張江華，鄒華杰

（常州機電職業(yè)技術學院，江蘇常州213164）

風載荷對某發(fā)射裝置待發(fā)射狀態(tài)的影響

張江華，鄒華杰

（常州機電職業(yè)技術學院，江蘇常州213164）

應用馮.卡門功率譜和諧波合成法生成了考慮脈動效應的瞬時風速時程曲線；計算了發(fā)射筒各段的等效風壓及等效力矩，給出了作用于發(fā)射筒迎風面的風壓總值及等效力矩；最后將載荷作為輸入條件，進行動力學分析，獲得了風載荷作用下發(fā)射裝置的動態(tài)響應。通過分析可知：由于發(fā)射裝置具有剛度強、質量大的特點，風載荷作用下發(fā)射裝置的速度、加速度響應均較低，因此，風載荷主要影響發(fā)射筒的傾斜程度。

風載荷，發(fā)射裝置，動力響應，待發(fā)射

0 引言

風載荷是導彈發(fā)射裝置結構設計中的重要設計載荷，大型導彈由于長度大，具有較大的長細比，發(fā)射裝置調平起豎后，風載荷不僅會對裝備的待發(fā)射狀態(tài)具有較大干擾，影響到導彈的出筒姿態(tài)，威脅導彈的出筒安全性，而且會使發(fā)射裝置上產生較大定?；蚍嵌ǔｍ憫?，引起彈體的振動，進而對彈上儀器設備的正常工作和彈體控制系統(tǒng)、瞄準系統(tǒng)的調整帶來誤差。

黃漢杰［1］計算了捆綁式運載火箭氣動彈性模型在地面風載荷下的動態(tài)響應，并與試驗結果進行了對比，表明兩者有良好的一致性。鐘音亮［2］將垂直發(fā)射飛行器簡化為圓柱形懸臂梁，利用隨機振動理論，建立了飛行器任意風向的響應。李哲［3］分析運載火箭地面風載荷響應特性，結果表明脫落渦載荷對火箭位移響應的影響最為顯著。楊錚［4］分析了自然風的組成和特性，應用隨機振動理論分別研究了平均風和脈動風對導彈發(fā)射裝置起豎后的影響，仿真了發(fā)射裝置產生的位移響應。

1 脈動風模擬

1.1 馮.卡門譜（Von Karman）

1948年，美國著名空氣動力學家馮.卡門根據(jù)紊流各項同性假設，提出了Von Karman譜。對比以往的實測及風動實驗測試結果，Von Karman譜被認為可以比較真實的反映脈動風速的統(tǒng)計特征［5］。

Von Karman譜采用沿高度方向變化的風速譜，其計算公式如下：

σv：脈動風速根方差，可由下式計算

1.2 脈動風的互功率譜

由于脈動風速樣本的互相關函數(shù)是非對稱的，故互功率譜一般數(shù)學表達式為：

1.3 脈動風速時程規(guī)律

脈動風速的模擬，主要有線性濾波法、諧波合成法等。目前使用較多的為諧波合成法［7-9］。其是一種離散化數(shù)值模擬方法，以離散譜逼近目標隨機過程的功率譜，脈動風速模擬公式如下：

式中，N：風譜在頻率范圍內化成N個部分，N足夠大；Δω：頻率分度，Δω=ωup/N，ωup為截止圓頻率，ω>ωup時，譜密度矩陣為零。

其中，

n：模擬點個數(shù)。

考慮一個一維n變量的平穩(wěn)隨機高斯過程Vj（t），其相關函數(shù)矩陣為：

式中，Sij（ω）是自密度函數(shù)（i=j），互功率密度函數(shù)（i≠j）；

θjm（ωml）：Hjm（ωml）的復角，由下式給出：

φml：為介于0和2π之間的均勻分布的隨機數(shù)。

1.4 平均風剖面

根據(jù)大量風的實測資料可以看出，在風的時程曲線中，瞬時風速v包含兩部分：一種是長周期部分，其值常在10 min以上；另一種為短周期部分，常只有幾秒左右。根據(jù)上述兩種成分，可把風分為平均風（穩(wěn)定風）和脈動風（陣風脈動）來加以分析，即：

