UUV 沖壓活塞式裝置發射魚雷內彈道特性研究

楊弓熠,詹 磊,賈 軒,郭良蛟,劉國慶

(中國船舶集團有限公司 第705 研究所昆明分部,云南 昆明,650101)

0 引言

無人水下航行器(unmanned undersea vehicle,UUV)集偵查、探測、協同及攻擊等多功能于一身,對我國海防事業具有重要戰略意義。目前,針對UUV 領域發射技術應用成果尚處于空白,傳統的發射裝置無法直接應用于UUV 中: 自航式發射裝置由于無動力對魚雷發射后的安全性和操控性存在較大的挑戰;氣動不平衡式發射裝置隱蔽性差且對UUV 姿態平衡能力要求較高;氣水缸式發射裝置體積及質量較大;渦輪泵式發射裝置結構復雜且密封技術要求較高;電磁式發射裝置體積較大且對能耗功率要求較高[1]。鑒于UUV 發射裝置在保證發射動力和隱蔽性的前提下,還需滿足體積小、質量輕及結構簡單的要求,文中創新性地提出了一種液壓缸-沖壓活塞-柵狀管式魚雷發射裝置。該裝置體積小、質量輕且結構簡單,發射動力可依據設計調節,以液壓為驅動可實現低噪無泡發射,大幅提升了UUV 自身的隱蔽性。

為評估該裝置發射魚雷過程的動力特性,需開展水下發射內彈道理論及仿真研究。在已有研究中,秦楠等[2]對后端自流補水的自航發射魚雷內彈道進行了理論研究,得出自航發射出管速度較低,不能滿足作戰需求及安全性要求;馬輝等[3]采用滑移網格+層鋪動網格技術對彈簧活塞式裝置發射魚雷內彈道進行了計算流體力學(computational fluid dynamics,CFD)仿真。由于研究對象有所不同,現有研究成果無法獲得液壓缸-沖壓活塞-柵狀管式魚雷發射裝置內彈道特性。文中基于流體動力學和內彈道理論,建立了該裝置發射魚雷動力學模型,獲得了沖壓活塞前后端壓力特性及發射魚雷內彈道特性,并經CFD 仿真驗證了該模型的可靠性。

1 發射系統模型

UUV 發射系統主要由水艙及多具發射管組成,文中以1 具發射管為例(其余為空管),如圖1所示。水艙前后各開有2 個入口,用于平衡外部水壓及對水艙補水。發射管上開有4 個特形孔及若干柵狀孔,用于對發射管進行補水,減少沖壓活塞式裝置發射魚雷過程中的壓差阻力。

圖1 UUV 發射管樣式及布局Fig.1 Style and layout of launcher for UUV

沖壓活塞式魚雷發射裝置由發射管、魚雷及活塞組成,其結構示意圖如圖2 所示。發射時,活塞按照液壓缸[4]輸出規律往前運動,由于水體不可壓縮,活塞通過擠壓魚雷后腔的水體推動魚雷向前運動。活塞向前運動過程中,發射管內活塞后腔產生負壓,發射管外的水通過補水孔不斷進入以平衡負壓產生的影響,減小活塞運動過程中受到的壓差阻力,從而提高活塞的做功效率,保證魚雷的出管速度。

發射時,發射管補水流道如圖3 和圖4 所示。活塞運動時,一方面主要關注活塞后腔的壓力和發射管外部環境壓力的壓差,從而評估液壓缸的推力是否能克服活塞運動產生的負壓,保證魚雷以預定的速度出管;另一方面,在活塞擠壓水體推動魚雷出管過程中,魚雷后腔的膛壓作用于活塞產生一定的阻力,該部分力也是在設計液壓缸時需考慮的因素。綜上兩部分因素為文中計算模型需求解的內容。

圖3 發射管橫截面補水流道Fig.3 Water flow channel of launcher on cross section

圖4 發射管軸截面補水流道Fig.4 Water flow channel of launchtube on shaft section

2 UUV 沖壓活塞式裝置發射魚雷內彈道特性

2.1 活塞后腔壓力特性

當活塞運動時,水流將如圖3 和圖4 所示流入發射管內部,針對截面1-1 和截面2-2,根據伯努利方程可得到活塞后端面與水艙外海洋環境之間的壓力變化規律為

式中:P1和P2分別為截面1-1 和截面2-2 的水流靜壓;V1和V2分別為截面1-1 和截面2-2 的水流速度;h?為沿程阻力和局部阻力所導致的壓力水頭損失;等式右邊第4 項為慣性力所引起的壓降變化。

式中: ?Pyc為沿程阻力,主要由水流的粘性和壁面的摩擦造成;?Pjb為局部阻力,主要由水流經過水艙入口和特性孔時截面突然的收縮與擴張導致壓力急劇變化所形成。

沿程阻力由Darcy 公式計算[5]

