孟艷 何麗 陳苗 廉政 武龍

（北京航天發(fā)射技術(shù)研究所，北京，100076）

0 引言

車(chē)載垂直熱發(fā)射具有機(jī)動(dòng)靈活、發(fā)射裝置結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單、通用性好等優(yōu)點(diǎn)，降低了箱式傾斜熱發(fā)射在導(dǎo)彈離軌后的碰撞安全性風(fēng)險(xiǎn)[1]；但垂直熱發(fā)射時(shí)產(chǎn)生的高溫高速燃?xì)馍淞鲿?huì)對(duì)發(fā)射裝置產(chǎn)生嚴(yán)重的沖擊作用[2]，需要對(duì)燃?xì)馍淞鬟M(jìn)行排導(dǎo)以降低燃?xì)饬鲗?duì)發(fā)射系統(tǒng)的影響。

目前主流使用導(dǎo)流器來(lái)承受燃?xì)馍淞鞯臎_擊，并將其排導(dǎo)至有利的方向。導(dǎo)流器的類型主要有單面導(dǎo)流器、雙面導(dǎo)流器、組合型導(dǎo)流器、圓錐形導(dǎo)流器等。谷榮亮等[3]闡述了燃?xì)饬骱侠砼艑?dǎo)的必要性，分析和比較了燃?xì)饬鲀?nèi)導(dǎo)流和外導(dǎo)流，論述了燃?xì)饬鲀?nèi)導(dǎo)流的優(yōu)越性和外導(dǎo)流的局限性，表述了箱式垂直發(fā)射裝置燃?xì)饬髋艑?dǎo)的發(fā)展方向。陳勁松等[4]對(duì)雙面導(dǎo)流器的排導(dǎo)規(guī)律及導(dǎo)流效果進(jìn)行了仿真分析與試驗(yàn)研究。趙若男等[5]采用計(jì)算流體力學(xué)方法，對(duì)不同型面導(dǎo)流器的燃?xì)馀艑?dǎo)效果進(jìn)行了分析，發(fā)現(xiàn)圓弧形導(dǎo)流器排導(dǎo)性能更好。

胡曉磊等[6]采用動(dòng)網(wǎng)格技術(shù)對(duì)某車(chē)載垂直熱發(fā)射雙面導(dǎo)流器進(jìn)行了分析，得到了發(fā)射過(guò)程中導(dǎo)流器周?chē)鲌?chǎng)的溫度和壓強(qiáng)變化情況，為導(dǎo)流器的氣動(dòng)外形優(yōu)化設(shè)計(jì)提供了支撐。劉念昆[7]采用數(shù)值仿真手段對(duì)雙面導(dǎo)流器的幾何參數(shù)進(jìn)行了優(yōu)化設(shè)計(jì)，分析結(jié)果表明雙面導(dǎo)流器排導(dǎo)會(huì)對(duì)車(chē)后端面、支腿以及車(chē)輪等造成較大的熱沖擊作用。盛文成[8]對(duì)比分析了雙面導(dǎo)流器和單面導(dǎo)流器的排導(dǎo)效果，其中雙面導(dǎo)流器對(duì)發(fā)射裝置的沖擊力最小，但需要兩側(cè)較大的排導(dǎo)空間，限制了發(fā)射車(chē)的場(chǎng)坪適應(yīng)性；單面導(dǎo)流器所需的排導(dǎo)空間最小，適用于狹窄的發(fā)射場(chǎng)坪，但會(huì)對(duì)發(fā)射車(chē)產(chǎn)生較大的沖擊力。燃?xì)饬鲗?duì)導(dǎo)彈的出箱安全性會(huì)產(chǎn)生一定的影響，導(dǎo)彈在箱內(nèi)運(yùn)動(dòng)過(guò)程中，在重力和其他外力作用下其姿態(tài)會(huì)發(fā)生變化，導(dǎo)致彈箱之間間隙減小，甚至有可能發(fā)生彈箱碰撞的情況。馬蕾等[9]采用多體系傳遞矩陣法建立了剛?cè)狁詈蠈?dǎo)彈發(fā)射系統(tǒng)動(dòng)力學(xué)模型，對(duì)導(dǎo)彈發(fā)射過(guò)程進(jìn)行了整體動(dòng)力學(xué)分析，為優(yōu)化導(dǎo)彈姿態(tài)提供了快速迭代手段；劉瑞卿等[10]針對(duì)地面風(fēng)載荷對(duì)導(dǎo)彈-發(fā)射車(chē)系統(tǒng)穩(wěn)定性的影響進(jìn)行了分析，驗(yàn)證了隨著風(fēng)速的增加，導(dǎo)彈-發(fā)射車(chē)的系統(tǒng)穩(wěn)定性越來(lái)越差；趙君偉等[11]采用Adams和AMESim進(jìn)行了發(fā)射動(dòng)力學(xué)的機(jī)液聯(lián)合仿真，獲得了導(dǎo)彈出箱的姿態(tài)角和角速度。以往發(fā)射動(dòng)力學(xué)方面的研究對(duì)象多為垂直冷彈射或傾斜熱發(fā)射系統(tǒng)，對(duì)車(chē)載垂直熱發(fā)射系統(tǒng)的發(fā)射動(dòng)力學(xué)分析較少，專門(mén)針對(duì)單面導(dǎo)流器的發(fā)射動(dòng)力學(xué)分析更為罕見(jiàn)。為提高采用單面導(dǎo)流器的車(chē)載垂直熱發(fā)射系統(tǒng)的發(fā)射安全性，有必要對(duì)單面導(dǎo)流器的載荷傳遞過(guò)程及其對(duì)發(fā)射安全性的影響進(jìn)行分析。

