液體發射藥迫擊炮低壓發射性能的數值及實驗研究

劉 寧,高永峰,於永碩,梁雨霞,孫明亮

(1.南京理工大學 機械工程學院,江蘇 南京 210094;2.中國兵器工業導航與控制技術研究所,北京 100089)

進入信息化時代以來,精確打擊成為高技術條件下現代戰爭的典型特征,精確制導炮彈被越來越廣泛地應用于實際戰爭中,深刻改變了現代戰爭的作戰模式[1-3]。傳統大威力火炮初速高、射程遠,但同時高膛壓、高過載的膛內發射環境給制導炮彈研制造成了困難,使用成本居高不下。低膛壓、高初速火炮發射技術作為制導炮彈發射平臺的重要發展方向,成為國際火炮技術的研究熱點[4]。迫擊炮是典型的低膛壓火炮,火力機動性高,是步兵不可缺少的火力支援武器。為了提高迫擊炮火力打擊精度,世界各國研制了大量精確制導迫擊炮彈[5-7]。傳統固體發射藥火炮點火后裝藥同步燃燒,最大膛壓對裝藥量敏感,而液體發射藥迫擊炮采用液體藥噴射燃燒發射原理,最大膛壓低,膛壓充滿度高,彈丸膛內過載低,為制導炮彈提供了理想的發射條件,近些年液體發射藥迫擊炮得到了快速發展。液體發射藥迫擊炮在擊發后,由底火點燃尾管內基本裝藥,當尾管壓力達到破孔壓力后,高溫高壓火藥燃氣從傳火孔噴入燃燒室,推動噴射活塞向左運動,壓縮貯液室中液體藥,液體藥從噴射活塞孔噴入燃燒室,霧化燃燒產生高溫高壓燃氣,推動彈丸運動,形成噴霧燃燒循環,直到彈丸飛離炮口。

高永峰[8]提出了一種帶有增壓室的再生式液體發射藥火炮結構方案,可在噴孔面積為常數的條件下提高膛壓曲線充滿度。陸林[9]初步建立了再生式液體發射藥迫擊炮內彈道模型,與實驗參數匹配較好,并著重探究了噴射結構對內彈道特性的影響。楊博倫等[10]搭建了液體發射藥迫擊炮試驗系統,發現在低膛壓條件下沒有大幅高頻壓力振蕩產生,且采用液體藥可提高發射藥能量利用率,證實了再生式液體發射藥迫擊炮具有較高的工程應用價值。孫明亮等[11]建立了帶燃燒反應的液體發射藥迫擊炮兩相流計算模型,研究了氣相流場與液體發射藥噴射燃燒間的耦合關系及壓力振蕩形成機理,證明了液體發射藥迫擊炮良好的燃燒穩定性和工程化潛力。陳粒[12]設計了液體發射藥迫擊炮自動加注系統,建立了加注系統聯合仿真模型,研究了加注系統動態特性,為自動加注系統工程應用提供了參考。

針對制導迫擊炮彈質量大、對膛內過載敏感的特點,本文建立了液體發射藥迫擊炮內彈道模型,并進行實驗驗證,研究液體發射藥迫擊炮膛內特性,重點分析裝填條件對最大膛壓、膛內過載的影響規律,為液體發射藥迫擊炮發射制導炮彈提供理論指導。

1 液體發射藥迫擊炮內彈道模型

1.1 貯液室控制方程

設貯液室液體藥總質量為m,液體藥噴射質量為mL,向燃燒室噴射質量流量為

(1)

液體藥噴射相對質量流率為

(2)

式中:CD為流量系數,AD為噴孔面積,ρL為貯液室液體藥密度,uL為液體藥噴射速度,η為液體藥相對流量。

設貯液室初始容積為VL0,初始液體密度為ρL0,活塞運動位移為lp,貯液室斷面積為AR,貯液室液體質量守恒方程為

VL0ρL0-(VL0-ARlp)ρL=mη

(3)

由于VL0ρL0=m,可得貯液室液體密度方程為

ρL=m(1-η)/(VL0-ARlp)

(4)

