0 引　言

舰炮射击时产生的炮口冲击波与火焰，会对舰船结构、武器系统及舰炮附近设备和装置产生极大的不利影响^[1]。因此舰炮发射时火药气体对周边设备的影响，对于武器系统总体方案的布置来说是非常重要的考虑因素。

在研制某舰炮武器平台时，根据总体方案要求，将观瞄装置布置在火炮耳轴外侧。该布置方案可以实现观瞄系统与舰炮发射系统共俯仰，增大该武器平台的观瞄范围。但是该方案带来的弊端也比较明显，观瞄系统距离炮口较近，观瞄装置上的光电设备会受到高温、高压、高速的火药气体的冲击发生损坏。因此评价该武器系统总体布置是否合理，迫切需要设计人员对舰炮发射时火药气体对观瞄装置的影响进行分析研究。按照以往的研制经验只能通过实弹射击试验来分析验证^[2]。但是实弹试验不但耗费大量人力物力，而且可能会对观瞄装置产生不可逆的破坏。当前在武器系统发射过程研究中计算机虚拟仿真试验的作用日益突出，形成以数值仿真试验为主，实验试验为辅的技术路线。

目前国内学者已经开始对武器发射时的流场进行了仿真研究。陈龙淼^[3]以炮口三维非定常冲击波流场的计算结果为结构的动态载荷，对车载炮的驾驶室进行了动响应分析。方海涛^[4]对某车载炮发射时进行了流场分析，获得车身表面压力边界条件，根据流场计算结果对车身结构动态响应及疲劳强度的校核。马艳丽等^[5]对导弹垂直热发射时燃气射流对发射车轮胎的影响进行了研究，得到了轮胎及油缸表面的温度分布。刘永志^[6]对武装直升机导弹发射过程进行了数值仿真，分析了导弹发射对直升机附近的和压力场和温度场影响。目前针对导弹发射的相关研究，已经考虑到对周边系统设备的压力和温度影响。但是针对舰炮发射对附近设备压力和温度影响的相关文献还未出现。

结合武器装备工程应用需要，为准确及全面地分析高温、高压、高速火药气体对舰炮附近观瞄装置的影响，作者提出采用CFD方法来研究舰炮发射时火药气体对观瞄装置的影响，为舰炮系统的总体方案布置提供指导。

1 数值方法

火炮发射时的膛口流场非常复杂。是典型非定常﹑多相﹑湍流并且具有方向性和伴有燃烧等化学反应的复杂流场，要建立描述其实际情况的数学模型是非常困难的。因此对于火炮发射过程中膛口流场仿真的研究，一般对采取以下假设^[7-9]，对其进行合理化简化：

1）忽略火药气体多组分和化学反应的影响；

2）火药气体设置为理想气体，完全服从气体状态方程，并忽略质量力；

3）后效期各瞬间膛内气体密度均匀分布；

4）不考虑弹丸运动对火药气体分布的影响。

根据上述假设，采用无粘三维Euler方程来描述炮口气流^[10]，控制方程为：

$ \frac{{\partial U}}{{\partial t}} + \frac{{\partial F}}{{\partial x}} + \frac{{\partial G}}{{\partial y}} + \frac{{\partial H}}{{\partial z}} = 0\text{。} $

(1)

其中：

$ \begin{split} &U = \left[ \begin{array}{l} \rho \\ \rho u\\ \rho v\\ \rho w\\ e \end{array} \right],\;\;\;\;\;\;\;F = \left[ \begin{array}{l} \rho u\\ \rho {u^2} + p\\ \rho uv\\ \rho wu\\ (e + p)u \end{array} \right],\\ &G = \left[ \begin{array}{l} \rho v\\ \rho uv\\ \rho {v^2} + p\\ \rho vw\\ (e + p)v \end{array} \right],\;H = \left[ \begin{array}{l} \rho w\\ \rho wu\\ \rho uv\\ \rho {w^2} + p\\ (e + p)w \end{array} \right]\text{。} \end{split} $

(2)

式中： $\rho $ 为火药气体密度； $p$ 为火药气体压强； $ u$ ，v，w为分别为3个方向的速度分量； ${{e}}$ 为单位质量气体的总能量，其表达式为：

$e = \frac{p}{{\gamma - 1}} + \frac{1}{2}\rho \left( {{u^2} + {v^2} + {w^2}} \right)\text{。}$

(3)

