镁合金可燃内衬对底排药柱动态形变及燃烧稳定性的影响研究

牛公杰，钱建平，钱立新，武智慧，曹成壮，李定鹏

（1.中国工程物理研究院总体工程研究所，四川绵阳621000；2.南京理工大学机械工程学院，江苏南京210094；3.沈阳东基工业集团有限公司研发部，辽宁沈阳110000）

镁合金可燃内衬对底排药柱动态形变及燃烧稳定性的影响研究

牛公杰1，钱建平2，钱立新1，武智慧2，曹成壮3，李定鹏2

（1.中国工程物理研究院总体工程研究所，四川绵阳621000；2.南京理工大学机械工程学院，江苏南京210094；3.沈阳东基工业集团有限公司研发部，辽宁沈阳110000）

为了解决复合底排药剂在发射过程中出现的药柱破碎、燃烧失稳等问题，提出了在底排药柱内腔直接加装一种具有短暂性结构保护和辅助燃烧作用的镁合金可燃内衬的防护、助燃措施。利用ABAQUS软件建立了底排药柱在极端工况条件下有、无可燃内衬时的发射过程有限元仿真分析模型，并进行了动态射击对比验证试验。仿真分析表明：可燃内衬能够有效防止底排药柱过度变形。动态射击对比验证试验结果表明：加装可燃内衬后，弹丸平均初速提高4.97 m/s；同时，底排药柱点火燃烧的一致性和稳定性均有所提高。

兵器科学与技术；底排增程技术；底排药柱；动态形变；结构完整性；燃烧稳定性；镁合金可燃内衬

0　引言

底排增程技术的原理是利用向低压区添质加能的方法，通过向弹底低压区排入高温燃气，提高底压减小底阻以达到增程的目的［1］。由于底排增程技术具有增程效率高、结构简单、成本低等特点，已被广泛应用。为了进一步提高弹丸射程，目前常用的方法是在复合增程技术的基础上进一步提高膛压和弹丸初速。但膛压和初速的提高，有时却会使底排装置在中间弹道过程发生燃烧失稳现象，底排减阻效率下降，同时炮口处高降压速率还会导致底排药柱撕裂、破碎，最终导致弹丸的最大射程和地面密集度出现波动较大的情况。

针对上述问题，科研人员对底排药柱点火机理、高降压速率条件下底排装置燃烧失稳机理方面做了大量的基础性研究工作［2-10］。底排药柱的撕裂、破碎与其膛内发射过程密不可分，虽然采用经典力学强度理论来分析底排药柱在发射过程中的强度问题对底排药柱的工程设计具有一定的指导意义［11］，但该方法并不能真实地反映底排药柱在发射过程中的动态形变过程，该方面工作需进一步深入研究。

为了解决底排药柱撕裂、破碎以及燃烧失稳等问题，本文从底排药柱发射过程动态形变的角度出发，利用ABAQUS软件建立底排药柱在极端工况条件下的发射过程有限元仿真分析模型，并根据底排药柱在发射过程中的结构形态变化特点，提出了在底排药柱内腔直接加装一种具有短暂性结构保护和辅助燃烧功能的镁合金可燃内衬的防护、助燃措施。分析了底排药柱在有、无镁合金可燃内衬条件下的变形情况，最终通过动态射击对比验证试验验证了镁合金可燃内衬的实际防护、助燃效果。

1　极端工况分析

内弹道过程中，发射装药燃烧产生的高温、高压燃气初次点燃底排药柱与辅助点火药层（目前国内使用的复合型底排药剂都是自带点火药层），同时，底排药柱在火药气体压力、轴向惯性力和离心惯性力的共同作用下发生变形。内弹道过程中膛压由环境压力跃升至峰值（最大值可达380 MPa以上）时间仅为几毫秒，使得底排药柱处于高度的动态压缩状态。底排药柱内腔表面在火药气体的冲刷侵蚀和火药颗粒的撞击作用下可能会产生不同程度的烧蚀沟痕创伤；同时，若底排药柱在发射过程中发生过度变形，极可能导致底排药柱发生撕裂、破碎。

