多级活塞缸式发射装置结构安全性分析

孟 艳,王 玺,郭锦炎,吴新跃,杭立杰

(北京航天发射技术研究所,北京 100076)

冷发射技术是重载导弹武器系统发射的重要技术之一,在大量型号中得到了应用。传统冷发射技术由发射筒、适配器、动力装置等主要部件组成,利用动力装置产生的燃气直接推动导弹在发射筒内运动,具有技术成熟、弹道稳定、导弹姿态控制精度高等优点,但也存在装填过程缓慢,兼容性差等一些不利于实战化的问题。多级活塞缸式发射装置是一种利用燃气动力推动多级活塞缸伸长,进而间接推动导弹运动的新型冷发射技术[1],具有免装填、低过载、可兼容多型导弹等优点[2]。

在冷发射安全性分析方面,国内外针对不同类型的发射系统开展过大量研究,殷增振等[3]分析了车载导弹发射系统的柔体构件变形对发射筒振动和导弹出筒姿态的影响;高星斗等[4]建立了车载导弹倾斜发射系统的刚柔耦合动力学模型,获得了导弹初始扰动的各影响因子;康甜等[5]采用理论方法针对某舰载倾斜发射导弹进行了计算,仿真分析了发射臂振动、推力偏心、导轨不平、舰船运动等干扰因素对初始扰动的影响,并进行了5 000 次数值打靶统计分析;赵克转等[6]利用机电液联合虚拟样机技术,研究了主动控制悬架发射车在行进中发射导弹时系统的动力学特性,获得了车体振动、发射装置随机响应和导弹运动特性的动态数据。

对于多级活塞缸式发射装置的分析多集中于发射内弹道的分析,缺少对发射装置结构安全性的分析讨论。仝建禄等[2]采用经典内弹道和气体动力学理论建立了二级活塞缸式弹射机构的数值仿真模型;江坤等[1]采用集总参数法建立了多级活塞缸式发射装置的内弹道模型,并利用四阶龙格-库塔法进行了求解;唐垚等[7]基于计算流体力学方法,对多级活塞缸弹射过程进行了数值仿真,并对比了传统发射筒式弹射和多级活塞缸式弹射的仿真结果,发现在相同初始条件下,采用发射筒燃气弹射的导弹的运动加速度和速度均大于多级活塞缸式弹射。

本文对多级活塞缸式发射装置的运动过程进行了理论分析,并对多级活塞缸式发射装置的缓冲吸能需求进行了定性分析,最后分析了不同影响因素对多模块活塞缸式发射装置导弹离台姿态的影响规律,为开展多级活塞缸式发射装置的设计和关键指标控制提供了依据。

1 发射装置原理介绍

多级活塞缸式发射装置主要是由运动平台(可选)、缸体、缓冲材料、动力装置等组成,原理示意图如图1所示。动力装置产生的高温燃气推动各级活塞缸沿着活塞装置的轴线运动,进而推动顶端的导弹运动。基于内弹道仿真分析结果,在多级活塞缸式发射装置的弹射过程中,低压室内压强分布较为均匀,温度接近燃气总温,热环境较为恶劣,但活塞缸装置的密封性保证了装置之外的热环境较为温和,降低了对弹上装置的热影响;随着活塞缸逐级展开,导弹运动的加速度呈阶跃式下降[7],为了降低换级过程对导弹的振动冲击,在各级活塞缸之间需要设置缓冲材料;多级活塞缸式发射装置做功方式为分段、不连续做功,随段数和活塞质量增加,活塞推弹时间减少,做功效率降低[1],为增加弹射能力,可采用多个模块并联,通过运动平台推动导弹运动,如图2所示。

图1 多级活塞缸工作原理示意图

图2 多级活塞筒模块分布

根据多级活塞缸式发射装置的工作原理,在进行结构设计时需要考虑的重点包括:①多级活塞缸的伸出顺序稳定,不乱缸;②多级活塞缸之间换级缓冲吸能良好,不发生剧烈碰撞;③多级缸推动的导弹离台姿态稳定、可控。

下面分别对这些内容进行分析和讨论。

2 发射装置运动分析

多级活塞缸式发射装置的运动过程与多级液压缸类似,根据文献[8-9]的多级液压缸理论,保证多级缸各级按级伸出或缩回的关键在于保证各级活塞面积满足一定的几何关系;根据文献[10]的分析结果:油缸的工作压力越大越不易乱筒,面积差别越大越不易乱筒,摩擦力差值越小越不易乱筒。

多级活塞缸式发射装置中各级活塞缸和导弹的运动为轴向一维运动,导弹在轴向上受到多级缸推力和重力作用,忽略摩擦等阻力的影响,由牛顿第二定律可得到多级活塞缸的运动方程为