貯液室中液體藥狀態方程為

(5)

式中:pL為貯液室液體藥壓力,pL0為液體藥初始壓力,B為液體藥體積模量,C為液體藥體積模量系數。

1.2 射流霧化模型

根據非穩態伯努利方程[13]建立液體藥噴射模型:

(6)

式中:pC為燃燒室壓力,LD為活塞噴孔長度。

采用COOK和WOODLEY的實驗公式[14-15]計算射流霧化后平均液滴直徑:

(7)

式中:Cl為經驗系數,b為經驗指數,取值為Cl=1.2,b=-1.8。

1.3 燃燒室控制方程

考慮噴入燃燒室的霧化液滴的先后順序,將內彈道期間霧化液滴分成N個顆粒群,假設液滴按照壓力指數燃燒定律進行燃燒,其質量變化率為

(8)

(9)

式中:i=1,2,…,N;mi,ri,Ai分別為第i組液滴的質量、半徑和表面積;u1為燃速系數;n為燃速指數。

燃燒室中燃氣滿足Nobel-Abel狀態方程,可得到燃燒室壓力為

pC=mψfLτ/Vψ

(10)

式中:ψ為液體藥相對已燃百分比,fL為液體藥火藥力,τ為相對溫度。

Vψ=V0+Als+AClp-[m(η-ψ)/ρL]-m(ψ-ξ)α

(11)

式中:V0為燃燒室初容積,A為身管截面積,ls為彈丸位移,AC為燃燒室斷面積,ξ為燃氣相對泄漏量,α為燃氣余容。

能量平衡方程為

(12)

式中:ms為彈丸質量,vs為彈丸速度,φs為彈丸運動次要功系數,mp為活塞質量,vp為活塞速度,φp為活塞運動次要功系數,k為燃氣比熱比,θ為比熱計算系數。

由于迫擊炮彈的定心部與膛壁之間有一定的間隙,在射擊過程中,隨著彈丸的運動,火藥燃氣不斷從間隙流出,從而降低內彈道效率[16],燃氣的相對泄漏量為

(13)

式中:δ為彈管間隙,CA為泄露系數,vj為彈丸極限速度。

(14)

1.4 活塞和彈丸運動方程

活塞運動方程為

(15)

dlp/dt=vp

(16)

彈丸運動方程為

dvs/dt=ApC/(φsms)

(17)

dls/dt=vs

(18)

2 結果與分析

2.1 液體發射藥迫擊炮系統實驗測試

研制了60 mm口徑液體發射藥迫擊炮實驗系統,如圖1所示,迫擊炮彈從炮口裝填,再生噴射機構置于身管底部,采用自動加注系統精確控制加注藥量,系統主要參數如表1所示。在貯液室和燃燒室分別裝有壓力傳感器,炮口設置測速靶。測試系統中的壓力傳感器為瑞士Kistler公司生產的6215B型壓電型壓力傳感器,數據采集設備為奧地利Dewetron公司生產的DEWE2-A4多通道高速數據采集系統,采樣頻率為200 kHz。

圖1 液體發射藥迫擊炮實驗測試系統Fig.1 Liquid propellant mortar test system

表1 試驗系統主要參數Table1 Main parameters of test system

實驗采用的液體藥為OTTO-Ⅱ單元液體發射藥,該發射藥也作為熱動力魚雷的常用推進劑,其主要成分為:丙二醇二硝酸脂占76%(質量比)、穩定劑(鄰硝基二苯胺)占1.5%、稀釋劑(癸二酸二丁脂)占22.5%,物性參數如表2所示。

