牛公杰，錢建平，錢立新，武智慧，曹成壯，李定鵬

（1.中國工程物理研究院總體工程研究所，四川綿陽621000；2.南京理工大學機械工程學院，江蘇南京210094；3.沈陽東基工業(yè)集團有限公司研發(fā)部，遼寧沈陽110000）

鎂合金可燃內(nèi)襯對底排藥柱動態(tài)形變及燃燒穩(wěn)定性的影響研究

牛公杰1，錢建平2，錢立新1，武智慧2，曹成壯3，李定鵬2

（1.中國工程物理研究院總體工程研究所，四川綿陽621000；2.南京理工大學機械工程學院，江蘇南京210094；3.沈陽東基工業(yè)集團有限公司研發(fā)部，遼寧沈陽110000）

為了解決復(fù)合底排藥劑在發(fā)射過程中出現(xiàn)的藥柱破碎、燃燒失穩(wěn)等問題，提出了在底排藥柱內(nèi)腔直接加裝一種具有短暫性結(jié)構(gòu)保護和輔助燃燒作用的鎂合金可燃內(nèi)襯的防護、助燃措施。利用ABAQUS軟件建立了底排藥柱在極端工況條件下有、無可燃內(nèi)襯時的發(fā)射過程有限元仿真分析模型，并進行了動態(tài)射擊對比驗證試驗。仿真分析表明：可燃內(nèi)襯能夠有效防止底排藥柱過度變形。動態(tài)射擊對比驗證試驗結(jié)果表明：加裝可燃內(nèi)襯后，彈丸平均初速提高4.97 m/s；同時，底排藥柱點火燃燒的一致性和穩(wěn)定性均有所提高。

兵器科學與技術(shù)；底排增程技術(shù)；底排藥柱；動態(tài)形變；結(jié)構(gòu)完整性；燃燒穩(wěn)定性；鎂合金可燃內(nèi)襯

0　引言

底排增程技術(shù)的原理是利用向低壓區(qū)添質(zhì)加能的方法，通過向彈底低壓區(qū)排入高溫燃氣，提高底壓減小底阻以達到增程的目的［1］。由于底排增程技術(shù)具有增程效率高、結(jié)構(gòu)簡單、成本低等特點，已被廣泛應(yīng)用。為了進一步提高彈丸射程，目前常用的方法是在復(fù)合增程技術(shù)的基礎(chǔ)上進一步提高膛壓和彈丸初速。但膛壓和初速的提高，有時卻會使底排裝置在中間彈道過程發(fā)生燃燒失穩(wěn)現(xiàn)象，底排減阻效率下降，同時炮口處高降壓速率還會導(dǎo)致底排藥柱撕裂、破碎，最終導(dǎo)致彈丸的最大射程和地面密集度出現(xiàn)波動較大的情況。

針對上述問題，科研人員對底排藥柱點火機理、高降壓速率條件下底排裝置燃燒失穩(wěn)機理方面做了大量的基礎(chǔ)性研究工作［2-10］。底排藥柱的撕裂、破碎與其膛內(nèi)發(fā)射過程密不可分，雖然采用經(jīng)典力學強度理論來分析底排藥柱在發(fā)射過程中的強度問題對底排藥柱的工程設(shè)計具有一定的指導(dǎo)意義［11］，但該方法并不能真實地反映底排藥柱在發(fā)射過程中的動態(tài)形變過程，該方面工作需進一步深入研究。

為了解決底排藥柱撕裂、破碎以及燃燒失穩(wěn)等問題，本文從底排藥柱發(fā)射過程動態(tài)形變的角度出發(fā)，利用ABAQUS軟件建立底排藥柱在極端工況條件下的發(fā)射過程有限元仿真分析模型，并根據(jù)底排藥柱在發(fā)射過程中的結(jié)構(gòu)形態(tài)變化特點，提出了在底排藥柱內(nèi)腔直接加裝一種具有短暫性結(jié)構(gòu)保護和輔助燃燒功能的鎂合金可燃內(nèi)襯的防護、助燃措施。分析了底排藥柱在有、無鎂合金可燃內(nèi)襯條件下的變形情況，最終通過動態(tài)射擊對比驗證試驗驗證了鎂合金可燃內(nèi)襯的實際防護、助燃效果。

