戴德志,姜永正,馬俊飛,葉小兵

(1.湖南科技大學(xué) 機(jī)械設(shè)備健康維護(hù)湖南省重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,湖南 湘潭 411201;2.湖南省云箭集團(tuán)有限公司,湖南 長沙 410100)

現(xiàn)代戰(zhàn)爭中適應(yīng)于復(fù)雜城市環(huán)境作戰(zhàn)的小型智能彈藥(如巡飛彈、旋翼式彈藥等)出現(xiàn)在戰(zhàn)場上,一般針對該類彈藥的發(fā)射方式有液氣壓彈射式、電磁彈射式、彈力彈射式以及燃?xì)鈴椛涫降萚1],其中燃?xì)鈴椛涫揭蚱浞磻?yīng)速度快且出筒速度有保障被國內(nèi)外廣泛應(yīng)用到各類智能彈藥的發(fā)射系統(tǒng)中。

對于燃?xì)鈴椛涫降陌l(fā)射方式,有效控制彈藥出筒速度以及在發(fā)射過程中的最大負(fù)載以保證發(fā)射過程穩(wěn)定可靠十分重要[2]。裴胤等[3]構(gòu)建了一類火箭炮動力學(xué)仿真模型,針對火箭彈在管內(nèi)的運(yùn)動及受力情況進(jìn)行了研究,得到了該火箭炮發(fā)射運(yùn)行時各部件的運(yùn)動及負(fù)載情況。鄔欣明[4]使用虛擬樣機(jī)與仿真手段,對某類車載自動迫擊炮展開仿真研究,理清了該迫擊炮的射擊穩(wěn)定性。陳世業(yè)[5]建立了自行火炮彈炮多體發(fā)射動力學(xué)模型,模擬了完整的火炮發(fā)射過程,分析了各結(jié)構(gòu)參數(shù)對彈藥在筒內(nèi)運(yùn)動狀態(tài)的影響。趙堅(jiān)等[6]對產(chǎn)氣藥柱展開了一維、二維及三維的一體化計(jì)算,得到了雙燃速內(nèi)彈道性能和流場中燃?xì)鈪?shù)的分布。周哲等[7]針對推進(jìn)劑燃燒及對內(nèi)彈道的影響展開研究,對不同藥柱數(shù)和點(diǎn)火藥藥量所能提供的負(fù)載-時間的變化響應(yīng)關(guān)系進(jìn)行了研究。王立新等[8]從底火藥燃燒能量釋放的角度切入,研究不同初溫條件下底火的能量釋放特性,揭示了底火初溫對發(fā)射裝置能量釋放的影響。鮑文等[9]研究了一種氣動式燃?xì)饬髁空{(diào)節(jié)閥,通過仿真得到了燃?xì)獍l(fā)生器及其調(diào)節(jié)閥的動態(tài)響應(yīng)特性。國外針對彈射裝置的燃?xì)饬髁空{(diào)節(jié)方面也開展了諸多工作,包括燃?xì)饬髁空{(diào)節(jié)閥的設(shè)計(jì)、試驗(yàn)和燃?xì)饬髁空{(diào)節(jié)系統(tǒng)控制器研究。DUNAWAY等[10]設(shè)計(jì)了一種膨脹室位于高壓室外側(cè)的燃?xì)獍l(fā)生器,兩個室之間以通孔連接,以此防止低壓室內(nèi)出現(xiàn)過高的壓強(qiáng),提高發(fā)射裝置的安全性與穩(wěn)定性。王鴻麗等[11]建立內(nèi)置式發(fā)射動力系統(tǒng)發(fā)射過程仿真模型,利用該模型得到了彈藥發(fā)射出筒過程中的能量利用系數(shù)。

