發(fā)射藥沖擊破碎對(duì)埋頭彈裝藥燃燒和內(nèi)彈道性能影響的數(shù)值模擬

熊佳敏,陸 欣

(南京理工大學(xué) 能源與動(dòng)力工程學(xué)院,江蘇 南京 210094)

引 言

火藥多為黏塑性材料,具有低溫冷脆性能。當(dāng)火藥藥粒在炮膛內(nèi)受到擠壓沖擊碰撞時(shí),產(chǎn)生的膛內(nèi)壓力發(fā)生異常,超過藥粒自身承受力時(shí),火藥就會(huì)變形甚至產(chǎn)生裂痕發(fā)生破碎。大量發(fā)射藥藥粒驟然發(fā)生破碎且破碎程度較為嚴(yán)重時(shí),會(huì)引發(fā)火藥燃面的急增,藥粒燃?xì)馍伤俾孰S之猛增,膛壓飆升,特別在彈丸起始運(yùn)動(dòng)階段。這就是“擠壓-破碎-增燃-升壓”共識(shí)的理論形成[1-2]。大量研究表明,在發(fā)射過程中若火藥藥粒出現(xiàn)嚴(yán)重破碎,易形成惡劣的膛內(nèi)力學(xué)環(huán)境,并出現(xiàn)膛炸等發(fā)射安全性事故或火藥粉末性破碎轉(zhuǎn)化成爆轟[3-5]。

現(xiàn)階段學(xué)者采用多種方法探究藥粒破碎對(duì)火炮發(fā)射安全性的影響。陳言坤等[6]采用燃?xì)馍伤俾时缺碚骰鹚幤扑槌潭?并采用密閉爆發(fā)器測(cè)定撞擊后的破碎發(fā)射藥壓力曲線,獲取破碎程度量化值驗(yàn)證此定量方法是合理可行的;王燕等[7]闡述了形狀大小不一破碎發(fā)射裝藥在氣固兩相流過程中的等效形狀函數(shù)與等效形狀特征量的確定方法,為火藥破碎狀況提供一種新的計(jì)算方式;楊超[8]結(jié)合火藥顆粒破碎實(shí)驗(yàn)結(jié)果分析火藥顆粒受撞擊后的應(yīng)力應(yīng)變特性,證明火藥顆粒在超過屈服速度撞擊下的破碎必然性,引入燃面變化并設(shè)定不同的破碎條件探索顆粒破碎對(duì)彈道參量的影響。

作為一種特殊裝藥結(jié)構(gòu)的新型彈藥,埋頭彈彈丸放置在藥室定向筒內(nèi)部,采用二次點(diǎn)火及程序燃燒原理[9-10]。唐群英等[11]在模擬彈丸膛內(nèi)運(yùn)動(dòng)過程中,利用改進(jìn)的非支配排序遺傳算法優(yōu)化相對(duì)裝藥量及裝填密度,結(jié)果顯示彈道效率保持不變的情況下埋頭彈炮口速度有所提高;陳玉璐等[12]基于埋頭彈點(diǎn)傳火特性建立零維內(nèi)彈道模型,應(yīng)用一維身管傳熱模型數(shù)值分析了單發(fā)和連發(fā)射擊時(shí)的管壁傳熱規(guī)律。

當(dāng)火藥顆粒不能適應(yīng)埋頭彈特定的點(diǎn)火條件、裝藥結(jié)構(gòu)條件等引發(fā)的膛內(nèi)力學(xué)環(huán)境,導(dǎo)致點(diǎn)火異常,不能按照程序著火燃燒,使得在點(diǎn)燃前火藥發(fā)生嚴(yán)重破碎的概率大大增加,極大地影響到埋頭彈發(fā)射過程。本研究根據(jù)火藥沖擊破碎變化機(jī)理進(jìn)行理論分析,結(jié)合火藥破碎結(jié)構(gòu)形狀對(duì)燃面產(chǎn)生的影響,挖掘火藥燃面與形狀的深度聯(lián)系,為展現(xiàn)火藥床的運(yùn)動(dòng)、擠壓與破碎,建立考慮火藥破碎的一維兩相流理論模型,分析發(fā)射過程中的物理量分布,預(yù)測(cè)發(fā)射藥粒在點(diǎn)傳火過程中的受力、破碎、燃燒以及膛壓異常變化等內(nèi)彈道性能,以期為研究發(fā)射裝藥的發(fā)射安全性提供新的手段。