(1)

式中:Sn为第n级缸筒运动过程中燃气推动的有效面积,p为燃气压力,mD为导弹的质量,mi为各级缸筒的质量,g为重力加速度,a为导弹的运动加速度。

假设多级活塞缸的几何结构如图3所示,各级活塞缸的编号由半径最小一级到最大一级依次为1到N,各级活塞缸的质量为mj,各级活塞缸的受推半径为Rj,各级活塞缸的翻边宽度为bj,各级活塞缸的长度为Lj,各级活塞缸的缸筒厚度为δj。考虑一般情况,各级缸筒的长度一致,其质量与受推半径、翻边宽度和缸筒厚度的关系近似为

(2)

式中:ρ为缸筒材料密度。

图3 多级活塞缸几何结构示意图

多级活塞缸在燃气压力的作用下运动,同时推动导弹,若只有最内一级活塞缸推动导弹,则初始时刻各级缸筒的加速度分别为

(3)

将式(2)代入式(3),可得:

aj=bjph/(ρδjL), 2≤j≤N

(4)

在不满足上述条件时,多级活塞缸发射装置各级缸筒的加速度存在关系aj≥a1(2≤j≤N),但是一般在发射装置的顶端设置运动平台,运动平台与最内一级缸筒顶端连接,运动平台的半径较大,各级缸筒向上运动时受到运动平台的约束,只能与最内一级缸筒共同运动,在运动到达限位后逐级停止,直到最内一级运动到达限位。

通过上述分析表明,多级活塞缸推动导弹的运动通常是由各级缸筒同步推动导弹运动开始的,然后随着缓冲限位按照半径由大到小的顺序依次运动到位,当最内一级缸筒运动到位后,导弹在惯性作用下继续运动,完成整个弹射过程。

3 发射装置缓冲吸能需求分析

通过对多级活塞缸式发射装置的运动过程进行分析,发现多级活塞缸在高温燃气的推动下存在2种运动模式:①各级缸筒按照半径从小到大顺序伸出到位;②各级缸筒按照半径从大到小顺序伸出到位。在第1种运动模式下,每一级缸筒运动到限位时,只有该级缸筒与下一级缸筒之间存在碰撞,缓冲吸能的要求较低;而在第2种运动模式下,每一级缸筒运动到限位时都会对之前已经到位的缸筒产生冲击,对缓冲吸能的要求较高。

常用的碰撞缓冲吸能装置有液压缓冲吸能装置、弹性缓冲吸能装置和塑性缓冲吸能装置等,其中液压缓冲吸能装置一般通过油液的耗散作用将冲击能量消耗掉;弹性缓冲吸能装置一般采用橡胶、塑料等材料,通过其黏弹性变形将冲击能量消耗掉;而塑性缓冲吸能装置一般采用薄壁金属结构,通过其塑性变形将冲击能量消耗掉[11]。多级活塞缸式发射装置的热环境恶劣、缓冲吸能空间狭小,不适合采用液压缓冲吸能装置和弹性缓冲吸能装置,只能采用塑性缓冲吸能装置。理想塑性缓冲吸能装置的力学特性曲线如图4所示。图中,P为载荷,E为变形。图4中曲线表明理想塑性缓冲吸能装置具有较短的弹性变形阶段,能够迅速进入有效吸能的塑性变形阶段,且塑性变形阶段的载荷稳定、持续较长,能够在有效降低冲击载荷的前提下充分吸收冲击能量。

图4 塑性吸能装置的理想力学特性曲线

4 导弹离台姿态影响因素分析

可依据导弹规模和质量特性设计多级活塞缸装置的组数以及活塞缸的级数。多组多级活塞缸式发射装置联通高压燃气,高压燃气依次推动各级气缸运动,共同为导弹提供运动速度,保证离台平稳。从动力学理论上看,结构质量特性偏差、结构装配姿态偏差、燃气动力偏差、缓冲材料特性偏差等因素均会影响导弹离台动力学响应。以文献[7]中所展示的发射系统为例,其发射装置采用4组多级活塞缸模块,每组含10级活塞缸。针对上述因素采用有限元仿真分析方法进行定量分析。

4.1 仿真建模方法

有限元模型采用ABAQUS软件建立,主要包含导弹、运动平台、4个多级活塞缸模块和底板,多级活塞缸模块顶部与运动平台连接,运动平台上表面与导弹尾部设置接触;模型中暂未包含缓冲装置,各级活塞缸之间设置移动副,限制移动位移;载荷包括重力和高温燃气内压,内压采用文献[7]内弹道分析结果,如图5所示,加载在各级活塞缸上。多级活塞缸弹射系统有限元模型如图6所示。

