殷鵬賢，劉圣強，陳 雷，楊宏亮

(中國船舶集團公司第七一三研究所，河南 鄭州 450015)

0 引 言

艦炮射擊時產(chǎn)生的炮口沖擊波與火焰，會對艦船結構、武器系統(tǒng)及艦炮附近設備和裝置產(chǎn)生極大的不利影響[1]。因此艦炮發(fā)射時火藥氣體對周邊設備的影響，對于武器系統(tǒng)總體方案的布置來說是非常重要的考慮因素。

在研制某艦炮武器平臺時，根據(jù)總體方案要求，將觀瞄裝置布置在火炮耳軸外側。該布置方案可以實現(xiàn)觀瞄系統(tǒng)與艦炮發(fā)射系統(tǒng)共俯仰，增大該武器平臺的觀瞄范圍。但是該方案帶來的弊端也比較明顯，觀瞄系統(tǒng)距離炮口較近，觀瞄裝置上的光電設備會受到高溫、高壓、高速的火藥氣體的沖擊發(fā)生損壞。因此評價該武器系統(tǒng)總體布置是否合理，迫切需要設計人員對艦炮發(fā)射時火藥氣體對觀瞄裝置的影響進行分析研究。按照以往的研制經(jīng)驗只能通過實彈射擊試驗來分析驗證[2]。但是實彈試驗不但耗費大量人力物力，而且可能會對觀瞄裝置產(chǎn)生不可逆的破壞。當前在武器系統(tǒng)發(fā)射過程研究中計算機虛擬仿真試驗的作用日益突出，形成以數(shù)值仿真試驗為主，實驗試驗為輔的技術路線。

目前國內(nèi)學者已經(jīng)開始對武器發(fā)射時的流場進行了仿真研究。陳龍淼[3]以炮口三維非定常沖擊波流場的計算結果為結構的動態(tài)載荷，對車載炮的駕駛室進行了動響應分析。方海濤[4]對某車載炮發(fā)射時進行了流場分析，獲得車身表面壓力邊界條件，根據(jù)流場計算結果對車身結構動態(tài)響應及疲勞強度的校核。馬艷麗等[5]對導彈垂直熱發(fā)射時燃氣射流對發(fā)射車輪胎的影響進行了研究，得到了輪胎及油缸表面的溫度分布。劉永志[6]對武裝直升機導彈發(fā)射過程進行了數(shù)值仿真，分析了導彈發(fā)射對直升機附近的和壓力場和溫度場影響。目前針對導彈發(fā)射的相關研究，已經(jīng)考慮到對周邊系統(tǒng)設備的壓力和溫度影響。但是針對艦炮發(fā)射對附近設備壓力和溫度影響的相關文獻還未出現(xiàn)。

結合武器裝備工程應用需要，為準確及全面地分析高溫、高壓、高速火藥氣體對艦炮附近觀瞄裝置的影響，作者提出采用CFD 方法來研究艦炮發(fā)射時火藥氣體對觀瞄裝置的影響，為艦炮系統(tǒng)的總體方案布置提供指導。

1 數(shù)值方法

火炮發(fā)射時的膛口流場非常復雜。是典型非定常、多相、湍流并且具有方向性和伴有燃燒等化學反應的復雜流場，要建立描述其實際情況的數(shù)學模型是非常困難的。因此對于火炮發(fā)射過程中膛口流場仿真的研究，一般對采取以下假設[7-9]，對其進行合理化簡化：

1）忽略火藥氣體多組分和化學反應的影響；

2）火藥氣體設置為理想氣體，完全服從氣體狀態(tài)方程，并忽略質量力；

3）后效期各瞬間膛內(nèi)氣體密度均勻分布；

4）不考慮彈丸運動對火藥氣體分布的影響。

根據(jù)上述假設，采用無粘三維Euler 方程來描述炮口氣流[10]，控制方程為：

其中：

式中： ρ為火藥氣體密度；p為火藥氣體壓強；u，v，w 為分別為3 個方向的速度分量；e為單位質量氣體的總能量，其表達式為：

其中： γ為理想氣體比熱比；假設氣體為理想氣體，滿足氣體狀態(tài)方程p=ρRT，R是理想氣體常數(shù)。將以上組成封閉方程組，解方程時采用有限體積法進行離散，湍流模型選擇單方程的S-A 模型。

