美国海军T_AKE级干货_弹药船设计特点分析[1]
美国海军T-AKE级干货／弹药船设计特点分析
Ｋｅ ｗｏ ｄ ｙ ｒ ｓ：ＵＳ Ｎａ ｙ；ｄ ｙ ｃ ｒ ｏ ｍｍｕ ｉｉｎ ｓ ｉ ｖ ｒ ａｇ ／ａ ｎ ｔ ｈ ｐ；ｄ ｓｇ ｈ ｒ ｃｅ ｉｔ ｓ ｏ ｅ ｉ ｎ ｃ ａ ａ ｔｒｓｉ ｃ Ａｂ ｔ ａ ｔ ｈ ｏ ｇ ｓｕ ｙ ｎ ｃ ｎｓｒ ｔ ｎ ｂ ｃ ｇ ｏ ｎ ｓ ｒ ｃ ：Ｔ ｒ ｕ ｈ ｔ ｄ ｏ ｏ ｔ ｉ ａ ｋ ｒ ｕ ｄ， ｍａｎ ｃ ｍｂ ｔｅ ｌｙ ｎ ｅ ｕ ｒｍｅ ｔ ａ ｔ ｓ ｅ ｈｎｑｕ ｕｃ ｏ ｉ ｏ ａ ｍｐ ｏ ｍｅ ｔ ｒ ｑ ｉｅ ｎ ，ｔｃ ｉ ｔｃ ｉ ｅ ｃ ｔｒ ｅ ，ｔ ｓ ａｔｃｅ ａ ａｙ ｅ ｈ ｓｇ ｈ ｏ ｎ ｅ ｈｎｃ ｌｃ ａ ａ ｔ ｒｓｉｓ ａ ｇ ｔ ｈｉ ｒｉｌ ｎ ｌｚ ｓ ｔｅ ｄｅ ｉｎ ｔ ｅ ｒ ａ ｄ ｔｃ ｉａ ｈ ｒ ｃｅ ｉｔ ，ｗｈ ｃ ｙ ｂ ｅ ｅ ｃａ ｏ ｔ ｅ ｅ ｒ ｈ ｙ ｃ ｉ ｈ ｍａ ｅ ｂ ｎ ｆ ｉｌｔ ｈｅｒ ｓ ａｃ ｉ
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美 国 海 军 Ｔ Ａ Ｅ级 ＝ 货／ 药 船 设 计 特 点 分 析 —Ｋ ｆ 弹 ：
（ ） 船装 备及 系统 必须 具 备 在 以下 条件 中执 ４舰
行 任 务的 能力 ：
ａ 开阔 的海 区 （ 、 海况 ０— ９级 ） 濒海 区域 的 作 和 战 能力 ； ｂ、 天候 配合战 斗群 作战 行动 的能力 ； 全 ｃ独 立 作战行 动 的能力 。 、 （） ５ 尽可 能 降低 舰员 数量 。
ห้องสมุดไป่ตู้
用于装载干货 、 、 食品 冷冻物资、 备品、 燃油和军火弹
［ 收稿 日期 ］０ ７— ５ ２０ ７— 【 作者简介 】 韩 涛 （９ ４ ３一） 男， １６ ． ， 汉族 ， 北京人 ， 高级工程师 ， 从事船舶论证 工作
万能驱逐舰：“阿利·伯克”级②
万能驱逐舰：“阿利·伯克”级②本文作者：大兵“伯克”级是一型大型、重武装导弹驱逐舰，“宙斯盾”雷达的引入更使其具备了执行多种任务的能力，堪称冷战年代西方驱逐舰发展的巅峰之作。
（峥嵘篇）该舰以“前4后8”的形式，在艏/艉的武器平台上共搭载了12套8单元MK41垂发，除去2套装填臂各占去了3个发射单元，实际可用的导弹垂发井有90部。
注意：与“提康德罗加”级为了减重，只搭载了4套加长型MK41不同，“伯克”级的12套垂发全部都是加长型，可以兼容美国海军当时所有型号的水面舰艇垂直发射导弹！▲图中长单元垂发主要是为了搭载“战斧”巡航导弹。
▲“伯克”级舰尾的垂发正在装填。
▲MK41自带折叠装填臂的初衷，就是像这样通过海上的任意运输平台来补充弹药；不过这种装填臂的最大承载重量只有2吨，只能吊装标准模块且在复杂海况下不易操作，故后来建造的“伯克”级不再装备。
作为一型专用防空驱逐舰，“伯克”级在设计之初并未考虑搭载反潜直升机，也没有反潜舰标配的主/被动拖曳式声呐，仅在舰艏围壳处搭载了一部SQS-53主动甚高频声纳；不过该舰长首楼末端的下层甲板具备起降直升机的能力，而三联装的MK32反潜鱼雷发射管则被设置在舰尾主甲板两侧。
▲艏围壳声呐尺寸不小啊！▲箭头处为MK32鱼雷发射管的位置，注意早期型“伯克”空空如也的舰艉。
身为美国海军唯二搭载“宙斯盾”的防空舰之一，“伯克”级与“提康德罗加”级的区别是，仅有1套雷达波束发射和接收机；而后者即便是装了2套这样的设备，受限于功率和战情中心的信息处理能力，还是无法做到“宙斯盾”所宣称的“360度全方位跟踪搜索多目标”（或者加个定义“同时”）。
所以“伯克”级的4面相控阵雷达实战条件下最多同时开机2部——这就不难理解美军航母战斗群编制的防空舰至少是1艘“提康德罗加”和3艘“伯克”了吧？▲这就叫“新/老搭档、高/低组合”。
不过诡异的是：“伯克”级上“宙斯盾”的搜索和跟踪、处理能力明明弱于“提康德罗加”级，却并未像后者那样装备AN/SPS-49长程搜索雷达作为辅助手段。
舰队防空的顶梁柱 – 美国海军的“标准”舰空导弹家族
舰队防空的顶梁柱–美国海军的“标准”舰空导弹家族表2 RIM-67系列增程型舰空导弹无SM-3 批次IB进行了反导升级的“宙斯盾”战舰双色红外寻的头可调节固体燃料姿态控制系统(TDACS)无SM-3 批次IIA进行了反导升级的“宙斯盾”战舰增程型SM-3先进动能战斗部直径533毫米表4 “标准”舰空导弹的核心技术参数型号总长度(米)弹体直径(米)助推器直径(米)导弹翼展(米)助推器翼展(米)发射重量(千克)射程(海里)射高(千米)飞行速度(马赫)SM-1MR 4.720.343无 1.07无7072524.4 2.5SM-1ER7.980.3430.457 1.07 1.5713506524.4 2.5SM-2MR 4.720.343无 1.07无70740-9024.4 3.5SM-2ER 批次I-III7.980.3430.457 1.07 1.57135010024.4 3.5SM-2ER 批次IV6.550.3430.533 1.07无翼1500130> 24.4> 3.5SM-3批次I6.550.3430.533 1.07无翼1500> 270> 1609SM-3批次II6.550.5330.533 1.07无翼> 1500>> 270>>160> 9SM-6 6.550.3430.533 1.07无翼150020033> 3.5评论这个表格最直观，最能解释清楚SM-3与众不同之处之前也搞不清SM-2/3/6之间的分别，以为都是同一路货色，更以为SM-2跟SM-3接近，SM-6是另一样东西------------实情是SM-3是独立专门用於反导作战，SM-2/6用於"一般"防空，两者间关系更密切回复2011-08-10 21:43 puffinus 回复chou_takSM-6 实际上就是SM-2ER IV 的升级版本, 用主动雷达寻的头代替了沿用多年的半主动寻的头回复2011-08-10 16:25喜之狼SM-2ER 批次I-III 7.98米长？