基于CFD 技術(shù)的艦炮發(fā)射對(duì)觀瞄裝置的影響

殷鵬賢，劉圣強(qiáng)，陳 雷，楊宏亮

(中國(guó)船舶集團(tuán)公司第七一三研究所，河南 鄭州 450015)

0 引 言

艦炮射擊時(shí)產(chǎn)生的炮口沖擊波與火焰，會(huì)對(duì)艦船結(jié)構(gòu)、武器系統(tǒng)及艦炮附近設(shè)備和裝置產(chǎn)生極大的不利影響[1]。因此艦炮發(fā)射時(shí)火藥氣體對(duì)周邊設(shè)備的影響，對(duì)于武器系統(tǒng)總體方案的布置來(lái)說(shuō)是非常重要的考慮因素。

在研制某艦炮武器平臺(tái)時(shí)，根據(jù)總體方案要求，將觀瞄裝置布置在火炮耳軸外側(cè)。該布置方案可以實(shí)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(tái)的觀瞄范圍。但是該方案帶來(lái)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(shè)備會(huì)受到高溫、高壓、高速的火藥氣體的沖擊發(fā)生損壞。因此評(píng)價(jià)該武器系統(tǒng)總體布置是否合理，迫切需要設(shè)計(jì)人員對(duì)艦炮發(fā)射時(shí)火藥氣體對(duì)觀瞄裝置的影響進(jìn)行分析研究。按照以往的研制經(jīng)驗(yàn)只能通過(guò)實(shí)彈射擊試驗(yàn)來(lái)分析驗(yàn)證[2]。但是實(shí)彈試驗(yàn)不但耗費(fèi)大量人力物力，而且可能會(huì)對(duì)觀瞄裝置產(chǎn)生不可逆的破壞。當(dāng)前在武器系統(tǒng)發(fā)射過(guò)程研究中計(jì)算機(jī)虛擬仿真試驗(yàn)的作用日益突出，形成以數(shù)值仿真試驗(yàn)為主，實(shí)驗(yàn)試驗(yàn)為輔的技術(shù)路線。

目前國(guó)內(nèi)學(xué)者已經(jīng)開(kāi)始對(duì)武器發(fā)射時(shí)的流場(chǎng)進(jìn)行了仿真研究。陳龍淼[3]以炮口三維非定常沖擊波流場(chǎng)的計(jì)算結(jié)果為結(jié)構(gòu)的動(dòng)態(tài)載荷，對(duì)車載炮的駕駛室進(jìn)行了動(dòng)響應(yīng)分析。方海濤[4]對(duì)某車載炮發(fā)射時(shí)進(jìn)行了流場(chǎng)分析，獲得車身表面壓力邊界條件，根據(jù)流場(chǎng)計(jì)算結(jié)果對(duì)車身結(jié)構(gòu)動(dòng)態(tài)響應(yīng)及疲勞強(qiáng)度的校核。馬艷麗等[5]對(duì)導(dǎo)彈垂直熱發(fā)射時(shí)燃?xì)馍淞鲗?duì)發(fā)射車輪胎的影響進(jìn)行了研究，得到了輪胎及油缸表面的溫度分布。劉永志[6]對(duì)武裝直升機(jī)導(dǎo)彈發(fā)射過(guò)程進(jìn)行了數(shù)值仿真，分析了導(dǎo)彈發(fā)射對(duì)直升機(jī)附近的和壓力場(chǎng)和溫度場(chǎng)影響。目前針對(duì)導(dǎo)彈發(fā)射的相關(guān)研究，已經(jīng)考慮到對(duì)周邊系統(tǒng)設(shè)備的壓力和溫度影響。但是針對(duì)艦炮發(fā)射對(duì)附近設(shè)備壓力和溫度影響的相關(guān)文獻(xiàn)還未出現(xiàn)。

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

1 數(shù)值方法

火炮發(fā)射時(shí)的膛口流場(chǎng)非常復(fù)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(xué)反應(yīng)的復(fù)雜流場(chǎng)，要建立描述其實(shí)際情況的數(shù)學(xué)模型是非常困難的。因此對(duì)于火炮發(fā)射過(guò)程中膛口流場(chǎng)仿真的研究，一般對(duì)采取以下假設(shè)[7-9]，對(duì)其進(jìn)行合理化簡(jiǎn)化：

1）忽略火藥氣體多組分和化學(xué)反應(yīng)的影響；

2）火藥氣體設(shè)置為理想氣體，完全服從氣體狀態(tài)方程，并忽略質(zhì)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(yùn)動(dòng)對(duì)火藥氣體分布的影響。

根據(jù)上述假設(shè)，采用無(wú)粘三維Euler 方程來(lái)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(qiáng)；u，v，w 為分別為3 個(gè)方向的速度分量；e為單位質(zhì)量氣體的總能量，其表達(dá)式為：