中间弹道过程中，初始阶段由于底排装置内部仍然充满着高压气体（60～100 MPa），而外部环境压力仅为0.1 MPa，底排装置内、外部的巨大压强差使得中间弹道成为一个急剧的卸压过程，原已被点燃的底排药柱极有可能发生熄火—复燃现象，如图1所示。底排装置正常工作状态如图2所示。同时，高降压速率还有可能加剧底排药柱的撕裂、破碎，最终形成碎药抛出，如图3所示。

图2　底排装置工作正常状态Fig.2 Normal working status of base bleed unit

图3　底排碎药Fig.3 Broken charge

2　有限元模型及计算结果

2.1底排药剂材料模型

高氯酸铵/端羟基聚丁二烯（AP/HTPB）复合型底排药剂是将AP粉末颗粒、HTPB、粘合剂、金属添加剂、催化剂等物质加热，通过机械搅拌而成的一种颗粒夹杂的高分子弹性体。AP/HTPB复合底排药剂的宏观力学特性与橡胶等超弹性材料力学特性相似，其力学性能对应变率、温度变化较为敏感，本文将其近似看成为一种各向同性的超弹性材料。由于底排药柱的工况条件较为恶劣，发射工况条件下的相关力学性能数据暂时未能获取，故本文以某型橡胶的力学性能参数为基础，近似假设底排药柱发射过程中的动态力学性能如图4所示［12］。考虑到药柱高度受压，分析时采用体积可压缩的Wan Der Waals超弹性材料模型［12］。

图4　底排药剂力学性能Fig.4 Mechanical property of charge

2.2发射过程载荷

在发射过程中，底排药柱所受膛压可根据膛压-时间历程数据换算得到。以某型复合增程弹发射过程膛压变化为例，考虑发射药初期点火过程，膛压在8.5 ms时达到最大值（约为375 MPa），炮口压力约为60 MPa，并假设弹丸出炮口后，底排装置在10 ms内完成卸压，膛压曲线如图5所示。

通过对底排装置施加轴向加速度和旋转角加速度来模拟底排药柱所受的轴向惯性力和离心惯性力，轴向加速度a和角加速度γ分别为

图5　膛压曲线Fig.5 Curve of bore pressure

式中：S为弹丸横截面积；pt为膛底压力；φ1为次要功系数；m为弹丸质量；ωp为发射药质量；η为火炮缠度；R为弹丸半径。

2.3边界、约束条件

底排药柱外表面一般有1～2 mm厚的弹性体包覆层，建模时将其等效为复合底排药剂，并将底排壳体简化为刚体，底排药柱及底排装置结构示意简图如图6、图7所示。

图6　底排药柱Fig.6 Base bleed charge

图7　底排装置Fig.7 Base bleed unit

忽略药柱与壳体壁面之间的摩擦作用，通过对药柱施加运动耦合约束，尽可能使药柱的边界约束条件与真实情况相同。本文以最恶劣的工况条件为例：上端面—受火药气体压力作用，无位移约束；下端面—运动耦合约束，下端面与底排壳体沿轴向的位移保持一致；外圆柱面—运动耦合约束，外圆柱面与底排壳体内壁沿周向的位移保持一致；其他面面之间均采用无摩擦自动接触算法。

2.4仿真计算结果

采用ABAQUS EXPLICIT显示计算分析模块求解，药柱外径100 mm，内腔孔径50 mm，药柱高度90 mm，分瓣缝隙宽度3 mm.图8为最大膛压时刻药柱的变形。

图8　最大膛压时刻药柱的变形情况Fig.8 Deformation of charge at maximum bore pressure

最大膛压时刻药柱上端面处缝隙宽度有所增大，药柱内腔孔径由上而下逐渐减小，药柱内腔表面与火箭喷管下端贴合现象严重，同时，相邻分瓣面贴合现象也较为严重。药柱在该种情况下的形态变化会对其结构完整、燃烧一致性和稳定性带来不利影响，因此，有必要进一步采取相应的防护措施。