MK41装得下吗？回复2011-08-10 19:29 puffinus 回复喜之狼装不下，只能用于倾斜发射架，所以后续增程型号采用了新的短胖型助推器什么时候红旗16可以达到SM-2MR的水平呢...回复2011-08-25 15:16 puffinus 回复vaiosdown就射程覆盖和任务剖面而言，SM-2MR 和HQ-9 更为接近，尽管后者尺寸更大，重量更重，飞行速度更快HQ-16 的改进型射程据说可以达到50 海里，还是比不上SM-2MR 的较新版本实际上中程舰空导弹属于鸡肋类型的武器，200 海里级超远程的可以迫使敌机退出其雷达直线视距，有效压制空舰侦察力量。
基于CFD
第８卷㊀第６期２０２３年１１月气体物理ＰＨＹＳＩＣＳＯＦＧＡＳＥＳＶｏｌ.８㊀Ｎｏ.６Ｎｏｖ.２０２３㊀㊀ＤＯＩ:１０.１９５２７/ｊ.ｃｎｋｉ.２０９６￣１６４２.１０８８基于ＣＦＤ/ＣＳＤ耦合的火箭跨声速气动阻尼特性分析李泳德ꎬ㊀郭㊀力ꎬ㊀季㊀辰(中国航天空气动力技术研究院ꎬ北京１０００７４)ＣｈａｒａｃｔｅｒｉｚａｔｉｏｎｏｆＴｒａｎｓｏｎｉｃＡｅｒｏｄｙｎａｍｉｃＤａｍｐｉｎｇｏｆＲｏｃｋｅｔｓＢａｓｅｄｏｎＣＦＤ/ＣＳＤＣｏｕｐｌｉｎｇＬＩＹｏｎｇ￣ｄｅꎬ㊀ＧＵＯＬｉꎬ㊀ＪＩＣｈｅｎ(ＣｈｉｎａＡｃａｄｅｍｙｏｆＡｅｒｏｓｐａｃｅＡｅｒｏｄｙｎａｍｉｃｓꎬＢｅｉｊｉｎｇ１０００７４ꎬＣｈｉｎａ)摘㊀要:随着新型大推力火箭的发展ꎬ弯曲模态频率的不断降低ꎬ以及流动分离和跨声速飞行时产生的激波震荡等因素ꎬ其在跨声速飞行过程中更容易出现非定常振动发散ꎮ文章以某带助推的运载火箭模型为研究对象ꎬ通过数值计算获取火箭强迫振动时的气动阻尼ꎬ并对影响火箭气动阻尼的因素进行了分析ꎮ包括结构节点位置㊁振动振幅大小㊁脉动压力等ꎮ研究表明:助推主要起到增大气动阻尼的作用ꎻ前节点主要影响收缩段的气动阻尼ꎻ振动振幅大小和脉动压力对气动阻尼的影响可忽略不计ꎮ关键词:气动阻尼ꎻ数值计算ꎻ跨声速ꎻ气动弹性ꎻ运载火箭㊀㊀㊀收稿日期:２０２３￣０９￣２５ꎻ修回日期:２０２３￣１０￣２３第一作者简介:李泳德(１９９５￣)㊀男ꎬ工学硕士ꎬ助理工程师ꎬ主要研究方向为气动弹性分析ꎮＥ￣ｍａｉｌ:５６２０６４１６９＠ｑｑ.ｃｏｍ通信作者简介:季辰(１９８２￣)㊀男ꎬ工学博士ꎬ研究员ꎬ主要研究方向为气动弹性力学ꎮＥ￣ｍａｉｌ:ｊｉｃｈｅｎ１６７＠ｈｏｔｍａｉｌ.ｃｏｍ中图分类号:Ｖ４７５.１㊀㊀文献标志码:ＡＡｂｓｔｒａｃｔ:Ｗｉｔｈｔｈｅｄｅｖｅｌｏｐｍｅｎｔｏｆｎｅｗｈｉｇｈ￣ｔｈｒｕｓｔｒｏｃｋｅｔｓꎬｔｈｅｄｅｃｒｅａｓｉｎｇｆｒｅｑｕｅｎｃｙｏｆｔｈｅｂｅｎｄｉｎｇｍｏｄｅｓｏｆｔｈｅｒｏｃｋｅｔꎬａｓｗｅｌｌａｓｔｈｅｆａｃｔｏｒｓｓｕｃｈａｓｆｌｏｗｓｅｐａｒａｔｉｏｎａｎｄｓｈｏｃｋｏｓｃｉｌｌａｔｉｏｎｓｇｅｎｅｒａｔｅｄｄｕｒｉｎｇｔｒａｎｓｏｎｉｃｆｌｉｇｈｔｍａｋｅｉｔｍｏｒｅｐｒｏｎｅｔｏｎｏｎ￣ｃｏｎｓｔａｎｔｖｉｂｒａｔｉｏｎ.Ｉｎｔｈｉｓｐａｐｅｒꎬａｌａｕｎｃｈｖｅｈｉｃｌｅｍｏｄｅｌｗｉｔｈｂｏｏｓｔｗａｓｔａｋｅｎａｓｔｈｅｒｅｓｅａｒｃｈｏｂｊｅｃｔꎬａｎｄｔｈｅａｅｒｏｄｙ￣ｎａｍｉｃｄａｍｐｉｎｇｏｆｔｈｅｒｏｃｋｅｔｄｕｒｉｎｇｆｏｒｃｅｄｖｉｂｒａｔｉｏｎｗａｓｏｂｔａｉｎｅｄｔｈｒｏｕｇｈｎｕｍｅｒｉｃａｌｃａｌｃｕｌａｔｉｏｎ.Ｔｈｅｆａｃｔｏｒｓａｆｆｅｃｔｉｎｇｔｈｅａｅｒｏｄｙｎａｍｉｃｄａｍｐｉｎｇｏｆｔｈｅｒｏｃｋｅｔｗｅｒｅａｎａｌｙｚｅｄꎬｉｎｃｌｕｄｉｎｇｔｈｅｐｏｓｉｔｉｏｎｏｆｓｔｒｕｃｔｕｒａｌｎｏｄｅｓꎬｔｈｅｍａｇｎｉｔｕｄｅｏｆｖｉｂｒａｔｉｏｎａｍ￣ｐｌｉｔｕｄｅꎬｐｕｌｓａｔｉｎｇｐｒｅｓｓｕｒｅａｎｄｓｏｏｎ.Ｔｈｅｓｔｕｄｙｓｈｏｗｓｔｈａｔｔｈｅｂｏｏｓｔｍａｉｎｌｙｐｌａｙｓｔｈｅｒｏｌｅｏｆｉｎｃｒｅａｓｉｎｇａｅｒｏｄｙｎａｍｉｃｄａｍｐ￣ｉｎｇａｎｄｔｈｅｆｒｏｎｔｎｏｄｅｍａｉｎｌｙａｆｆｅｃｔｓｔｈｅａｅｒｏｄｙｎａｍｉｃｄａｍｐｉｎｇｏｆｔｈｅｃｏｎｔｒａｃｔｉｏｎｓｅｃｔｉｏｎ.Ｔｈｅｖｉｂｒａｔｉｏｎａｍｐｌｉｔｕｄｅｓｉｚｅａｎｄｔｈｅｐｕｌｓａｔｉｎｇｐｒｅｓｓｕｒｅｈａｖｅａｎｅｇｌｉｇｉｂｌｅｅｆｆｅｃｔｏｎｔｈｅａｅｒｏｄｙｎａｍｉｃｄａｍｐｉｎｇ.Ｋｅｙｗｏｒｄｓ:ａｅｒｏｄｙｎａｍｉｃｄａｍｐｉｎｇꎻｎｕｍｅｒｉｃａｌｃａｌｃｕｌａｔｉｏｎꎻｔｒａｎｓｏｎｉｃꎻａｅｒｏｅｌａｓｔｉｃｉｔｙꎻｌａｕｎｃｈｖｅｈｉｃｌｅ引㊀言通常情况下人们认为气动力对火箭的振动起到阻尼作用ꎬ即气动阻尼为正值ꎮ然而随着大推力火箭发展ꎬ火箭的长细比逐渐加大ꎬ导致弯曲刚度越来越小ꎬ同时为了满足有效载荷的外形要求ꎬ火箭头部整流罩尺寸不断加大ꎬ后续箱体的直径却保持不变ꎬ形成了典型的锤头体外形ꎮ国内外大量的火箭研制经验表明[１￣９]ꎬ对于此类锤头体外形火箭的气动设计ꎬ必须要进行动态气动载荷与动态气弹稳定性分析ꎬ否则设计的疏忽可能会导致火箭结构出现毁灭性的破坏进而导致发射失败ꎮ目前常用的衡量气弹稳定性的方法是通过风洞试验来获取气动阻尼系数ꎮ早在１９６３年ꎬ美国国家航空航天局Ａｍｅｓ研究中心(ＮＡＳＡＡｍｅｓＲｅ￣ｓｅａｒｃｈＣｅｎｔｅｒ)采用半刚性模型开展试验研究[１０]ꎬ获取火箭头部的气动阻尼来评估其稳定性ꎬ但这只能用来模拟火箭弯曲振型前节点之前部分的结构动力学特性ꎮ直到兰利研究中心(ＮＡＳＡＬａｎｇｌｅｙＲｅｓｅａｒｃｈＣｅｎｔｅｒ)开发了全弹性模型气动阻尼试验气体物理２０２３年㊀第８卷技术ꎬ其可以模拟整体的结构动力学特性以及气动外形ꎬ并应用于多款运载火箭研制[１１￣１５]ꎮ国内ꎬ中国航天空气动力技术研究院对气动