在前人的研究基礎(chǔ)上,本文提出一種閥口優(yōu)化方法,在對出筒速度有不同需求時,可快速選取對應(yīng)該出筒速度要求的最佳閥口結(jié)構(gòu)參數(shù)。通過仿真試驗(yàn),得到出筒速度及彈藥峰值負(fù)載對進(jìn)口傾角、出口傾角、通孔面積及通孔長度的響應(yīng)關(guān)系。通過正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)分析,得到數(shù)據(jù)擬合響應(yīng)模型。根據(jù)不同出筒速度的前置需求,由所得曲線模型選取彈藥所受峰值負(fù)載最小時的閥口結(jié)構(gòu)參數(shù)。在此優(yōu)選的閥口的影響下,降低發(fā)射筒內(nèi)部的壓強(qiáng),保障出筒速度,減小發(fā)射時彈藥所受峰值負(fù)載,保證智能彈藥發(fā)射過程的穩(wěn)定可靠。

1 基本結(jié)構(gòu)

為了確保該類智能彈藥發(fā)射裝置的安全性與可靠性,需要對火藥燃燒后產(chǎn)生的燃?xì)忉尫胚M(jìn)行控制,以保證在發(fā)射過程中一方面滿足彈藥出筒后的速度需求,另一方面滿足智能彈藥對所承受峰值負(fù)載大小的限制。

該彈射裝置由底火裝置、彈藥、發(fā)射筒三大部分組成。在底火裝置內(nèi),點(diǎn)火藥在經(jīng)過電子點(diǎn)火控制系統(tǒng)引燃后進(jìn)一步點(diǎn)燃底火藥,底火藥燃燒產(chǎn)生高壓燃?xì)饨?jīng)過閥口進(jìn)入低壓室即發(fā)射筒內(nèi),推動隔熱活塞運(yùn)動,進(jìn)一步將彈射力傳遞給智能彈藥。過程中因?yàn)殚y口與活塞的存在,智能彈藥在發(fā)射過程中所受負(fù)載得以控制,隔絕了高溫燃?xì)?。其結(jié)構(gòu)如圖1所示。

圖1 發(fā)射裝置結(jié)構(gòu)Fig.1 Launcher structure

2 數(shù)學(xué)模型

2.1 基本假設(shè)

忽略發(fā)射過程中所產(chǎn)生的固體顆粒對整個發(fā)射過程的影響。簡化發(fā)射系統(tǒng),火藥燃燒過程用質(zhì)量入口代替,簡化活塞與智能彈藥,簡化閥口外輪廓設(shè)計(jì)。默認(rèn)火藥燃燒過程產(chǎn)生的為可壓縮的理想氣體,滿足理想氣體方程。

2.2 數(shù)學(xué)模型

火藥燃燒過程是本裝置在發(fā)射過程中非常重要的一個過程,因火藥實(shí)際燃燒的過程十分復(fù)雜且多變,因此對火藥燃燒過程給出以下假設(shè)：

①火藥燃燒為端面燃燒,藥柱燃燒的面積保持不變;

②燃?xì)鉃榧儦怏w,無固體顆粒;

③燃?xì)獾臏囟缺３植蛔?對壓力影響不考慮;

④燃?xì)夥睦硐霘怏w狀態(tài)方程。

根據(jù)火藥的幾何燃燒定律可以導(dǎo)出燃?xì)馍伤俾蔥12]。設(shè)mp為裝藥初始質(zhì)量,V為裝藥單體的已燃去體積,V0為裝藥單體的原有體積,np為裝藥單體的數(shù)目,ρp為裝藥密度。令Ψ=mb/mp為裝藥已經(jīng)燃去的質(zhì)量與裝藥初始的質(zhì)量比,因?yàn)閙p=npρpV0,mb=npρpV,故：

(1)

Ψ也為裝藥單體燃去部分的體積與裝藥單體初始體積之比,簡稱裝藥燃去百分比。

將Ψ對時間t微分得：

(2)

假設(shè)某時刻裝藥的表面積為Sb,在dt時間內(nèi)燃去的厚度為de,則：

dV=Sbde

(3)

式中：u為火藥的線性燃燒速度,簡稱燃速。

(4)

裝藥的燃?xì)馍伤俾?即每秒燃?xì)馍闪?其表達(dá)式為

(5)

