推拉缸式魚雷發射裝置內彈道仿真

郭　煜,　李宗吉,　任　蕾,　練永慶

推拉缸式魚雷發射裝置內彈道仿真

郭煜1,李宗吉1,任蕾2,練永慶1

(1. 海軍工程大學 兵器新技術應用研究所, 湖北 武漢, 430033; 2. 海軍工程大學 裝備經濟管理系, 湖北 武漢, 430033)

為了使體積、質量相對較小的無人水下航行器(UUV)具有水下發射魚雷的能力, 在傳統水下魚雷發射裝置的基礎上進行改進, 提出了一種適應UUV水下發射魚雷的推拉缸式魚雷發射裝置方案。建立了發射裝置內彈道數學模型。通過仿真計算, 得到該型發射裝置主要結構參數對推拉缸式內彈道的影響規律。仿真結果表明, 該方案滿足UUV水下發射魚雷的相關技術指標, 為進一步研制開發提供參考。

魚雷發射裝置; 無人水下航行器(UUV); 推拉缸式; 內彈道

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, 在未來海戰中有不可替代的作用[1-2]。隨著UUV及相關技術的發展, 未來海戰中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]。由于現有潛艇魚雷發射裝置結構復雜、體積大, 不能夠滿足UUV總體設計要求, 所以目前已知的UUV發射魚雷多以自航式為主。然而采用自航式發射魚雷, 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的推拉缸式魚雷發射裝置方案, 建立了該發射裝置內彈道數學模型, 并對該裝置進行了發射過程仿真。

1　推拉缸式發射裝置工作原理

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

發射過程: 魚雷發射時, 火藥在燃燒室內由點火藥點燃, 瞬時產生大量高溫高壓燃氣。在燃燒室與氣缸內壓力差的作用下, 燃氣通過噴管進入氣缸中活塞左側。由于活塞左右壓力差的作用,活塞帶動拉桿向右運動, 魚雷在拉桿的作用下加速運動?；钊^續運動壓縮活塞右側空氣使其壓力上升, 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, 魚雷繼續向前運動, 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。發射裝置原理如圖1所示。

圖1　發射裝置原理圖Fig. 1　Principle of a torpedo launcher

2　發射裝置內彈道數學模型

2.1氣缸左側壓力模型

無煙火藥在燃燒室中燃燒, 燃氣通過噴管注入氣缸左側中, 從而推動活塞組件運動。將噴管喉部截面、氣缸管壁、活塞左側圍成的空間中氣體作為研究對象[4], 根據開口系的熱力學第一定律, 可得

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

對于傳熱損失Qw, 在火炮內彈道學中, 一般采用減小火藥潛能的辦法加以修正。文中利用經驗的熱損失系數加以修正, 故式(1)可以寫成

式中: η為熱損失系數取0.8。

將氣缸中混合氣體的內能、溫度和壓力的數學表達式寫成微分形式可得

式中: k為火藥氣體的絕熱系數;Cv為氣體的等容比熱。

氣缸中的燃氣來自于燃燒室火藥的燃燒, 故

式中, mc為氣缸內混合氣體的質量。

根據裝置結構, 氣缸的充氣容積與活塞行程相關, 氣缸中氣體充氣容積變化率為

式中: Vc為氣缸內瞬時充氣容積; vT為活塞速度; St為氣缸截面面積。

2.2氣缸右側壓力模型

由于氣缸右側密封, 所以氣體質量不變

其內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

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

2.3燃燒室壓力模型

燃燒室內火藥燃燒過程非常復雜, 一方面隨著火藥燃燒不斷生成火藥燃氣, 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氣, 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, 其數值上等于注入發射管的焓, 此時根據能量守恒原理可得

