陳苗 姜蘇洋 張博宇 弓韜 孟艷

(1 北京航天發(fā)射技術(shù)研究所，北京，100076；2 火箭軍裝備部駐北京地區(qū)第一軍事代表室，北京，100076）

0 引言

隨著作戰(zhàn)樣式和發(fā)射方式的不斷變化，發(fā)射地點的選擇范圍也隨之?dāng)U大以增加武器裝備的機動性能、隱蔽性能和打擊范圍。發(fā)射地點的結(jié)構(gòu)強度和穩(wěn)定性會對直接影響作用到發(fā)射裝置上的載荷，由此會影響導(dǎo)彈發(fā)射的初始擾動。

目前，發(fā)射地點的選擇趨于多樣化，國內(nèi)外諸多學(xué)者關(guān)于發(fā)射地點對導(dǎo)彈初始擾動的影響研究也隨之進行。趙風(fēng)成[1]對艦載武器建立全剛體動力學(xué)模型，在不同海況作用下的導(dǎo)彈出筒姿態(tài)進行仿真分析；劉榮華等[2]對某型路基行進間發(fā)射武器系統(tǒng)建立剛?cè)狁詈蟿恿W(xué)模型，分析不同瞄準(zhǔn)精度下導(dǎo)彈的發(fā)射精度；廖莎莎[3]應(yīng)用ADAMS軟件建立了“捕食者”機載導(dǎo)彈發(fā)射系統(tǒng)動力學(xué)模型，得出了機載導(dǎo)彈初始擾動與載機之間的影響規(guī)律；魏昕林[4]以有限元接觸理論為基礎(chǔ)建立了機載導(dǎo)彈水平向后發(fā)射的有限元模型，結(jié)合載機周圍流場分析，得到了不同發(fā)射影響因素對機載導(dǎo)彈初始擾動的影響；董曉彤[5]通過非線性有限元動力學(xué)數(shù)值計算，分析了發(fā)動機推力偏心、地面傾斜度等不同發(fā)射工況對車載雙聯(lián)裝發(fā)射平臺前后兩發(fā)彈發(fā)射精度和發(fā)射平臺穩(wěn)定性的影響規(guī)律；發(fā)射箱口的下沉直影響彈體的初始擾動，李璞等學(xué)者[6]結(jié)合實際產(chǎn)品的實測數(shù)據(jù)對發(fā)射箱口下沉規(guī)律進行研究；風(fēng)載荷會直接影響發(fā)射車系統(tǒng)的穩(wěn)定性，從而影響導(dǎo)彈的出筒姿態(tài)，劉瑞卿等學(xué)者[7]基于流固耦合方法針對大型車載垂直發(fā)射系統(tǒng)進行了穩(wěn)定性影響分析；機載武器在發(fā)射過程中載機的自身力學(xué)環(huán)境和空氣動力耦合作用會對導(dǎo)彈的初始擾動產(chǎn)生直接影響，高慶等學(xué)者[8]建立了氣-剛-柔多場耦合系統(tǒng)分析模型，同時結(jié)合試驗數(shù)據(jù)分析確定了機載武器彈性的影響。

本文以某型浮動基座發(fā)射平臺偏載發(fā)射為研究對象，通過建立剛?cè)狁詈舷到y(tǒng)動力學(xué)模型，對偏載發(fā)射情況下彈體出筒姿態(tài)進行仿真，仿真結(jié)果經(jīng)過試驗驗證仿真可信度90%以上。基于仿真結(jié)果和試驗數(shù)據(jù)分析浮動平臺結(jié)構(gòu)剛度與偏載發(fā)射耦合作用對彈體初始擾動的影響，以指導(dǎo)后續(xù)相關(guān)方案設(shè)計和優(yōu)化。

1 發(fā)射動力學(xué)建模

1.1 模型建立原則

在進行發(fā)射動力學(xué)仿真分析時，根據(jù)計算工況需對仿真模型進行簡化處理[9]，實際導(dǎo)彈發(fā)射時，運載體裝載筒彈組合體支撐在浮動基座發(fā)射平臺上，考慮浮動平臺本身的剛度特性，將浮動平臺的支撐剛度特性簡化為彈簧阻尼模擬，彈體按剛體模擬。仿真模型簡化為浮動平臺本體、發(fā)射筒、彈體、運載體架體四個分系統(tǒng)，仿真模擬發(fā)射角度為94°，最終將模型簡化為剛?cè)狁詈系膹?架系統(tǒng)動力學(xué)仿真模型。