1 火藥沖擊破碎機(jī)理

1.1 破碎度

為了定量描述含能顆粒床的破碎程度,翁春生等[13]提出破碎度的概念。將火藥顆粒破碎后的總?cè)紵娣e與標(biāo)準(zhǔn)未破碎火藥總?cè)紵娣e之比定義為破碎度,即:

(1)

式中:Sbr、Sst為火藥破碎后總?cè)济媾c標(biāo)準(zhǔn)未破碎火藥總?cè)济?m為火藥破碎程度等級(jí)數(shù);ηi為每個(gè)等級(jí)中火藥質(zhì)量的百分比;M0與Mi分別為單顆火藥顆粒的質(zhì)量和該等級(jí)中火藥碎粒的質(zhì)量;S0與Si分別為單顆火藥顆粒的燃面和該等級(jí)中火藥碎粒的燃面。

在火炮兩相流模型中顆粒間擠壓應(yīng)力是造成火藥沖擊碰撞破碎的關(guān)鍵因素。本研究采用Kuo等[20]通過實(shí)驗(yàn)得到的顆粒間應(yīng)力公式:

(2)

(3)

(4)

上式適用于從火藥顆粒填滿空隙、火藥床彈性變形以及破碎的全過程。

通過其高低炮壓撞擊破碎實(shí)驗(yàn)分析數(shù)據(jù)結(jié)果發(fā)現(xiàn),在某一溫度下破碎度與最大擠壓應(yīng)力成線性關(guān)系:

(5)

式中:τ1、τ3、Br1與Br2為火藥藥粒沖擊破碎實(shí)驗(yàn)測(cè)得數(shù)據(jù)。即當(dāng)某一瞬間獲取到擠壓應(yīng)力時(shí),便能根據(jù)該公式預(yù)測(cè)這一時(shí)刻的火藥顆粒的破碎度,得到藥粒燃燒表面增大比例。本研究采用文獻(xiàn)[13]實(shí)驗(yàn)所得數(shù)據(jù),即τ1=9.9MPa,τ2=15.8MPa,Br1=1.71,Br2=2.67。

1.2 理想化破碎

忽略顆粒形狀差異性,假設(shè)火藥顆粒力學(xué)性能等條件相同,火藥藥粒遭到?jīng)_擊破碎時(shí)產(chǎn)生形變發(fā)生理想化破碎,即需要滿足以下條件:(1)根據(jù)質(zhì)量守恒關(guān)系總質(zhì)量、總體積不發(fā)生改變,火藥破碎前后只發(fā)生形狀變化;(2)根據(jù)火藥燃燒規(guī)律,火藥燃燒一段時(shí)間后的形狀相似于原來形狀,顆粒采用幾何燃燒定律,火藥破碎前后依然保持平行層燃燒。

理想化破碎模擬如圖1所示。由圖1可知,一顆單孔管粒狀火藥理想化破碎成n顆碎粒。平行層燃燒原則顯示一個(gè)火藥顆粒著火一段時(shí)間后,均在其表面燃燒相同的厚度,形狀由圖1(a)變?yōu)閳D1(b)。此時(shí)模擬碰撞沖擊,火藥橫向破碎,均等份分裂成n顆大小一致,長(zhǎng)度僅為原來的n分之一的顆粒,圖1(b)破碎為圖1(c)。

圖1 理想化破碎模擬圖Fig.1 Idealized fracture simulation diagram

模擬破碎完成,可直觀觀測(cè)到單個(gè)顆粒破碎前后總?cè)济婷娣e。藥粒形狀變化如下:

(6)

單孔管粒狀在此過程中燃面變化為:

(7)

式中:n為火藥破碎碎粒顆數(shù);Z為火藥已燃相對(duì)厚度;e為火藥顆粒在這一段時(shí)間燃燒的厚度;e1為初始火藥粒起始厚度的一半;未燃燒時(shí)發(fā)生破碎時(shí)Z0=0;d與D為管粒狀火藥內(nèi)徑與外徑,d0+4e1=D0;c為破碎后火藥長(zhǎng)度的一半;Sin為破碎后增加的燃面面積。

在得知預(yù)測(cè)下的破碎度時(shí)可獲取到n碎粒顆數(shù):

(8)

