水下舷外發射裝置結構設計與仿真

蘇 杭，李四超，趙 錚

(1.南京理工大學,能源與動力工程學院， 南京 210094; 2.海軍駐鄭州地區軍代表室， 鄭州 450015)

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水下舷外發射裝置結構設計與仿真

蘇 杭1，李四超2，趙 錚1

(1.南京理工大學,能源與動力工程學院， 南京 210094; 2.海軍駐鄭州地區軍代表室， 鄭州 450015)

采用基于ANSYS/LS-DYNA流固耦合仿真計算方法，對魚雷水下舷外發射裝置結構的有限元建模與仿真計算，得到了有艇速和無艇速下的水密隔膜轉角曲線以及發射筒底面積大小的變化和水密隔膜張開角度對魚雷運動的影響規律。本文所采用的水密隔膜結構在魚雷發射過程中不會造成干涉，可為以后相關結構設計研究提供技術支持。

水下發射裝置；結構設計；LS-DYNA；數值模擬

水下發射裝置的設計及其研究過程，對于提高魚雷、潛射導彈等武器的出水品質具有很重要的意義。對于水下發射過程相關研究，周源[1]對潛射導彈的水中彈道進行了仿真；田兵[2]對液壓蓄能式發射裝置內彈道進行了仿真；龔紅良[3]對導彈水中運動狀態進行了研究。

本文設計了一種魚雷水下弦外發射裝置，該裝置是在水壓平衡式發射裝置的基礎上改進而來。采用冷發射技術，魚雷在滑塊推動下沿發射筒內滑軌加速，沖破水密隔膜出筒。水密隔膜隨著魚雷的出筒過程，分成四瓣張開。由于魚雷與發射筒之間的間隙很小，筒外海水很難及時補充到彈底，造成較大的壓差阻力[4]，所以有必要在發射筒底開孔，使發射筒底部與舷外海水相通，因此，需要分析發射筒底開孔面積大小對魚雷速度的影響；另外，發射筒為多單元聯裝結構，單元間距離較小，水密隔膜張開時空間范圍增大，因此，需要計算水密隔膜的最大張開角度，判斷發射過程中其是否會與臨近發射單元產生干涉。本文主要研究水密隔膜在發射過程中的運動特點，不考慮發射裝置的動力問題及其影響。

1 計算模型的建立

本文的計算模型主要由水域、魚雷發射筒、水密隔膜和魚雷構成。計算域后部為魚雷，魚雷前部為球冠，后部為空心的圓柱體，材料為鋼，模型質量與實際魚雷質量相同；魚雷前部為4瓣水密隔膜，扁球殼狀。由于工程需要，水密隔膜分為四瓣。水域為150 m水深的海水，魚雷發射筒和水密隔膜將魚雷與水域分隔開，結構簡圖如圖1。其中水域尺寸為R0.6 m×R0.6 m×8 m，魚雷發射筒尺寸為R0.4 m×R0.4 m×3.3 m。

圖1 計算模型示意圖

2 有限元分析模型的建立

流固耦合計算需要同時考慮流場沖擊和魚雷運動之間的相互作用，包括流場計算，固體力學計算，耦合計算等，計算量較大，計算周期長，因此需要對計算模型按工程要求進行簡化，以提高計算速度。本系統的有限元模型由水、魚雷發射筒、水密隔膜和魚雷組成，有限元網格如圖2。

圖2 計算域網格

水域采用歐拉網格建模，魚雷、水密隔膜、發射筒采用Solid單元建模[5]，采用接觸罰函數耦合算法[6]。邊界條件設置為：在水-結構邊界，通過Euler/Lagrange罰函數耦合算法建立約束方程，將結構與流體耦合，實現力學參量的傳遞[7]；采用轉軸實現水密隔膜與發射筒的連接。為節約求解時間和計算量，取流場為一定范圍，并且將裝置放在流場的中心對稱位置[8]。對于外流場設置，模擬150 m水深時發射裝置所受的環境壓力[9]設置為1.5 MPa，在水域邊界面施加透射邊界約束，模擬無限水域；對于初始條件設置，魚雷以給定速度曲線運動，對整個發射裝置設定分為兩種情況：第一種情況設定發射裝置不動；第二種情況設定發射裝置以恒定速度運動，即以一定的艇速運動。

