馬龍旭

(中國船舶集團(tuán)有限公司第七二三研究所,江蘇 揚(yáng)州 225101)

0 引 言

目前武器減后坐技術(shù)主要分為結(jié)構(gòu)減后坐技術(shù)[1-3]和內(nèi)能源減后坐技術(shù)[4-7]。結(jié)構(gòu)減后坐技術(shù)減小武器后坐力的方法主要是通過對身管武器內(nèi)部的結(jié)構(gòu)進(jìn)行改進(jìn)[8-11],所以該減后坐技術(shù)會增加武器結(jié)構(gòu)的復(fù)雜度,從而降低武器發(fā)射的可靠性。而內(nèi)能源減后坐技術(shù)主要是將火藥燃?xì)鈴臄U(kuò)張噴管高速噴出產(chǎn)生反推力,從而降低武器的后坐力[12-14]。該技術(shù)對武器的結(jié)構(gòu)改動較小,所以結(jié)構(gòu)比較簡單,可靠性更高,而且與結(jié)構(gòu)減后坐技術(shù)相比,內(nèi)能源減后坐技術(shù)的減后坐效率更高。

然而,目前的內(nèi)能源減后坐技術(shù)減后坐效率有限,為了提高武器的減后坐能力,本文以某裝備預(yù)研項(xiàng)目、國家自然科學(xué)基金項(xiàng)目“身管武器分散裝藥順序引燃與多腔室流動控制的微后坐機(jī)理研究”(12072161)和“瞬態(tài)強(qiáng)沖擊載荷下身管武器稀疏波減后坐機(jī)理與控制方法研究”(51376090)為背景,開展某榴彈發(fā)射器雙腔室隔板控制后噴減后坐技術(shù)研究。運(yùn)用兩相流內(nèi)彈道理論[15-17]對武器發(fā)射過程進(jìn)行理論建模和數(shù)值模擬。為基于雙腔室隔板控制后噴減后坐裝置的新型高初速榴彈發(fā)射器的設(shè)計(jì)提供理論依據(jù)。

1 物理模型

1.1 減后坐原理

雙腔室隔板控制后噴減后坐方法的基本原理見圖1。首先將普通的單腔室彈丸改造成雙腔室彈丸(前腔室和后腔室),前腔室內(nèi)的火藥顆粒主要是為了給彈丸運(yùn)動提供火藥燃?xì)饽芰?而后腔室的火藥顆粒主要是為了給擴(kuò)張噴管產(chǎn)生反推力提供火藥燃?xì)饽芰?且同時也會有一部分的火藥燃?xì)鈴暮笄皇伊魅肭扒皇?達(dá)到點(diǎn)燃前腔室以及為前腔室提供火藥燃?xì)饽芰康哪康摹?/p>

圖1 雙腔室隔板控制后噴減后坐原理圖

初始狀態(tài)時,后腔室的火藥顆粒被點(diǎn)燃,產(chǎn)生火藥燃?xì)?導(dǎo)致后腔室內(nèi)的膛壓升高,后腔室的壓力首先高于傳火孔隔板的極限壓力,傳火孔隔板破碎,后腔室的火藥燃?xì)饬魅肭扒皇?但是此時后腔室的壓力還未高于后噴隔板的極限壓力,后噴隔板仍然阻隔在后腔室與噴管之間,如圖1(a)所示。隨著內(nèi)彈道過程的進(jìn)行,后腔室的膛壓進(jìn)一步提高,直至大于后噴隔板的極限壓力,后噴隔板破碎,后腔室的火藥燃?xì)忾_始流入噴管,為擴(kuò)張噴管產(chǎn)生反推力提供火藥燃?xì)饽芰?如圖1(b)所示。

1.2 減后坐裝置結(jié)構(gòu)圖

由圖2可知,雙腔室隔板控制后噴減后坐裝置主要由彈殼、節(jié)套、噴管以及噴嘴組成,該減后坐裝置通過節(jié)套加裝到榴彈發(fā)射器上,且通過身管導(dǎo)氣孔交換腔室內(nèi)的火藥燃?xì)饽芰俊?/p>

1-制退器;2-身管;3-導(dǎo)氣箍;4-節(jié)套;5-自動機(jī);6-噴管;7-噴嘴;8-機(jī)匣;9-彈殼。

2 數(shù)學(xué)模型

2.1 基本假設(shè)

雙腔室隔板控制后噴減后坐武器發(fā)射過程中,前后腔室、噴管內(nèi)的流場特性在不同階段變化很大,為了建立雙腔室隔板控制后噴武器發(fā)射過程的內(nèi)彈道兩相流模型,需對膛內(nèi)的氣、固兩相流動做出假設(shè),具體的假設(shè)可參考文獻(xiàn)[18]～[20]。

2.2 兩相流內(nèi)彈道模型

考慮雙向流動的前后腔室之間火藥燃?xì)赓|(zhì)量、動量和能量交換通過J和J′項(xiàng)體現(xiàn)出來;后腔室與噴管之間火藥燃?xì)獾馁|(zhì)量、動量和能量交換通過J″項(xiàng)體現(xiàn)出來,有：