圖1(c)中的碎粒相當(dāng)于類似形狀的火藥燃燒e厚度得來。將火藥顆粒破碎后的燃燒規(guī)律等同于此類似火藥,根據(jù)推導(dǎo)計(jì)算可知火藥破碎后的模擬火藥的尺寸參數(shù):

(9)

由于管狀藥粒形狀參數(shù)μ為0,可忽略?；谛螤钐卣髁炕A(chǔ)公式模擬火藥的形狀參數(shù)為:

(10)

1.3 實(shí)際破碎的修正

由于實(shí)際狀況下藥粒破碎有可能出現(xiàn)缺角、表面彎曲等細(xì)微差別,不一定完全符合上述理想化規(guī)律進(jìn)行破碎。故為減少偏差且簡(jiǎn)便計(jì)算,直接將形狀特征量參數(shù)各自乘以修正系數(shù)ηχ、ηλ以表征實(shí)際火藥不規(guī)則破碎模型中的特征值參量,即:

(11)

可通過管粒狀火藥粒擠壓破碎實(shí)驗(yàn)獲取實(shí)際火藥破碎表燃面Sid,與理想化破碎火藥的表燃面S′比較獲得,即:

(12)

管粒狀相對(duì)燃燒面積為σ=1+2λZ,ξ也為:

(13)

因此,可得:

(14)

結(jié)合固相藥粒全部燃燒成氣相燃?xì)鈺r(shí),火藥顆粒消失,即火藥相對(duì)厚度為1,藥粒相對(duì)燃燒質(zhì)量為1,即:

(15)

即ηλ與ηχ也需滿足下式:

(16)

即可在確定ηλ與β′時(shí)獲取ηχ。

綜上所訴,根據(jù)實(shí)際火藥破碎狀況修正形狀參數(shù)公式:

(17)

將修正后的火藥形狀參數(shù)參與到一維數(shù)值仿真模擬中,能較為準(zhǔn)確地表現(xiàn)出點(diǎn)火異常時(shí)火藥藥粒實(shí)際破碎的膛內(nèi)狀況。

2 埋頭彈兩相流模型

埋頭彈獨(dú)特的裝藥結(jié)構(gòu)及其二次點(diǎn)火程序燃燒機(jī)制在體現(xiàn)優(yōu)越性的同時(shí),也形成了膛內(nèi)更為復(fù)雜的兩相流動(dòng)過程。裝藥結(jié)構(gòu)圖如圖2所示。

圖2 埋頭彈裝藥結(jié)構(gòu)圖Fig.2 The charge structure drawing of CTA

由圖2可知,埋頭彈區(qū)別于其他常規(guī)彈藥在于彈丸置于身管膛線起始部前方定向筒內(nèi),主裝藥裝載在彈丸周圍,并將少量速燃藥放置于彈丸底端。埋頭彈有序燃燒下,底火射流擊發(fā)后率先點(diǎn)燃速燃藥顆粒,帶動(dòng)自身及周圍主裝藥在彈底小范圍劇烈運(yùn)動(dòng)。彈丸尾部達(dá)到啟動(dòng)壓力后,先行在定向筒自由滑動(dòng)并緩慢向炮口運(yùn)動(dòng)。因此在主裝藥點(diǎn)燃前,彈丸具有一定的速度從而減少了火藥與彈丸的相對(duì)速度,減輕了火藥藥粒在彈底的撞擊,緩解了火藥顆粒在彈底的擠壓沖擊過程。與此同時(shí),底火射流點(diǎn)燃主裝藥床,當(dāng)彈丸推入膛線時(shí)全面著火燃燒,大量高溫高壓燃?xì)忉尫?推動(dòng)藥粒從膛底向彈底運(yùn)動(dòng)并堆積擠壓,部分主裝藥碎粒和燃?xì)怆S之流入身管,形成了疏密不均的火藥分布,最終彈丸沖出炮口完成發(fā)射過程。