1　極端工況分析

內(nèi)彈道過程中，發(fā)射裝藥燃燒產(chǎn)生的高溫、高壓燃氣初次點燃底排藥柱與輔助點火藥層（目前國內(nèi)使用的復(fù)合型底排藥劑都是自帶點火藥層），同時，底排藥柱在火藥氣體壓力、軸向慣性力和離心慣性力的共同作用下發(fā)生變形。內(nèi)彈道過程中膛壓由環(huán)境壓力躍升至峰值（最大值可達380 MPa以上）時間僅為幾毫秒，使得底排藥柱處于高度的動態(tài)壓縮狀態(tài)。底排藥柱內(nèi)腔表面在火藥氣體的沖刷侵蝕和火藥顆粒的撞擊作用下可能會產(chǎn)生不同程度的燒蝕溝痕創(chuàng)傷；同時，若底排藥柱在發(fā)射過程中發(fā)生過度變形，極可能導(dǎo)致底排藥柱發(fā)生撕裂、破碎。

中間彈道過程中，初始階段由于底排裝置內(nèi)部仍然充滿著高壓氣體（60～100 MPa），而外部環(huán)境壓力僅為0.1 MPa，底排裝置內(nèi)、外部的巨大壓強差使得中間彈道成為一個急劇的卸壓過程，原已被點燃的底排藥柱極有可能發(fā)生熄火—復(fù)燃現(xiàn)象，如圖1所示。底排裝置正常工作狀態(tài)如圖2所示。同時，高降壓速率還有可能加劇底排藥柱的撕裂、破碎，最終形成碎藥拋出，如圖3所示。

圖2　底排裝置工作正常狀態(tài)Fig.2 Normal working status of base bleed unit

圖3　底排碎藥Fig.3 Broken charge

2　有限元模型及計算結(jié)果

2.1底排藥劑材料模型

高氯酸銨/端羥基聚丁二烯（AP/HTPB）復(fù)合型底排藥劑是將AP粉末顆粒、HTPB、粘合劑、金屬添加劑、催化劑等物質(zhì)加熱，通過機械攪拌而成的一種顆粒夾雜的高分子彈性體。AP/HTPB復(fù)合底排藥劑的宏觀力學特性與橡膠等超彈性材料力學特性相似，其力學性能對應(yīng)變率、溫度變化較為敏感，本文將其近似看成為一種各向同性的超彈性材料。由于底排藥柱的工況條件較為惡劣，發(fā)射工況條件下的相關(guān)力學性能數(shù)據(jù)暫時未能獲取，故本文以某型橡膠的力學性能參數(shù)為基礎(chǔ)，近似假設(shè)底排藥柱發(fā)射過程中的動態(tài)力學性能如圖4所示［12］?？紤]到藥柱高度受壓，分析時采用體積可壓縮的Wan Der Waals超彈性材料模型［12］。

圖4　底排藥劑力學性能Fig.4 Mechanical property of charge

2.2發(fā)射過程載荷

在發(fā)射過程中，底排藥柱所受膛壓可根據(jù)膛壓-時間歷程數(shù)據(jù)換算得到。以某型復(fù)合增程彈發(fā)射過程膛壓變化為例，考慮發(fā)射藥初期點火過程，膛壓在8.5 ms時達到最大值（約為375 MPa），炮口壓力約為60 MPa，并假設(shè)彈丸出炮口后，底排裝置在10 ms內(nèi)完成卸壓，膛壓曲線如圖5所示。

通過對底排裝置施加軸向加速度和旋轉(zhuǎn)角加速度來模擬底排藥柱所受的軸向慣性力和離心慣性力，軸向加速度a和角加速度γ分別為

圖5　膛壓曲線Fig.5 Curve of bore pressure

式中：S為彈丸橫截面積；pt為膛底壓力；φ1為次要功系數(shù)；m為彈丸質(zhì)量；ωp為發(fā)射藥質(zhì)量；η為火炮纏度；R為彈丸半徑。

2.3邊界、約束條件

底排藥柱外表面一般有1～2 mm厚的彈性體包覆層，建模時將其等效為復(fù)合底排藥劑，并將底排殼體簡化為剛體，底排藥柱及底排裝置結(jié)構(gòu)示意簡圖如圖6、圖7所示。

圖6　底排藥柱Fig.6 Base bleed charge

圖7　底排裝置Fig.7 Base bleed unit

忽略藥柱與殼體壁面之間的摩擦作用，通過對藥柱施加運動耦合約束，盡可能使藥柱的邊界約束條件與真實情況相同。本文以最惡劣的工況條件為例：上端面—受火藥氣體壓力作用，無位移約束；下端面—運動耦合約束，下端面與底排殼體沿軸向的位移保持一致；外圓柱面—運動耦合約束，外圓柱面與底排殼體內(nèi)壁沿周向的位移保持一致；其他面面之間均采用無摩擦自動接觸算法。