在實(shí)際使用中,在彈射器高壓室工作壓強(qiáng)范圍內(nèi),一般均采取指數(shù)式計(jì)算燃速,即：

u=apn

(6)

式中：a為燃速系數(shù),n為燃速壓強(qiáng)指數(shù),pn為綱量為1的量。

3 數(shù)值計(jì)算方法

3.1 格子玻爾茲曼方法

格子玻爾茲曼方法(Lattice Boltzmann method,LBM)是一種新興的流體系統(tǒng)模擬方法,其具有宏觀流體連續(xù)模型和微觀分子動力學(xué)方法的優(yōu)點(diǎn),現(xiàn)已被廣泛用于多相流、氣固兩相流及內(nèi)部流等[13-15]。

LBM基于非平衡統(tǒng)計(jì)物理學(xué)的基本方程——玻爾茲曼方程。本文采用LBM方程模型描述流體粒子在具有一定的離散速度的情況下其分布函數(shù)在固定的方格上的運(yùn)動過程。LBM中粒子演化規(guī)則包括移動和碰撞兩個過程,演化方程如下[16]。

移動：

(7)

碰撞：

(8)

3.2 邊界條件

為簡化仿真,對該彈射器的整體結(jié)構(gòu)進(jìn)行簡化后導(dǎo)入模型到xflow中,其簡化后的幾何結(jié)構(gòu)截面如圖2所示,其中發(fā)射筒由閥口將其劃分為高壓室與低壓室。

①環(huán)境設(shè)置。整個發(fā)射系統(tǒng)垂直發(fā)射,受重力作用,氣體介質(zhì)設(shè)為空氣,采用單向內(nèi)部流模型,初始條件設(shè)重力加速度為9.81 m/s,環(huán)境溫度為288.15 K,空氣密度為1.225 kg/m3。

②質(zhì)量入口邊界。取單根藥柱質(zhì)量流量入口,根據(jù)所得的火藥燃燒時燃?xì)馍梢?guī)律,設(shè)置入口為質(zhì)量流量入口。因?yàn)樵摪l(fā)射裝置發(fā)射時內(nèi)部壓強(qiáng)較小,故壓強(qiáng)對該類黑火藥的燃速受壓強(qiáng)影響較弱,且本文的研究目標(biāo)在于閥口的結(jié)構(gòu)對發(fā)射筒內(nèi)壓強(qiáng)的影響與控制,故取10 g的火藥量,其質(zhì)量流入為0.01+2t,t為底火藥燃燒時間。所選火藥的密度為1.80 g/cm3,火藥燃速為8～10 mm/s,火焰?zhèn)鞑ニ俣? 000～3 000 mm/s。

③剛體動力學(xué)。簡化后的智能彈藥與隔熱活塞用一個圓柱代替,其密度為78 000 kg/m3、質(zhì)量為15.1 kg、動摩擦系數(shù)設(shè)為0.25。考慮到其在出筒過程中受到的摩擦力與空氣阻力,因此對該圓柱設(shè)置一個豎直向下的外部力F=45 N。

④邊界設(shè)置?？紤]到數(shù)值出口與實(shí)際出口的偏差,設(shè)置數(shù)值出口盡量遠(yuǎn)離實(shí)際出口,以此來減小誤差,外部流體域的下部設(shè)置為壓力出口,其他邊界均使用wall邊界。

⑤格子劃分。格子劃分采用八叉樹式結(jié)構(gòu),對于閥口處的格子進(jìn)行細(xì)化處理。邊界條件設(shè)置及格子劃分如圖3所示。

圖3 格子劃分以及邊界條件設(shè)置Fig.3 Grid division and boundary condition setting

3.3 動力學(xué)模型有效性驗(yàn)證

基于已有實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)及結(jié)果,對該動力學(xué)模型的有效性進(jìn)行驗(yàn)證,所得結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對比。實(shí)驗(yàn)及仿真計(jì)算結(jié)果如表1所示。對比實(shí)驗(yàn)結(jié)果和仿真結(jié)果可見,在仿真初始條件參數(shù)與實(shí)驗(yàn)初始條件參數(shù)相同時,二者結(jié)果相差較小。因此,可驗(yàn)證該仿真模型的有效性。