其中： $\gamma $ 为理想气体比热比；假设气体为理想气体，满足气体状态方程 $p = \rho RT$ ， $R$ 是理想气体常数。将以上组成封闭方程组，解方程时采用有限体积法进行离散，湍流模型选择单方程的S-A模型。

2 模型建立

该舰炮武器平台主要由旋回架、自动机、供弹装置、观瞄装置和光电系统等组成。本文的主要目的是为了分析舰炮发射过程中火药气体对观瞄装置的影响。因此，为保证流场仿真的计算精度。本次仿真只考虑舰炮自动机的身管与观瞄装置的结构和空间位置，忽略该武器平台其他结构对膛口流场的发展的影响。为获得较好的流场模型，在流场仿真之前对观瞄装置和身管外形进行简化，忽略其中的倒角、凸台、螺纹和膛线等对流场分布影响不大的特征。观瞄装置上的薄弱部分为镜头，同时该镜头也是观瞄装置功能实现的核心部件。为便于流场仿真时对观瞄装置上镜头与各壁面进行压力与温度的监测分析，对观瞄装置各面分别命名区分。身管与观瞄装置模型空间位置与各壁面命名情况如图1所示。

为准确记录高速火药气体从炮口传播到观瞄装置过程中压力以及温度随时间变化的数据，以炮口中心点向-Z轴偏移0.43 m为起点（此处附近火药气体状态变化剧烈）到观瞄装置镜面中心点连线，在此连线上建立3个火药气体传播路线上的监测点，同时以镜面中心为原点在半径0.1 m圆弧建立的3个镜面上的检测点。图2为各监测点与身管与观瞄装置相对位置示意。

3 流场模型设置 3.1 初始条件

以后效期开始时刻为流场仿真的起始时刻，分析后效期过程中火药气体对观瞄装置的影响。根据经典内弹道理论，在后效期开始时刻，以身管轴向为x轴，膛底为x轴起点，膛内火药气体的压力、速度以及温度分布如下^[11]：

膛内压力分布

${p_x} = {p_g}\left[ {1 + \frac{{{m_\omega }}}{{2{\varphi _1}m}}\left( {1 - \frac{{{x^2}}}{{L_{}^2}}} \right)} \right]\text{，}$

(4)

膛内气体速度分布

${v_x} = \frac{x}{L}{v_g}\text{，}$

(5)

膛内温度分布

${T_x} = \frac{{{p_x}M}}{{{\rho _g}R}}\text{，}$

(6)

其中：

${\rho _g} = \frac{{{m_\omega }}}{{{V_c} + lS}}\text{。}$

(7)

式中： ${v_g}$ 为弹后空间气体速度， $L$ 为弹后空间长度， ${v_x}$ 为身管轴向 $x$ 坐标位置处的火药气体速度， ${M_\omega }$ 为装药量， ${\varphi _1}$ 为次要功系数， $m$ 为弹药质量， ${p_g}$ 为弹底压强， ${P_x}$ 为分布在 $x$ 轴上的火药气体压力， $M$ 为火药气体摩尔质量， $R$ 为气体常数， $\rho {}_g$ 为膛内火药气体平均密度， ${V_c}$ 为药室容积， $l$ 为身管行程长度， $S$ 为身管横截面面积。

根据内弹道计算结果和上述计算公式，计算可得在后效期初始时刻火药气体的压强、速度和温度在膛内的分布情况。

3.2 网格划分与边界条件

在流场仿真前处理软件中建立身管与观瞄装置的流场仿真模型。根据身管与观瞄装置关于x-y面对称这一特性，为减少网格数量，采用 ${1 / 2}$ 模型。为保证炮口流场仿真时能得到充分的发展，建立短轴3.6 m，长轴5.0 m的半椭球形区域作为火炮发射流场计算域。

本流场计算模型采用混合网格划分形式。它是指不同的子区域使用结构网格或者非结构网格，既保证特定区域计算的精度又提高复杂模型的网格适应能力。图3为身管附近结构网格和观瞄装置箱体表面网格划分图。在膛内区域采用结构网格，并对炮口附近网格加密，以此更好的捕捉剧烈的膛口气流状态变化。

流场仿真模型边界条件设置情况如下：身管与观瞄装置设置为固体壁面条件，壁面热边界为绝热边界，忽略与外界环境之间传热，壁面温度取邻近壁面网格点温度^[12]，半椭球外表面设置为远场压力出口边界条件以及X-Z对称面边界条件。将后效期开始时刻膛内火药气体的压力、速度和温度分布情况，利用Fluent软件中的Patch功能对身管内部气体赋予上述特性，完成流场仿真计算的初始化。同时压力出口设置为一个标准大气压，温度300 K。