風速是描述風特性的一個重要參數(shù)。由于地面的摩擦阻力的存在，越接近地面氣流速度越慢，即風速越小，距離地面300 m～500 m處，才可以忽略地面的影響［10］。因此，為描述平均風速沿高度方向的變化規(guī)律，需引入平均風梯度，也就是風剖面的概念，它是風的重要特性之一，一般采用指數(shù)函數(shù)法模擬風剖面規(guī)律。通過總結大量實測風速樣本，現(xiàn)在比較普遍的方法是通過指數(shù)函數(shù)描述風速沿高度變化規(guī)律，如下：

發(fā)射裝備處于懸垂待發(fā)狀態(tài)時，車體高度小于3 m，發(fā)射筒上筒端離地高達20 m，且車體整體剛度要大于起豎設備（包括發(fā)射筒、起豎油缸、耳軸等），因此，本文只關注風載荷作用發(fā)射筒時裝備待發(fā)射狀態(tài)的響應，忽略風載荷對車體穩(wěn)定性的影響。

2 等效風載荷

圖1為某型導彈發(fā)射裝置的有限元模型，本文在該模型的基礎上分析風載荷作用下發(fā)射裝置的動力響應，其由發(fā)射筒（導彈）、起豎油缸、底盤、耳軸等部件組成。

本文將發(fā)射筒分成10段，從下至上分別編號1～10，即i，j均在1～10中取值。為計算方便將發(fā)射筒各段處的風載荷移至耳軸處并取矩，對各段風載荷及相應力矩進行累加，轉化為等效風載荷∑F及等效力矩∑M，如圖2所示。

3 算例及結果分析

3.1 體型系數(shù)

發(fā)射筒為可視為圓截面構筑物，表面光滑，其風載荷體型系數(shù)可按《建筑結構荷載規(guī)范》（GB50009-2001）確定，根據(jù)發(fā)射筒尺寸且高度方向上外徑尺寸相同，按線性內插法計算筒外表面體型系數(shù)，如圖3所示，本文僅關注順風向發(fā)射筒的響應，因此，只取體型系數(shù)在順風向的分量，通過將不同方向的體型系數(shù)進行順風向投影并求和，得到整體計算時的取值為0.7。

對于考慮脈動效應的風速時程曲線，風載荷可用下式計算：

3.2 風載荷時程規(guī)律

將考慮空間相關性的風速按模擬時程曲線沿環(huán)向輸入發(fā)射筒不同高度處，即可根據(jù)風速風壓關系、體型系數(shù)和迎風面積大小計算出作用于發(fā)射筒上的風載荷時程曲線。本文選取Von Karman譜描述風的脈動特性，由前面的方法可模擬不同平均風速（僅給出10 m/s及22.5 m/s）、不同高度下（本文僅給出2 m、10 m及20 m處）的瞬時風速，如下頁圖4～圖5所示。從圖4～圖5可知，紊流效應的存在導致風速產生較大波動，但均圍繞平均風速上下變化，而且高度卻大，波動幅度越小。由于地面粗糙度的影響，離地高度越小，瞬時風速與平均風速越低。距離地面較近的相鄰兩段，其風速差異較大，高度越大相鄰兩段的風速差別越小。

3.3 風載荷計算

采用式（14）、計算各風速，每段處的瞬時風載荷，以及轉化至耳軸處后的等效風載荷和等效力矩，如下頁圖6～圖11所示。

從圖6～圖11可以看出：①因為風壓與風速平方成正比，風速越高，風載荷越大，并且瞬時風載荷波動規(guī)律與瞬時風速時程規(guī)律一致；②由于計算平均風載荷時考慮了風振系數(shù)和陣風系數(shù)，故相同高度處的平均風載荷基本大于最大瞬時風載荷；3）計算平均等效風載荷時引入了積分思想，計算方法相對精確，而采用離散方法求解瞬時等效風載荷，并且為了減少計算量離散點數(shù)較少，不能完全準確反應發(fā)射筒整個迎風面的載荷分布情況，導致兩種計算方法下等效風載荷和等效力矩的差異。