2.4仿真計算結(jié)果

采用ABAQUS EXPLICIT顯示計算分析模塊求解，藥柱外徑100 mm，內(nèi)腔孔徑50 mm，藥柱高度90 mm，分瓣縫隙寬度3 mm.圖8為最大膛壓時刻藥柱的變形。

圖8　最大膛壓時刻藥柱的變形情況Fig.8 Deformation of charge at maximum bore pressure

最大膛壓時刻藥柱上端面處縫隙寬度有所增大，藥柱內(nèi)腔孔徑由上而下逐漸減小，藥柱內(nèi)腔表面與火箭噴管下端貼合現(xiàn)象嚴重，同時，相鄰分瓣面貼合現(xiàn)象也較為嚴重。藥柱在該種情況下的形態(tài)變化會對其結(jié)構(gòu)完整、燃燒一致性和穩(wěn)定性帶來不利影響，因此，有必要進一步采取相應(yīng)的防護措施。

3　可燃內(nèi)襯對藥柱的形態(tài)變化影響

針對藥柱發(fā)射過程的變形特點，本文采取在藥柱內(nèi)腔直接加裝一種具有短暫性結(jié)構(gòu)保護和輔助燃燒功能的鎂合金可燃內(nèi)襯。

3.1鎂合金可燃內(nèi)襯

鎂合金的主要特點有：密度小，有利于降低附帶質(zhì)量；比強度高，彈性模量大，有利于強度要求；熔點、沸點低，易于燃燒，容積熱值高，有助燃作用，內(nèi)襯提供短暫性結(jié)構(gòu)保護功能后快速燃燒消失。

鎂合金可燃內(nèi)襯采用薄壁圓筒結(jié)構(gòu)，壁身部分按交錯排列方式開設(shè)氣孔，以便火藥氣體通過流入點燃藥柱，同時也有利于內(nèi)襯的燃燒，發(fā)揮其輔助燃燒功能。內(nèi)襯通過底部與殼體定位，在接觸表面（圖9中1、2位置）處采用膠粘方式固定，以保證平時貯存和運輸?shù)囊蟆?/p>

圖9　鎂合金可燃內(nèi)襯安裝示意圖Fig.9 Assembly structure of MCL

3.2仿真分析結(jié)果

假設(shè)除內(nèi)襯與底排殼體接觸的表面以外，內(nèi)襯其他表面均受火藥氣體壓力作用；實際情況下內(nèi)襯通過環(huán)氧樹脂與底排殼體粘結(jié)，為分析方便，假設(shè)內(nèi)襯與底排殼體之間無相對滑動；由于可燃內(nèi)襯與火藥氣體和底排燃氣之間的燃燒反應(yīng)極為復(fù)雜，描述比較困難，雖然火藥氣體溫度較高，但考慮到在發(fā)射過程僅為十幾毫秒，時間極短，在該時間內(nèi)可燃內(nèi)襯溫度變化并不大（僅表面溫度可能較高），為方面計算分析，暫且忽略溫度變化對內(nèi)襯材料力學性能的影響，同時忽略可燃內(nèi)襯燃燒對自身結(jié)構(gòu)尺寸變化的影響。內(nèi)襯采用彈塑性材料模型，材料密度1.8 g/cm3，彈性模量45 GPa，泊松比0.34，屈服極限270 MPa，壁厚1.5 mm，氣孔直徑3.5 mm，孔間距與孔徑之比1∶1.加裝可燃內(nèi)襯后的藥柱在最大膛壓時刻的變形情況如圖10所示。

圖10（a）中，內(nèi)襯內(nèi)壁在圖中標示的1、2和3位置處與火箭噴管外壁發(fā)生接觸；4、5和6位置處與藥柱分瓣縫隙位置相對應(yīng)，結(jié)合圖10（b），內(nèi)襯中部在4、5和6位置處內(nèi)凹，并與火箭噴管下邊緣發(fā)生接觸，但內(nèi)襯內(nèi)壁并未與火箭噴管完全貼合，有利于火藥氣體進入點燃藥柱。

雖然最大膛壓時刻內(nèi)襯變形較為嚴重，但在7 ms時，內(nèi)襯仍可保持較好的結(jié)構(gòu)形態(tài)，如圖11所示。

圖10　加裝可燃內(nèi)襯后在8.6 ms時（最大膛壓時刻）的變形Fig.10 Deformation of charge with MCL at 8.6 ms

若當藥柱上端面無火藥氣體壓力作用時，內(nèi)襯在最大膛壓時刻并不會發(fā)生塑性變形。

藥柱內(nèi)腔表面的A（位于上端面）、B、C 3點（圖12所示）在有、無內(nèi)襯時卸壓過程中的徑向應(yīng)力σAr、σBr和σCr的變化見圖13.

