液体发射药迫击炮低压发射性能的数值及实验研究

刘 宁,高永峰,於永硕,梁雨霞,孙明亮

(1.南京理工大学 机械工程学院,江苏 南京 210094;2.中国兵器工业导航与控制技术研究所,北京 100089)

进入信息化时代以来,精确打击成为高技术条件下现代战争的典型特征,精确制导炮弹被越来越广泛地应用于实际战争中,深刻改变了现代战争的作战模式[1-3]。传统大威力火炮初速高、射程远,但同时高膛压、高过载的膛内发射环境给制导炮弹研制造成了困难,使用成本居高不下。低膛压、高初速火炮发射技术作为制导炮弹发射平台的重要发展方向,成为国际火炮技术的研究热点[4]。迫击炮是典型的低膛压火炮,火力机动性高,是步兵不可缺少的火力支援武器。为了提高迫击炮火力打击精度,世界各国研制了大量精确制导迫击炮弹[5-7]。传统固体发射药火炮点火后装药同步燃烧,最大膛压对装药量敏感,而液体发射药迫击炮采用液体药喷射燃烧发射原理,最大膛压低,膛压充满度高,弹丸膛内过载低,为制导炮弹提供了理想的发射条件,近些年液体发射药迫击炮得到了快速发展。液体发射药迫击炮在击发后,由底火点燃尾管内基本装药,当尾管压力达到破孔压力后,高温高压火药燃气从传火孔喷入燃烧室,推动喷射活塞向左运动,压缩贮液室中液体药,液体药从喷射活塞孔喷入燃烧室,雾化燃烧产生高温高压燃气,推动弹丸运动,形成喷雾燃烧循环,直到弹丸飞离炮口。

高永峰[8]提出了一种带有增压室的再生式液体发射药火炮结构方案,可在喷孔面积为常数的条件下提高膛压曲线充满度。陆林[9]初步建立了再生式液体发射药迫击炮内弹道模型,与实验参数匹配较好,并着重探究了喷射结构对内弹道特性的影响。杨博伦等[10]搭建了液体发射药迫击炮试验系统,发现在低膛压条件下没有大幅高频压力振荡产生,且采用液体药可提高发射药能量利用率,证实了再生式液体发射药迫击炮具有较高的工程应用价值。孙明亮等[11]建立了带燃烧反应的液体发射药迫击炮两相流计算模型,研究了气相流场与液体发射药喷射燃烧间的耦合关系及压力振荡形成机理,证明了液体发射药迫击炮良好的燃烧稳定性和工程化潜力。陈粒[12]设计了液体发射药迫击炮自动加注系统,建立了加注系统联合仿真模型,研究了加注系统动态特性,为自动加注系统工程应用提供了参考。

针对制导迫击炮弹质量大、对膛内过载敏感的特点,本文建立了液体发射药迫击炮内弹道模型,并进行实验验证,研究液体发射药迫击炮膛内特性,重点分析装填条件对最大膛压、膛内过载的影响规律,为液体发射药迫击炮发射制导炮弹提供理论指导。

1 液体发射药迫击炮内弹道模型

1.1 贮液室控制方程

设贮液室液体药总质量为m,液体药喷射质量为mL,向燃烧室喷射质量流量为

(1)

液体药喷射相对质量流率为

(2)

式中:CD为流量系数,AD为喷孔面积,ρL为贮液室液体药密度,uL为液体药喷射速度,η为液体药相对流量。

设贮液室初始容积为VL0,初始液体密度为ρL0,活塞运动位移为lp,贮液室断面积为AR,贮液室液体质量守恒方程为

VL0ρL0-(VL0-ARlp)ρL=mη

(3)

由于VL0ρL0=m,可得贮液室液体密度方程为

ρL=m(1-η)/(VL0-ARlp)

(4)

贮液室中液体药状态方程为

(5)

式中:pL为贮液室液体药压力,pL0为液体药初始压力,B为液体药体积模量,C为液体药体积模量系数。

1.2 射流雾化模型

根据非稳态伯努利方程[13]建立液体药喷射模型:

(6)

式中:pC为燃烧室压力,LD为活塞喷孔长度。

采用COOK和WOODLEY的实验公式[14-15]计算射流雾化后平均液滴直径:

(7)

式中:Cl为经验系数,b为经验指数,取值为Cl=1.2,b=-1.8。

1.3 燃烧室控制方程

考虑喷入燃烧室的雾化液滴的先后顺序,将内弹道期间雾化液滴分成N个颗粒群,假设液滴按照压力指数燃烧定律进行燃烧,其质量变化率为

(8)

(9)

式中:i=1,2,…,N;mi,ri,Ai分别为第i组液滴的质量、半径和表面积;u1为燃速系数;n为燃速指数。

燃烧室中燃气满足Nobel-Abel状态方程,可得到燃烧室压力为

pC=mψfLτ/Vψ

(10)

式中:ψ为液体药相对已燃百分比,fL为液体药火药力,τ为相对温度。

Vψ=V0+Als+AClp-[m(η-ψ)/ρL]-m(ψ-ξ)α

(11)