表1 仿真結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果對比Table 1 Comparison between simulation results and experimental results

4 結(jié)構(gòu)參數(shù)對發(fā)射性能的影響

4.1 正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)

對閥口的結(jié)構(gòu)參數(shù)進(jìn)行調(diào)整,分析調(diào)整后的進(jìn)口傾角、出口傾角、通孔長度以及通孔面積對出筒速度和彈藥峰值負(fù)載的影響,找到主要影響因素,擬合因素與響應(yīng)之間的模型曲線,得出最佳的設(shè)計(jì)方案。結(jié)構(gòu)參數(shù)如圖4所示。

圖4 結(jié)構(gòu)參數(shù)示意圖Fig.4 Schematic diagram of structural parameters

以閥口進(jìn)口傾角、出口傾角、通孔長度以及通孔面積為變量設(shè)計(jì)正交仿真試驗(yàn),以出筒速度以及過程中所受峰值負(fù)載為評價(jià)指標(biāo),仿真結(jié)果如表2所示。表中,α為進(jìn)口角度,β為出口角度,L為通孔長度,S為通孔面積,v為出筒速度,F為發(fā)射峰值負(fù)載。

表2 正交仿真試驗(yàn)結(jié)果Table 2 Results of orthogonal simulation test

4.2 出筒速度與發(fā)射峰值負(fù)載隨單一結(jié)構(gòu)參量的變化規(guī)律

基于表2的數(shù)據(jù),對變量和連續(xù)響應(yīng)之間的關(guān)系進(jìn)行擬合建模,得出彈射器發(fā)射過程的出筒速度以及彈藥峰值負(fù)載和閥口的進(jìn)口傾角、出口傾角、通孔長度、通孔面積之間的關(guān)系,如圖5和圖6所示。

圖5 彈藥出筒速度隨單一閥口結(jié)構(gòu)參數(shù)的變化規(guī)律Fig.5 Change rule of ammunition exit velocity with structural parameters of single valve port

圖6 峰值負(fù)載隨單一閥口結(jié)構(gòu)參數(shù)的變化規(guī)律Fig.6 Change rule of emission load with structural parameters of single valve port

由圖5可知,當(dāng)進(jìn)口傾角在20°～30°的范圍時,曲線斜率較小,該范圍內(nèi)的傾角變化對出筒速度影響較小,當(dāng)進(jìn)口傾角在30°～65°的范圍時,隨著進(jìn)口傾角的增大,智能彈藥的出筒速度呈下降趨勢,進(jìn)口傾角的改變對彈藥出筒速度的影響差值為0.27 m/s;出口傾角在20°～30°的范圍變化時,對應(yīng)曲線段的斜率接近0,而后出口傾角在30°～65°的范圍時,彈藥出筒速度與出口傾角成反比,彈藥出筒速度的變動差值為0.56 m/s;通孔長度在10～30 mm范圍變化時,彈藥出筒速度隨之減小,其變化值為1.32 m/s;通孔面積在150～260 mm2時,彈藥出筒速度隨著通孔面積的增大而增大,通孔面積對出筒速度的響應(yīng)值為2.55 m/s,通孔面積在260～350 mm2范圍內(nèi)時,出筒速度隨著通孔面積增大而減小,通孔面積對出筒速度的響應(yīng)值為1.83 m/s。

由圖6可知,當(dāng)進(jìn)口傾角在20°～42°范圍內(nèi)變化時,峰值負(fù)載有小幅度的增長,增幅值為304 N,進(jìn)口傾角在42°～65°變化時,峰值負(fù)載有小幅度減小,變化值為283 N;出口傾角在20°～38°范圍內(nèi)變化時,峰值負(fù)載小幅度增大,其增值為190;當(dāng)出口傾角在38°～65°范圍內(nèi)變化時,峰值負(fù)載隨著出口傾角增大而減小,減小幅值為414 N;通孔長度在10～30 mm范圍內(nèi)逐漸增大時,峰值負(fù)載與其成反比,峰值負(fù)載由7 654 N遞減到6 796 N,減小幅值為858 N;通孔面積在150～260 mm2范圍內(nèi)時,峰值負(fù)載隨通孔面積的增大而增大,該范圍內(nèi)通孔面積對峰值負(fù)載的響應(yīng)值為1 368 N,在通孔面積于260～350 mm2變化時,峰值負(fù)載隨之減小,減小幅值為986 N。