表2 OTTO-Ⅱ液體發射藥物性參數Table 2 OTTO-Ⅱ property parameters

采用制式標準彈丸質量1.5 kg進行全裝藥射擊試驗,貯液室與燃燒室測試壓力曲線如圖2所示,點火后燃燒室壓力迅速升高,0.5 ms左右突破10 MPa,0.5～2.5 ms內壓力上升速率減緩,壓力基本維持在10～15 MPa之間。0.5 ms左右點火壓力大于活塞啟噴壓力,液體藥噴入燃燒室,初始噴入燃燒室的射流速度較低、液滴直徑大,液滴燃燒速度慢,點火延遲時間較長,大約為2.5 ms,在此期間燃燒室壓力上升速率緩慢,隨后液體藥充分吸熱蒸發,燃速加快,膛壓迅速升高。同時,在點火期間,點火壓力沖擊作用和活塞啟噴擾動使貯液室出現較大幅度壓力波動,進入正常噴射循環后貯液室壓力趨于平穩。測得彈丸初速為254 m/s,燃燒室最大壓力為39 MPa。同時液體發射藥迫擊炮膛壓曲線脈寬大,膛壓充滿度高,可獲得更高炮口初速,因此發射制導彈藥更具優勢。從實驗壓力曲線還可看到,在低膛壓條件下膛內液體藥燃氣壓力規律穩定,傳統高膛壓液體發射藥火炮中常見的大幅高頻壓力振蕩現象已基本消除。

圖2 貯液室與燃燒室實驗壓力Fig.2 Experimental pressure of liquid storage chamber and combustion chamber

為了進一步說明液體發射藥迫擊炮低膛壓、高初速發射能力,引入火炮效率概念。火炮效率是衡量發射藥使用效率的指標,高火炮效率意味著可以使用更少的發射藥使彈丸獲得更高的初速。火炮效率γg可由下式計算:

(19)

式中:vg為炮口初速。根據實驗結果可計算出液體發射藥迫擊炮效率為39%。

2.2 內彈道計算結果及分析

忽略點火過程,以活塞啟動時刻開始內彈道計算,對應實驗曲線壓力13 MPa,約為1.75 ms時刻。采用前述液體發射藥迫擊炮內彈道模型,計算了燃燒室壓力如圖3所示,實驗燃燒室最大壓力為39 MPa,炮口初速為254 m/s;計算燃燒室最大壓力為39.6 MPa,炮口初速為274 m/s。

圖3 燃燒室壓力Fig.3 Combustion chamber pressure

可見,燃燒室計算壓力與測試壓力具有較好的一致性,建立的內彈道模型能夠用于模擬液體發射藥迫擊炮膛內過程。圖4、圖5分別為膛內時期活塞運動速度與射流速度隨時間變化曲線,可見活塞最大速度為3.9 m/s,射流速度最大為145.6 m/s。

圖4 活塞運動速度Fig.4 Piston movement speed

圖5 射流速度Fig.5 Jet velocity

2.2.1 裝藥量對內彈道性能影響

取彈丸質量1.5 kg時,計算不同裝藥量燃燒室壓力曲線如圖6所示。

圖6 不同裝藥量燃燒室壓力曲線Fig.6 Pressure curve of combustion chamber with different charge

裝藥量從20 g變化到40 g,燃燒室最大壓力逐漸升高,當裝藥量為40 g時,燃燒室達到最大壓力40 MPa,最大膛壓對應的最小裝藥量稱為最大膛壓裝藥量。然而,隨著裝藥量繼續增大,最大膛壓不再升高,并且在最大膛壓前各裝藥壓力上升速率幾乎相同。這是由于液體發射藥火炮采用再生噴射原理,液體藥時序噴入燃燒室燃燒,最大膛壓主要決定于再生噴射機構與液體藥流量,受裝藥量影響很小,提高裝藥量能夠在不增大最大膛壓條件下,提高壓力曲線充滿度,有效提高彈丸初速。眾所周知,對于普通固體發射藥迫擊炮或榴彈炮,通過增加裝藥量可以提高初速和射程,但最大膛壓會隨著裝藥量增加而不斷升高,高初速必然伴隨著高膛壓,給彈炮系統研制帶來了巨大困難。因此,液體發射藥迫擊炮是破解傳統火炮低膛壓、高初速發射難題的理想方案,對發射制導彈藥具有明顯優勢。