式中:V0为燃烧室初容积,A为身管截面积,ls为弹丸位移,AC为燃烧室断面积,ξ为燃气相对泄漏量,α为燃气余容。

能量平衡方程为

(12)

式中:ms为弹丸质量,vs为弹丸速度,φs为弹丸运动次要功系数,mp为活塞质量,vp为活塞速度,φp为活塞运动次要功系数,k为燃气比热比,θ为比热计算系数。

由于迫击炮弹的定心部与膛壁之间有一定的间隙,在射击过程中,随着弹丸的运动,火药燃气不断从间隙流出,从而降低内弹道效率[16],燃气的相对泄漏量为

(13)

式中:δ为弹管间隙,CA为泄露系数,vj为弹丸极限速度。

(14)

1.4 活塞和弹丸运动方程

活塞运动方程为

(15)

dlp/dt=vp

(16)

弹丸运动方程为

dvs/dt=ApC/(φsms)

(17)

dls/dt=vs

(18)

2 结果与分析

2.1 液体发射药迫击炮系统实验测试

研制了60 mm口径液体发射药迫击炮实验系统,如图1所示,迫击炮弹从炮口装填,再生喷射机构置于身管底部,采用自动加注系统精确控制加注药量,系统主要参数如表1所示。在贮液室和燃烧室分别装有压力传感器,炮口设置测速靶。测试系统中的压力传感器为瑞士Kistler公司生产的6215B型压电型压力传感器,数据采集设备为奥地利Dewetron公司生产的DEWE2-A4多通道高速数据采集系统,采样频率为200 kHz。

图1 液体发射药迫击炮实验测试系统Fig.1 Liquid propellant mortar test system

表1 试验系统主要参数Table1 Main parameters of test system

实验采用的液体药为OTTO-Ⅱ单元液体发射药,该发射药也作为热动力鱼雷的常用推进剂,其主要成分为:丙二醇二硝酸脂占76%(质量比)、稳定剂(邻硝基二苯胺)占1.5%、稀释剂(癸二酸二丁脂)占22.5%,物性参数如表2所示。

表2 OTTO-Ⅱ液体发射药物性参数Table 2 OTTO-Ⅱ property parameters

采用制式标准弹丸质量1.5 kg进行全装药射击试验,贮液室与燃烧室测试压力曲线如图2所示,点火后燃烧室压力迅速升高,0.5 ms左右突破10 MPa,0.5～2.5 ms内压力上升速率减缓,压力基本维持在10～15 MPa之间。0.5 ms左右点火压力大于活塞启喷压力,液体药喷入燃烧室,初始喷入燃烧室的射流速度较低、液滴直径大,液滴燃烧速度慢,点火延迟时间较长,大约为2.5 ms,在此期间燃烧室压力上升速率缓慢,随后液体药充分吸热蒸发,燃速加快,膛压迅速升高。同时,在点火期间,点火压力冲击作用和活塞启喷扰动使贮液室出现较大幅度压力波动,进入正常喷射循环后贮液室压力趋于平稳。测得弹丸初速为254 m/s,燃烧室最大压力为39 MPa。同时液体发射药迫击炮膛压曲线脉宽大,膛压充满度高,可获得更高炮口初速,因此发射制导弹药更具优势。从实验压力曲线还可看到,在低膛压条件下膛内液体药燃气压力规律稳定,传统高膛压液体发射药火炮中常见的大幅高频压力振荡现象已基本消除。

图2 贮液室与燃烧室实验压力Fig.2 Experimental pressure of liquid storage chamber and combustion chamber

为了进一步说明液体发射药迫击炮低膛压、高初速发射能力,引入火炮效率概念。火炮效率是衡量发射药使用效率的指标,高火炮效率意味着可以使用更少的发射药使弹丸获得更高的初速。火炮效率γg可由下式计算:

(19)

式中:vg为炮口初速。根据实验结果可计算出液体发射药迫击炮效率为39%。

2.2 内弹道计算结果及分析

忽略点火过程,以活塞启动时刻开始内弹道计算,对应实验曲线压力13 MPa,约为1.75 ms时刻。采用前述液体发射药迫击炮内弹道模型,计算了燃烧室压力如图3所示,实验燃烧室最大压力为39 MPa,炮口初速为254 m/s;计算燃烧室最大压力为39.6 MPa,炮口初速为274 m/s。

图3 燃烧室压力Fig.3 Combustion chamber pressure

可见,燃烧室计算压力与测试压力具有较好的一致性,建立的内弹道模型能够用于模拟液体发射药迫击炮膛内过程。图4、图5分别为膛内时期活塞运动速度与射流速度随时间变化曲线,可见活塞最大速度为3.9 m/s,射流速度最大为145.6 m/s。

