孟艷 何麗 陳苗 廉政 武龍

（北京航天發(fā)射技術研究所，北京，100076）

0 引言

車載垂直熱發(fā)射具有機動靈活、發(fā)射裝置結構簡單、通用性好等優(yōu)點，降低了箱式傾斜熱發(fā)射在導彈離軌后的碰撞安全性風險[1]；但垂直熱發(fā)射時產生的高溫高速燃氣射流會對發(fā)射裝置產生嚴重的沖擊作用[2]，需要對燃氣射流進行排導以降低燃氣流對發(fā)射系統(tǒng)的影響。

目前主流使用導流器來承受燃氣射流的沖擊，并將其排導至有利的方向。導流器的類型主要有單面導流器、雙面導流器、組合型導流器、圓錐形導流器等。谷榮亮等[3]闡述了燃氣流合理排導的必要性，分析和比較了燃氣流內導流和外導流，論述了燃氣流內導流的優(yōu)越性和外導流的局限性，表述了箱式垂直發(fā)射裝置燃氣流排導的發(fā)展方向。陳勁松等[4]對雙面導流器的排導規(guī)律及導流效果進行了仿真分析與試驗研究。趙若男等[5]采用計算流體力學方法，對不同型面導流器的燃氣排導效果進行了分析，發(fā)現圓弧形導流器排導性能更好。

胡曉磊等[6]采用動網格技術對某車載垂直熱發(fā)射雙面導流器進行了分析，得到了發(fā)射過程中導流器周圍流場的溫度和壓強變化情況，為導流器的氣動外形優(yōu)化設計提供了支撐。劉念昆[7]采用數值仿真手段對雙面導流器的幾何參數進行了優(yōu)化設計，分析結果表明雙面導流器排導會對車后端面、支腿以及車輪等造成較大的熱沖擊作用。盛文成[8]對比分析了雙面導流器和單面導流器的排導效果，其中雙面導流器對發(fā)射裝置的沖擊力最小，但需要兩側較大的排導空間，限制了發(fā)射車的場坪適應性；單面導流器所需的排導空間最小，適用于狹窄的發(fā)射場坪，但會對發(fā)射車產生較大的沖擊力。燃氣流對導彈的出箱安全性會產生一定的影響，導彈在箱內運動過程中，在重力和其他外力作用下其姿態(tài)會發(fā)生變化，導致彈箱之間間隙減小，甚至有可能發(fā)生彈箱碰撞的情況。馬蕾等[9]采用多體系傳遞矩陣法建立了剛柔耦合導彈發(fā)射系統(tǒng)動力學模型，對導彈發(fā)射過程進行了整體動力學分析，為優(yōu)化導彈姿態(tài)提供了快速迭代手段；劉瑞卿等[10]針對地面風載荷對導彈-發(fā)射車系統(tǒng)穩(wěn)定性的影響進行了分析，驗證了隨著風速的增加，導彈-發(fā)射車的系統(tǒng)穩(wěn)定性越來越差；趙君偉等[11]采用Adams和AMESim進行了發(fā)射動力學的機液聯合仿真，獲得了導彈出箱的姿態(tài)角和角速度。以往發(fā)射動力學方面的研究對象多為垂直冷彈射或傾斜熱發(fā)射系統(tǒng)，對車載垂直熱發(fā)射系統(tǒng)的發(fā)射動力學分析較少，專門針對單面導流器的發(fā)射動力學分析更為罕見。為提高采用單面導流器的車載垂直熱發(fā)射系統(tǒng)的發(fā)射安全性，有必要對單面導流器的載荷傳遞過程及其對發(fā)射安全性的影響進行分析。

1 導流器載荷傳遞理論分析

某型發(fā)射車采用箱式垂直熱發(fā)射技術，為保證其場坪適應性、可實現向車后方單面排導，設置了翻轉式單面導流裝置，如圖1所示，該導流裝置由導流器本體、翻轉電動缸、翻轉臂、球鉸盤底座等結構組成，導流裝置位于發(fā)射箱之后，通過翻轉臂與車架尾梁鉸接，發(fā)射時導流器裝置通過翻轉電動缸驅動落地，落地后電動缸釋放，以保證球鉸盤底座與地面接觸。

圖1 翻轉式單面導流器示意圖Fig.1 Rotational single-faced deflector

單面導流器優(yōu)化設計的原則一方面是要滿足承載可靠、順暢排導、偏于熱防護等，另一方面單面導流器的設計應將燃氣射流對發(fā)射車、導彈的沖擊降到最低。但以往的發(fā)射動力學分析過程中，通常將導流器與發(fā)射車的連接關系簡化為固定連接，沒有詳細分析導流器與發(fā)射車之間的載荷傳遞。本節(jié)將對翻轉油缸式單面導流器的載荷傳遞關系進行理論分析，以更加精確的分析導流器對發(fā)射車、導彈的沖擊影響。