按照幾何建模、賦予材料屬性、建立約束關(guān)系、施加載荷和邊界條件、仿真結(jié)果判讀、根據(jù)試驗結(jié)果模型修正、系統(tǒng)仿真分析的步驟建立基于剛?cè)狁詈戏椒ǖ陌l(fā)射系統(tǒng)動力學(xué)仿真模型，對應(yīng)的原則如下：a)按真實參數(shù)建立發(fā)射筒、彈體、浮動平臺、運載體的三維模型，并使各部件模型及相關(guān)參數(shù)（質(zhì)量、質(zhì)心、轉(zhuǎn)動慣量等）與設(shè)計一致；b)模型裝配關(guān)系與實際產(chǎn)品裝配關(guān)系一致；c)忽略緊固件等不傳遞運動、不起支撐作用的小部件；d)對部件中的倒角、螺紋孔等影響網(wǎng)格質(zhì)量的部位進行簡化處理；e)模型中僅將彈體考慮為剛體，其余均為柔性體；f)模型中各類約束關(guān)系均當(dāng)做理想約束處理，不添加摩擦因素。

1.2 建模過程及拓撲關(guān)系

通過三維建模軟件Creo建立各部件的三維幾何模型并進行裝配，導(dǎo)入Abaqus后對各部件賦予材料屬性、建立約束關(guān)系、施加載荷和邊界條件、劃分網(wǎng)格，由此建立剛?cè)狁詈蟿恿W(xué)仿真模型，各部件之間的拓撲關(guān)系如圖1所示，各部件之間的位置關(guān)系如圖2所示。浮動平臺有四個支撐點位，單個支撐點位的支撐剛度為9000N/mm。

圖1 各部件拓撲關(guān)系圖Fig.1 Topology diagram

圖2 各部件位置關(guān)系圖Fig.2 Location diagram

仿真坐標(biāo)系說明：發(fā)射原點為回轉(zhuǎn)支耳中心線與縱向?qū)ΨQ面交點，X軸正方向為縱向，與運載體前進方向相同；Y軸正方向為側(cè)向，即水平向右（沿車行進方向看）；Z軸正方向為垂向，即垂直于地面為豎直向下。

2 發(fā)射過程仿真分析

2.1 仿真可信性分析

對導(dǎo)彈發(fā)射過程進行動力學(xué)仿真分析，彈體在推力作用下出筒，結(jié)合實際試驗的高速攝像結(jié)果和其他實測數(shù)據(jù)修正仿真模型，同時分析浮動平臺結(jié)構(gòu)剛度與偏載發(fā)射耦合作用對彈體初始擾動影響。

對彈體而言，初始擾動的主要影響因素之一就是彈架系統(tǒng)的振動影響彈體的姿態(tài)角度和角速度，為更有效的評估仿真可信性，采用試驗數(shù)據(jù)與仿真數(shù)據(jù)對比進行驗證。驗證的內(nèi)容包括筒口振動和彈體出筒姿態(tài)，試驗過程中彈體在0.6s出筒，因此主要分析0s～0.6s的試驗數(shù)據(jù)。發(fā)射筒口振動測點布置如圖 3所示。

圖3 振動傳感器安裝位置示意圖Fig.3 Vibration sensor installation position diagram

據(jù)安裝電容加速度傳感器，電容加速度傳感器具備過載測試功能，數(shù)據(jù)處理對筒口振動曲線進行平滑濾波處理，提取趨勢性項數(shù)據(jù)即為筒口過載加速度數(shù)據(jù)，處理后數(shù)據(jù)曲線如圖 4～圖 6所示。

圖4 筒口x向振動Fig.4 X direction vibration of canister head

圖5 筒口y向振動Fig.5 Y direction vibration of canister head

圖6 筒口z向振動Fig.6 Z direction vibration of canister head

彈體出筒時刻筒口過載加速度對比情況如表 1所示。

表1 彈體出筒時刻筒口過載加速度對比Table1 Acceleration of canister head

因為偏載發(fā)射工況，導(dǎo)致發(fā)射過程中在發(fā)射載荷作用下浮動平臺左側(cè)支撐裝置壓縮，導(dǎo)致整體出現(xiàn)側(cè)向偏移，因此筒口Y向和Z向過載較大。

根據(jù)高速攝影結(jié)果分析，彈體出筒時的角速度為3.153°/s；根據(jù)仿真分析結(jié)果，彈體出筒瞬間，筒口側(cè)向速度0.2m/s，彈體質(zhì)心側(cè)向速度0.18m/s，角速度3.10°/s。由此角速度仿真誤差1.68%。

圖7 高速攝像結(jié)果Fig.7 High speed photography diagram

根據(jù)高速攝影判讀，彈體出筒瞬間筒口側(cè)向偏移271mm、垂向下沉56mm；根據(jù)仿真結(jié)果，彈體出筒瞬間筒口側(cè)向偏移251mm、垂向下沉52mm。側(cè)向偏移仿真誤差在7.4%，垂向偏移仿真誤差在7.1%。