3 水密隔膜破裂過程分析

基于 LS-DYNA 軟件的多物質 ALE 算法[10]，對魚雷發射過程進行了三維有限元模擬，采用 LS-PREPOST 軟件對 LS-DYNA 求解出的數據進行后處理[11]。仿真過程中為了減少計算量，外流場只選取了離魚雷較近的部分。圖3為在魚雷發射過程中，水密隔膜在不同時刻下(t=0 s，0.03 s，0.08 s，0.13 s)的狀態變化圖?？梢钥闯鏊芨裟び煞忾]逐漸張開，使魚雷有空間出筒。

圖3 水密隔膜在不同時刻下的狀態

圖4是在結果文件中提取到的魚雷和水密隔膜的相對位置圖。正在出筒魚雷對應時刻為t=0.25 s。隨著時間的進行，水密隔膜繞轉軸轉動，使魚雷出筒，水密隔膜與魚雷沒有直接接觸，沒有影響到魚雷出筒，此設計可行。

圖4 魚雷和水密隔膜在0.25 s的狀態

計算了4種出筒速度情況10.7 m/s，13.1 m/s，14.1 m/s和15.1 m/s時的水密隔膜的張開角度，作出水密隔膜轉角-時間曲線如圖5所示。

圖5 彈速不同時的水密隔膜轉角-時間曲線

由圖5可以看出，水密隔膜轉角先快速增大，后保持一定角度不變，當魚雷出筒后，由于魚雷底部的低壓導致發射裝置產生振動[12]，水密隔膜轉角達到最大值，并且在狀態穩定以后轉角保持不變。在不同的魚雷出筒速度情況下，水密隔膜最大轉角基本不變，大致為48.2°。

為了分析艇速對水密隔膜張開過程的影響，計算了四種艇速0 m/s，2 m/s，4 m/s和6 m/s下，水密隔膜轉角-時間曲線如圖6所示。

圖6 艇速不同時的水密隔膜轉角-時間曲線

由圖6可以看出，隨著艇速的增加，水密隔膜的最大轉角逐漸增加。由于魚雷的速度曲線相同，從而魚雷的受力相同，即魚雷給水密隔膜的作用力不變，而在有艇速情況下，水密隔膜受到外部海水的阻力作用，水密隔膜受到的動力增大，因此最大轉角相比無艇速狀態大，同時轉動角速度也相比無艇速時大；魚雷出筒后由于此時水密隔膜還受到前進方向水的阻力作用，出筒后的轉角波動也更劇烈。

4 魚雷發射裝置發射筒筒底面積的影響

圖7 筒底面積所占比例不同時的速度-時間曲線

由圖7可以看出魚雷速度曲線的減小趨勢，由最初的劇烈和中期的振蕩后，轉為相對平穩。當發射筒底面積所占比值為100%時，魚雷速度明顯減小，這是由于在這種情況下魚雷發射筒全封閉，在魚雷出筒時魚雷前后方有較大的壓力差；當發射筒底面積所占比例為0%，25%，50%時，相比較所占比例為75%的情況下，速度減小趨勢較小，只是由于在這三種情況下，發射筒開孔面積較大，魚雷前后壓力差較小，魚雷減速不明顯。

由經濟性和設計性角度，可以選擇發射筒底面積占發射筒底的最大截面積的比值為50%的方案為魚雷發射裝置的方案。

5 結論

1) 無艇速情況下，水密隔膜最大轉角為48.2°，不會與臨近發射單元產生干涉；不同艇速，相對魚雷出筒速度相同的情況下水密隔膜的最大轉角和轉動角速度均隨著艇速的增大而增大，魚雷出筒后的轉角波動也更劇烈。

2) 發射筒底面積對魚雷速度降低過程有所影響，并在筒底面積與發射筒最大面積之比為0，25%，50%時，魚雷出筒后的減速趨勢較小。從經濟性和設計性角度出發，可選擇發射筒底面積占比為50%。

3) 由于在建模的過程中考慮到了實際情況，尤其是海水水壓和水密隔膜的作用，可以為水密隔膜結構模型設計提供指導，也可以為魚雷發射裝置設計提供參考。下一步設計應考慮水密隔膜實際結構對于魚雷和發射裝置的影響。

[1] 周源,齊強,陳志剛.潛射導彈水中彈道建模與仿真[J].四川兵工學報,2012,33(9):16-18.