若埋頭彈未按照正常的點(diǎn)火程序點(diǎn)燃底火、速燃藥及主裝藥,會(huì)產(chǎn)生點(diǎn)火異常現(xiàn)象,如埋頭彈發(fā)射前期出現(xiàn)傳火管泄漏或者導(dǎo)向管異常破裂問題,高溫點(diǎn)傳火氣體提前進(jìn)入主裝藥粒區(qū)域,主裝藥先行著火,其釋放的高壓燃?xì)庠龆?增大氣固運(yùn)動(dòng)速度,靠近彈底的藥粒擁有更大的碰撞速度。上述破壞了原有點(diǎn)火程序的異?，F(xiàn)象都將導(dǎo)致火藥遭到強(qiáng)烈的擠壓沖擊而破碎,其火藥燃面增大?；鹚庮w粒的狀態(tài)顯著地影響到后續(xù)埋頭彈膛內(nèi)氣固變化和兩相流動(dòng)。針對(duì)埋頭彈特殊內(nèi)彈道過程的特點(diǎn),簡(jiǎn)化物理模型,在發(fā)射主裝藥燃燒全部結(jié)束之前,考慮火藥破碎帶來的膛內(nèi)氣固兩相間相互作用及運(yùn)動(dòng)變化,建立考慮藥粒破碎的埋頭彈一維兩相流內(nèi)彈道數(shù)值模型并模擬仿真。

2.1 控制方程組

根據(jù)埋頭彈藥的結(jié)構(gòu)特點(diǎn)以及點(diǎn)火方式,埋頭彈火炮內(nèi)彈道膛內(nèi)氣固兩相流的守恒方程[16-17]如下:

氣相連續(xù)方程:

(18)

固相連續(xù)方程:

(19)

氣相動(dòng)量方程:

(20)

固相動(dòng)量方程:

(21)

氣相能量方程:

(22)

2.2 輔助方程

部分相關(guān)輔助方程公式顯示如下,其他詳見文獻(xiàn)[18]。

發(fā)射主裝藥形狀函數(shù)為:

(23)

(24)

式中:ψc為主裝藥相對(duì)已燃質(zhì)量;Zc為主裝藥已燃相對(duì)厚度;σc為主裝藥相對(duì)燃燒表面;Sc為一顆主裝藥未燃燒部分燃面積;S1c為一顆主裝藥初燃面。

火藥總?cè)济婕叭細(xì)赓|(zhì)量公式為:

(25)

(26)

2.3 邊界條件與初始條件

(1)彈底邊界。由于彈丸在身管向前運(yùn)動(dòng),彈底邊界為運(yùn)動(dòng)邊界。在彈底運(yùn)動(dòng)控制體上根據(jù)邊界的守恒推導(dǎo)所需物理量,還應(yīng)滿足彈丸運(yùn)動(dòng)方程:

(27)

式中:pd為膛內(nèi)彈底壓力;f為彈丸橫截面遭受的阻力;mq為彈丸質(zhì)量;v為彈丸速度。

(2)膛底邊界。將膛底看成靜止固定壁面,采用反射法將邊界點(diǎn)內(nèi)化獲取彈底物理量。

(3)初始條件。埋頭彈射擊過程開始時(shí)的膛內(nèi)狀態(tài)作為初始條件,其中,氣相與固相速度為0,溫度為常溫,壓力為大氣壓。

3 預(yù)測(cè)結(jié)果及其比較

采用Mac Cormack差分格式和CFL穩(wěn)定條件編程計(jì)算得到各埋頭彈一維兩相流各物理參量,分析預(yù)測(cè)火藥破碎前后的炮膛力學(xué)環(huán)境,包括火藥破碎狀況、藥粒間擠壓應(yīng)力、膛壓與氣相速度等隨時(shí)間隨空間的膛內(nèi)變化規(guī)律以及壓力波動(dòng)情況,為解決埋頭彈發(fā)射安全性問題提供了基礎(chǔ)依據(jù)。

3.1 擠壓應(yīng)力與破碎度

顆粒間擠壓應(yīng)力是導(dǎo)致火藥破碎的一個(gè)重要因素。不同時(shí)刻擠壓應(yīng)力分布曲線如圖3所示。由圖3(a)可明顯觀察到,在點(diǎn)傳火階段由于受到火炮內(nèi)壁的限制,在彈底和膛底出現(xiàn)火藥床的壓縮,火藥顆粒間產(chǎn)生擠壓應(yīng)力并向內(nèi)部擴(kuò)散,彈底及靠近彈底處擠壓比膛底嚴(yán)重許多。此外,速燃藥在靠近彈底位置燃燒,使得周圍膛內(nèi)環(huán)境壓力、溫度達(dá)到主裝藥的著火條件,引起主裝藥顆粒燃燒,堆積的主裝藥顆粒減少,膛內(nèi)空間變得稀疏,火藥顆粒遭受的火藥顆粒與火藥燃?xì)?、火藥顆粒與火藥顆粒、火藥顆粒與炮膛內(nèi)壁的相互沖擊減少,即在速燃藥位置擠壓應(yīng)力有顯著的凹陷。與普通彈藥相比,速燃藥的一次點(diǎn)火緩和了顆粒間的撞擊,減緩了彈底擠壓應(yīng)力的增大,這也進(jìn)一步反映出特有的速燃藥裝藥結(jié)構(gòu)也是埋頭彈發(fā)射裝藥發(fā)射安全性的關(guān)鍵。