1 導(dǎo)流器載荷傳遞理論分析

某型發(fā)射車(chē)采用箱式垂直熱發(fā)射技術(shù)，為保證其場(chǎng)坪適應(yīng)性、可實(shí)現(xiàn)向車(chē)后方單面排導(dǎo)，設(shè)置了翻轉(zhuǎn)式單面導(dǎo)流裝置，如圖1所示，該導(dǎo)流裝置由導(dǎo)流器本體、翻轉(zhuǎn)電動(dòng)缸、翻轉(zhuǎn)臂、球鉸盤(pán)底座等結(jié)構(gòu)組成，導(dǎo)流裝置位于發(fā)射箱之后，通過(guò)翻轉(zhuǎn)臂與車(chē)架尾梁鉸接，發(fā)射時(shí)導(dǎo)流器裝置通過(guò)翻轉(zhuǎn)電動(dòng)缸驅(qū)動(dòng)落地，落地后電動(dòng)缸釋放，以保證球鉸盤(pán)底座與地面接觸。

圖1 翻轉(zhuǎn)式單面導(dǎo)流器示意圖Fig.1 Rotational single-faced deflector

單面導(dǎo)流器優(yōu)化設(shè)計(jì)的原則一方面是要滿足承載可靠、順暢排導(dǎo)、偏于熱防護(hù)等，另一方面單面導(dǎo)流器的設(shè)計(jì)應(yīng)將燃?xì)馍淞鲗?duì)發(fā)射車(chē)、導(dǎo)彈的沖擊降到最低。但以往的發(fā)射動(dòng)力學(xué)分析過(guò)程中，通常將導(dǎo)流器與發(fā)射車(chē)的連接關(guān)系簡(jiǎn)化為固定連接，沒(méi)有詳細(xì)分析導(dǎo)流器與發(fā)射車(chē)之間的載荷傳遞。本節(jié)將對(duì)翻轉(zhuǎn)油缸式單面導(dǎo)流器的載荷傳遞關(guān)系進(jìn)行理論分析，以更加精確的分析導(dǎo)流器對(duì)發(fā)射車(chē)、導(dǎo)彈的沖擊影響。

1.1 導(dǎo)流器與車(chē)架固定連接的載荷傳遞關(guān)系

發(fā)射燃?xì)饬鲗?duì)發(fā)射車(chē)的影響主要考慮燃?xì)饬髯饔糜趯?dǎo)流器上的垂向載荷和縱向載荷，考慮對(duì)發(fā)射車(chē)穩(wěn)定性的影響。

經(jīng)計(jì)算，燃?xì)饬髯饔糜趯?dǎo)流器上的力可分解為垂向分力和縱向分力，垂向分力方向?yàn)樨Q直向下、縱向分力為由車(chē)尾指向車(chē)頭。通過(guò)導(dǎo)流器型面設(shè)計(jì)，需保證燃?xì)饬骱狭ψ饔镁€與導(dǎo)流器底座軸線重合，以降低對(duì)導(dǎo)流器連接擺臂的力矩作用。當(dāng)將導(dǎo)流器與發(fā)射車(chē)的連接關(guān)系簡(jiǎn)化為固定連接時(shí)，可將導(dǎo)流器與發(fā)射車(chē)作為一個(gè)整體進(jìn)行受力分析[12][13]。