2 模型建立

該艦炮武器平臺主要由旋回架、自動機、供彈裝置、觀瞄裝置和光電系統(tǒng)等組成。本文的主要目的是為了分析艦炮發(fā)射過程中火藥氣體對觀瞄裝置的影響。因此，為保證流場仿真的計算精度。本次仿真只考慮艦炮自動機的身管與觀瞄裝置的結構和空間位置，忽略該武器平臺其他結構對膛口流場的發(fā)展的影響。為獲得較好的流場模型，在流場仿真之前對觀瞄裝置和身管外形進行簡化，忽略其中的倒角、凸臺、螺紋和膛線等對流場分布影響不大的特征。觀瞄裝置上的薄弱部分為鏡頭，同時該鏡頭也是觀瞄裝置功能實現(xiàn)的核心部件。為便于流場仿真時對觀瞄裝置上鏡頭與各壁面進行壓力與溫度的監(jiān)測分析，對觀瞄裝置各面分別命名區(qū)分。身管與觀瞄裝置模型空間位置與各壁面命名情況如圖1 所示。

圖1 觀瞄裝置與身管空間位置及各壁面命名情況Fig. 1 The sighting device spatial relationship with the naval gun barrel and the name of each wall

為準確記錄高速火藥氣體從炮口傳播到觀瞄裝置過程中壓力以及溫度隨時間變化的數(shù)據(jù)，以炮口中心點向-Z軸偏移0.43 m 為起點（此處附近火藥氣體狀態(tài)變化劇烈）到觀瞄裝置鏡面中心點連線，在此連線上建立3 個火藥氣體傳播路線上的監(jiān)測點，同時以鏡面中心為原點在半徑0.1 m 圓弧建立的3 個鏡面上的檢測點。圖2 為各監(jiān)測點與身管與觀瞄裝置相對位置示意。

3 流場模型設置

3.1 初始條件

圖2 監(jiān)測點位置示意圖Fig. 2 Schematic diagram of the monitoring points location

以后效期開始時刻為流場仿真的起始時刻，分析后效期過程中火藥氣體對觀瞄裝置的影響。根據(jù)經(jīng)典內(nèi)彈道理論，在后效期開始時刻，以身管軸向為x軸，膛底為x軸起點，膛內(nèi)火藥氣體的壓力、速度以及溫度分布如下[11]：

膛內(nèi)壓力分布

膛內(nèi)氣體速度分布

膛內(nèi)溫度分布

其中：

式中：vg為彈后空間氣體速度，L為彈后空間長度，vx為身管軸向x坐標位置處的火藥氣體速度，Mω為裝藥量， φ1為 次要功系數(shù)，m為彈藥質量，pg為彈底壓強，Px為 分布在x軸 上的火藥氣體壓力，M為火藥氣體摩爾質量，R為氣體常數(shù)， ρg為膛內(nèi)火藥氣體平均密度，Vc為藥室容積，l為身管行程長度，S為身管橫截面面積。

根據(jù)內(nèi)彈道計算結果和上述計算公式，計算可得在后效期初始時刻火藥氣體的壓強、速度和溫度在膛內(nèi)的分布情況。

3.2 網(wǎng)格劃分與邊界條件

在流場仿真前處理軟件中建立身管與觀瞄裝置的流場仿真模型。根據(jù)身管與觀瞄裝置關于x-y面對稱這一特性，為減少網(wǎng)格數(shù)量，采用1 /2模型。為保證炮口流場仿真時能得到充分的發(fā)展，建立短軸3.6 m，長軸5.0 m 的半橢球形區(qū)域作為火炮發(fā)射流場計算域。