轉化至耳軸處的等效風載荷及等效力矩如圖8～圖11所示。

3.4 發(fā)射裝備動態(tài)響應

利用發(fā)射裝備有限元數(shù)值模型，分別以瞬時等效風載荷、平均等效風載荷以及相應的等效力矩為輸入條件，進行結構動力學分析，得到發(fā)射筒筒口和導彈質心處的位移、速度、加速度時程曲線，如圖12～圖15所示。

隨著風速的增大，發(fā)射筒筒口位移和導彈質心位移最大值均增加，平均風速為22.5 m/s時，瞬時等效載荷下發(fā)射筒筒口位移達到17 mm，以平均等效荷載作為輸入?yún)?shù)的筒口位移達21.5 mm，說明風載荷對導彈發(fā)射裝置懸垂待發(fā)射狀態(tài)具有較大影響。由于兩種載荷的差異，引起筒口及彈體質心位移的不同，但差別不大，兩種方法均能反映風載荷下發(fā)射筒的傾斜狀況。

由于發(fā)射裝置具有足夠的剛度和阻尼，并且彈體較重，因此，即使在平均風速22.5 m/s的風載荷下，發(fā)射筒筒口速度的最大值僅為50 mm/s，導彈質心速度峰值只有15 mm/s，導彈質心和筒口順風向加速度亦較低，風載荷對發(fā)射裝備待發(fā)射狀態(tài)的影響主要體現(xiàn)在位移變化上，即主要影響發(fā)射筒的傾斜程度。

4 結論

風載荷是導彈發(fā)射裝置結構設計中的重要設計載荷，大型導彈由于長度較大、發(fā)射裝置在起豎后受到風載荷的影響較大。根據(jù)脈動風的特性對脈動風載荷進行模擬，得到了作用在發(fā)射裝置上的脈動風載荷時程樣本，在此基礎上，建立了發(fā)射裝置的三維有限元模型，采用時程分析方法計算發(fā)射筒的風力振動響應。結果表明風載荷主要影響發(fā)射筒的傾斜程度，速度、加速度均較低。

［1］黃漢杰，賀德馨.運載火箭地面風荷載及響應研究［J］.流體力學實驗與測量，2001，15（1）：36-42.

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［3］李哲，安軍，萬小朋.運載火箭地面風載荷響應特性分析［J］.航空工程進展，2013，4（2）：199-203.

［4］LI Z，AN J，WAN X P.Response of launch vehicle under ground wind load［J］.Advances in Aeronautical Science and Engineering，2013，4（2）：199-203.

［5］楊錚，岳瑞華，徐中英.大型導彈發(fā)射裝置風載荷響應分析［J］.現(xiàn)代防御技術，2015，43（5）：218-222.

［6］羅堯治，蔡朋程，孫斌，等.國家體育場大跨度屋蓋結構風場實測研究［J］.振動與沖擊，2012，31（3）：64-78.

［7］張相庭.工程結構風載荷理論及抗風計算手冊［S］.上海：同濟大學出版社，1990.

［8］羅俊杰，韓大建.大跨度結構隨機脈動風場的快速模擬方法［J］.工程力學，2008，25（3）：96-101.

［9］韓大建，鄒小江，蘇成.大跨度橋梁考慮橋塔風效應的隨機風場模擬［J］.工程力學，2003，20（6）：18-22.

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Influence of Wind Load on to-be-launched Status Condition of a Launching Device

ZHANG Jiang-hua，ZOU Hua-jie
（Changzhou Vocationl Institute of Mechatronic Technology，Changzhou 213164，China）

Time history curve of instantaneous wind speed considering the pulse effect is generated by using Von Karman power spectrum and harmonic synthesis method.The equivalent wind pressure and equivalent torque of the launch tube section are calculated.The total value of wind pressure acting on the frontal surface of the launch tube and its equivalent moment are given.Taking the load as the input condition，then dynamic analysis is conducted and the dynamic response of the launching device under wind load is obtained.The analysis shows that because of strong rigidity and large masses，the velocity and acceleration response of the launching device under wind load are relatively low，wind load mainly affects tilt level of launching tube.

wind load，launching device，dynamic response，to-be-launched status

TJ768

A

1002-0640（2017）01-0087-06

2015-11-08

2016-02-07

張江華（1973-），男，浙江金華人，碩士，副教授。研究方向：機械工程。