式中,f為阻力系數;L為水流通道長度;D為水流通道截面直徑。

按照Prandtl 提出的阻力計算公式

局部阻力主要由截面的突縮和突擴所造成,對于截面的突擴和突縮(見圖5 和圖6),文獻給出的壓力損失計算公式如下[6-9]。

圖5 截面突擴壓降變化情況Fig.5 Variation of pressure drop for cross section surge

圖6 截面突縮壓降變化情況Fig.6 Variation of pressure drop for cross section shrink

1) 截面突擴

截面突擴產生的靜壓差為

對于完全發展的湍流,K可簡化成Borda-Carnot關系:K=(1-σ)2,其中,σ為面積比,文中計算根據經驗系數取值為0.1。

2) 截面突縮

對于完全發展的湍流流動,截面突縮產生的靜壓差為

式中,Cc為面積收縮系數,是關于面積比的函數,按照Geiger 公式可得

根據某液壓缸在一定負載下的設計輸出曲線作為活塞運動速度計算輸入曲線,如圖7 所示。該曲線第1 段為勻加速運動,第2 段為變加速運動,第3 段為減速運動。

圖7 活塞運動速度計算輸入曲線Fig.7 Curve of piston velocity as input of calculation

以上述活塞運動速度作為輸入求解伯努利方程,得到活塞后端面與外部海洋環境之間壓力差隨時間歷程變化曲線如圖8 所示。

圖8 活塞后端面與外部環境壓降隨時間變化情況Fig.8 Variation of pressure drop between piston rear face and external environment with time

由圖8 可以看出,0.02 s 之前由于活塞作勻加速運動,產生的慣性力恒定,且初始階段速度較小,動壓及阻力損失變化不大,因此活塞后端面與外部環境之間存在較為恒定的負壓力。0.02 s 作為初始階段加速度轉折點,該點前后加速度存在較大差值,因此產生較大的慣性力,活塞后端面產生較大的負壓(相對外部環境壓力)。在0.02～0.42 s之間,速度逐漸增大,加速度逐漸減小,因此動壓、沿程阻力和局部阻力作用導致的靜壓變化量增加,慣性力導致的靜壓變化量減小,二者共同作用表現為活塞后端面產生的負壓值減小。0.42 s 之后,由于活塞突然作減速運動,加速度存在較大差值,因此壓降曲線急劇增加,活塞后端面產生較大的正壓力,表現為對活塞的水錘效應。

通過圖8 可以看出,活塞運動過程中后端面產生的最大負壓約為0.27 MPa,該值為設計液壓缸時所需考慮的重要參數,用于評估液壓缸的推力是否滿足要求。

2.2 發射內彈道特性

活塞運動時,將擠壓魚雷后腔的水體產生膛壓Pt推動魚雷出管,魚雷運動過程中受到阻力Fd以及魚雷運動時發射管內外之間水體流動(柵狀管段處魚雷頭部運動排水和尾部運動補水)所導致的壓差阻力Fb的影響。因此,魚雷運動受力為

式中:mt為魚雷質量;at為魚雷加速度;At為魚雷橫截面積;,其中Cd為魚雷阻力系數,ρ為海水密度,Vt為魚雷運動速度。

根據海水不可壓縮原理,當魚雷還沒運動到柵狀孔時,魚雷速度可近似通過活塞運動產生的流量守恒原則確定。當魚雷尾部運動到柵狀孔時,根據活塞運動產生的流量近似等效為魚雷運動產生的流量+柵狀孔補水產生的流量的守恒原則確定魚雷速度。發射內彈道理論計算結果如圖9 所示。

圖9 發射魚雷內彈道計算結果Fig.9 Calculation results of interior trajectory during torpedo launching

由圖9 可以看出,當活塞運動0.42 s 達到最大速度13 m/s 時,魚雷運動至最大速度14 m/s,魚雷運動位移為3.87 m。分析可知,0.42 s 之后活塞作減速運動,為減小魚雷運動的壓差阻力,需要發揮柵狀孔的補水功能,如果魚雷后腔未能及時補水,將產生較大的負壓使魚雷產生向后的吸力,所以當活塞作減速運動時,魚雷尾部應運動至柵狀孔區域,因此0.42 s 時魚雷的位移值將作為設計柵狀孔位置的重要依據。根據膛壓曲線可以看出,魚雷運動過程中受到的最大膛壓約為0.16 MPa,該值亦為設計液壓缸時所需考慮的重要參數,結合活塞后端壓力曲線,兩部分共同作用結果用于評估液壓缸的推力是否滿足要求。

綜上[2,4,10],液壓缸輸出壓力應滿足圖10 所示曲線(表現為活塞前后端壓力負載,即圖8 和圖9(b)曲線之差),圖中主要關注負壓峰值,該值為液壓缸輸出需要克服的壓力,因此液壓缸的輸出壓力至少應保證為0.43 MPa。正壓主要為活塞減速時水錘效應導致的壓力激增,主要涉及活塞抗沖擊強度的要求,不涉及對液壓缸能量輸出的要求。