本流場計算模型采用混合網(wǎng)格劃分形式。它是指不同的子區(qū)域使用結構網(wǎng)格或者非結構網(wǎng)格，既保證特定區(qū)域計算的精度又提高復雜模型的網(wǎng)格適應能力。圖3 為身管附近結構網(wǎng)格和觀瞄裝置箱體表面網(wǎng)格劃分圖。在膛內(nèi)區(qū)域采用結構網(wǎng)格，并對炮口附近網(wǎng)格加密，以此更好的捕捉劇烈的膛口氣流狀態(tài)變化。

圖3 網(wǎng)格劃分示意圖Fig. 3 Schematic diagram of meshing

流場仿真模型邊界條件設置情況如下：身管與觀瞄裝置設置為固體壁面條件，壁面熱邊界為絕熱邊界，忽略與外界環(huán)境之間傳熱，壁面溫度取鄰近壁面網(wǎng)格點溫度[12]，半橢球外表面設置為遠場壓力出口邊界條件以及X-Z對稱面邊界條件。將后效期開始時刻膛內(nèi)火藥氣體的壓力、速度和溫度分布情況，利用Fluent 軟件中的Patch 功能對身管內(nèi)部氣體賦予上述特性，完成流場仿真計算的初始化。同時壓力出口設置為一個標準大氣壓，溫度300 K。

火炮發(fā)射過程是典型的非定常流動問題，本文選擇應用于超音速流動的耦合求解器、隱算法式、非定常求解器以及適合求解有壁面限制的流動模型的Spalart-Allmaras 模型[13]。

4 計算結果分析

4.1 流場形成過程分析

圖4 X-Z 對稱面上炮口附近速度云圖Fig. 4 Velocity contour near the muzzle of X-Z plane

后效期開始時刻，高溫、高壓、高速火藥氣體突然釋放，在膛外迅速膨脹，以動球心的球形激波為振面向外流場擴展，推動周圍氣體形成火藥氣體沖擊波和火藥燃氣射流，火藥氣體流場進一步發(fā)展，形成了典型的復雜瓶狀激波結構[14]，圖4 為不同時刻X-Z 對稱面上炮口附近速度云圖。圖4（c）可以明顯觀察到瓶狀激波由兩側的相交斜激波、正前方的馬赫盤和2 個反射激波組成，說明基于CFD 方法建立艦炮發(fā)射的流場仿真模型可精確描述膛口流場的生長、穩(wěn)定和衰減的過程。

4.2 觀瞄裝置上壓力分析

觀瞄裝置上各面平均壓力隨時間變化曲線如圖5所示。鏡頭和箱體1 是觀瞄裝置中承受球形炮口沖擊波的正面沖擊，且鏡頭距離炮口較近，因此鏡頭表面平均壓力首次波峰值達到109.6 kPa，其次是箱體1 的107.1 kPa。同時鏡頭與箱體1 的表面壓力變化曲線一致，均在2.4 ms 附近時刻達到首次壓力波峰。對于觀瞄裝置上各面平均壓力按照距離炮口的距離最大波峰值依次減小，達到波峰時刻依次滯后。圖6 為2.4 ms附近不同時刻觀瞄裝置表面壓力分布云圖。以上分析可知，觀瞄裝置各面所受的炮口沖擊波強度劇烈變化且各面均不相同，對觀瞄裝置內(nèi)安裝的光學設備極其不利，因此觀瞄裝置必須要進行強度分析和減隔震設計或采用更改安裝位置降低艦炮沖擊波對其的影響。同時基于CFD 仿真的壓力變化數(shù)據(jù)可以為觀瞄裝置的后續(xù)優(yōu)化設計提供準確的動態(tài)載荷輸入。

圖5 觀瞄裝置上各面平均壓力隨時間變化曲線Fig. 5 The curves of average pressure on all sides of the sighting device and the lens