圖8 筒口偏移情況Fig.8 Deviation of canister head

通過試驗結(jié)果與仿真結(jié)果對比分析，仿真結(jié)果與試驗數(shù)據(jù)吻合良好，誤差在10%以內(nèi)，仿真模型準(zhǔn)確，仿真結(jié)果可信。

2.2 浮動平臺對出筒影響分析

為對比浮動平臺偏載發(fā)射對彈體初始擾動的影響，對比分析浮動平臺偏載發(fā)射和普通硬質(zhì)場坪發(fā)射的仿真結(jié)果。因為浮動平臺為偏載發(fā)射，所以主要對比彈體側(cè)向姿態(tài)和筒口的側(cè)向變化情況。

仿真設(shè)置中前1s為靜平衡階段，第1s開始發(fā)射載荷開始作用，隨即彈體在0.6s完全出筒，因此后續(xù)仿真結(jié)果主要對比1s～1.7s的數(shù)據(jù)。

2.2.1 彈體出筒角度對比

彈體出筒側(cè)向角度對比如圖 9所示，硬質(zhì)場坪發(fā)射時最大側(cè)向角度為0.258°，浮動平臺偏載發(fā)射時最大側(cè)向角度為1.223°，由此浮動平臺偏載發(fā)射下角度增加374%。

圖9 彈體出筒側(cè)向角度對比Fig.9 Lateral angle comparison

2.2.2 彈體出筒角速度對比

彈體出筒側(cè)向角度對比如圖 10所示，硬質(zhì)場坪發(fā)射時出筒側(cè)向角速度為0.84°/s，浮動平臺偏載發(fā)射時出筒側(cè)向角速度為2.8°/s，由此浮動平臺偏載發(fā)射下出筒角速度增加233%。

圖10 彈體出筒側(cè)向角速度對比Fig.10 Lateral angle speed comparison

硬質(zhì)場坪發(fā)射過程中最大側(cè)向角速度為2.03°/s，浮動平臺偏載發(fā)射過程中最大側(cè)向角速度為6.8°/s，由此浮動平臺偏載發(fā)射下出筒過程最大角速度增加207%。

2.2.3 彈體出筒角加速度對比

彈體出筒側(cè)向角度對比如圖 11所示，硬質(zhì)場坪發(fā)射時最大側(cè)向角加速度為18.35°/s2，浮動平臺偏載發(fā)射時最大側(cè)向角加速度為67.03°/s2，由此浮動平臺偏載發(fā)射下側(cè)向角加速度增加265%。

圖11 彈體出筒側(cè)向角加速度對比Fig.11 Lateral angle acceleration comparison

2.2.4 筒口位移變化

因為是偏載發(fā)射工況，因此重點關(guān)注發(fā)射筒筒口側(cè)向位移情況，具體如圖 12和圖 13所示。

圖12 彈體出筒過程筒口垂向位移Fig.12 Vertical position of canister head

圖13 彈體出筒過程筒口側(cè)向位移Fig.13 Lateral position of canister head

浮動場坪偏載發(fā)射工況在靜平衡階段發(fā)射筒口垂向下沉75mm、側(cè)向偏移17.8mm，這是由于浮動平臺支撐剛度和偏載工況引起的。發(fā)射過程中，在發(fā)射載荷作用下發(fā)射筒口的側(cè)向偏移量為26.5mm，垂向下沉12mm，彈射結(jié)束后相比于初始位置，發(fā)射筒筒口垂向上移17mm。

硬質(zhì)場坪發(fā)射工況在靜平衡階段發(fā)射筒口垂向下沉14.7mm、側(cè)向偏移0.299mm。發(fā)射過程中，在發(fā)射載荷作用下發(fā)射筒口的側(cè)向偏移量為13.26mm，垂向下沉7.3mm。

3 結(jié)論

a)本文以某型浮動基座發(fā)射平臺偏載發(fā)射為研究對象，建立剛?cè)狁詈舷到y(tǒng)動力學(xué)模型，經(jīng)試驗驗證仿真誤差小于9.5%，仿真模型真實有效。

b)通過對比分析浮動平臺偏載發(fā)射工況和硬質(zhì)場坪地面發(fā)射工況，前者主要影響彈體側(cè)向出筒姿態(tài)，前者的側(cè)向出筒角度增加374%、角速度增加233%、角加速度增加265%。

c)在浮動平臺支撐剛度和偏載發(fā)射耦合作用下，發(fā)射過程中發(fā)射筒出現(xiàn)較大側(cè)向偏移，由此引起彈體出筒姿態(tài)的變化。