图4 活塞运动速度Fig.4 Piston movement speed

图5 射流速度Fig.5 Jet velocity

2.2.1 装药量对内弹道性能影响

取弹丸质量1.5 kg时,计算不同装药量燃烧室压力曲线如图6所示。

图6 不同装药量燃烧室压力曲线Fig.6 Pressure curve of combustion chamber with different charge

装药量从20 g变化到40 g,燃烧室最大压力逐渐升高,当装药量为40 g时,燃烧室达到最大压力40 MPa,最大膛压对应的最小装药量称为最大膛压装药量。然而,随着装药量继续增大,最大膛压不再升高,并且在最大膛压前各装药压力上升速率几乎相同。这是由于液体发射药火炮采用再生喷射原理,液体药时序喷入燃烧室燃烧,最大膛压主要决定于再生喷射机构与液体药流量,受装药量影响很小,提高装药量能够在不增大最大膛压条件下,提高压力曲线充满度,有效提高弹丸初速。众所周知,对于普通固体发射药迫击炮或榴弹炮,通过增加装药量可以提高初速和射程,但最大膛压会随着装药量增加而不断升高,高初速必然伴随着高膛压,给弹炮系统研制带来了巨大困难。因此,液体发射药迫击炮是破解传统火炮低膛压、高初速发射难题的理想方案,对发射制导弹药具有明显优势。

不同装药量下,弹丸速度曲线如图7所示,内弹道效率对比见表3。

图7 弹丸速度曲线Fig.7 Projectile velocity curve

表3 不同装药下内弹道性能Table 3 Performance of different charges

液体药装药量从20 g增加到80 g,弹丸初速从219 m/s升高到331 m/s,而最大膛压始终仍保持在40 MPa不变。而93式60 mm迫击炮最大初速为329 m/s,最大膛压在70 MPa以上,因此液体发射药迫击炮表现出明显的低膛压、高初速特性。但随着装药量增加,液体发射药迫击炮内弹道效率从35.8%减小到28.7%,这是由于装药量增大后,喷射结束点后移,而身管长度不变,新生成火药燃气作用弹丸时间减小,内弹道效率下降,说明要充分发挥液体发射药迫击炮高初速性能,需使用更长的身管。

2.2.2 弹丸质量对内弹道性能影响

保持60 g装药量不变,计算弹丸质量分别为1.5 kg,2.5 kg和3.5 kg时的燃烧室压力,如图8所示。可以看出,随着弹丸质量增加,最大膛压明显升高,液体药喷射结束点逐渐前移,内弹道效率逐渐升高,说明增加弹丸质量有利于提高发射药做功能力,可以更充分利用液体发射药。弹丸质量增大使最大膛压升高这一规律与固体发射药火炮类似,但液体药火炮膛压对弹丸质量具有较低的敏感性,当弹丸质量为3.5 kg,比原来增加130%,最大膛压仅增加了40%。说明液体发射药迫击炮可以发射较轻的常规弹药与更重的制导炮弹,使得液体药迫击炮相比固体发射药迫击炮有着更好的弹药适配性。

图8 不同弹丸质量下燃烧室压力曲线Fig.8 Pressure curve with different projectile-weights

不同弹丸质量情况下弹丸过载曲线如图9所示。可以明显看到,在弹丸质量增加130%,最大膛压提升40%的情况下,弹丸最大过载反而降低了39%,低于5 000g,相比之下,93式60 mm迫击炮的弹丸最大过载高于9 000g,这是因为再生式液体发射药迫击炮膛压对弹丸质量的低敏感性,大弹丸质量所导致的膛压增加对弹丸过载的影响远小于弹丸质量增加的影响,这也是液体发射药迫击炮发射制导炮弹的另一优势。

图10给出了不同弹丸质量下炮口初速,内弹道性能对比见表4。可见弹丸质量增加不可避免地降低了弹丸炮口初速,可以通过适当增加装药量,在不改变膛压与过载的前提下实现更高的初速。

图10 不同弹丸质量下弹丸速度曲线Fig.10 Projectile velocity curve with different projectile-weights

表4 不同弹丸质量下内弹道性能Table 4 Internal ballistic performance of different projectile-weights

同时,随着弹丸质量增加,内弹道效率逐渐提高,这是由于弹丸质量增加导致喷射结束点提前,使得火药燃气具有更高的做功能力。

3 结束语

针对炮射精确制导弹药低过载发射需求,本文研究一种低膛压液体发射药迫击炮发射技术,建立了内弹道计算模型,研究了液体发射药质量、弹丸质量对内弹道特性的影响。主要结论如下:①液体发射药迫击炮具有突出的低膛压特性,最大膛压只决定于再生喷射机构,在最大膛压装药量基础上增加装药量,最大膛压保持不变,而膛压充满度逐渐升高,从而实现低膛压、高初速发射性能。②与传统固体发射药迫击炮相比,液体发射药迫击炮表现出对弹丸质量的低敏感性,在弹丸质量增加130%的情况下,膛压仅增加40%,而弹丸最大过载降低了39%,使其发射过载远低于常规火炮,对发射制导弹药具有明显优势。③液体发射药迫击炮低膛压、高初速和对弹丸质量的低敏感性,使其可以在同一发射平台下,仅通过调整装药量适配发射不同质量的弹丸,满足制导炮弹大质量、低过载的发射需求,具有较好的应用前景。