綜合圖5和圖6可知,通孔長度與通孔面積對彈藥出筒速度以及峰值負(fù)載影響較大,其主要原因是通孔的長度增加,導(dǎo)致燃?xì)鈿饬魍ㄟ^孔隙時,其所損失的動能更大,導(dǎo)致出筒速度減小;同時,通孔長度的增加也使得流入低壓室的燃?xì)飧悠椒€(wěn),減小了隔熱活塞的負(fù)載沖擊。通孔面積的增加使得更多的氣體可以更加迅速地由高壓室流入到低壓室,且因增大孔徑后,燃?xì)饬魉贉p小,不會對隔熱活塞產(chǎn)生大量沖擊,動能損失較少。因此,隨著通孔面積的增大,出筒速度以及峰值負(fù)載都會有明顯的增加。通孔面積增加到一定程度,使得氣流流進(jìn)閥口時,流量增大,流速減小,氣流不會高速射出沖擊活塞,活塞所受負(fù)載減小,這導(dǎo)致出筒速度以及峰值負(fù)載減小。出口傾角與入口傾角對出筒速度以及峰值負(fù)載的影響不明顯,主要是因?yàn)檎麄€發(fā)射裝置內(nèi)部的氣體壓力都較高,導(dǎo)致傾角的改變對整體影響不顯著;另一方面,進(jìn)出傾角的斜邊長度較短,其對燃?xì)鈿怏w的流動狀態(tài)影響較微弱。

5 閥口結(jié)構(gòu)參數(shù)優(yōu)選優(yōu)化

5.1 物理參數(shù)優(yōu)選優(yōu)化

根據(jù)該類智能彈藥發(fā)射的基本性能需求,需要滿足其發(fā)射后的出筒速度要達(dá)到22 m/s以上為最佳,因此在該前提下,應(yīng)盡量減小其發(fā)射過程中所受峰值負(fù)載。故根據(jù)圖5和圖6可確定,對于通孔長度,當(dāng)速度v≥22 m/s時,通孔長度L≤27.5 mm,繼而分析可知,滿足通孔長度L≤27.5 mm時,L取27.5 mm,峰值負(fù)載最小;同理通孔面積取170 mm2≤S≤345 mm2時,可滿足v≥22 m/s,進(jìn)而考慮到峰值負(fù)載需盡量小,由圖6(b)可知,S=170 mm2,對于進(jìn)口傾角與出口傾角,因其對出筒速度以及峰值負(fù)載影響小,故二者與改進(jìn)前的傾角取相同值,即α=β=45°。對上述所選結(jié)構(gòu)參數(shù)的閥口進(jìn)行仿真驗(yàn)證,并與優(yōu)化前的結(jié)果進(jìn)行對比。