為了便于數值求解, 將上式寫成微分方程形式

對于無煙火藥, 由質量守恒定理可得, 火藥燃燒所消耗的質量Me′等于火藥燃氣生成的質量me, 即

使用H型雙基藥時, 火藥燃氣燃燒熱的生成速率可表示為

在第1階段中, 滯留在燃燒室中氣體的質量變化率可表示為

2.2 環境因素 由于手術后治療和護理的特別需要，ICU的環境具有其自身的特殊性。有研究表明，環境在ICU綜合征的發生中起著重要作用［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為燃燒室內氣體的內能; Ub0為燃燒室內氣體的初始內能; Qe為火藥燃燒產生的熱量; Hi為通過噴管進入氣缸內的焓; me為燃燒掉火藥的質量; Qb為火藥燃燒熱; ξ為燃燒效率取0.8; pb為燃燒室內火藥燃燒壓力;β為火藥形狀特型數; u為火藥在單位壓力下的燃燒速度; v為火藥燃速指數; 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。

活塞運動加速度為

式中: Ff為魚雷在管內前后運動阻力(Fluent建立模型得到擬合函數, 擬合結果反復迭代到微分方程得到Ff); G為魚雷負浮力; P′c為氣缸右側的壓力[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為魚雷與發射管摩擦系數; mT為魚雷質量; l為活塞位移; LT為推動魚雷所做的功。

3　發射裝置內彈道仿真

3.1仿真輸入參數

文中運用MATLAB軟件ode45函數建立微分方程組進行仿真計算及分析。

根據傳統魚雷發射裝置相關參數, 估計得到推拉缸式魚雷發射裝置相關結構參數。仿真輸入參數見表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仿真結果

根據表1, 將仿真初始數據代入仿真模型,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。

根據發射過程各參數曲線, 得到主要發射仿真結果如表2所示。

3.3仿真結果分析

根據仿真結果, 從零時刻起, 燃燒室內壓力上升, 燃氣從燃燒室進入到氣缸中, 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, 但因為模型沒有考慮到海水對裝置的冷卻作用, 故實際溫度應該略低于仿真數據。當活塞運動接近氣缸底部時,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　仿真輸入參數表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　初始氣缸壓力曲線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　初始氣缸溫度曲線Fig. 8　Curve of initial temperature in cylinder versus time

表2　主要發射仿真參數結果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向前運動直至氣缸背腔壓力大于氣缸壓力, 此時活塞減速運動繼而向相反方向運動,直至氣缸壓力大于氣缸背腔壓力, 如此往復。因此發射后期燃燒室、氣缸的壓力及溫度存在波動。

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

仿真結果表明, 模型在一定范圍內可以對推拉缸式魚雷發射裝置進行仿真, 基本能夠反映發射過程相關規律。

4　主要結構參數對內彈道影響

4.1改變火藥質量

將火藥柱根數變化為4根、5根、6根, 然后進行仿真得到結果如圖9~圖12所示。

增大火藥質量, 實質上增加了發射能源, 所以各項參數都有所上升, 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改變燃燒室直徑

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

圖9　火藥柱根數為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氣的充氣容積, 這將導致燃氣壓力下降。

4.3改變氣缸直徑

將氣缸直徑改變為0.10, 0.12, 0.14得到仿真結果如圖17~圖20所示。

增大氣缸直徑, 等同于增大活塞在氣缸中運動時氣缸充氣容積的變化率。從而導致氣缸中壓力下降, 進而改變燃燒室及氣缸的壓力差, 使火藥燃氣更快速的進入到氣缸, 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仿真結果分析

改變燃燒室直徑雖然增大了氣缸壓力, 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束, 魚雷脫離后減速過程變長, 最終導致魚雷出管速度變化不大。

改變發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射裝置燃燒室及氣缸的壓力也相應增大。

考慮到UUV的體積較小, 發射管前端平臺區一般也較短, 出管速度控制在10~13 m/s足夠完成出管動作, 故在實際運用當中應適當減小火藥用量優化裝置結構, 對魚雷出管速度進行控制。

5　結束語

文中提出一種適用于UUV的水下推拉缸式魚雷發射裝置方案, 該裝置采用水壓平衡式原理,結構簡單、體積較小, 基本滿足UUV單次發射魚雷的技術指標。通過建立發射裝置數學模型, 并運用MATLAB進行數值仿真, 得到了發射裝置相關結構參數對發射內彈道的影響規律, 通過數據分析, 可以對該發射裝置的結構進行進一步優化設計, 為研制開發該發射裝置提供理論參考。

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(責任編輯: 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, 研究方向為水中兵器動力與推進技術.