[2] 田兵,王樹宗,練永慶.液壓蓄能式魚雷發射裝置內彈道建模與仿真[J].魚雷技術,2011,19(1):68-71.

[3] 龔紅良,王瑞臣,張笑.導彈水中彈道的有限元數值計算[J].四川兵工學報,2009,30(11):42-43.

[4] 劉傳龍,張宇文,王亞東,等.提拉活塞式導彈水下發射過程數值模擬[J].上海交通大學學報,2015(5):651-656.

[5] 黃岳,崔奇偉,馬暄,等.橫浪對潛射導彈出水姿態的影響[J].四川兵工學報,2010,31(8):39-40.

[6] 陳福.結構入水問題的流固耦合仿真分析[D].北京：清華大學,2008.

[7] 李科,劉勇志,王春健.基于ANSYS/LS-DYNA潛射導彈水中運動特性研究[J].軟件,2011,32(9):20-21.

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[9] 康德,嚴平.基于LS-DYNA的高速破片水中運動特性流固耦合數值模擬[J].爆炸與沖擊,2014,34(5):534-538.

[10]FASANELLA E,JACKSON K,LYLE K,et al.Dynamic Impact Tolerance of Shuttle RCC Leading Edge Panels Using LS-DYNA[C]// 41st AIAA/ASME/SAE/ASEE Joint Propulsion Conference and Exhibit.2013:1-3.

[11]于英華,郎國軍.基于LS-DYNA的汽車保險杠碰撞仿真研究[J].計算機仿真,2007,24(12):235-238.

[12]ZHANG X F,KUN H U,YOU W L.Numerical Simulation on Piston Buffering Characteristics of Pressure-balanced Underwater Torpedo Launch System [J].Acta Armamentarii,2011,32(9):1089-1093.

(責任編輯 周江川)

Structural Design and Numerical Simulation of Outboard Underwater Launcher

SU Hang1, LI Sichao2, ZHAO Zheng1

(1.College of Energy and Power Engineering, Nanjing University of Science and Technology, Nanjing 210094, China; 2. The Navy’s Military Representative Office in Zhengzhou 450015, China)

Targeted on outboard launcher device, based on ANSYS/LS-DYNA fluid-structure coupling simulation calculation method, through the finite element modeling and simulation of torpedo launcher underwater structure, the angle curve of watertight diaphragm with and without submarine speed and the influence of torpedo launcher change are obtained; At the same time, through the analysis of the angle of watertight diaphragm in the launch process, it can be obtained that the watertight diaphragm structure does not cause interference effects, therefore it can provide technical support and theoretical basis for later related structure design research.

underwater launcher; structure design; LS-DYNA; numerical simulation

10.11809/scbgxb2017.07.015

2017-03-21；

2017-04-20

國家自然科學基金(11302106)

蘇杭(1994—)，男，碩士研究生，主要從事巖土工程穩定性與防災減災研究；李四超(1977—)，男，工程師，主要從事導彈發射技術研究。

趙錚(1979—)，男，副教授，主要從事沖擊動力學研究。

format:SU Hang, LI Sichao, ZHAO Zheng.Structural Design and Numerical Simulation of Outboard Underwater Launcher[J].Journal of Ordnance Equipment Engineering,2017(7):71-73.

TJ63+5

A

2096-2304(2017)07-0071-03

本文引用格式：蘇杭，李四超，趙錚.水下舷外發射裝置結構設計與仿真[J].兵器裝備工程學報，2017(7):71-73.