阻尼问题开展过较多的研究[１６￣２０]ꎬ从模型设计方法㊁模型制作工艺㊁试验机构设计和数据处理等诸多方面ꎬ逐步改进实现了从半刚性模型到全弹性模型的过渡ꎬ并在多个型号上得到验证ꎮ然而通过风洞试验研究气动弹性问题ꎬ技术难度大ꎬ试验成本高ꎬ同时几乎不可能开展全尺寸试验ꎮ因此通过数值计算的方法开展相关研究是另一种重要的手段ꎮ刘子强等[２１]实现了通过数值计算确定气动阻尼系数的技术和方法ꎬ并与试验结果进行对比ꎬ证实了该方法的可靠性ꎮ冉景洪等[２２]通过模态数据结合准定常理论的方法分析了减阻杆加后体这一弹性结构的气动阻尼ꎬ结果表明减阻杆造成的分离流会对后体的气动阻尼系数产生影响ꎮ朱剑等[２３]针对新一代捆绑式运载火箭发展了非结构网格下的气动阻尼计算方法ꎬ并分析了攻角㊁Ｍａｃｈ数等参数对气动阻尼的影响ꎮ本文在之前的计算方法[２３]的基础上采用ＩＤＤＥＳ模型ꎬ考虑脉动压力的影响ꎬ通过强迫振动的方式ꎬ针对捆绑式运载火箭的某一特定模态进行数值计算仿真ꎬ研究前节点位置ꎬ振动振幅ꎬ脉动压力等参数对气动阻尼的影响规律ꎮ１㊀计算方法图１为本文所用的捆绑式运载火箭的计算模型ꎬ是典型的锤头体结构ꎮ在跨声速阶段ꎬ其头部会产生激波造成激波边界层干扰ꎬ而在锤头体外形的过渡段会出现气流分离ꎮ为探究各部分气动阻尼的变化ꎬ将整个箭体分为头部㊁过渡段㊁弹身３个部分ꎮ图１㊀表面网格及区域划分Ｆｉｇ.１㊀Ｓｕｒｆａｃｅｇｒｉｄａｎｄｒｅｇｉｏｎｄｉｖｉｓｉｏｎ１.１㊀流场仿真模型本文分别用Ｒｅｙｎｏｌｄｓ平均法(Ｒｅｙｎｏｌｄｓ￣ａｖｅｒａｇｅｄＮａｖｉｅｒ￣ＳｔｏｋｅｓꎬＲＡＮＳ)和改进的延迟分离涡模拟(ｉｍｐｒｏｖｅｄｄｅｌａｙｅｄｄｅｔａｃｈｅｄ￣ｅｄｄｙｓｉｍｕｌａｔｉｏｎꎬＩＤ￣ＤＥＳ)[２４￣２５]进行计算ꎬ在ＲＡＮＳ方程中ꎬ将变量分为平均值和波动值两部分ꎬ对于速度分量有ｕｉ＝ｕｉ＋ｕᶄｉ其中ꎬｉ＝１ꎬ２ꎬ３ꎬｕｉ和ｕᶄｉ分别代表平均量和波动量ꎬ对于压强和其他标量也采用类似的形式ꎬ将这种形式代入连续性方程和动量方程中ꎬ并写成张量形式∂ρ∂ｔ＋∂∂ｘｉ(ρｕｉ)＝０(１)∂∂ｔ(ρｕｉ)＋∂∂ｘｊ(ρｕｉｕｊ)＝∂ｐ∂ｘｉ＋∂∂ｘｊμ∂ｕｉ∂ｘｊ＋∂ｕｊ∂ｘｉ－２３δｉｊ∂ｕｋ∂ｘｋæèçöø÷éëêêùûúú＋∂∂ｘｊ(－ρｕᶄｉｕᶄｊ)(２)其中ꎬｉꎬｊꎬｋ可分别取１ꎬ２ꎬ３ꎻρ是密度ꎻｔ是时间ꎻ当ｉ＝ｊ时δｉｊ取０ꎬ否则取１ꎮ式(１)㊁(２)是ＲＡＮＳ方程ꎬ由方程可知ＲＡＮＳ方法将湍流脉动对平均流动的作用模化为Ｒｅｙｎｏｌｄｓ应力项即－ρｕᶄｉｕᶄｊꎬ之后采用湍流模型进行封闭ꎬ本文采用的湍流模型为ＳＳＴｋ￣ω模型ꎬ其输运方程为∂∂ｔ(ρｋ)＋∂∂ｘｉ(ρｋｕｉ)＝∂∂ｘｊΓｋ∂ｋ∂ｘｊæèçöø÷＋Ｇｋ－Ｙｋ∂∂ｔ(ρω)＋∂∂ｘｉ(ρωｕｉ)＝∂∂ｘｊΓω∂ω∂ｘｊæèçöø÷＋Ｇω－Ｙω其中ꎬｋ和ω分别代表湍流动能和湍流耗散率ꎬΓｋ和Γω分别代表ｋ和ω的有效扩散系数ꎬＧｋ和Ｇω分别代表ｋ和ω的生成率ꎬＹｋ和Ｙω分别代表ｋ和ω的耗散率ꎮ因此ＲＡＮＳ方法只能计算大尺度的平均流动ꎬ本文采用ＩＤＤＥＳ方法计算脉动压力对气动阻尼的影响ꎮＩＤＤＥＳ方法是由分离涡模拟(ｄｅｔａｃｈｅｄ￣ｅｄｄｙｓｉｍｕｌａｔｉｏｎꎬＤＥＳ)方法改进而来ꎬ其本质思想与ＤＥＳ方法相同ꎬ是想以网格尺度和模型中的特征尺度隐式划分ＲＡＮＳ和大涡模拟(ｌａｒｇｅ￣ｅｄｄｙｓｉｍｕｌａｔｉｏｎꎬＬＥＳ)区域ꎬ使其既能处理ＲＡＮＳ方法无法得到的脉动场ꎬ也能降低ＬＥＳ方法在模拟高Ｒｅｙｎｏｌｄｓ数流动时所需的计算资源ꎮ区别在于当边界层较厚或者分离区域较窄时ꎬＤＥＳ方法会出现如模型应力损耗(ｍｏｄｅｌｅｄｓｔｒｅｓｓｄｅｐｌｅｔｉｏｎꎬＭＳＤ)ꎬ网格诱导分离(ｇｒｉｄ￣ｉｎｄｕｃｅｄｓｅｐａｒａｔｉｏｎꎬＧＩＳ)以及对数层不匹配(ｌｏｇａｒｉｔｈｍｉｃ￣ｌａｙｅｒｍｉｓｍａｔｃｈꎬＬＬＭ)问题[２４]ꎬ而ＩＤＤＥＳ模型通过改良计算区域划分ꎬ结合延迟分离涡模拟(ｄｅｌａｙｅｄｄｅｔａｃｈｅｄ￣ｅｄｄｙｓｉｍｕｌａｔｉｏｎꎬＤＤＥＳ)和０３第６期李泳德ꎬ等:基于ＣＦＤ/ＣＳＤ耦合的火箭跨声速气动阻尼特性分析壁面模型大涡模拟(ｗａｌｌ￣ｍｏｄｅｌｅｄｌａｒｇｅ￣ｅｄｄｙｓｉｍｕｌａ￣ｔｉｏｎꎬＷＭＬＥＳ)ꎬ定义新的长度尺度解决了这些问题ꎬ具体公式详见文献[２５]ꎮ流场网格如图２㊁图３所示ꎬ边界层采用棱柱层结构ꎬ并调整第１层网格高度使得ｙ＋小于１ꎬ远场部分采用六面体结构网格ꎬ与边界层的过渡层采用非结构网格ꎮ整体网格单元数量为４.２ˑ１０６ꎮ图２㊀ｙ方向截面网格示意图Ｆｉｇ.２㊀Ｓｃｈｅｍａｔｉｃｄｉａｇｒａｍｏｆｃｒｏｓｓ￣ｓｅｃｔｉｏｎａｌｇｒｉｄｉｎｔｈｅｙ￣ｄｉｒｅｃｔｉｏｎ图３㊀ｘ方向截面网格示意图Ｆｉｇ.３㊀Ｓｃｈｅｍａｔｉｃｄｉａｇｒａｍｏｆｃｒｏｓｓ￣ｓｅｃｔｉｏｎａｌｇｒｉｄｉｎｔｈｅｘ￣ｄｉｒｅｃｔｉｏｎ物面边界条件为无滑移壁面条件ꎬ远场采用压力远场边界条件ꎬ湍流模型采用ＳＳＴｋ￣ω模型ꎬ采用密度基求解ꎬ气体黏性采用Ｓｕｔｈｅｒｌａｎｄ定律ꎬ空间离散采用２阶迎风格式ꎬ对流通量采用Ｒｏｅ格式ꎮ１.２ 结构分析模型结构与流场耦合分析过程中ꎬ结构部分可以采用模态方法描述ꎮ结构模态可以通过有限元方法与结构模态试验方法获得ꎮ本文采用有限元分析结果获得的模态ꎬ图４所示为结构的前３阶模态ꎬ本文只分析计算结果中气动阻尼最小的第２阶模态ꎮ(ａ)ｆ＝１.２００Ｈｚ(ｂ)ｆ＝２.４６０Ｈｚ(ｃ)ｆ＝２.９５７Ｈｚ图４㊀结构的前３阶模态Ｆｉｇ.４㊀Ｆｉｒｓｔｔｈｒｅｅｍｏｄｅｓｏｆｔｈｅｓｔｒｕｃｔｕｒｅ由于火箭结构外形简单ꎬ一般不考虑其扭转影响ꎬ因此可以将其简化为简单的梁模型ꎬ这样就可以给出其模态振动方程ｑ㊆ｉ＋２ｂｉωｉｑ˙ｉ＋ω２ｉｑｉ＝ｆｉ(３)式中ꎬｑｉ为第ｉ阶模态的广义位移ꎬｂｉ为第ｉ阶模态的结构阻尼系数ꎬωｉ为第ｉ阶模态的固有频率ꎬ１３气体物理２０２３年㊀第８卷ｆｉ为第ｉ阶模态下质量归一化的广义气动力ꎮ若将ｆｉ按照Ｔａｙｌｏｒ展开并略去高阶项ꎬ可以将其转化为气动阻尼项与气动刚度项的形式ꎬ则式(３)可写为ｑ㊆ｉ＋２(ｂｉ＋Ｂｉ)ωｉｑ˙ｉ＋(Ｋｉ＋１)ω２ｉｑｉ＝０(４)式中ꎬＢｉ为气动阻尼系数ꎬＫｉ为气动刚度系数ꎬ研究表明[２６]ꎬ气动刚度相对于结构刚度为小量可以忽略不计ꎬ而在计算中结构阻尼往往设置为０ꎬ因此气动阻尼可以直接反映其气弹稳定性ꎮ１.