圖13中，無可燃內(nèi)襯時，A、B、C 3點的徑向應(yīng)力在卸壓過程中均出現(xiàn)劇烈的正、負振蕩現(xiàn)象，分析其原因是由于藥柱內(nèi)腔無可燃內(nèi)襯約束而變形過大，卸壓過程中稀疏波沿藥柱內(nèi)腔表面?zhèn)魅?，?dǎo)致藥柱內(nèi)腔表面出現(xiàn)振蕩現(xiàn)象，藥柱極可能發(fā)生撕裂、破碎。而加裝可燃內(nèi)襯后，由于藥柱內(nèi)腔表面受可燃內(nèi)襯的約束作用，卸壓過程中稀疏波沿藥柱內(nèi)腔表面?zhèn)魅霑r并不會造成藥柱內(nèi)腔表面出現(xiàn)劇烈的振蕩現(xiàn)象，其中σAr的振蕩現(xiàn)象基本消失，σBr和σCr的振蕩現(xiàn)象明顯減弱，藥柱徑向應(yīng)力變化改善明顯，可有效防止藥柱在卸壓過程中撕裂、破碎。

針對不同的底排裝置，可根據(jù)其具體的工況條件，通過優(yōu)化內(nèi)襯壁厚和高度來提高其結(jié)構(gòu)強度和承載抗壓能力。

圖11　加裝內(nèi)襯后藥柱在7 ms時的變形Fig.11 Deformation of charge with MCL at 7 ms

圖12　A點、B點和C點位置Fig.12 Positions of Points A，B and C

4　動態(tài)射擊對比試驗驗證

4.1試驗方案

采用牌號為AZ31B的鎂合金板材加工內(nèi)襯，內(nèi)襯壁厚1.5 mm，內(nèi)襯與殼體之間采用環(huán)氧樹脂粘結(jié)，加裝可燃內(nèi)襯后的底排裝置見圖14.

試驗分為兩組：第1組試驗彈加裝可燃內(nèi)襯，數(shù)量4發(fā)；第2組試驗彈無可燃內(nèi)襯，數(shù)量9發(fā)。

兩組彈丸的發(fā)射裝藥質(zhì)量相同，彈丸裝配完成后保溫48 h，溫度為15℃.彈丸射角51.5°，連續(xù)射擊方式。使用DR582雷達跟蹤測量彈丸速度，同時對炮口區(qū)域進行高速攝影同步監(jiān)控。

圖13　A點、B點和C點的徑向應(yīng)力變化Fig.13 Radial stresses at Points A，B and C

圖14　加裝可燃內(nèi)襯后的底排裝置Fig.14 Base bleed unit with MCL

4.2試驗結(jié)果

根據(jù)雷達測量數(shù)據(jù)利用雷達系統(tǒng)軟件反推得到彈丸炮口初速，對比試驗中彈丸初速見表1，0.35 s內(nèi)的v-t曲線見圖15.

第1組中彈丸速度跳動為3.3 m/s，平均初速為936.63 m/s；第2組中彈丸速度跳動為5.0 m/s，平均初速為931.66 m/s.從中可以看出，加裝可燃內(nèi)襯后反推得到的彈丸平均初速增大4.97 m/s，相對增加0.53%.

表1　彈丸初速Tab.1 Initial velocities of projectiles

圖15　彈丸v-t曲線Fig.15 v-t curves of projectiles

圖15中，第1組中4發(fā)彈丸的v-t曲線均較為平滑，下降趨勢穩(wěn)定一致；第2組中9發(fā)彈丸的v-t曲線在0.3 s前出現(xiàn)明顯波動。結(jié)合表1和圖15，由此可見，加裝可燃內(nèi)襯后，底排增程效果穩(wěn)健性和效率增益性均有所提高。

圖16為第1組彈丸炮口區(qū)域運動圖像，高速攝影幀率為1000幀/s，圖中圖像為以炮口位置開始的第1、3、5幀，即相鄰圖像時間間隔為2 ms.