3　可燃内衬对药柱的形态变化影响

针对药柱发射过程的变形特点，本文采取在药柱内腔直接加装一种具有短暂性结构保护和辅助燃烧功能的镁合金可燃内衬。

3.1镁合金可燃内衬

镁合金的主要特点有：密度小，有利于降低附带质量；比强度高，弹性模量大，有利于强度要求；熔点、沸点低，易于燃烧，容积热值高，有助燃作用，内衬提供短暂性结构保护功能后快速燃烧消失。

镁合金可燃内衬采用薄壁圆筒结构，壁身部分按交错排列方式开设气孔，以便火药气体通过流入点燃药柱，同时也有利于内衬的燃烧，发挥其辅助燃烧功能。内衬通过底部与壳体定位，在接触表面（图9中1、2位置）处采用胶粘方式固定，以保证平时贮存和运输的要求。

图9　镁合金可燃内衬安装示意图Fig.9 Assembly structure of MCL

3.2仿真分析结果

假设除内衬与底排壳体接触的表面以外，内衬其他表面均受火药气体压力作用；实际情况下内衬通过环氧树脂与底排壳体粘结，为分析方便，假设内衬与底排壳体之间无相对滑动；由于可燃内衬与火药气体和底排燃气之间的燃烧反应极为复杂，描述比较困难，虽然火药气体温度较高，但考虑到在发射过程仅为十几毫秒，时间极短，在该时间内可燃内衬温度变化并不大（仅表面温度可能较高），为方面计算分析，暂且忽略温度变化对内衬材料力学性能的影响，同时忽略可燃内衬燃烧对自身结构尺寸变化的影响。内衬采用弹塑性材料模型，材料密度1.8 g/cm3，弹性模量45 GPa，泊松比0.34，屈服极限270 MPa，壁厚1.5 mm，气孔直径3.5 mm，孔间距与孔径之比1∶1.加装可燃内衬后的药柱在最大膛压时刻的变形情况如图10所示。

图10（a）中，内衬内壁在图中标示的1、2和3位置处与火箭喷管外壁发生接触；4、5和6位置处与药柱分瓣缝隙位置相对应，结合图10（b），内衬中部在4、5和6位置处内凹，并与火箭喷管下边缘发生接触，但内衬内壁并未与火箭喷管完全贴合，有利于火药气体进入点燃药柱。

虽然最大膛压时刻内衬变形较为严重，但在7 ms时，内衬仍可保持较好的结构形态，如图11所示。

图10　加装可燃内衬后在8.6 ms时（最大膛压时刻）的变形Fig.10 Deformation of charge with MCL at 8.6 ms

若当药柱上端面无火药气体压力作用时，内衬在最大膛压时刻并不会发生塑性变形。

药柱内腔表面的A（位于上端面）、B、C 3点（图12所示）在有、无内衬时卸压过程中的径向应力σAr、σBr和σCr的变化见图13.

图13中，无可燃内衬时，A、B、C 3点的径向应力在卸压过程中均出现剧烈的正、负振荡现象，分析其原因是由于药柱内腔无可燃内衬约束而变形过大，卸压过程中稀疏波沿药柱内腔表面传入，导致药柱内腔表面出现振荡现象，药柱极可能发生撕裂、破碎。而加装可燃内衬后，由于药柱内腔表面受可燃内衬的约束作用，卸压过程中稀疏波沿药柱内腔表面传入时并不会造成药柱内腔表面出现剧烈的振荡现象，其中σAr的振荡现象基本消失，σBr和σCr的振荡现象明显减弱，药柱径向应力变化改善明显，可有效防止药柱在卸压过程中撕裂、破碎。

针对不同的底排装置，可根据其具体的工况条件，通过优化内衬壁厚和高度来提高其结构强度和承载抗压能力。

图11　加装内衬后药柱在7 ms时的变形Fig.11 Deformation of charge with MCL at 7 ms

图12　A点、B点和C点位置Fig.12 Positions of Points A，B and C

4　动态射击对比试验验证

4.1试验方案

采用牌号为AZ31B的镁合金板材加工内衬，内衬壁厚1.5 mm，内衬与壳体之间采用环氧树脂粘结，加装可燃内衬后的底排装置见图14.