圖10 發射過程中活塞運動所受壓力曲線Fig.10 Pressure of piston motion during launching

3 仿真結果與分析

CFD 仿真采用QFLUX 軟件進行,幾何模型如圖11(a)、(b)所示,為保證計算收斂性,需提高網格質量,經ICEM(integrated computer engineering and manufacturing)劃分結構網格如圖11(c)所示,網格數量約為500 萬。

圖11 CFD 仿真模型Fig.11 Simulation model of CFD

仿真過程為水下沖壓活塞式裝置發射魚雷過程,因此,計算域屬性設置為不可壓縮的水,活塞和魚雷表面設置為運動剛體壁面,其余結構表面設置為靜止壁面。上述運動過程仿真采用滑移網格和彈簧光順動網格方法實現。滑移網格需將計算域劃分為靜止區域和運動區域,上述區域通過交界面進行數據傳遞,運動區域內采用彈簧光順的方法實現網格運動。活塞運動速度按圖7 所示曲線設置,魚雷運動按6 自由度模型進行設置。

為仿真水下發射環境,對外流場域設置速度入口(0 m/s)和壓力出口(仿真10 m 水深壓力),并按上述設置初始化整個流體域。

控制方程按照CFD 基本方程連續性方程和動量方程進行求解,湍流模型采用剪切應力傳輸模型(shear stress transfer,SST)k-ω模型。

通過CFD 仿真得到活塞和魚雷運動位移曲線如圖12 所示,可以看出運動0.42 s 時,魚雷運動位移約為3.9 m,與理論計算的3.87 m 基本吻合,該數值為設計柵狀孔位置提供了重要依據。

圖12 活塞和魚雷運動位移曲線Fig.12 Displacement of piston and torpedo movement

通過CFD 仿真得到活塞和魚雷運動速度曲線如圖13 所示,圖中魚雷運動0.42 s(對應的發射管內流場分布特性如圖14 所示)獲得最大速度14.2 m/s,與理論計算結果14 m/s 基本吻合,從而通過CFD 仿真驗證了內彈道理論計算的有效性。

圖13 活塞和魚雷速度曲線Fig.13 Velocity of piston and torpedo

圖14 活塞運動0.42 s 流場分布特性Fig.14 Flow field distribution characteristics at 0.42 s of piston movement

圖15 為活塞運動0.42 s 時,補水艙及發射管后段速度場流線特性分布,其中截面1-1 和2-2 為發射管縱、橫截面,截面3-3 為中間兩筒所在縱截面,截面4-4 為左側筒所在縱截面。通過流線可以看出,水體從補水艙下方2 個補水孔進入,補水艙內存在圓筒繞流進入發射管,沿發射管方向流出。

圖15 活塞運動0.42 s 速度場流線特性分布Fig.15 Streamline characteristic distribution of velocity field at 0.42 s of piston movement

活塞受力曲線如圖16 和17 所示,可以看出活塞受力曲線的振蕩波動比較大,其主要原因是流動的非定常性突出,特別是魚雷與發射管環向間隙流等原因容易產生瞬態沖擊力;另一個原因是數值計算的收斂性導致出現高頻的振蕩成分。雖然活塞受力曲線存在振蕩成分,但主要成分穩定,因此不影響活塞受力整體趨勢。

圖16 活塞后端面壓力曲線Fig.16 Pressure of piston rear

圖17 發射膛壓曲線Fig.17 Chamber pressure for launching

通過CFD 仿真結果顯示,運動初期,活塞后端面產生約0.27 MPa 的負壓,活塞減速時后端壓力峰值急劇上升至0.77 MPa,活塞推水產生的膛壓約0.15 MPa,CFD 仿真結果與理論計算結果基本吻合,且活塞后端面壓力曲線和發射管膛壓曲線與理論計算曲線的趨勢基本吻合,從而通過CFD仿真驗證了理論計算的有效性。

4 結論

文中創新性地提出了一種液壓缸-沖壓活塞-柵狀管式魚雷發射裝置,為評估該裝置發射魚雷過程的動力特性,開展了相關理論及仿真研究,研究結論如下:

1) 建立了液壓缸-沖壓活塞-柵狀管式裝置發射魚雷動力學模型,以液壓缸速度為輸入,獲得沖壓活塞前后端壓力特性、發射魚雷內彈道特性,經對比驗證,理論計算與CFD 仿真結果基本吻合,由此表明所建立模型的可靠性;

2) 沖壓活塞前后端壓力特性表明沖壓活塞運動過程中產生的最大阻力約為0.43 MPa,為滿足液壓缸速度輸入,可為液壓缸輸出壓力及功率提供設計依據;

3) 發射魚雷內彈道特性表明沖壓活塞運動0.42 s 后作減速運動,此時魚雷運動約3.9 m,為減小魚雷后續管內運動時的壓差阻力,對柵狀管孔位進行優化以提升補水能力,從而提高發射裝置的做功能力。

現階段僅完成了理論及仿真研究,待原理樣機完成后,將進一步開展水池發射試驗,驗證該裝置的發射能力及可靠性。