加裝可燃內(nèi)襯后，彈丸在炮口區(qū)域的底排燃氣尾焰明亮，尾焰亮度及形狀基本一致，彈丸尾部底排燃氣流場無濃黑煙團，底排藥柱無熄滅-復(fù)燃現(xiàn)象發(fā)生，藥柱點火燃燒一致性和穩(wěn)定性非常好。

對于無可燃內(nèi)襯的第2組試驗彈，底排燃氣尾焰亮度明顯下降，尾焰形狀差別較大，且彈丸尾部底排燃氣流場出現(xiàn)明顯的濃黑煙團，尤其是第5發(fā)和第9發(fā)，藥柱并未正常點火燃燒，藥柱的點火燃燒穩(wěn)定性和一致性較差，如圖17所示，相鄰圖像時間間隔為2 ms.

圖16　加裝可燃內(nèi)襯后的彈丸炮口區(qū)域運動圖像Fig.16 Photos of projectiles with MCL in muzzle zone

圖17　無可燃內(nèi)襯的彈丸炮口區(qū)域運動圖像Fig.17 Photos of projectiles without MCL in muzzle zone

通過對上述試驗現(xiàn)象及數(shù)據(jù)的分析，說明可燃內(nèi)襯在使彈丸初速獲得增益的同時也提高了藥柱的點火燃燒一致性和穩(wěn)定性。

5　結(jié)論

針對底排藥柱破碎、燃燒失穩(wěn)等問題，本文提出了在底排藥柱內(nèi)腔直接加裝鎂合金可燃內(nèi)襯的防護、助燃措施，利用ABAQUS軟件建立藥柱在極端工況條件下有、無可燃內(nèi)襯時的發(fā)射過程有限元模型進行仿真分析，并進行了動態(tài)射擊對比驗證試驗，得到如下結(jié)論：

1）仿真分析結(jié)果表明：可燃內(nèi)襯可有效防止藥柱過度變形；同時，受可燃內(nèi)襯約束作用，卸壓過程中由稀疏波沿藥柱內(nèi)腔表面?zhèn)魅攵鸬膹较驊?yīng)力振蕩現(xiàn)象基本消失或振蕩幅度明顯減小，可有效防止底排藥柱撕裂、破碎。

2）動態(tài)射擊對比驗證試驗結(jié)果表明：加裝可燃內(nèi)襯后的所有彈丸在炮口區(qū)域v-t曲線的光滑平穩(wěn)程度和多發(fā)一致性較好，且彈丸平均初速增益達4.97 m/s.加裝可燃內(nèi)襯后的底排燃氣尾焰都非常明亮清晰，底排藥柱點火燃燒完全正常，底排藥柱的燃燒一致性和穩(wěn)定性均有所提高。

3）底排藥柱內(nèi)腔直接加裝鎂合金可燃內(nèi)襯是一種簡單、實用的防護、助燃措施。同時，為了更加準確地描述底排藥柱在發(fā)射過程中的形態(tài)變化，需開展底排藥柱在高應(yīng)變率以及不同溫度條件下的力學性能研究工作，該方面的研究工作也是后續(xù)基金項目的重點研究內(nèi)容。

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Research on the Influence of Magnesium Combustible Liner on Dynamic Deformation and Combustion Stability of Composite Base Bleed Propellant Grain

NIU Gong-jie1，QIAN Jian-ping2，QIAN Li-xin1，WU Zhi-hui2，CAO Cheng-zhuang3，LI Ding-peng2
（1.Institute of Systems Engineering，China Academy of Engineering Physics，Mianyang 621000，Sichuan，China；2.School of Mechanical Engineering，Nanjing University of Science and Technology，Nanjing 210094，Jiangsu，China；3.Research and Development Department，Shenyang Dongji Industry Group Co.，Ltd，Shenyang 110000，Liaoning，China）

To solve the problems of that composite base bleed propellant grain（CBBPG）is crushed and unstably combusts during launching，a protection strategy is proposed by directly installing a magnesium combustible liner（MCL）with temporary strength protection and auxiliary combustion in the inner hole of CBBPG.The FEM analysis model of CBBPG's launching process in extreme working conditions is established by using ABAQUS，and the dynamic shooting contrast verification test is done.The simulation results show that MCL can effectively prevent CBBPG from excessively deforming during launching.At the same time，the test results show that the average velocity of the projectiles with MCL is increased by 4.97 m/s，and the combustion consistency and combustion stability of CBBPG are both improved.

ordnance science and technology；extended range technique with base bleed；base bleed propellant grain；dynamic deformation；structure integrity；combustion stability；magnesium combustible liner

TJ413.5

A

1000-1093（2015）02-0234-08

10.3969/j.issn.1000-1093.2015.02.007

2014-02-18

國家自然科學基金青年基金項目（11402248）

牛公杰（1983—），男，工程師。E-mail：everforever9199@hotmail.com