圖6 觀瞄裝置各面壓力云圖Fig. 6 Pressure contour of all sides of the sighting device

圖7 為鏡頭與各監(jiān)測點壓力變化曲線對比分析圖。距離炮口最近的監(jiān)測點A，壓力曲線最早達到波峰，波峰壓力值為146.3 kPa。對比A，B，C 三個監(jiān)測點的壓力變化曲線，表明AB 距離范圍內(nèi)的區(qū)域，火藥氣體沖擊波引起的壓力變化是較大的，BC 距離范圍內(nèi)的區(qū)域，火藥氣體沖擊波引起的壓力幾乎無大變化，炮口沖擊波振面為球形，當動球形移動到BC 區(qū)域時，沖擊壓力強度已經(jīng)處在了衰減過程中。圖8 為不同時刻X-Z 對稱面上壓力云圖，2.0 ms 時刻附近炮口沖擊波到達觀瞄裝置的箱體1 與箱體2 相交位置?？芍?，觀瞄裝置在BC 范圍內(nèi)布置，對該裝置所受的沖擊波壓力影響不大。

圖7 鏡頭與各監(jiān)測點平均壓力隨時間變化曲線Fig. 7 The curves of average pressure on the lens and all the monitoring points over time

4.3 觀瞄裝置上溫度分析

觀瞄裝置鏡頭及各面平均溫度變化曲線如圖9 所示。可以看出各面上溫度變化不大。鏡頭表面平均溫度在2.4 ms 達到溫升6.8 K，對于一般光學鏡頭材料來說，這種溫度變化對其功能的影響幾乎可以忽略。圖10為不同時刻X-Z 對稱面上炮口附近速度云圖，可以明顯看到高溫火藥氣體在膛外區(qū)域發(fā)展成一定球形區(qū)域后就不再生長了，待高溫火藥氣體傳播到觀瞄裝置附近時，溫度已經(jīng)極大地降低了。

圖11 為各監(jiān)測點的溫度分布隨時間變化曲線。其中距離炮口位置最近的A 點溫升為35 K，B 點溫升10.5 K，其余鏡頭表面上的監(jiān)測點溫升為10 K 左右，均大于鏡頭表面平均溫度。圖12 為2.4 ms 時刻觀瞄裝置的溫度云圖。以上結論表明該總體方案下，艦炮發(fā)射時炮口的高溫火藥氣體對觀瞄裝置溫度產(chǎn)生的影響可以忽略。

圖8 X-Z 對稱面上炮口附近速度云圖Fig. 8 Pressure contour near the muzzle of X-Z plane

圖9 觀瞄裝置各面與鏡頭表面平均溫度隨時間變化曲線Fig. 9 The curves of average temperature on all sides of the sighting device and the lens

5 結 語

圖10 X-Z 對稱面上炮口附近溫度云圖Fig. 10 Temperature contour near the muzzle of X-Z plane

圖11 鏡頭與各監(jiān)測點平均溫度隨時間變化曲線Fig. 11 The curves of average temperature on the lens and all the monitoring points over time

圖12 2.4 ms 時刻觀瞄裝置各面溫度云圖Fig. 12 Temperature contour of all sides of the sighting device at 2.4 ms

本文針對某艦炮武器的總體布置方案，為研究艦炮發(fā)射時高溫、高壓、高速的火藥氣體對炮口附近觀瞄裝置的影響，建立了艦炮身管與觀瞄裝置的流場仿真模型，描述了膛口沖擊波的形成過程，分析了艦炮發(fā)射時觀瞄裝置各面以及多個監(jiān)測點的壓力、溫度分布。結論表明，該總體方案下，火藥氣體的沖擊波對觀瞄裝置影響較大，后續(xù)可根據(jù)壓力計算結果為載荷輸入進行觀瞄裝置的減隔震設計和強度分析，同時火藥氣體的溫度對觀瞄裝置的影響可以忽略。以上結論對艦炮武器平臺的總體方案布置提供一定的參考。