采用显式动力学方法求解动力学仿真模型,获得理想的、不包含偏差的弹射动力学响应,导弹理想的加速度、速度和位移曲线如图7所示,图中锯齿状波形是由于每一级推杆到位后拉动下一级推杆时质量发生突变造成的。在设定内压的作用下,导弹的加速度先迅速增加然后逐渐减小,加速度峰值出现在所有活塞缸都未到位时,最大加速度约为42.2 m/s2;导弹运动到脱离多级活塞缸模块时的速度约为21.2 m/s,运动距离约为10.7 m。

图6 多级推杆弹射系统模型

图7 理想状态下导弹弹射动力学响应

4.2 结构质量特性偏差

考虑导弹质心横向偏移,即考虑导弹的质心偏离多级活塞缸发射装置的中心线,不考虑其他偏差。通过调整有限元模型中导弹的质心横向坐标,使其质心偏离多级活塞缸发射装置的中心线,偏离量由设计允许最大值确定,仿真得到导弹的弹射动力学响应,对比质心偏差工况与理想工况的导弹加速度曲线,如图8所示。可以看出,导弹的加速度基本无变化;导弹离台时刻的横向位移云图如图9所示,其头部与尾部横向位移差约为10 mm,可见导弹的质心横向偏移会影响导弹的离台姿态,但影响幅度很小。

图8 质心偏差工况导弹加速度对比

图9 质心偏差工况导弹横向位移云图(单位:m)

4.3 结构装配姿态偏差

考虑结构装配姿态偏差,即考虑整个发射装置初始安装位置偏斜,不考虑其他偏差。调整有限元模型中整个装配模型的倾角,使其偏斜一定的角度,偏斜量由设计允许最大值确定,仿真得到导弹的弹射动力学响应,对比姿态偏差工况与理想工况的导弹加速度曲线,如图10所示。

图10 姿态偏差工况导弹加速度对比

可以看出,导弹的加速度基本无变化;导弹离台时刻的横向位移云图如图11所示,其头部与尾部横向位移差约为100 mm,可见结构装配姿态偏差会影响导弹的离台姿态,且影响幅度较大。

图11 姿态偏差工况导弹横向位移云图(单位:m)

4.4 燃气动力偏差

考虑由于摩擦、内压不均等因素导致的各个模块之间的载荷偏差、导弹无质心偏差及初始安装位置偏差。通过调整各个多级活塞缸模块上加载的内压数值,将其中一个模块的内压降低5%,仿真得到导弹的弹射动力学响应,对比燃气动力偏差工况与理想工况的导弹加速度曲线,如图12所示,可以看出,导弹的加速度曲线较理论曲线都略有延迟,加速度值也略有下降;导弹离台时刻的横向位移云图如图13所示,其头部与尾部横向位移差基本为0,可见各个多级缸活塞模块燃气动力偏差基本不会影响导弹的离台姿态。

图12 燃气动力偏差工况导弹加速度对比

图13 燃气动力偏差工况导弹横向位移云图(单位:m)

4.5 缓冲材料特性偏差

考虑由于变形不均等因素导致的各个模块之间的运动行程偏差、导弹无质心偏差及初始安装位置偏差。通过调整各个多级活塞缸模块上的移动副限位,将其中一个模块的运动行程降低5%,仿真得到导弹的弹射动力学响应,对比缓冲偏差工况与理想工况的导弹加速度曲线,如图14所示。

图14 缓冲偏差工况导弹加速度对比

可以看出,导弹的加速度曲线与理论曲线的阶梯变化时刻相同,但加速度值略有下降;导弹离台时刻的横向位移云图,如图15所示,其头部与尾部横向位移差基本为0,可见各个多级缸活塞模块的缓冲偏差基本不会影响导弹的离台姿态。

图15 缓冲偏差工况导弹横向位移云图(单位:m)

5 结束语

本文分析了多级活塞缸式发射装置的运动规律和多模块发射装置中偏差因素对导弹离台姿态的影响规律,得到了以下结论:

①多级活塞缸式发射装置的运动规律由各级缸筒的几何参数和被推动导弹的质量参数决定,一般是由各级缸筒同步推动导弹运动开始,然后随着缓冲限位按照半径由大到小的顺序依次运动到位;

②多级活塞缸式发射装置对缓冲吸能的需求较高,只有塑性缓冲吸能装置才能满足;

③对于多模块的多级活塞缸式发射装置而言,结构质量特性偏差、装配姿态偏差对导弹的离台姿态有影响,需要严格限制偏差幅度;燃气动力偏差、缓冲材料特性偏差对导弹的离台姿态基本无影响,在一定的偏差幅度范围内导弹都能保持平稳。