對(duì)燃?xì)饬鬏d荷最大時(shí)刻，將導(dǎo)流器與發(fā)射車(chē)作為一個(gè)整體進(jìn)行受力分析的示意圖如圖2所示，此時(shí)輪胎、支腿和導(dǎo)流器底座共同承載，其中xF0為導(dǎo)流器受到的燃?xì)饬鬏d荷縱向分力，F(xiàn)0y為導(dǎo)流器受到的燃?xì)饬鬏d荷垂向分力，F(xiàn)tx為導(dǎo)流器和發(fā)射車(chē)整體受到的地面縱向摩擦力，F(xiàn)ty為導(dǎo)流器和發(fā)射車(chē)整體受到的地面垂向支撐力，G為發(fā)射車(chē)受到的重力，對(duì)導(dǎo)流器和發(fā)射車(chē)整體進(jìn)行受力分析如下：

圖2 導(dǎo)流器與發(fā)射車(chē)整體受力分析Fig.2 Force analysis of the deflector and vehicle as a whole

1.2 導(dǎo)流器與車(chē)架鉸接的載荷傳遞關(guān)系

同樣，對(duì)燃?xì)饬鬏d荷最大時(shí)刻，導(dǎo)流器與車(chē)架鉸接時(shí)燃?xì)饬髯饔糜趯?dǎo)流器上的力同樣可分解為垂向分力和縱向分力，垂向分力方向?yàn)樨Q直向下、縱向分力為由車(chē)尾指向車(chē)頭。但當(dāng)導(dǎo)流器與車(chē)架鉸接時(shí)，不能將導(dǎo)流器與發(fā)射車(chē)作為一個(gè)整體進(jìn)行受力分析。

導(dǎo)流器與發(fā)射車(chē)鉸接時(shí)進(jìn)行受力分析的示意圖如圖3所示，其中xF0為導(dǎo)流器受到的燃?xì)饬鬏d荷縱向分力，F(xiàn)0y為導(dǎo)流器受到的燃?xì)饬鬏d荷垂向分力，F(xiàn)1x為導(dǎo)流器和發(fā)射車(chē)整體受到的地面縱向摩擦力，F(xiàn)1y為導(dǎo)流器和發(fā)射車(chē)整體受到的地面垂向支撐力，F(xiàn)2x為發(fā)射車(chē)對(duì)導(dǎo)流器縱向作用力，為發(fā)射車(chē)導(dǎo)流器的垂向作用力，對(duì)導(dǎo)流器單獨(dú)進(jìn)行受力分析如下：

圖3 導(dǎo)流器與發(fā)射車(chē)鉸接受力分析Fig.3 Force analysis of the deflector and vehicle as rotational

可得:

其中μ為地面與導(dǎo)流器底座之間摩擦系數(shù)，L12y、L12x、L02y、L02x為相應(yīng)作用力相對(duì)導(dǎo)流器與發(fā)射車(chē)鉸接回轉(zhuǎn)軸的力臂?？紤]發(fā)射車(chē)的穩(wěn)定性，需要保證導(dǎo)流器受到燃?xì)饬鬏d荷作用時(shí)不對(duì)發(fā)射車(chē)產(chǎn)生向上的作用力，即發(fā)射車(chē)對(duì)導(dǎo)流器的垂向作用力F2y≥0，可以得到

1.3 兩種連接關(guān)系的對(duì)比

通過(guò)受力分析分別得到了將導(dǎo)流器與發(fā)射車(chē)作為整體和將導(dǎo)流器與發(fā)射車(chē)作為鉸接進(jìn)行考慮時(shí)發(fā)射車(chē)穩(wěn)定的地面摩擦系數(shù)條件，下面以某組參數(shù)為例進(jìn)行對(duì)比分析。

表1 對(duì)比分析參數(shù)設(shè)定Table1 Parameter setting of comparison analysis

可得μall≥0.2，μ≥ 0.4，可見(jiàn)將導(dǎo)流器與發(fā)射車(chē)鉸接連接時(shí)燃?xì)饬髯饔孟掳l(fā)射穩(wěn)定所需的地面摩擦系數(shù)更大。