圖3 火藥未破碎與模擬破碎不同時(shí)刻擠壓應(yīng)力分布曲線Fig.3 Crushing stress curves of non-fragmentation and simulated fragmentation at different instants of time

埋頭彈點(diǎn)火異常情況下,在某些位置點(diǎn)處在強(qiáng)烈的擠壓應(yīng)力的作用下火藥顆粒發(fā)生仿真模擬破碎。比較破碎前后的τ變化,由圖3(b)可以發(fā)現(xiàn),模擬破碎后τ在x=0.12～0.18m之間有著顯著的增大,τmax從24.7MPa增大到35.1MPa,顆粒間擠壓應(yīng)力作用持續(xù)時(shí)間也明顯增長(zhǎng)。這表明火藥顆粒的變形破碎會(huì)使得火藥在發(fā)射過程中受到更強(qiáng)烈的沖擊,達(dá)到更大的擠壓應(yīng)力,進(jìn)而使得更多顆粒產(chǎn)生破碎且碎粒顆數(shù)增多,如此惡性循環(huán),進(jìn)一步證明如果火藥顆粒發(fā)生大量破碎,將產(chǎn)生嚴(yán)重后果。

不同位置擠壓應(yīng)力隨時(shí)間的變化曲線如圖4所示。由圖4可知,變化曲線在發(fā)射階段存在兩處鼓包:第一處鼓包為點(diǎn)火傳火初期,第二處鼓包為彈丸擠進(jìn)階段的射擊初期,此時(shí)擠壓應(yīng)力在藥室各處急速增加。在火藥顆粒未破碎時(shí)彈底處增加較多,受速燃藥燃燒的影響,主裝藥在速燃藥及膛底之間最易發(fā)生破碎,使得在t=6.5～8.0ms時(shí)擠壓應(yīng)力在x=0.17m處飆升最多。8.0ms后由于主裝藥全體著火燃燒且彈丸運(yùn)動(dòng)后彈道空間變大,火藥顆粒更加稀疏,擠壓應(yīng)力減小直至沒有。在某一瞬間某一位置的擠壓應(yīng)力飆升,易引發(fā)不穩(wěn)定狀態(tài)導(dǎo)致膛炸事故的產(chǎn)生,尤其對(duì)于力學(xué)性能不佳的火藥,可通過改善埋頭彈擠進(jìn)條件降低擠壓應(yīng)力增大引發(fā)的風(fēng)險(xiǎn)。

仿真火藥破碎時(shí)不同時(shí)刻的破碎度分布曲線如圖5所示。

圖5 火藥模擬破碎時(shí)不同時(shí)刻的破碎度分布曲線Fig.5 Distribution curves of fracture degree of simulated fragmentation at different times

由圖5可知,顆粒間應(yīng)力越大,藥粒破碎越嚴(yán)重。根據(jù)τ與Br的線性公式,Br與τ趨勢(shì)相似,在擠壓應(yīng)力未達(dá)到臨界應(yīng)力時(shí),火藥顆?？赡芤恍┳冃蔚蛔阋云扑?破碎度依舊維持在1,對(duì)射擊過程不產(chǎn)生影響。擠壓應(yīng)力達(dá)到臨界應(yīng)力后,隨著擠壓應(yīng)力的增大,破碎度也隨之增大,即火藥燃面增加,模擬火藥藥粒的破碎狀況越發(fā)嚴(yán)重,對(duì)膛內(nèi)氣固兩相間的作用及運(yùn)動(dòng)變化影響愈大。破碎主要集中在x=0.12～0.18m處,Br比例最大,達(dá)到5.8。