其中： γ為理想氣體比熱比；假設(shè)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(shí)采用有限體積法進(jìn)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(tái)主要由旋回架、自動(dòng)機(jī)、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(guò)程中火藥氣體對(duì)觀瞄裝置的影響。因此，為保證流場(chǎng)仿真的計(jì)算精度。本次仿真只考慮艦炮自動(dòng)機(jī)的身管與觀瞄裝置的結(jié)構(gòu)和空間位置，忽略該武器平臺(tái)其他結(jié)構(gòu)對(duì)膛口流場(chǎng)的發(fā)展的影響。為獲得較好的流場(chǎng)模型，在流場(chǎng)仿真之前對(duì)觀瞄裝置和身管外形進(jìn)行簡(jiǎn)化，忽略其中的倒角、凸臺(tái)、螺紋和膛線等對(duì)流場(chǎng)分布影響不大的特征。觀瞄裝置上的薄弱部分為鏡頭，同時(shí)該鏡頭也是觀瞄裝置功能實(shí)現(xiàn)的核心部件。為便于流場(chǎng)仿真時(shí)對(duì)觀瞄裝置上鏡頭與各壁面進(jìn)行壓力與溫度的監(jiān)測(cè)分析，對(duì)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(zhǔn)確記錄高速火藥氣體從炮口傳播到觀瞄裝置過(guò)程中壓力以及溫度隨時(shí)間變化的數(shù)據(jù)，以炮口中心點(diǎn)向-Z軸偏移0.43 m 為起點(diǎn)（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(diǎn)連線，在此連線上建立3 個(gè)火藥氣體傳播路線上的監(jiān)測(cè)點(diǎn)，同時(shí)以鏡面中心為原點(diǎn)在半徑0.1 m 圓弧建立的3 個(gè)鏡面上的檢測(cè)點(diǎn)。圖2 為各監(jiān)測(cè)點(diǎn)與身管與觀瞄裝置相對(duì)位置示意。

3 流場(chǎng)模型設(shè)置

3.1 初始條件

圖2 監(jiān)測(cè)點(diǎn)位置示意圖Fig. 2 Schematic diagram of the monitoring points location

以后效期開(kāi)始時(shí)刻為流場(chǎng)仿真的起始時(shí)刻，分析后效期過(guò)程中火藥氣體對(duì)觀瞄裝置的影響。根據(jù)經(jīng)典內(nèi)彈道理論，在后效期開(kāi)始時(shí)刻，以身管軸向?yàn)閤軸，膛底為x軸起點(diǎn)，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(zhǎng)度，vx為身管軸向x坐標(biāo)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(zhì)量，pg為彈底壓強(qiáng)，Px為 分布在x軸 上的火藥氣體壓力，M為火藥氣體摩爾質(zhì)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(zhǎng)度，S為身管橫截面面積。

根據(jù)內(nèi)彈道計(jì)算結(jié)果和上述計(jì)算公式，計(jì)算可得在后效期初始時(shí)刻火藥氣體的壓強(qiáng)、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(chǎng)仿真前處理軟件中建立身管與觀瞄裝置的流場(chǎng)仿真模型。根據(jù)身管與觀瞄裝置關(guān)于x-y面對(duì)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(chǎng)仿真時(shí)能得到充分的發(fā)展，建立短軸3.6 m，長(zhǎng)軸5.0 m 的半橢球形區(qū)域作為火炮發(fā)射流場(chǎng)計(jì)算域。

本流場(chǎng)計(jì)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(jié)構(gòu)網(wǎng)格或者非結(jié)構(gòu)網(wǎng)格，既保證特定區(qū)域計(jì)算的精度又提高復(fù)雜模型的網(wǎng)格適應(yīng)能力。圖3 為身管附近結(jié)構(gòu)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(jié)構(gòu)網(wǎng)格，并對(duì)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(chǎng)仿真模型邊界條件設(shè)置情況如下：身管與觀瞄裝置設(shè)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(diǎn)溫度[12]，半橢球外表面設(shè)置為遠(yuǎn)場(chǎng)壓力出口邊界條件以及X-Z對(duì)稱面邊界條件。將后效期開(kāi)始時(shí)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(duì)身管內(nèi)部氣體賦予上述特性，完成流場(chǎng)仿真計(jì)算的初始化。同時(shí)壓力出口設(shè)置為一個(gè)標(biāo)準(zhǔn)大氣壓，溫度300 K。

火炮發(fā)射過(guò)程是典型的非定常流動(dòng)問(wèn)題，本文選擇應(yīng)用于超音速流動(dòng)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(dòng)模型的Spalart-Allmaras 模型[13]。