３㊀气动阻尼分析原理气动阻尼的分析可以采用强迫振动或者自由振动的方式进行ꎬ这两种方法获得的时域数据不同ꎬ提取气动阻尼的方式也不同ꎮ强迫振动方法初始演化过程较短ꎬ因此计算量较小ꎬ同时能够分析某一种振动形式的气动阻尼ꎬ明确该振动形式是收敛还是发散ꎮ分析过程中能够获得不同部位与部件的气动阻尼ꎮ但是对于多模态相互作用引起的发散(例如颤振)较难预测ꎮ自由振动方法需要一定的自由演化时间才能够对时域数据进行分析ꎬ不过自由振动方法能够获得最能够吸收能量的模态及其振动频率ꎮ对于本研究所关注的问题ꎬ气动载荷对结构振动的过程中气动阻尼的影响较大ꎬ而对气动刚度与气动质量影响较小ꎬ即结构的固有振动频率受到来流的影响较小ꎬ其稳定性问题主要由气动阻尼的正㊁负引起ꎬ所以采用强迫振动方法分析ꎮ强迫振动下结构做简谐模态振动ｑｉ(ｔ)＝Ａｓｉｎ(ωｉｔ)式中ꎬＡ表示振动的振幅ꎬ将其代入计算气动力的公式中[２１]并做正交积分可得Ｂｉ＝ʏｌ０Ｂｘ(ｘ)ｄｘ＝－１ＭｉＡω２ｉＴʏｌ０ʏｔ０＋Ｔｔ０Ｇ(ｘꎬｔ)ｃｏｓ(ωｉｔ)ｄｔｄｘ(５)式中ꎬＭｉ为第ｉ阶模态的模态质量ꎬＴ为整数倍周期ꎬＧ为广义气动力ꎮ根据式(５)便可以得到局部或分区域的气动阻尼ꎮ１.４㊀耦合计算流程首先进行模态分析ꎬ以确定结构的模态频率与振型ꎬ用以设计强迫振动的频率和振幅ꎮ非定常流场计算前先进行定常流场计算ꎬ来加快非定常计算的演化速度并增强收敛性ꎬ结构节点位移通过径向基函数(ＲＢＦ)插值方法[２７]映射到气动网格节点上ꎬ来进行网格的变形ꎬ这里径向基函数选用ＷｅｎｄｌａｎｄＣ２ꎬ如下所示φ(ｘ)＝(１－ｘ)４(４ｘ＋１)最后将计算出来的广义力提取出来ꎬ截取演化完毕的整数倍周期ꎬ进行气动阻尼计算ꎮ耦合计算流程图如图５所示ꎮ图５㊀耦合计算流程图Ｆｉｇ.５㊀Ｆｌｏｗｃｈａｒｔｏｆｃｏｕｐｌｅｄｃａｌｃｕｌａｔｉｏｎ２㊀结果分析与讨论２.１㊀流场分析结果计算的来流Ｍａｃｈ数范围为０.７~１.２ꎮ其中中截面的压力分布如图６所示ꎮ可以看出在头部出现了膨胀波以及跨声速激波ꎬ在过渡段存在流动分离ꎬ随着Ｍａｃｈ数的增大ꎬ头部低压区域逐渐扩张ꎬ并且能明显看到ꎬ在流动再附的位置产生了再附激波ꎮ(ａ)Ｍａ＝０.７０２３第６期李泳德ꎬ等:基于ＣＦＤ/ＣＳＤ耦合的火箭跨声速气动阻尼特性分析(ｂ)Ｍａ＝０.７５(ｃ)Ｍａ＝０.８０(ｄ)Ｍａ＝０.８５(ｅ)Ｍａ＝０.８８(ｆ)Ｍａ＝０.９０(ｇ)Ｍａ＝０.９２(ｈ)Ｍａ＝０.９６(ｉ)Ｍａ＝０.９８３３气体物理２０２３年㊀第８卷(ｊ)Ｍａ＝１.００(ｋ)Ｍａ＝１.０５(ｌ)Ｍａ＝１.１０图６㊀不同Ｍａｃｈ数下的中截面压力分布Ｆｉｇ.６㊀ＰｒｅｓｓｕｒｅｄｉｓｔｒｉｂｕｔｉｏｎｉｎｔｈｅｍｉｄｄｌｅｓｅｃｔｉｏｎａｔｄｉｆｆｅｒｅｎｔＭａｃｈｎｕｍｂｅｒｓ２.２ 气动阻尼分布通过上述流场分析ꎬ可以看出火箭不同部位流动结构并不相同ꎬ在头部与箭身上ꎬ流动主要为附着流动ꎬ而在过渡段会出现较为复杂的波系结构以及流动分离ꎮ针对不同的流动结构随流向站位ｘ的变化ꎬ设该位置上广义力与广义位移的相位差为φ(ｘ)ꎬ并且简谐振动没有引入其他模态的广义力ꎬ则广义力的表达式为Ｇ(ｘꎬｔ)＝Ｆｇｅｎ ｓｉｎ[ωｔ＋φ(ｘ)]＋Ｆ０(６)其中ꎬＦｇｅｎ为广义力的振动幅度ꎬＦ０为广义力的常数偏移量ꎮ将式(６)代入到式(５)中得到Ｂ(ｘ)＝－ＦｇｅｎＭＡω２Ｔʏｔ０＋Ｔｔ０ｓｉｎ[ωｔ＋φ(ｘ)]ｃｏｓ(ωｔ)ｄｔ其中ꎬ广义力的常数偏移量Ｆ０的积分为０ꎬ因此省略ꎮ通过将等式中的正弦函数部分进行和差化积得到Ｂ(ｘ)＝－ＦｇｅｎＭＡω２Ｔʏｔ０＋Ｔｔ０ｓｉｎ(ωｔ)ｃｏｓ[φ(ｘ)]ｃｏｓ(ωｔ)ｄｔ＋[ʏｔ０＋Ｔｔ０ｓｉｎ[φ(ｘ)]ｃｏｓ(ωｔ)ｃｏｓ(ωｔ)ｄｔ](７)式(７)中第１部分在整个周期中的积分为０ꎬ只有第２部分保留ꎬ因此得到Ｂ(ｘ)＝－Ｆｇｅｎｓｉｎ[φ(ｘ)]ＭＡω２Ｔʏｔ０＋Ｔｔ０ｃｏｓ２(ωｔ)ｄｔ(８)式(８)中积分部分恒为正值ꎬ决定整个气动阻尼的部分只有相位角φ(ｘ)的正弦值ｓｉｎ[φ(ｘ)]ꎬ为了能够更加直观地获得相位角与气动阻尼Ｂ之间的关系ꎬ须将符号转化为对应的正弦函数转角ꎬ根据正弦关系ꎬ此转角为πꎬ因此得到Ｂ(ｘ)＝－Ｆｇｅｎ(ｘ)ｓｉｎ[φ(ｘ)＋π]ＭＡω２Ｔʏｔ０＋Ｔｔ０ｃｏｓ２(ωｔ)ｄｔ(９)图７为气动阻尼变化曲线ꎬ可以看出随着Ｍａｃｈ数的增大ꎬ整体气动阻尼先增大后减少ꎬ在Ｍａｃｈ数为０.９８时达到最大值ꎬ过渡段与箭体的气动阻尼变化趋势与整体基本相同ꎬ而头部区域则不同ꎬ是随着Ｍａｃｈ数的增大一直增大ꎬ只是增长速率变缓ꎮ图７㊀有助推时气动阻尼变化曲线Ｆｉｇ.７㊀Ａｅｒｏｄｙｎａｍｉｃｄａｍｐｉｎｇｃｈａｎｇｅｃｕｒｖｅｗｉｔｈｂｏｏｓｔ根据式(９)ꎬ得到相位角与气动阻尼Ｂ之间的关系为:当φ(ｘ)ɪ(－πꎬ０)时ꎬ相位角滞后ꎬ气动阻尼Ｂ为负值ꎻ当φ(ｘ)ɪ(０ꎬπ)ꎬ相位角提前ꎬ４３第６期李泳德ꎬ等:基于ＣＦＤ/ＣＳＤ耦合的火箭跨声速气动阻尼特性分析气动阻尼Ｂ为正值ꎻ为当φ(ｘ)＝０时ꎬ无相位角差别ꎬ气动阻尼Ｂ为０ꎮ在过渡段上ꎬ复杂的波系结构以及流动分离ꎬ使得气动力与结构位移之间会出现较为明显的迟滞现象ꎬ从而导致相位角φ(ｘ)ɪ(－πꎬ０)ꎬ由此在过渡段上产生了负的气动阻尼ꎮ计算过程中的广义力与广义位移随时间变化曲线如图８所示ꎬ可以看出所有工况计算结果都表现良好ꎬ需要注意的是在非定常计算初期ꎬ演化的不完全导致广义力存在一些突变异常的结果ꎬ计算气动阻尼时须剔除ꎬ选择后面演化完全的周期ꎮ本文计算了９个周期ꎬ剔除了第１个周期出现的错误结果ꎬ采用后８个周期进行气动阻尼分析ꎮ强迫运动振幅为芯级直径的０.