2 導(dǎo)流器載荷傳遞仿真分析

2.1 模型建立

燃?xì)饬鲗?duì)導(dǎo)流器的沖擊是一個(gè)動(dòng)態(tài)過(guò)程，為快速獲得單面導(dǎo)流器在不同地面摩擦系數(shù)下的載荷傳遞規(guī)律，取燃?xì)饬鬟_(dá)到峰值力時(shí)刻的邊界條件作為仿真輸入，建立翻轉(zhuǎn)式導(dǎo)流器受力分析的仿真模型，模型包括車(chē)架尾梁、導(dǎo)流器本體、翻轉(zhuǎn)電動(dòng)缸、翻轉(zhuǎn)臂、球鉸盤(pán)底座和地面組成，其中導(dǎo)流器本體通過(guò)翻轉(zhuǎn)臂與車(chē)架尾梁建立鉸接關(guān)系，翻轉(zhuǎn)電動(dòng)缸在仿真中處于釋放狀態(tài)，球鉸盤(pán)底座與導(dǎo)流器本體之間建立球鉸關(guān)系，球鉸盤(pán)底座與地面之間建立接觸關(guān)系，模型整體如圖4所示。設(shè)置邊界條件為車(chē)架尾梁和地面固定，載荷條件為在導(dǎo)流器本體導(dǎo)流弧面上施加燃?xì)饬鞣逯底饔昧Γǚ謩e施加垂向作用力和縱向作用力），通過(guò)調(diào)整球鉸盤(pán)底座與地面之間的摩擦系數(shù)進(jìn)行不同地面條件下的仿真分析。

圖4 翻轉(zhuǎn)式單面導(dǎo)流器仿真模型Fig.4 Simulation model of the rotational single-faced deflector

2.2 仿真結(jié)果

如圖5所示為地面摩擦系數(shù)為0.5時(shí)翻轉(zhuǎn)式單面導(dǎo)流器在燃?xì)饬鞣逯盗ψ饔孟碌奈灰圃茍D，由于翻轉(zhuǎn)臂的結(jié)構(gòu)形變，導(dǎo)流器底座仍有向前移動(dòng)的趨勢(shì)，此時(shí)的位移量約為6.5mm。

圖5 翻轉(zhuǎn)式單面導(dǎo)流器仿真位移云圖（摩擦系數(shù)0.5）Fig.5 Displacement distribution of the rotational single-faced deflector (friction coefficient as 0.5)

對(duì)比不同地面摩擦系數(shù)條件下的仿真結(jié)果，如表2所示。導(dǎo)流器在垂向受到的力包括自重（約4kN）（豎直向下）、燃?xì)饬鞔瓜蜃饔昧ΓㄘQ直向下）、地面垂向接觸力（豎直向上）和車(chē)架對(duì)導(dǎo)流器的垂向作用力（方向不定）；導(dǎo)流器在縱向受到的力包括燃?xì)饬骺v向作用力（由車(chē)尾向車(chē)頭方向）、地面縱向摩擦力（由車(chē)頭向車(chē)尾方向）和車(chē)架對(duì)導(dǎo)流器的縱向作用力（由車(chē)頭向車(chē)尾方向）。根據(jù)理論受力分析，導(dǎo)流器的受力應(yīng)保持平衡，即滿足公式（2），將表2的仿真結(jié)果帶入公式（2）均滿足受力平衡條件。且在地面摩擦系數(shù)小于0.4時(shí)（0.15和0.3），導(dǎo)流器明顯向前移動(dòng)，導(dǎo)流器在燃?xì)饬髯饔孟聦?duì)車(chē)架產(chǎn)生向上的作用力，影響發(fā)射穩(wěn)定性；在地面摩擦系數(shù)大于0.4時(shí)，導(dǎo)流器向前移動(dòng)量很小，導(dǎo)流器在燃?xì)饬髯饔孟虏粫?huì)對(duì)車(chē)架產(chǎn)生向上的作用力，可以保證發(fā)射的穩(wěn)定性。

表2 不同地面摩擦系數(shù)條件下的仿真結(jié)果Table2 Simulation results of different friction coefficient

3 整車(chē)發(fā)射動(dòng)力學(xué)仿真分析

3.1 模型建立

建立車(chē)載垂直熱發(fā)射整車(chē)有限元發(fā)射動(dòng)力學(xué)仿真模型，模型的全局坐標(biāo)系原點(diǎn)位于起豎回轉(zhuǎn)軸中心，x軸指向車(chē)頭方向，z軸指向天空，y軸符合右手定則。