4 計(jì)算結(jié)果分析

4.1 流場(chǎng)形成過(guò)程分析

圖4 X-Z 對(duì)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(kāi)始時(shí)刻，高溫、高壓、高速火藥氣體突然釋放，在膛外迅速膨脹，以動(dòng)球心的球形激波為振面向外流場(chǎng)擴(kuò)展，推動(dòng)周圍氣體形成火藥氣體沖擊波和火藥燃?xì)馍淞?，火藥氣體流場(chǎng)進(jìn)一步發(fā)展，形成了典型的復(fù)雜瓶狀激波結(jié)構(gòu)[14]，圖4 為不同時(shí)刻X-Z 對(duì)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(cè)的相交斜激波、正前方的馬赫盤和2 個(gè)反射激波組成，說(shuō)明基于CFD 方法建立艦炮發(fā)射的流場(chǎng)仿真模型可精確描述膛口流場(chǎng)的生長(zhǎng)、穩(wěn)定和衰減的過(guò)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(shí)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(dá)到109.6 kPa，其次是箱體1 的107.1 kPa。同時(shí)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(shí)刻達(dá)到首次壓力波峰。對(duì)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(dá)到波峰時(shí)刻依次滯后。圖6 為2.4 ms附近不同時(shí)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(qiáng)度劇烈變化且各面均不相同，對(duì)觀瞄裝置內(nèi)安裝的光學(xué)設(shè)備極其不利，因此觀瞄裝置必須要進(jìn)行強(qiáng)度分析和減隔震設(shè)計(jì)或采用更改安裝位置降低艦炮沖擊波對(duì)其的影響。同時(shí)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(shè)計(jì)提供準(zhǔn)確的動(dòng)態(tài)載荷輸入。

圖5 觀瞄裝置上各面平均壓力隨時(shí)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(cè)點(diǎn)壓力變化曲線對(duì)比分析圖。距離炮口最近的監(jiān)測(cè)點(diǎn)A，壓力曲線最早達(dá)到波峰，波峰壓力值為146.3 kPa。對(duì)比A，B，C 三個(gè)監(jiān)測(cè)點(diǎn)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(wú)大變化，炮口沖擊波振面為球形，當(dāng)動(dòng)球形移動(dòng)到BC 區(qū)域時(shí)，沖擊壓力強(qiáng)度已經(jīng)處在了衰減過(guò)程中。圖8 為不同時(shí)刻X-Z 對(duì)稱面上壓力云圖，2.0 ms 時(shí)刻附近炮口沖擊波到達(dá)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(duì)該裝置所受的沖擊波壓力影響不大。

圖7 鏡頭與各監(jiān)測(cè)點(diǎn)平均壓力隨時(shí)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(dá)到溫升6.8 K，對(duì)于一般光學(xué)鏡頭材料來(lái)說(shuō)，這種溫度變化對(duì)其功能的影響幾乎可以忽略。圖10為不同時(shí)刻X-Z 對(duì)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(zhǎng)了，待高溫火藥氣體傳播到觀瞄裝置附近時(shí)，溫度已經(jīng)極大地降低了。

圖11 為各監(jiān)測(cè)點(diǎn)的溫度分布隨時(shí)間變化曲線。其中距離炮口位置最近的A 點(diǎn)溫升為35 K，B 點(diǎn)溫升10.5 K，其余鏡頭表面上的監(jiān)測(cè)點(diǎn)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(shí)刻觀瞄裝置的溫度云圖。以上結(jié)論表明該總體方案下，艦炮發(fā)射時(shí)炮口的高溫火藥氣體對(duì)觀瞄裝置溫度產(chǎn)生的影響可以忽略。

圖8 X-Z 對(duì)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(shí)間變化曲線Fig. 9 The curves of average temperature on all sides of the sighting device and the lens

5 結(jié) 語(yǔ)

圖10 X-Z 對(duì)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(cè)點(diǎn)平均溫度隨時(shí)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(shí)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(duì)某艦炮武器的總體布置方案，為研究艦炮發(fā)射時(shí)高溫、高壓、高速的火藥氣體對(duì)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(chǎng)仿真模型，描述了膛口沖擊波的形成過(guò)程，分析了艦炮發(fā)射時(shí)觀瞄裝置各面以及多個(gè)監(jiān)測(cè)點(diǎn)的壓力、溫度分布。結(jié)論表明，該總體方案下，火藥氣體的沖擊波對(duì)觀瞄裝置影響較大，后續(xù)可根據(jù)壓力計(jì)算結(jié)果為載荷輸入進(jìn)行觀瞄裝置的減隔震設(shè)計(jì)和強(qiáng)度分析，同時(shí)火藥氣體的溫度對(duì)觀瞄裝置的影響可以忽略。以上結(jié)論對(duì)艦炮武器平臺(tái)的總體方案布置提供一定的參考。