５％ꎮ(ａ)Ｍａ＝０.７０㊀㊀㊀(ｂ)Ｍａ＝０.７５(ｃ)Ｍａ＝０.８０㊀㊀㊀(ｄ)Ｍａ＝０.８５(ｅ)Ｍａ＝０.８８㊀㊀㊀(ｆ)Ｍａ＝０.９０５３气体物理２０２３年㊀第８卷(ｇ)Ｍａ＝０.９２㊀㊀㊀(ｈ)Ｍａ＝０.９６(ｉ)Ｍａ＝０.９８㊀㊀㊀(ｊ)Ｍａ＝１.００(ｋ)Ｍａ＝１.０５㊀㊀㊀(ｌ)Ｍａ＝１.１０图８㊀不同工况下的广义力与广义位移随时间变化曲线Ｆｉｇ.８㊀Ｔｉｍｅｄｅｐｅｎｄｅｎｔｃｕｒｖｅｓｏｆｇｅｎｅｒａｌｉｚｅｄｆｏｒｃｅａｎｄｇｅｎｅｒａｌｉｚｅｄｄｉｓｐｌａｃｅｍｅｎｔｕｎｄｅｒｄｉｆｆｅｒｅｎｔｏｐｅｒａｔｉｎｇｃｏｎｄｉｔｉｏｎｓ２.３㊀气动阻尼影响因素２.３.１㊀有无助推对气动阻尼的影响捆绑式运载火箭相比于传统的运载火箭ꎬ最大的区别就是在尾部四周捆绑了助推器ꎬ使得其流场特性变得复杂ꎬ因此须分析其对气动阻尼的影响ꎮ图７㊁图９分别为有无助推时气动阻尼变化曲线ꎬ可以看出随着Ｍａｃｈ数的增大整体气动阻尼先增大后减少ꎬ在Ｍａｃｈ数为０.９８时达到最大值ꎬ过６３第６期李泳德ꎬ等:基于ＣＦＤ/ＣＳＤ耦合的火箭跨声速气动阻尼特性分析渡段与箭体的气动阻尼变化趋势与整体基本相同ꎬ而头部区域则不同ꎬ是随着Ｍａｃｈ数的增大一直增大ꎬ只是增长速率变缓ꎮ对比两个图可知ꎬ助推主要起增大气动阻尼的作用ꎮ还可以看出有无助推情况下头部的气动阻尼变化很小ꎬ意味着在箭体尾部施加控制很难影响到头部的气动阻尼ꎬ特别是在超声速流场中ꎮ图９㊀无助推时气动阻尼变化曲线Ｆｉｇ.９㊀Ａｅｒｏｄｙｎａｍｉｃｄａｍｐｉｎｇｃｈａｎｇｅｃｕｒｖｅｗｉｔｈｏｕｔｂｏｏｓｔ２.３.２㊀前节点位置影响为了考察前节点位置变化对气动阻尼的影响ꎬ在保持振动频率不变㊁头部最大振型位置与振幅不变的条件下移动前节点ꎬ变化后的振型如图１０所示ꎮ(ａ)Ｆｒｏｎｔｎｏｄｅａｆｔｅｒｔｈｅｔｒａｎｓｉｔｉｏｎｒｅｇｉｏｎ(ｂ)Ｆｒｏｎｔｎｏｄｅｉｎｔｈｅｔｒａｎｓｉｔｉｏｎｒｅｇｉｏｎ(ｃ)Ｆｒｏｎｔｎｏｄｅｂｅｆｏｒｅｔｈｅｔｒａｎｓｉｔｉｏｎｒｅｇｉｏｎ图１０㊀前节点变化后的振型Ｆｉｇ.１０㊀Ｖｉｂｒａｔｉｏｎｍｏｄｅａｆｔｅｒｔｈｅｃｈａｎｇｅｏｆｆｏｒｍｅｒｎｏｄｅ根据对计算结果的分析分别获得了不同前节点位置的整体气动阻尼对比与过渡段气动阻尼对比ꎬ如图１１㊁图１２所示ꎬ可以看出前节点位置的改变并没有影响整体气动阻尼随Ｍａｃｈ数增大而增大的趋势ꎬ且前节点在过渡段上与过渡段前的整体气动阻尼相差不大ꎬ而前节点在过渡段后的整体气动阻尼要高于另两种情况ꎬ因此过渡段与头部放在同一侧有助于提高气动阻尼ꎮ过渡段的气动阻尼会随着前节点的变化发生剧烈改变ꎬ前节点在过渡段前后随Ｍａｃｈ数增大的变化规律相反ꎬ节点前后的振动相位变化导致不同节点位置过渡段的振动相位不同ꎬ进而导致气动阻尼发生变化ꎮ图１１㊀不同节点位置的整体气动阻尼Ｆｉｇ.１１㊀Ｏｖｅｒａｌｌａｅｒｏｄｙｎａｍｉｃｄａｍｐｉｎｇａｔｄｉｆｆｅｒｅｎｔｎｏｄｅｐｏｓｉｔｉｏｎｓ图１２㊀不同节点位置的过渡段气动阻尼Ｆｉｇ.１２㊀Ａｅｒｏｄｙｎａｍｉｃｄａｍｐｉｎｇｏｆｔｈｅｔｒａｎｓｉｔｉｏｎｒｅｇｉｏｎａｔｄｉｆｆｅｒｅｎｔｎｏｄｅｐｏｓｉｔｉｏｎｓ２.３.３㊀强迫振动振幅大小对气动阻尼的影响为了考察强迫振动振幅大小对气动阻尼的影响ꎬ在保证流场结构不发生改变的前提下ꎬ振动振幅分别为原来的一半和两倍ꎬ根据工程经验ꎬ如果振幅超过芯级直径的５％ꎬ则须考虑流场结构改变所造成的影响ꎮ图１３㊁图１４分别为不同振幅下的整体与头部气动阻尼ꎮ７３气体物理２０２３年㊀第８卷图１３㊀不同振幅下整体气动阻尼Ｆｉｇ.１３㊀Ｏｖｅｒａｌｌａｅｒｏｄｙｎａｍｉｃｄａｍｐｉｎｇａｔｄｉｆｆｅｒｅｎｔａｍｐｌｉｔｕｄｅｓ图１４㊀不同振幅下头部气动阻尼Ｆｉｇ.１４㊀Ａｅｒｏｄｙｎａｍｉｃｄａｍｐｉｎｇｏｆｔｈｅｈｅａｄｒｅｇｉｏｎａｔｄｉｆｆｅｒｅｎｔａｍｐｌｉｔｕｄｅｓ可以发现改变振幅无论是对整体气动阻尼还是头部气动阻尼来说变化都很小ꎬ这意味着气动阻尼的大小主要取决于气动力与结构振动的相位差ꎬ不依赖于振动幅度的大小ꎮ２.３.４㊀脉动压力对气动阻尼的影响为了模拟出脉动压力的影响ꎬ采用ＩＤＤＥＳ方法对火箭气动阻尼进行计算ꎬ计算来流Ｍａｃｈ数为０.９２ꎬ计算过程中的广义力与广义位移如图１５所示ꎬ相较于图８可以看出广义力随时间变化曲线并不光滑ꎬ脉动压力的存在导致广义力由多个频率叠加而成ꎮ由于第２阶模态的频率为２.４６Ｈｚꎬ而由分离流㊁激波振荡等引起的脉动压力频率往往远大于此频率ꎬ因此这里选择３.５Ｈｚ为分界ꎬ将高于３.５Ｈｚ的部分视为由抖振脉动压力引起的广义力ꎬ低于３.５Ｈｚ的部分视为强迫振动引起的广义力ꎬ通过低通滤波把高于３.５Ｈｚ的广义力滤掉ꎬ可以获得由强迫振动引起的广义力与广义位移变化曲线ꎬ如图１６所示ꎬ通过此广义力计算的气动阻尼为２.０８ɢꎮ同样地ꎬ进行高通滤波将低于３.５Ｈｚ的广义力滤掉ꎬ可以获得由抖振脉动压力引起的气动阻尼为(２.９４ˑ１０－３)ɢꎬ由此得到脉动压力引起的气动阻尼变化为０.１４％ꎬ可以忽略不计ꎮ同时使用ＲＡＮＳ方法计算的气动阻尼为２.０７ɢꎬ与ＩＤＤＥＳ的计算结果相比误差约为(２.９４ˑ１０－３＋２.０８－２.０７)/２.０７ʈ０.４８％ꎬ这说明针对气动阻尼的模拟ꎬ抖振引起的脉动压力对气动阻尼的计算结果影响很小ꎬ起主要作用的还是广义力的变化ꎬ该变化由强迫振动引起的结构边界变化所导致ꎮ图１５㊀基于ＩＤＤＥＳ的广义力与广义位移变化曲线Ｆｉｇ.１５㊀ＶａｒｉａｔｉｏｎｃｕｒｅｓｏｆｇｅｎｅｒａｌｉｚｅｄｆｏｒｃｅａｎｄｇｅｎｅｒａｌｉｚｅｄｄｉｓｐｌａｃｅｍｅｎｔｂａｓｅｄｏｎＩＤＤＥＳ图１６㊀滤波后的广义力与广义位移变化曲线Ｆｉｇ.