5.2 優(yōu)化前后結(jié)果對比分析

優(yōu)化前后的位移與速度曲線分別如圖7和圖8所示。優(yōu)化前后彈藥負(fù)載和高低壓室壓力曲線分別如圖9和圖10所示。

圖7 優(yōu)化前后位移曲線Fig.7 Displacement curve before and after optimization

圖8 優(yōu)化前后速度曲線Fig.8 Speed curve before and after optimization

對比優(yōu)化前后的位移與速度曲線可知，優(yōu)化后彈藥出筒所用總時間較長,因此其在發(fā)射筒內(nèi)經(jīng)歷了更長的加速時間,也因此獲得了更大的出筒速度。從圖8及圖9可以看到：開始階段為0～0.04 s,優(yōu)化前的速度曲線斜率相比優(yōu)化后的速度曲線斜率大,對比圖10可發(fā)現(xiàn),這是因?yàn)榇穗A段彈藥所受載荷較大,其獲得較大的加速度,雖然彈藥在出筒時的速度會增加,但同時彈藥在筒內(nèi)運(yùn)動時所受負(fù)載也增加了。經(jīng)過優(yōu)化后,該階段的彈藥負(fù)載變小,加速過程也更加平穩(wěn),速度相對降低。中間階段為0.04～0.06 s,在該階段優(yōu)化后的發(fā)射裝置彈藥所受負(fù)載較優(yōu)化前較大,相較于優(yōu)化前其負(fù)載平穩(wěn),因此其速度在此階段大幅提升,保障了最后出筒時刻的速度需求。出筒階段為0.06～0.093 7 s,該階段優(yōu)化后的發(fā)射裝置依然處于一個平穩(wěn)的加速過程,加速至0.093 7 s完成出筒,而優(yōu)化前出筒時刻為0.084 3 s。雖然優(yōu)化后負(fù)載的減小導(dǎo)致其加度也減小,但是優(yōu)化后智能彈藥在筒內(nèi)的運(yùn)行時間變長,進(jìn)而有效地提升了加速時間,避免了出筒速度因負(fù)載減小而出現(xiàn)同步減小的情況。

圖9 優(yōu)化前后彈藥負(fù)載曲線Fig.9 Load curve of ammunition before and after optimization

圖10 優(yōu)化前后高低壓室壓力曲線Fig.10 Pressure curve of high and low pressure chamber before and after optimization

由圖9可知,在發(fā)射過程中,優(yōu)化后的閥口結(jié)構(gòu)使發(fā)射時彈藥所受負(fù)載峰值明顯下降。峰值出現(xiàn)后,活塞的運(yùn)動導(dǎo)致低壓室體積變大,這使得高壓室與低壓室的壓強(qiáng)與活塞受負(fù)載均變小;而后,曲線再次上升,并且優(yōu)化后的F-t曲線在二次峰值之后的走勢趨于平穩(wěn),這也對應(yīng)圖8中速度曲線的走勢,得以相互驗(yàn)證。同時,優(yōu)化后負(fù)載峰值出現(xiàn)的時間提前,使得底火藥所產(chǎn)生的燃?xì)庀鄳?yīng)減少,進(jìn)而減小了整個發(fā)射裝置內(nèi)部壓強(qiáng)與彈藥所受負(fù)載。由圖10可知,優(yōu)化前后壓強(qiáng)的最大峰值曲線走勢與圖9中彈藥所受負(fù)載曲線相互呼應(yīng)、相互驗(yàn)證。在該壓強(qiáng)曲線中,優(yōu)化前發(fā)射筒內(nèi)部高壓室與低壓室的壓強(qiáng)均超過1 MPa,過大的壓強(qiáng)對于該發(fā)射裝置的安全性提出了挑戰(zhàn),并且優(yōu)化前其低壓室內(nèi)部壓強(qiáng)相較高壓室內(nèi)部壓強(qiáng)閥口減壓效果不明顯,優(yōu)化后高壓室壓力曲線均可控制在1 MPa以下,而其低壓室壓強(qiáng)曲線均在0.8 MPa之下,并且對比優(yōu)化后的高壓室與低壓室的壓強(qiáng)曲線可以明顯發(fā)現(xiàn),優(yōu)化后的閥口減壓明顯有效。

圖11為優(yōu)化前后峰值負(fù)載時刻的閥口處總壓力云圖。由圖可見,優(yōu)化后的閥口處壓強(qiáng)在峰值負(fù)載時刻相較于優(yōu)化前減小了18.9%,同時結(jié)合速度矢量圖12可見優(yōu)化后通孔長度的增加以及閥口面積的縮小使得高壓氣體流經(jīng)通孔時流速增加,進(jìn)而轉(zhuǎn)換為動能消耗,減小了對活塞的沖擊載荷。優(yōu)化后的閥口使得氣流流出時更多氣流可沿錐形面流向周邊,減小了氣流對活塞中部的直接沖擊。