火炮发射过程是典型的非定常流动问题，本文选择应用于超音速流动的耦合求解器、隐算法式、非定常求解器以及适合求解有壁面限制的流动模型的Spalart-Allmaras模型^[13]。

4 计算结果分析 4.1 流场形成过程分析

后效期开始时刻，高温、高压、高速火药气体突然释放，在膛外迅速膨胀，以动球心的球形激波为振面向外流场扩展，推动周围气体形成火药气体冲击波和火药燃气射流，火药气体流场进一步发展，形成了典型的复杂瓶状激波结构^[14]，图4为不同时刻X-Z对称面上炮口附近速度云图。图4（c）可以明显观察到瓶状激波由两侧的相交斜激波、正前方的马赫盘和2个反射激波组成，说明基于CFD方法建立舰炮发射的流场仿真模型可精确描述膛口流场的生长、稳定和衰减的过程。

4.2 观瞄装置上压力分析

观瞄装置上各面平均压力随时间变化曲线如图5所示。镜头和箱体1是观瞄装置中承受球形炮口冲击波的正面冲击，且镜头距离炮口较近，因此镜头表面平均压力首次波峰值达到109.6 kPa，其次是箱体1的107.1 kPa。同时镜头与箱体1的表面压力变化曲线一致，均在2.4 ms附近时刻达到首次压力波峰。对于观瞄装置上各面平均压力按照距离炮口的距离最大波峰值依次减小，达到波峰时刻依次滞后。图6为2.4 ms附近不同时刻观瞄装置表面压力分布云图。以上分析可知，观瞄装置各面所受的炮口冲击波强度剧烈变化且各面均不相同，对观瞄装置内安装的光学设备极其不利，因此观瞄装置必须要进行强度分析和减隔震设计或采用更改安装位置降低舰炮冲击波对其的影响。同时基于CFD仿真的压力变化数据可以为观瞄装置的后续优化设计提供准确的动态载荷输入。

图7为镜头与各监测点压力变化曲线对比分析图。距离炮口最近的监测点A，压力曲线最早达到波峰，波峰压力值为146.3 kPa。对比A，B，C三个监测点的压力变化曲线，表明AB距离范围内的区域，火药气体冲击波引起的压力变化是较大的，BC距离范围内的区域，火药气体冲击波引起的压力几乎无大变化，炮口冲击波振面为球形，当动球形移动到BC区域时，冲击压力强度已经处在了衰减过程中。图8为不同时刻X-Z对称面上压力云图，2.0 ms时刻附近炮口冲击波到达观瞄装置的箱体1与箱体2相交位置。可知，观瞄装置在BC范围内布置，对该装置所受的冲击波压力影响不大。

4.3 观瞄装置上温度分析

观瞄装置镜头及各面平均温度变化曲线如图9所示。可以看出各面上温度变化不大。镜头表面平均温度在2.4 ms达到温升6.8 K，对于一般光学镜头材料来说，这种温度变化对其功能的影响几乎可以忽略。图10为不同时刻X-Z对称面上炮口附近速度云图，可以明显看到高温火药气体在膛外区域发展成一定球形区域后就不再生长了，待高温火药气体传播到观瞄装置附近时，温度已经极大地降低了。

图11为各监测点的温度分布随时间变化曲线。其中距离炮口位置最近的A点温升为35 K，B点温升10.5 K，其余镜头表面上的监测点温升为10 K左右，均大于镜头表面平均温度。图12为2.4 ms时刻观瞄装置的温度云图。以上结论表明该总体方案下，舰炮发射时炮口的高温火药气体对观瞄装置温度产生的影响可以忽略。

5 结　语

本文针对某舰炮武器的总体布置方案，为研究舰炮发射时高温、高压、高速的火药气体对炮口附近观瞄装置的影响，建立了舰炮身管与观瞄装置的流场仿真模型，描述了膛口冲击波的形成过程，分析了舰炮发射时观瞄装置各面以及多个监测点的压力、温度分布。结论表明，该总体方案下，火药气体的冲击波对观瞄装置影响较大，后续可根据压力计算结果为载荷输入进行观瞄装置的减隔震设计和强度分析，同时火药气体的温度对观瞄装置的影响可以忽略。以上结论对舰炮武器平台的总体方案布置提供一定的参考。