１６㊀Ｖａｒｉａｔｉｏｎｃｕｒｅｓｏｆｇｅｎｅｒａｌｉｚｅｄｆｏｒｃｅａｎｄｇｅｎｅｒａｌｉｚｅｄｄｉｓｐｌａｃｅｍｅｎｔｖａｒｉａｔｉｏｎｃｕｒｖｅａｆｔｅｒｆｉｌｔｅｒｉｎｇ３㊀结论本文通过数值计算方法研究了火箭的气动阻尼特性ꎮ根据流动特征分析与理论推导ꎬ发现火箭过渡段几何外形的收缩导致该区域出现复杂的分离与激波结构ꎬ从而造成了气动力相对于结构振动８３第６期李泳德ꎬ等:基于ＣＦＤ/ＣＳＤ耦合的火箭跨声速气动阻尼特性分析相位的滞后ꎬ导致了该区域为气动负阻尼ꎬ即气动不稳定性的主要来源ꎮ在此机理的基础上ꎬ分析了前节点位置㊁振动振幅㊁脉动压力等因素对气动阻尼的影响规律ꎮ可以得出以下结论:１)助推增加了正阻尼区域的面积ꎬ从而相对于没有助推的构型起到了增加气动阻尼的作用ꎮ２)前节点位置的改变对过渡段气动阻尼影响很大ꎬ节点前后的振动方向相反ꎬ导致节点在过渡段前后的气动阻尼变化规律也截然相反ꎬ将过渡段与头部区域放在节点的同一侧有助于增加气动阻尼ꎮ３)在不改变流场结构的前提下ꎬ改变振动的振幅ꎬ气动力也会产生相应幅度的变化ꎬ因此结构振幅对气动阻尼的影响可忽略不计ꎮ４)高频部分的广义力对气动阻尼的贡献很小ꎬ即结构振动引起的广义力变化对气动阻尼起主要作用ꎬ而脉动压力对计算气动阻尼影响不大ꎬ可忽略不计ꎮ参考文献(Ｒｅｆｅｒｅｎｃｅｓ)[１]㊀ＣｏｅＣＦ.Ｓｔｅａｄｙａｎｄｆｌｕｃｔｕａｔｉｎｇｐｒｅｓｓｕｒｅｓａｔｔｒａｎｓｏｎｉｃｓｐｅｅｄｓｏｎｔｗｏｓｐａｃｅ￣ｖｅｈｉｃｌｅｐａｙｌｏａｄｓｈａｐｅ[Ｒ].ＮＡＳＡＴＭＸ￣５０３ꎬ１９６１.[２]ＣｏｌｅＳＲＪｒꎬＨｅｎｎｉｎｇＴＬꎬＲａｉｎｅｙＡＧ.ＮＡＳＡｓｐａｃｅｖｅ￣ｈｉｃｌｅｄｅｓｉｇｎｃｒｉｔｅｒｉａ[Ｒ].ＮＡＳＡＳＰ￣８００１(ＲＥＶ)ꎬ１９６４. 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国外舰船弹药舱安全性研究
电、 水、 气、 各种 传感 器 、 遥 控 执行 设 备 、 管路 、 线 缆
等相 关的 因素进行综 合和优化 ， 在设 计时要 考虑 到 全舰消防水 系统 、 排水 系统 、 疏水 系统 、 通 风空调 系 统、 气体灭火 系统 、 浸水 系统 、 转注 系统 、 喷淋 系统 、
第４ ２卷
第 ４期
船 海 Ｔ 程
Ｓ ＨＩ Ｐ ＆ ０ＣＥＡＮ ＥＮＧＩ ＮＥＥＲＩ ＮＧ
Ｖｏ １ ． ４ ２ Ｎｏ ． ４
２ ０ １ ３年 ０ ８月
Ａｕ ｇ． ２ ０１ ３
Ｄ Ｏ Ｉ ： １ ０ ． ３ ９ ６ ３ ／ ｊ ． ｉ ｓ ｓ ｎ ． １ ６ ７ １ － ７ ９ ５ ３ ． ２ ０ １ ３ ． ０ ４ ． ０ ２ ７ 药舱 的 安 全能 否 得 到 保 障 ， 与 其设 计
斗使命 ， 即在不 同位 置配置 各 种武 器 ， 同时要考 虑
到各种 弹药的性质 是不 同的 ， 因此其 防火 防爆 的措 施也不尽 相 同。如深水 炸弹需灌注灭 火 ， 其 安放位 置应靠 近海底 门。在 全舰系统设计 时 ， 应根 据弹药 舱安全性 设计 的需 要 ， 考 虑 到相 关系 统 的设 计 ， 将
的安全 可靠 性有 直 接 关 系 ， 冗余 设 计 是 ｒ程 设 计
中提高 可靠 性 的一种方 法 。 国外舰 船在 同一 弹药舱 灭 火系统 的设 计 中考 虑 了采用不 同的灭火 方法 ， 如水 灭火 、 气体 灭火 系
统 。传 感器 可采 用温 度 、 压力 、 火焰 、 红外 、 炯雾 等
多种 手段进 行测 量 ， 并 且 一 种 传 感 器 采用 多个 并 用， 控 制 执 行 机 构 的动 作 也 采 用 多 种 方 法 并 用 。 如控 制消 防泵 的接通 可 采用气 动控 制和 电动控 制 同时作用 ， 自动和手 动均 可动 作 的设 计 方法 ， 将 舰 上 消防水 总管 和弹药 舱 灭火 系统用 的消 防水 控制
军用船舶的船型特点
军用船舶的船型特点军用船舶的船型特点通常与其任务、作战环境、航海性能等因素密切相关。
以下是一些常见的军用船舶船型特点，这些特点可能会根据不同类型的军舰和任务而有所不同：1. 舰艏形状：- 军用船舶的舰艏通常设计为流线型，以降低水阻、提高航行速度，并在一定程度上减小雷达反射面积，减少敌方雷达侦测概率。
2. 舰体外形：- 一些军用船舶采用低可见性设计，通过减小船体横截面，降低在雷达和红外线等频段的探测能力，提高舰船的隐身性。
3. 船体结构：- 军用舰船通常采用坚固的船体结构，以提高抗击打和抗爆炸能力。
一些军舰甚至采用隔舱设计，以保证在一部分船体受损的情况下仍能保持浮力和稳定性。
4. 武器平台：- 军用船舶上设计有用于搭载各类武器系统的平台，包括导弹发射装置、火炮、鱼雷发射管等。
船体形状和结构需要适应这些武器系统的集成和操作。
5. 操纵性能：- 军用舰艇通常需要具备优越的操纵性能，以应对多变的战场环境。
快速的加速、高速的转向和灵活的机动性是其重要特点。
6. 船体材料：- 为提高抗击打和抗腐蚀性能，军用舰船常采用高强度、轻质的特种材料，如舰船级铝合金或复合材料。
7. 隐身技术：- 部分军用舰船采用隐身技术，通过外形设计、涂装和材料的选择来减小其在电磁、红外等频段的探测概率。
8. 水下特性：- 潜艇等水下军舰通常采用流线型设计，以减小水阻，提高潜艇在水下的机动性和潜行深度。
9. 适航性能：- 军用舰船需要具备出色的适航性能，能够在各种海况下保持稳定性，确保在作战任务中能够有效执行。
以上特点是一般性的描述，具体的军用船舶可能会根据其用途（巡逻艇、驱逐舰、潜艇等）、任务需求和科技发展而有所差异。
美俄驱逐舰消防设计分析
美俄驱逐舰消防设计分析
朱韬;楼伟锋
【期刊名称】《船舶工程》
【年(卷),期】2004(26)4
【摘要】本文主要对美俄驱逐舰消防设计的现状进行简要介绍 ,在此基础上总结、比较了两国消防设计工作的指导思想 ,分别分析了其优缺点 ,并提出了可借鉴之处 ,供我国海军舰船消防设计人员参考。
【总页数】4页(P6-9)
【关键词】船舶;驱逐舰;消防设计
【作者】朱韬;楼伟锋
【作者单位】海军装备研究院标准规范研究所
【正文语种】中文
【中图分类】U674.74
