 適配器剛度影響

針對某潛空導彈外形，四圈適配器支撐的情況下，進行適配器剛度 6 × 106/1 × 107/1.5 × 107N/m 條件下的橫向動力計算。圖 6 為不同適配器剛度下的彈體的出筒姿態(tài)。

從圖 6 可看出，彈動后，潛空彈的角速度與角度隨運動時間逐漸增大，在彈質心出筒后開始顯著變化，直至彈出筒，不同適配器剛度條件下，潛空彈的角速度、角度趨勢一致，角速度、角度隨著適配器剛度的增大而減小。而且隨著適配器抗壓剛度的增大，俯仰角和俯仰角速度的振動頻率增大，振幅增大，姿態(tài)變化明顯下降。

各圈適配器的力與力矩曲線如圖 7 示。各圈減震墊的壓縮量隨筒內行程變化曲線如圖 8 所示。

從圖 7 和圖 8 中可看出，適配器剛度為 6 × 106N/m時，各圈最大抗壓受載分別為 4 987 N，1.64 × 104N，4.14 × 104N 和 2.94 × 104N，相應的最大變形分別為1.57 mm，2.51 mm，9.77 mm，6.68 mm，各圈適配器的最大抗彎受載分別為：6 204 N·m，2 193 N·m，4.04 × 104N·m，6.13 × 104N·m；適配器剛度為 1 × 107N/m 時，各圈最 大抗壓受載分別為 5 132 N，1.55 × 104N，4.29 × 104N 和3.07 × 104N，相應的最大變形分別為 1.11 mm，2.14 mm， 6.21 mm，3.82 mm，各圈適配器的最大抗彎受載分別為：6 385 N·m，2 077 N·m，4.19 × 104N·m，6.39 × 104N·m；適配器剛度為 1.5 × 107N/m 時，各圈最大抗壓受載分別為 5 087 N，1.57 × 104N，4.80 × 104N 和 3.34 × 104N，相應的最大變形分別為 0.82 mm，0.96 mm，4.30 mm，2.79 mm，各圈適配器的最大抗彎受載分別為：6 329 N·m，2 101 N·m，4.68 × 104N·m，6.98 × 104N·m；可見適配器抗壓受載第 3 圈適配器最惡劣，第 3 適配器變形最大，第 4 適配器的抗彎受載最大。隨著適配器剛度的增大，各圈適配器的壓縮量減小，力與力矩以及壓縮量的最大值均略有增大。

6 結 語

通過對同航速及不同適配器剛度條件下的潛空導彈垂直出筒過程進行仿真，得到了各圈適配器的受載及變形情況，從仿真分析看出，適配器抗壓受載第 3圈適配器最惡劣，第 3 適配器變形最大，第4適配器的抗彎受載最大；各圈適配器的力與力矩以及壓縮量的最大值，隨著航速的增大而增大；各圈適配器壓縮量的是值隨著適配器剛度的增大減小，力與力矩以及壓縮量的最大值隨著適配器剛度的增大略有增大。

[1]馬亮, 高洪林. 潛艇水平發(fā)射無人機關鍵技術分析[J]. 飛航導彈, 2011(10): 60–61.

[2]趙世平, 蔡體敏. 橫向流對潛艇垂直發(fā)射導彈的影響[J]. 船舶力學, 2006, 4(10): 33–37.

[3]劉樂華, 張宇文. 深海垂直發(fā)射內彈道研究[J]. 船舶科學技術, 2004, 26(1).

[4]倪火才. 潛載導彈水下發(fā)射技術的發(fā)展趨勢分析[J]. 艦載武器, 2001(1).

[5]倪火才. 潛地彈道導彈發(fā)射裝置構造[M]. 哈爾濱: 哈爾濱工程大學出版社, 1998.

[6]尚書聰, 孫建中, 秦麗萍. 潛載導彈水下發(fā)射出筒橫向動力學特性研究[J]. 振動與沖擊, 2012, 31(23): 84–86.

Adapter load and deformation of vertical launching submarine-to-air missile

LU Bing-ju, ZHU Zhu
(The 713 Research Institute of CSIC, Zhengzhou 450015, China)

The lateral dynamic method and the load calculation method has been established for the adaptation methods of adapters in vertical launching submarine-to-air missile, and was applied to simulate the process of the missile. The influence of the submarine velocity and the rigidity of adaptor on the adapter load and deformation in vertical launching submarine-to-air missile were analyzed. The result has guidance significance to vertical launching submarine-to-air missile or other tactical missile and design the adapter.

vertical sub-launch；lateral dynamic；adapter load；adapter deformation

TJ76

A

1672–7619(2017)05–0139–04

10.3404/j.issn.1672–7619.2017.05.028

2017–02–21

盧丙舉(1979–)，男，高級工程師，主要從事發(fā)射裝置等方面研究。