通過分析擠壓應(yīng)力與破碎度的模擬計(jì)算結(jié)果,發(fā)現(xiàn)可從兩種途徑減緩顆粒間的沖擊破碎:首先在裝藥方面,埋頭彈火炮需采用動(dòng)態(tài)力學(xué)性能較好的火藥,減少變形,擴(kuò)大其破碎臨界應(yīng)力,降低發(fā)射主裝藥顆粒的冷脆性,減少低溫下的破碎,使x=0.12～0.18m處的破碎度集中降低;其次在裝藥結(jié)構(gòu)方面,應(yīng)設(shè)計(jì)合理的傳火管及導(dǎo)向管的長(zhǎng)度與強(qiáng)度,使得射流能有序穩(wěn)定點(diǎn)燃速燃藥及主裝藥確保實(shí)現(xiàn)點(diǎn)傳火及程序燃燒有序進(jìn)行,也能承受較大沖擊,避免出現(xiàn)提前破裂狀況,降低顆粒與彈丸的撞擊可能性。

3.2 壓力分布與壓力波

隨著膛內(nèi)火焰的傳播,因火藥顆粒逐漸被點(diǎn)燃顆粒間擠壓應(yīng)力消失,燃?xì)鈮毫ι摺２煌瑫r(shí)刻膛壓分布曲線如圖6所示。由圖6(a)可知,火藥未破碎時(shí)膛壓曲線更加平滑。假設(shè)埋頭彈異常點(diǎn)火后添加火藥破碎模型,碎粒會(huì)導(dǎo)致燃面增加,燃?xì)馍伤俾始涌?。?dāng)彈后空間的擴(kuò)展程度跟不上燃?xì)猱a(chǎn)生程度時(shí),會(huì)導(dǎo)致破碎位置的壓力異常激增,壓力隨著時(shí)間進(jìn)而向整個(gè)藥室及身管傳遞拓展,各位置膛壓都有一定程度的增加,當(dāng)壓力變化超出炮膛機(jī)械強(qiáng)度時(shí),易引發(fā)災(zāi)難性事故。圖6(b)中曲線也清晰展現(xiàn)出在火炮局部膛壓出現(xiàn)異常波動(dòng),證明異常壓力在火藥沖擊破碎現(xiàn)象下極易出現(xiàn)。

圖6 火藥未破碎與模擬破碎不同時(shí)刻膛壓分布曲線Fig.6 Pressure curves inside the chamber of non-fragmentation and simulated fragmentation at different instants of time

膛底壓力和彈底壓力隨時(shí)間的變化曲線如圖7所示。

圖7 膛底壓力和彈底壓力隨時(shí)間的變化曲線Fig.7 Pressure curves with time at the bottom of the chamber and at the bottom of the bullet

由圖7可知,火炮開始發(fā)射時(shí),底火射流導(dǎo)致膛底主裝火藥先開始燃燒,膛內(nèi)放出高溫高壓燃?xì)?此時(shí)的膛底壓力高于彈底壓力,火藥顆粒推動(dòng)向彈底運(yùn)動(dòng),在彈底位置產(chǎn)生沖擊擠壓現(xiàn)象,嚴(yán)重時(shí)產(chǎn)生破碎。緊接著當(dāng)彈底壓力反高于膛底壓力時(shí),造成足夠大的反向壓力梯度,顆粒會(huì)發(fā)生反射效應(yīng)產(chǎn)生向膛底運(yùn)動(dòng)的速度,因此顆粒在彈底及膛底如此往復(fù)運(yùn)動(dòng)。合理匹配埋頭彈點(diǎn)傳火條件,可減少?gòu)椡钄D進(jìn)階段以及運(yùn)動(dòng)初期存在著的藥粒破碎使壓力驟然增長(zhǎng)的可能性。火藥模擬破碎的最大膛底壓力為481.5MPa,最大彈底壓力為375.3MPa,如表1所示,是未破碎的1.069倍及1.047倍,數(shù)值結(jié)果揭示了火藥破碎增壓現(xiàn)象。壓力波變化曲線如圖8所示。

圖8 火藥未破碎與模擬破碎壓力波曲線Fig.8 Pressure wave curves of non-fragmentation and simulated fragmentation