【相关文献】
1.美俄最新驱逐舰大比拼 [J], 李杰
2.俄美驱逐舰设计特点 [J], 焦方金
3.奠基早期美俄关系的《美俄商约》与詹姆斯·布坎南 [J], 李朋; 田甜
4.美、俄驱逐舰的设计比较 [J], 周元和
5.俄美原则商定在美核电厂测试俄制燃料 [J], 戴定[1]
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制导炮弹 欧美海军的新宠
制导炮弹欧美海军的新宠往往组合使用不同的增程技术，以实现最佳的增程效果。
增程制导弹药1994年，美国海军与得克萨斯仪器公司签订合同，开始为MK-45 Mod4型127毫米舰炮研制远程制导炮弹，即EX-171“增程制导弹药”(ERGM)。
ERGM长1．55米，重50千克，外形就像一枚导弹。
其基本设计实际源于“死眼”半主动激光制导炮弹，但采用了GPSANS复合制导和火箭助推―滑翔增程技术，据称最大射程可达111千米，精度为10-20米。
制导系统是Draper实验室研制的“低成本制导电子单元”(LCGEU)，主要由GPS 接收机、惯性传感器、信号处理器、电源、环境装置等部件组成，采用模块化设计，因此必要时可以方便地更换部件。
为了降低成本，LCGEU大量使用了廉价的民用元件，如每轴价格仅为30美元的加速度计，使得ERGM的单价基本可以实现5万美元的预定目标。
ERGM发射后沿弹道飞行，火箭发动机随后点燃。
到达弹道最高点时，制导系统控制弹头前端的鸭式舵展开，并捕捉GPS信号。
下落到合适位置时，以亚音速向目标滑翔飞行。
到达目标上方后垂直落下，以最大限度地发挥战斗部的效能。
ERGM最初选用的是子母式战斗部，内装72枚EX-1子弹药，后来改用18千克的单一式战斗部。
由于比普通的海军炮弹长，ERGM发射时需要两次装填，因此射速从最初设想的20发／分减为10发／分，但它具有所谓“多弹同时弹着”能力，即先后发射的多发炮弹通过不同的弹道和飞行时间，可在同一时间抵达目标，使一门舰炮实现多门舰炮齐射才能达成的效果。
就ERGM而言，每分钟发射的10发炮弹可在同一时间命中55千米处的目标，这意味着首次命中就能置目标于死地，不给目标留下任何逃生的机会。
如果ERGM采用10发齐射方式，可以完全覆盖450米x100米的区域。
由于射程和重量因素，ERGM发射时的炮口动能高达18兆焦(普通炮弹仅为10兆焦)，因此对火炮身管提出很高要求。
为此，美国海军特地为Mk-45Mod4舰炮加固了身管。
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[关键词 ]美国海军 ;干货 /弹药船 ;设计特点 [摘 要 ]通过对美国海军新型 T2AKE级干货 /弹药补给船的建造背景 、主要作战使用要求 、战术技术指标的
研究 ,分析了该船的设计思想及技术特点 ,对“综合补给船 ”研究有启示作用 。 [中图分类号 ]U674177 [文献标识码 ]A [文章编号 ]1001 - 9855 (2008) 01 - 0020 - 04
运输
10 38
海上航行补给
8 31
合计
26 100
(3)在 180 天的平时部署计划里 , T2AKE 将作 为快速战斗支援舰替补 。部署时间安排见表 4。
表 4 180天平时部署计划
任务
天数 %
港内活动 (装载货物 、补充燃油 、运货等 ) 29 16
综合补给 (装载货物 、补充燃油 、运货等 ) 29 16
21
2008年 2月 第 1期
船 舶 SH IP & BOAT
February, 2008 NO. 1
(2) 26 天战时连续部署计划需要 T2AKE 在距 离最近的地点补充装载物资 。部署时间安排见表 3。
表 3 26天战时部署计划
任务
天数 %
港内活动 (装载货物 、补充燃油 、运货等 ) 8 31
1 建造背景
美国海军第一艘 T2AKE ( T2ADC ( X) )级干货 / 弹药补给船“刘易斯和克拉克 ”号于 2003年 9月开 始建造 , 2005年交付 。目前 ,美海军已签订了建造 6 艘 T2AKE级干货 /弹药补给船的合同 ,总价值达到 18. 7亿美元 ,此外还包括再建造 6 艘 T2AKE 级干 货 /弹药补给船的选择权 。如果履行 ,最终美海军将 拥有 12艘 T2AKE级干货 /弹药补给船 ,总项目经费 将达到 37亿美元 。自 1992 年 5 艘 AE 21 /23 级军 火船开始退役起 ,美国海军后勤保障能力一直处于 下降状态 。至 1999年末 , 5艘 AO177补给油船已全 部退役 。 T2AE、T2AFS级作战储运船和老旧的快速
214 作战部署 按照美国军事海运司令部的作战周期概念 , T2
AKE在设计中考虑了 4 种典型任务想定 , 平时 2 种 ,战时 2种 。 T2AKE 为舰队提供后勤支援 ,每 12 ～15个月进行一次定期保养 。保养方式为 21 ～30 天的中期修理期或 30～45天的定期大修 ,两种方式 依次交替进行 。按照干船坞的保养需要 ,定期大修 时间也可能会延长到 60天 。在作战周期内 ,还会定 期进行为期 2周的航行维修期 。
战斗群港口访问
24 13
运输 (美国本土与战区内 )
56 31
战斗群海上航行补给
32 18
航行修理期 (港内 )
10 6
合计
180 100
(4)在 90天的战时连续部署计划里 , T2AKE将 作为快速战斗支援舰替补 。部署时间安排见表 5。
表 5 90天战时部署计划
任务
天数 %
港内活动 (装载货物 、补充燃油 、运货等 ) 12 13
运输
16 18
海上航行补给
62 69
合计
90 100
鼻艏 、艉机船型 ,满载排水水量约 41 000 t,载重量 约 16 500 t,船长 210 m ,垂线间长 199. 5 m ,宽 32. 2 m ,型深 18. 6 m ,设计吃水深 9. 12 m ,结构吃水 9. 5 m ,补给装载为 : 6 675 t干货和弹药 , 3 242 t燃油 , 200 t淡水 。80%最大持续功率下 ,航速 20 kn,续航 力 14 000 n m ile /20 kn。