1.1 導流器與車架固定連接的載荷傳遞關系

發(fā)射燃氣流對發(fā)射車的影響主要考慮燃氣流作用于導流器上的垂向載荷和縱向載荷，考慮對發(fā)射車穩(wěn)定性的影響。

經計算，燃氣流作用于導流器上的力可分解為垂向分力和縱向分力，垂向分力方向為豎直向下、縱向分力為由車尾指向車頭。通過導流器型面設計，需保證燃氣流合力作用線與導流器底座軸線重合，以降低對導流器連接擺臂的力矩作用。當將導流器與發(fā)射車的連接關系簡化為固定連接時，可將導流器與發(fā)射車作為一個整體進行受力分析[12][13]。

對燃氣流載荷最大時刻，將導流器與發(fā)射車作為一個整體進行受力分析的示意圖如圖2所示，此時輪胎、支腿和導流器底座共同承載，其中xF0為導流器受到的燃氣流載荷縱向分力，F0y為導流器受到的燃氣流載荷垂向分力，Ftx為導流器和發(fā)射車整體受到的地面縱向摩擦力，Fty為導流器和發(fā)射車整體受到的地面垂向支撐力，G為發(fā)射車受到的重力，對導流器和發(fā)射車整體進行受力分析如下：

圖2 導流器與發(fā)射車整體受力分析Fig.2 Force analysis of the deflector and vehicle as a whole

1.2 導流器與車架鉸接的載荷傳遞關系

同樣，對燃氣流載荷最大時刻，導流器與車架鉸接時燃氣流作用于導流器上的力同樣可分解為垂向分力和縱向分力，垂向分力方向為豎直向下、縱向分力為由車尾指向車頭。但當導流器與車架鉸接時，不能將導流器與發(fā)射車作為一個整體進行受力分析。

導流器與發(fā)射車鉸接時進行受力分析的示意圖如圖3所示，其中xF0為導流器受到的燃氣流載荷縱向分力，F0y為導流器受到的燃氣流載荷垂向分力，F1x為導流器和發(fā)射車整體受到的地面縱向摩擦力，F1y為導流器和發(fā)射車整體受到的地面垂向支撐力，F2x為發(fā)射車對導流器縱向作用力，為發(fā)射車導流器的垂向作用力，對導流器單獨進行受力分析如下：

圖3 導流器與發(fā)射車鉸接受力分析Fig.3 Force analysis of the deflector and vehicle as rotational

可得:

其中μ為地面與導流器底座之間摩擦系數，L12y、L12x、L02y、L02x為相應作用力相對導流器與發(fā)射車鉸接回轉軸的力臂?？紤]發(fā)射車的穩(wěn)定性，需要保證導流器受到燃氣流載荷作用時不對發(fā)射車產生向上的作用力，即發(fā)射車對導流器的垂向作用力F2y≥0，可以得到

1.3 兩種連接關系的對比

通過受力分析分別得到了將導流器與發(fā)射車作為整體和將導流器與發(fā)射車作為鉸接進行考慮時發(fā)射車穩(wěn)定的地面摩擦系數條件，下面以某組參數為例進行對比分析。

表1 對比分析參數設定Table1 Parameter setting of comparison analysis

可得μall≥0.2，μ≥ 0.4，可見將導流器與發(fā)射車鉸接連接時燃氣流作用下發(fā)射穩(wěn)定所需的地面摩擦系數更大。

2 導流器載荷傳遞仿真分析

2.1 模型建立

燃氣流對導流器的沖擊是一個動態(tài)過程，為快速獲得單面導流器在不同地面摩擦系數下的載荷傳遞規(guī)律，取燃氣流達到峰值力時刻的邊界條件作為仿真輸入，建立翻轉式導流器受力分析的仿真模型，模型包括車架尾梁、導流器本體、翻轉電動缸、翻轉臂、球鉸盤底座和地面組成，其中導流器本體通過翻轉臂與車架尾梁建立鉸接關系，翻轉電動缸在仿真中處于釋放狀態(tài)，球鉸盤底座與導流器本體之間建立球鉸關系，球鉸盤底座與地面之間建立接觸關系，模型整體如圖4所示。設置邊界條件為車架尾梁和地面固定，載荷條件為在導流器本體導流弧面上施加燃氣流峰值作用力（分別施加垂向作用力和縱向作用力），通過調整球鉸盤底座與地面之間的摩擦系數進行不同地面條件下的仿真分析。

圖4 翻轉式單面導流器仿真模型Fig.4 Simulation model of the rotational single-faced deflector

2.2 仿真結果

如圖5所示為地面摩擦系數為0.5時翻轉式單面導流器在燃氣流峰值力作用下的位移云圖，由于翻轉臂的結構形變，導流器底座仍有向前移動的趨勢，此時的位移量約為6.5mm。

圖5 翻轉式單面導流器仿真位移云圖（摩擦系數0.5）Fig.5 Displacement distribution of the rotational single-faced deflector (friction coefficient as 0.5)