由圖8可知,壓力波曲線可定義為膛底壓力與坡膛處壓力之差隨時(shí)間的變化曲線,可用來表示膛內(nèi)壓力過程的波動(dòng)性。-Δpmax是指壓力波曲線上最大負(fù)峰值,可表征膛內(nèi)壓力波的強(qiáng)度。由表1可知,藥粒未破碎的曲線-Δpmax為-2.6MPa,而參與破碎為-11.0MPa,且+Δpmax為22.6MPa,破碎為33.8MPa,表明火藥顆粒破碎加劇了埋頭彈內(nèi)彈道流場(chǎng)的波動(dòng)性,是造成大振幅壓力波的一個(gè)重要原因。此外,壓力波在6.5～8.8ms發(fā)生較大振幅的上下起伏,火藥模擬破碎后起伏更加劇烈,說明若在此時(shí)間內(nèi)火藥發(fā)生意外破碎,產(chǎn)生反常危險(xiǎn)壓力波的可能性大幅增加。

3.3 彈丸速度與氣相速度分布

彈丸速度隨時(shí)間和行程的變化曲線如圖9所示。

圖9 彈丸速度隨時(shí)間和行程的變化曲線Fig.9 Curves of the projectile velocity with time and distance

由圖9可知,火藥未破碎的炮口初速v0為1146m/s,模擬破碎增至1163m/s,證明火藥顆粒的破碎會(huì)導(dǎo)致炮口初速的增加。彈丸速度在相同的時(shí)間點(diǎn)都有一定程度的增加,且隨著時(shí)間和行程的增長(zhǎng)斜率更大,這是因?yàn)榛鹚幤扑樵龃笃漕w粒燃燒表面,從而加劇其燃燒效應(yīng)。火藥固相顆粒與其燃燒釋放的高壓燃?xì)庠谔艃?nèi)的運(yùn)動(dòng)是十分復(fù)雜多變的。不同時(shí)刻氣相速度分布曲線如圖10所示。

圖10 火藥未破碎與模擬破碎不同時(shí)刻氣相速度分布曲線Fig.10 Distribution curves of the gas phase velocity at different time of non-fragmentation and simulated fragmentation

在彈丸未運(yùn)動(dòng)及擠進(jìn)階段,對(duì)比圖10未破碎與破碎狀態(tài),顆粒破碎時(shí)每一時(shí)刻氣體在膛內(nèi)達(dá)到的最大負(fù)流動(dòng)速度和最大正流動(dòng)速度都更大,鼓包程度加大,反映出在埋頭彈內(nèi)彈道循環(huán)過程中火藥藥粒破碎引發(fā)的燃?xì)獾拇罅可蓵?huì)影響到膛內(nèi)的氣體流動(dòng)狀態(tài)。藥粒破碎時(shí)更多燃?xì)獾臎_擊碰撞以及更大壓力的驅(qū)使擠壓使得火藥顆粒藥床內(nèi)彈道運(yùn)動(dòng)更多變,氣體流動(dòng)更加波動(dòng)及劇烈。

4 結(jié) 論

(1)點(diǎn)火異常下的火藥破碎使得顆粒間的沖擊作用加強(qiáng),擠壓應(yīng)力在破碎位置迅猛增加,最大擠壓應(yīng)力也從25.7MPa增至35.1MPa。同時(shí)破碎度燃面比例跟隨擠壓應(yīng)力變化增大到5.8。證明埋頭彈裝藥設(shè)計(jì)中需要合理的裝藥和點(diǎn)火程序,大力改善埋頭彈點(diǎn)傳火過程出現(xiàn)火藥破碎的情況,避免產(chǎn)生過強(qiáng)的顆粒間擠壓應(yīng)力。

(2)波動(dòng)異常的膛壓揭示了火藥破碎使得在藥床內(nèi)部會(huì)形成局部異常壓力。膛底壓力升至481.5MPa,彈底壓力升至375.3MPa,是未破碎的1.069倍及1.047倍,顯著升高的數(shù)值表明了火藥破碎增壓機(jī)制。增大的振幅及強(qiáng)烈起伏的壓力波闡明了藥粒破碎加強(qiáng)了兩相流流場(chǎng)的波動(dòng)性。這對(duì)研究埋頭彈火炮異常壓力機(jī)理及壓力波的抑制提供有益的理論指導(dǎo)。

(3)藥粒破碎后炮口初速v0增加到1163m/s,以及氣相速度鼓包程度的加大,反映了火藥藥粒的破碎使得埋頭彈內(nèi)彈道循環(huán)內(nèi)氣固兩相火藥顆粒運(yùn)動(dòng)及氣相流動(dòng)更復(fù)雜多變,膛內(nèi)相互作用更為劇烈。因此研究藥粒破碎對(duì)射擊過程的影響對(duì)埋頭彈火炮有著重要意義。