2008年 2月 第 1期
[研究与设计 ]
船 舶 SH IP & BOAT
February, 2008 NO. 1
美国海军 T2AKE级干货 / 弹药船设计特点分析3
韩 涛 (海军装备研究院舰船所 北京 100073) 罗伯坤 (海军驻上海地区舰艇设计研究军事代表室 上海 200011) 朱云翔 (海军驻上海地区舰艇设计研究军事代表室 上海 200011)
( 3 )必须具有同美国舰船以及盟国舰船协同作 战的 C4 / I系统 。
( 4 )舰船装备及系统必须具备在以下条件中执 行任务的能力 :
a、开阔的海区 (海况 0～9级 )和濒海区域的作 战能力 ;
b、全天候配合战斗群作战行动的能力 ; c、独立作战行动的能力 。 (5)尽可能降低舰员数量 。 213 作战使用环境 T2AKE可在 5 级海况下为舰艇提供全天候的 补给 ,长年不间断在世界各地穿梭运输 。
2 主要使用要求分析
在作战使用中 , T2AKE 干货 /弹药补给船将作 为美国海军在海上航行中补给的短程穿梭运输船 , 用于装载干货 、食品 、冷冻物资 、备品 、燃油和军火弹
3 [收稿日期 ]2007 - 7 - 5 [作者简介 ]韩 涛 (196413 - ) ,男 ,汉族 ,北京人 ,高级工程师 ,从事船舶论证工作 。 罗伯坤 (196818 - ) ,男 ,汉族 ,浙江人 ,工程师 ,从事舰船动力设计研究工作 。 朱云翔 (196411 - ) ,男 ,汉族 ,江苏人 ,高级工程师 ,从事舰船总体设计研究工作 。
正如有关资料介绍的那样 , T2AKE将在能力上 取代 T2AE 26“基拉维厄 ”级军火船 , T2AFS 1“火星 ” 级和 T2AFS 8“天狼星 ”级作战储运船 ;与 T2AO 187 “亨利 ·凯泽号 ”油船配合 , T2AKE 可替代 AOE 1 “萨克拉门托 ”级快速战斗支援舰 。该船不但能够 同时为作战舰艇补给弹药 、备件 、食品等干货 ,还可 以补给一定的液货 。因此 ,该型船既可承担穿梭补 给任务 ,还可与补给油船配合使用 ,承担岗位船任 务 ,也可以承担作战储备船的任务 。同时 ,减少了美 国海军穿梭弹药 /干货补给船型号 ,批量建造 ,便于 保障支援和作战部署使用 。
(2)补给 ,为战斗群的作战舰船提供直接的后 勤支援 。
(3)为非作战行动提供支援 。 212 设计要求
(1)在大幅缩减国防预算的情况下 ,以绝对最 低化的成本建造该船 。
(2)必须能够迅速投入生产 ,最大程度的缩短 从概念论证到交付海军使用的时间周期 。设计上具 有一定的灵活性 ,能够根据需要进行修改 。
On design character istics of US Navy T2AKE cla ss dry cargo /amm un ition sh ip
Han Tao Luo Bokun Zhu Yunxiang
Keywords: US Navy; dry cargo / amm unition ship; design characteristics Abstract: Through study on construction background, main com bat emp loyment requirem ent, tactics technique target, this article analyzes the design theory and technical characteristics, which m ay be beneficial to the research on“comp rehensive supp ly ship ”.
补 给 货 舱 为 两 个 多 用 途 干 货 /弹 药 舱 (19 717 m3 ) ,一个冷藏舱 ( 6 555 m3 ) ,三个特种设 备和维修备件舱 ( 5 075 m3 ) ,五个燃油舱和一个溢 油舱 , 两个淡水舱 (液货舱总容积 3 729 m3 ) ,货物 转运间 (2 752 m3 ) ,车间及储藏室 ( 2 574 m3 ) 。主 甲板设补给物资转运区 ,补给物资输转通道从艏楼 至直升机起降平台纵向贯通全船 , 01甲板也可用来 堆放补给集装箱 。左舷设三个横向干货补给站 ,一 个横向液货补给站 ,右舷设二个横向干货补给站 ,一 个横向液货补给站 ,船艉设一个垂直补给站 ,采用美 国 STREAM 标准横向干 /液货补给装置 ,设飞机起 降平台和机库 ,可搭载 2架 CH 246补给直升机或民 用直升机 。设 4 台 5 t起重机 ,用于码头和锚泊补 给 。设 8部货物升降机 ,用于补给物资的输转 。设 模块化货物存储和处理系统 。
(1) 90天平时部署计划想定中指出 , T2AKE每 返回母港补充装载一次后 ,可为 2 个航母战斗群提 供后勤支援 ,详见表 2。
表 2 90天平时部署计划
任务
天数 %
港内活动 (装载货物 、补充燃油 、运货等 ) 21 23
运输
17 19
海上航行补给
38 42
航行维修期
14 16
合计
90 100
20
美国海军 T2AKE级干货 /弹药船设计特点分析
图1ห้องสมุดไป่ตู้
图2
药等 ,为美国海军快速战斗支援舰提供再补给 ;作为 可选任务 , T2AKE还可在战斗群中与 T2AO 补给油 船协同行动 ,可提供相当于 AOE 1 /6级快速战斗支 援舰的补给能力 ,为舰队提供直接的后勤支援 。 211 使命任务
(1)穿梭补给 ,从盟国港口或海上专用商船运 送集装箱货物 (弹药 、食品 、燃油 、维修备件 、军需物 资和消耗性物资及材料 ) ,为快速战斗支援舰和其 他海军舰船提供后勤补给 。