圖11 優(yōu)化前后最大載荷時刻發(fā)射筒內(nèi)部壓力云圖Fig.11 Internal pressure nephogram of launcher at maximum load before and after optimization

圖12 優(yōu)化前后最大載荷時發(fā)射筒內(nèi)部速度矢量圖Fig.12 Internal velocity vector diagram of launcher under maximum load before and after optimization

優(yōu)化后的發(fā)射裝置對比改進(jìn)前,一方面其出筒速度相差2.35 m/s,減小了9.49%;另一方面,優(yōu)化前后的峰值負(fù)載減小了1 623 N,降低了20.15%。優(yōu)化前后,高壓室最大壓強(qiáng)減小了0.114 MPa,相對優(yōu)化前降低9.8%,低壓室最大壓強(qiáng)減小0.220 3 MPa,相對降低21.42%,峰值負(fù)載峰值出現(xiàn)時間提前了0.003 1 s。具體對比數(shù)據(jù)見表3。優(yōu)化后的負(fù)載曲線更加平穩(wěn),第二次波峰的幅值較小,并且低壓室的壓強(qiáng)減小更加明顯。在出筒速度減小9.49%的基礎(chǔ)上,總體發(fā)射性能有較大提高,峰值負(fù)載降低了20.15%。因此,通過該優(yōu)化方案,實(shí)現(xiàn)了在小幅度降低智能彈藥出筒速度的前提下,大幅減小智能彈藥所受負(fù)載,增強(qiáng)發(fā)射穩(wěn)定性的目的,該優(yōu)化方法具有較高的可行性。

表3 優(yōu)化前后發(fā)射裝置各性能參數(shù)對比Table 3 Comparison of various performance parameters of launcher before and after optimization

6 結(jié)束語

影響發(fā)射裝置發(fā)射性能的因素頗多,從閥口結(jié)構(gòu)參數(shù)的優(yōu)化角度出發(fā)是一種便捷、快速的方式。本文以一種智能彈藥發(fā)射裝置為研究對象,分析了該發(fā)射裝置閥口的進(jìn)口角度、出口角度、通孔長度以及通孔面積對彈藥出筒速度以及峰值負(fù)載的影響,對閥口結(jié)構(gòu)進(jìn)行優(yōu)化,得出以下結(jié)論：增加通孔面積與通孔長度,雖然發(fā)射裝置發(fā)射的彈藥出筒速度會小幅減小,但是可明顯且有效地降低峰值負(fù)載,提升發(fā)射裝置性能。

在本文的研究范圍之內(nèi),通過對閥口的進(jìn)口傾角、出口傾角、通孔面積以及通孔長度對彈藥峰值負(fù)載及出筒速度的影響進(jìn)行擬合分析后,可實(shí)現(xiàn)根據(jù)所需的不同出筒速度選取合適的閥口優(yōu)化結(jié)構(gòu)參數(shù),使得發(fā)射過程中發(fā)射筒內(nèi)部壓強(qiáng)以及彈藥所受峰值負(fù)載達(dá)到一個較低值,且出筒速度有所保障。

通過該優(yōu)選優(yōu)化方法,對比優(yōu)化前后的閥口作用下的發(fā)射情況,優(yōu)化前后彈藥出筒速度相差2.35 m/s,峰值負(fù)載減小了1 623 N,對比優(yōu)化前后,高壓室最大壓強(qiáng)減小了0.114 MPa,低壓室最大壓強(qiáng)減小0.220 3 MPa。彈藥發(fā)射過程中所受峰值負(fù)載減小了20.15%,低壓室最大壓強(qiáng)減小了21.42%。由此可見,該閥口優(yōu)化方法可以顯著降低彈藥發(fā)射過程中所受峰值負(fù)載,減小發(fā)射筒內(nèi)部壓強(qiáng),實(shí)現(xiàn)根據(jù)不同出口速度的要求選擇不同結(jié)構(gòu)參數(shù)的閥口,并減小彈藥所受峰值負(fù)載的目的。