不同裝藥量下,彈丸速度曲線如圖7所示,內彈道效率對比見表3。

圖7 彈丸速度曲線Fig.7 Projectile velocity curve

表3 不同裝藥下內彈道性能Table 3 Performance of different charges

液體藥裝藥量從20 g增加到80 g,彈丸初速從219 m/s升高到331 m/s,而最大膛壓始終仍保持在40 MPa不變。而93式60 mm迫擊炮最大初速為329 m/s,最大膛壓在70 MPa以上,因此液體發射藥迫擊炮表現出明顯的低膛壓、高初速特性。但隨著裝藥量增加,液體發射藥迫擊炮內彈道效率從35.8%減小到28.7%,這是由于裝藥量增大后,噴射結束點后移,而身管長度不變,新生成火藥燃氣作用彈丸時間減小,內彈道效率下降,說明要充分發揮液體發射藥迫擊炮高初速性能,需使用更長的身管。

2.2.2 彈丸質量對內彈道性能影響

保持60 g裝藥量不變,計算彈丸質量分別為1.5 kg,2.5 kg和3.5 kg時的燃燒室壓力,如圖8所示。可以看出,隨著彈丸質量增加,最大膛壓明顯升高,液體藥噴射結束點逐漸前移,內彈道效率逐漸升高,說明增加彈丸質量有利于提高發射藥做功能力,可以更充分利用液體發射藥。彈丸質量增大使最大膛壓升高這一規律與固體發射藥火炮類似,但液體藥火炮膛壓對彈丸質量具有較低的敏感性,當彈丸質量為3.5 kg,比原來增加130%,最大膛壓僅增加了40%。說明液體發射藥迫擊炮可以發射較輕的常規彈藥與更重的制導炮彈,使得液體藥迫擊炮相比固體發射藥迫擊炮有著更好的彈藥適配性。

圖8 不同彈丸質量下燃燒室壓力曲線Fig.8 Pressure curve with different projectile-weights

不同彈丸質量情況下彈丸過載曲線如圖9所示。可以明顯看到,在彈丸質量增加130%,最大膛壓提升40%的情況下,彈丸最大過載反而降低了39%,低于5 000g,相比之下,93式60 mm迫擊炮的彈丸最大過載高于9 000g,這是因為再生式液體發射藥迫擊炮膛壓對彈丸質量的低敏感性,大彈丸質量所導致的膛壓增加對彈丸過載的影響遠小于彈丸質量增加的影響,這也是液體發射藥迫擊炮發射制導炮彈的另一優勢。

圖10給出了不同彈丸質量下炮口初速,內彈道性能對比見表4。可見彈丸質量增加不可避免地降低了彈丸炮口初速,可以通過適當增加裝藥量,在不改變膛壓與過載的前提下實現更高的初速。

圖10 不同彈丸質量下彈丸速度曲線Fig.10 Projectile velocity curve with different projectile-weights

表4 不同彈丸質量下內彈道性能Table 4 Internal ballistic performance of different projectile-weights

同時,隨著彈丸質量增加,內彈道效率逐漸提高,這是由于彈丸質量增加導致噴射結束點提前,使得火藥燃氣具有更高的做功能力。

3 結束語

針對炮射精確制導彈藥低過載發射需求,本文研究一種低膛壓液體發射藥迫擊炮發射技術,建立了內彈道計算模型,研究了液體發射藥質量、彈丸質量對內彈道特性的影響。主要結論如下:①液體發射藥迫擊炮具有突出的低膛壓特性,最大膛壓只決定于再生噴射機構,在最大膛壓裝藥量基礎上增加裝藥量,最大膛壓保持不變,而膛壓充滿度逐漸升高,從而實現低膛壓、高初速發射性能。②與傳統固體發射藥迫擊炮相比,液體發射藥迫擊炮表現出對彈丸質量的低敏感性,在彈丸質量增加130%的情況下,膛壓僅增加40%,而彈丸最大過載降低了39%,使其發射過載遠低于常規火炮,對發射制導彈藥具有明顯優勢。③液體發射藥迫擊炮低膛壓、高初速和對彈丸質量的低敏感性,使其可以在同一發射平臺下,僅通過調整裝藥量適配發射不同質量的彈丸,滿足制導炮彈大質量、低過載的發射需求,具有較好的應用前景。