模型包括發(fā)射車(chē)的車(chē)架、前后橋、起豎缸、調(diào)平支腿、起落架、發(fā)射箱、解鎖機(jī)構(gòu)、適配器、導(dǎo)彈、導(dǎo)流器和導(dǎo)流器底座。車(chē)架、起落架、發(fā)射箱、適配器、導(dǎo)流器、導(dǎo)流器底座等均采用有限元網(wǎng)格進(jìn)行劃分，起豎缸、調(diào)平支腿采用定剛度和阻尼的彈簧單元模擬，導(dǎo)彈采用剛性體模擬。整車(chē)模型根據(jù)實(shí)際起豎到位狀態(tài)結(jié)構(gòu)進(jìn)行裝配，其中導(dǎo)流器本體通過(guò)翻轉(zhuǎn)臂與車(chē)架尾梁建立鉸接關(guān)系，翻轉(zhuǎn)電動(dòng)缸在仿真中處于釋放狀態(tài)，球鉸盤(pán)底座與導(dǎo)流器本體之間建立球鉸關(guān)系，球鉸盤(pán)底座與地面之間建立接觸關(guān)系，前后橋輪胎和前后調(diào)平支腿與地面之間建立接觸關(guān)系，前后橋懸架和起豎缸均簡(jiǎn)化為彈簧，導(dǎo)彈通過(guò)適配器與發(fā)射箱之間建立接觸關(guān)系，模型整體如圖6所示。設(shè)置載荷條件為在導(dǎo)流器本體導(dǎo)流弧面上施加燃?xì)饬髯饔昧Γǚ謩e施加垂向作用力和縱向作用力），在導(dǎo)彈底部施加燃?xì)饬魍屏湍Ｐ驼w施加重力，通過(guò)調(diào)整球鉸盤(pán)底座與地面之間的摩擦系數(shù)進(jìn)行不同地面條件下的仿真分析。

圖6 整車(chē)發(fā)射動(dòng)力學(xué)仿真模型示意圖Fig.6 Model of missile-launch vehicle system

3.2 仿真結(jié)果

當(dāng)?shù)孛婺Σ料禂?shù)為0.15時(shí)，即地面摩擦系數(shù)小于導(dǎo)流器與發(fā)射車(chē)鉸接時(shí)發(fā)射穩(wěn)定所需的地面摩擦系數(shù)時(shí)，整車(chē)發(fā)射動(dòng)力學(xué)仿真得到的導(dǎo)彈姿態(tài)角如圖7所示，導(dǎo)彈出箱時(shí)（1s）其姿態(tài)角大小約為0.51°；當(dāng)?shù)孛婺Σ料禂?shù)為0.5時(shí)，級(jí)地面摩擦系數(shù)大于導(dǎo)流器與發(fā)射車(chē)鉸接時(shí)發(fā)射穩(wěn)定所需的地面摩擦系數(shù)時(shí)，整車(chē)發(fā)射動(dòng)力學(xué)仿真得到的導(dǎo)彈姿態(tài)角如圖8所示，導(dǎo)彈出箱時(shí)（1s）其姿態(tài)角大小約為0.08°。

圖7 整車(chē)發(fā)射動(dòng)力學(xué)導(dǎo)彈姿態(tài)角變化（摩擦系數(shù)0.15） Fig.7 Missile’s attitude

圖8 整車(chē)發(fā)射動(dòng)力學(xué)導(dǎo)彈姿態(tài)角變化（摩擦系數(shù)0.5）Fig.8 Rotational single-faced deflector

由于是垂直熱發(fā)射，仿真中未設(shè)置影響發(fā)射穩(wěn)定性的邊界條件，導(dǎo)彈姿態(tài)的變化主要由發(fā)射系統(tǒng)內(nèi)部的載荷傳遞和變形引起。分析仿真過(guò)程，當(dāng)導(dǎo)流器底座與地面摩擦系數(shù)過(guò)小時(shí)，導(dǎo)流器在縱向燃?xì)饬鬏d荷的作用下向前移動(dòng)，而輪胎與地面的摩擦力較大（輪胎與地面摩擦系數(shù)一般為0.7），車(chē)身縱向沒(méi)有移動(dòng)，導(dǎo)流器將車(chē)架尾梁頂起，影響發(fā)射箱姿態(tài)，進(jìn)而影響導(dǎo)彈出箱的姿態(tài)。因此，為保證發(fā)射過(guò)程的穩(wěn)定性，應(yīng)選取地面摩擦系數(shù)足夠大的發(fā)射場(chǎng)坪。

4 結(jié)論

a)當(dāng)單面導(dǎo)流器與發(fā)射車(chē)為鉸接關(guān)系時(shí)，在燃?xì)饬髯饔孟聻楸ＷC發(fā)射穩(wěn)定所需的導(dǎo)流器底座與地面摩擦系數(shù)更大；

b)當(dāng)?shù)孛婺Σ料禂?shù)過(guò)小時(shí)，與車(chē)架鉸接的單面導(dǎo)流器在在縱向燃?xì)饬鬏d荷的作用下向前移動(dòng)將車(chē)架尾梁頂起，影響導(dǎo)彈出箱的姿態(tài)；

c)采用鉸接單面導(dǎo)流器的車(chē)載垂直熱發(fā)射，為保證發(fā)射過(guò)程的穩(wěn)定性，應(yīng)選取地面摩擦系數(shù)足夠大的發(fā)射場(chǎng)坪。