對比不同地面摩擦系數條件下的仿真結果，如表2所示。導流器在垂向受到的力包括自重（約4kN）（豎直向下）、燃氣流垂向作用力（豎直向下）、地面垂向接觸力（豎直向上）和車架對導流器的垂向作用力（方向不定）；導流器在縱向受到的力包括燃氣流縱向作用力（由車尾向車頭方向）、地面縱向摩擦力（由車頭向車尾方向）和車架對導流器的縱向作用力（由車頭向車尾方向）。根據理論受力分析，導流器的受力應保持平衡，即滿足公式（2），將表2的仿真結果帶入公式（2）均滿足受力平衡條件。且在地面摩擦系數小于0.4時（0.15和0.3），導流器明顯向前移動，導流器在燃氣流作用下對車架產生向上的作用力，影響發(fā)射穩(wěn)定性；在地面摩擦系數大于0.4時，導流器向前移動量很小，導流器在燃氣流作用下不會對車架產生向上的作用力，可以保證發(fā)射的穩(wěn)定性。

表2 不同地面摩擦系數條件下的仿真結果Table2 Simulation results of different friction coefficient

3 整車發(fā)射動力學仿真分析

3.1 模型建立

建立車載垂直熱發(fā)射整車有限元發(fā)射動力學仿真模型，模型的全局坐標系原點位于起豎回轉軸中心，x軸指向車頭方向，z軸指向天空，y軸符合右手定則。

模型包括發(fā)射車的車架、前后橋、起豎缸、調平支腿、起落架、發(fā)射箱、解鎖機構、適配器、導彈、導流器和導流器底座。車架、起落架、發(fā)射箱、適配器、導流器、導流器底座等均采用有限元網格進行劃分，起豎缸、調平支腿采用定剛度和阻尼的彈簧單元模擬，導彈采用剛性體模擬。整車模型根據實際起豎到位狀態(tài)結構進行裝配，其中導流器本體通過翻轉臂與車架尾梁建立鉸接關系，翻轉電動缸在仿真中處于釋放狀態(tài)，球鉸盤底座與導流器本體之間建立球鉸關系，球鉸盤底座與地面之間建立接觸關系，前后橋輪胎和前后調平支腿與地面之間建立接觸關系，前后橋懸架和起豎缸均簡化為彈簧，導彈通過適配器與發(fā)射箱之間建立接觸關系，模型整體如圖6所示。設置載荷條件為在導流器本體導流弧面上施加燃氣流作用力（分別施加垂向作用力和縱向作用力），在導彈底部施加燃氣流推力和模型整體施加重力，通過調整球鉸盤底座與地面之間的摩擦系數進行不同地面條件下的仿真分析。

圖6 整車發(fā)射動力學仿真模型示意圖Fig.6 Model of missile-launch vehicle system

3.2 仿真結果

當地面摩擦系數為0.15時，即地面摩擦系數小于導流器與發(fā)射車鉸接時發(fā)射穩(wěn)定所需的地面摩擦系數時，整車發(fā)射動力學仿真得到的導彈姿態(tài)角如圖7所示，導彈出箱時（1s）其姿態(tài)角大小約為0.51°；當地面摩擦系數為0.5時，級地面摩擦系數大于導流器與發(fā)射車鉸接時發(fā)射穩(wěn)定所需的地面摩擦系數時，整車發(fā)射動力學仿真得到的導彈姿態(tài)角如圖8所示，導彈出箱時（1s）其姿態(tài)角大小約為0.08°。

圖7 整車發(fā)射動力學導彈姿態(tài)角變化（摩擦系數0.15） Fig.7 Missile’s attitude

圖8 整車發(fā)射動力學導彈姿態(tài)角變化（摩擦系數0.5）Fig.8 Rotational single-faced deflector

由于是垂直熱發(fā)射，仿真中未設置影響發(fā)射穩(wěn)定性的邊界條件，導彈姿態(tài)的變化主要由發(fā)射系統(tǒng)內部的載荷傳遞和變形引起。分析仿真過程，當導流器底座與地面摩擦系數過小時，導流器在縱向燃氣流載荷的作用下向前移動，而輪胎與地面的摩擦力較大（輪胎與地面摩擦系數一般為0.7），車身縱向沒有移動，導流器將車架尾梁頂起，影響發(fā)射箱姿態(tài)，進而影響導彈出箱的姿態(tài)。因此，為保證發(fā)射過程的穩(wěn)定性，應選取地面摩擦系數足夠大的發(fā)射場坪。

4 結論

a)當單面導流器與發(fā)射車為鉸接關系時，在燃氣流作用下為保證發(fā)射穩(wěn)定所需的導流器底座與地面摩擦系數更大；

b)當地面摩擦系數過小時，與車架鉸接的單面導流器在在縱向燃氣流載荷的作用下向前移動將車架尾梁頂起，影響導彈出箱的姿態(tài)；

c)采用鉸接單面導流器的車載垂直熱發(fā)射，為保證發(fā)射過程的穩(wěn)定性，應選取地面摩擦系數足夠大的發(fā)射場坪。