试验分为两组：第1组试验弹加装可燃内衬，数量4发；第2组试验弹无可燃内衬，数量9发。

两组弹丸的发射装药质量相同，弹丸装配完成后保温48 h，温度为15℃.弹丸射角51.5°，连续射击方式。使用DR582雷达跟踪测量弹丸速度，同时对炮口区域进行高速摄影同步监控。

图13　A点、B点和C点的径向应力变化Fig.13 Radial stresses at Points A，B and C

图14　加装可燃内衬后的底排装置Fig.14 Base bleed unit with MCL

4.2试验结果

根据雷达测量数据利用雷达系统软件反推得到弹丸炮口初速，对比试验中弹丸初速见表1，0.35 s内的v-t曲线见图15.

第1组中弹丸速度跳动为3.3 m/s，平均初速为936.63 m/s；第2组中弹丸速度跳动为5.0 m/s，平均初速为931.66 m/s.从中可以看出，加装可燃内衬后反推得到的弹丸平均初速增大4.97 m/s，相对增加0.53%.

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

图15　弹丸v-t曲线Fig.15 v-t curves of projectiles

图15中，第1组中4发弹丸的v-t曲线均较为平滑，下降趋势稳定一致；第2组中9发弹丸的v-t曲线在0.3 s前出现明显波动。结合表1和图15，由此可见，加装可燃内衬后，底排增程效果稳健性和效率增益性均有所提高。

图16为第1组弹丸炮口区域运动图像，高速摄影帧率为1000帧/s，图中图像为以炮口位置开始的第1、3、5帧，即相邻图像时间间隔为2 ms.

加装可燃内衬后，弹丸在炮口区域的底排燃气尾焰明亮，尾焰亮度及形状基本一致，弹丸尾部底排燃气流场无浓黑烟团，底排药柱无熄灭-复燃现象发生，药柱点火燃烧一致性和稳定性非常好。

对于无可燃内衬的第2组试验弹，底排燃气尾焰亮度明显下降，尾焰形状差别较大，且弹丸尾部底排燃气流场出现明显的浓黑烟团，尤其是第5发和第9发，药柱并未正常点火燃烧，药柱的点火燃烧稳定性和一致性较差，如图17所示，相邻图像时间间隔为2 ms.

图16　加装可燃内衬后的弹丸炮口区域运动图像Fig.16 Photos of projectiles with MCL in muzzle zone

图17　无可燃内衬的弹丸炮口区域运动图像Fig.17 Photos of projectiles without MCL in muzzle zone

通过对上述试验现象及数据的分析，说明可燃内衬在使弹丸初速获得增益的同时也提高了药柱的点火燃烧一致性和稳定性。

5　结论

针对底排药柱破碎、燃烧失稳等问题，本文提出了在底排药柱内腔直接加装镁合金可燃内衬的防护、助燃措施，利用ABAQUS软件建立药柱在极端工况条件下有、无可燃内衬时的发射过程有限元模型进行仿真分析，并进行了动态射击对比验证试验，得到如下结论：

1）仿真分析结果表明：可燃内衬可有效防止药柱过度变形；同时，受可燃内衬约束作用，卸压过程中由稀疏波沿药柱内腔表面传入而引起的径向应力振荡现象基本消失或振荡幅度明显减小，可有效防止底排药柱撕裂、破碎。

2）动态射击对比验证试验结果表明：加装可燃内衬后的所有弹丸在炮口区域v-t曲线的光滑平稳程度和多发一致性较好，且弹丸平均初速增益达4.97 m/s.加装可燃内衬后的底排燃气尾焰都非常明亮清晰，底排药柱点火燃烧完全正常，底排药柱的燃烧一致性和稳定性均有所提高。

3）底排药柱内腔直接加装镁合金可燃内衬是一种简单、实用的防护、助燃措施。同时，为了更加准确地描述底排药柱在发射过程中的形态变化，需开展底排药柱在高应变率以及不同温度条件下的力学性能研究工作，该方面的研究工作也是后续基金项目的重点研究内容。

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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

国家自然科学基金青年基金项目（11402248）

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