(1)

為了使本文的公式保持一致性,做出以下規(guī)定：下標(biāo)：r、f、n分別代表后腔室內(nèi)、前腔室-身管膛內(nèi)以及噴管內(nèi)的流場參數(shù);上標(biāo)：′、″分別代表傳火孔和身管導(dǎo)氣孔處的流場參數(shù)。

(2)

(3)

(4)

(5)

(6)

式中：mg′、mp′、ug′、up′、eg′分別代表傳火孔處后腔室與前腔室交換的火藥燃?xì)赓|(zhì)量、固體顆粒質(zhì)量、通過傳火孔的火藥燃?xì)獾乃俣取⑼ㄟ^傳火孔的固體顆粒的速度、通過傳火孔的火藥燃?xì)獾哪芰?具體如何計(jì)算參考文獻(xiàn)[15]～[16];pr′、ρgr′分別代表后腔室傳火孔處的火藥燃?xì)獾膲毫兔芏取?/p>

(7)

式中：mg″、mg″、ug″、up″、eg″分別代表身管導(dǎo)氣孔處后腔室與噴管交換的火藥燃?xì)赓|(zhì)量、火藥顆粒的質(zhì)量、通過身管導(dǎo)氣孔的火藥燃?xì)獾乃俣取⒒鹚庮w粒的速度以及火藥燃?xì)獾哪芰?pr″、ρgr″分別代表后腔室身管導(dǎo)氣孔處的火藥燃?xì)鈮毫兔芏取?/p>

前腔室、噴管的內(nèi)彈道模型,前后腔室之間以及后腔室與噴管之間質(zhì)量、動量和能量交換的模型可以參考文獻(xiàn)[12]。

3 內(nèi)彈道計(jì)算結(jié)果

3.1 數(shù)值驗(yàn)證

為了驗(yàn)證本章建立的兩相流內(nèi)彈道模型以及所使用的數(shù)值求解算法和參數(shù)設(shè)置的準(zhǔn)確性,將普通榴彈發(fā)射器的兩相流計(jì)算結(jié)果與使用經(jīng)典內(nèi)彈道模型的計(jì)算結(jié)果以及試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對比。其中,膛壓是通過銅柱法[21-22]測得的,彈丸初速是通過天幕靶測得的。

由表1 內(nèi)彈道模型驗(yàn)證表可知,經(jīng)典內(nèi)彈道是將彈后空間的膛壓作為平均值計(jì)算的,所以計(jì)算結(jié)果低于兩相流內(nèi)彈道的結(jié)果。

表1 內(nèi)彈道模型驗(yàn)證表

3.2 內(nèi)彈道性能對比

由表2可知,加裝雙腔室隔板控制后噴減后坐裝置的榴彈發(fā)射器在膛壓和彈丸初速基本不變的前提下,后坐沖量由114.798 N·s下降到28.47 N·s,減后坐效率達(dá)到75.199%,證明了該減后坐裝置能夠?qū)崿F(xiàn)減后坐的功能,且前后腔室壓差未超過安全值,武器發(fā)射時的安全性也得到了保證。

表2 內(nèi)彈道性能對比表

對圖3和圖4進(jìn)行分析,雙腔室隔板控制后噴減后坐武器由于傳火孔隔板的存在使得膛底壓力和彈底壓力曲線相比于普通武器有一定的延遲。2種武器的膛壓曲線均呈現(xiàn)出先上升到峰值再下降的趨勢,這是因?yàn)樘艍褐饕艿交鹚幦細(xì)夂蛷椇罂臻g的影響。內(nèi)彈道初期,彈丸未開始運(yùn)動,膛內(nèi)處于定容燃燒階段,火藥燃?xì)獾纳闪繉μ艍鹤兓紦?jù)主導(dǎo)地位,膛壓快速升高,隨著彈丸運(yùn)動,彈后空間增加,火藥燃?xì)馍蓪?dǎo)致的膛壓上升以及彈后空間增加導(dǎo)致的膛壓下降逐漸達(dá)到平衡;到內(nèi)彈道后期,隨著火藥顆粒燃燒完全以及彈后空間繼續(xù)增加,彈后空間主導(dǎo)膛壓變化,所以膛壓上升到一定高度就開始下降。在本次的內(nèi)彈道仿真過程中,普通武器的裝藥量是10.45 g,而雙腔室隔板武器的裝藥量是9.27 g。之所以隔板武器膛底壓力的峰值不僅不低于普通武器,還略高的原因是雙腔室隔板武器不僅有前腔室的火藥顆粒為膛內(nèi)提供火藥燃?xì)?而且后腔室也為前腔室提供火藥能量,導(dǎo)致了雙腔室隔板武器的裝藥量雖然不如普通武器,但是它的膛底壓力曲線的變化趨勢與普通武器相似。

圖3 膛底壓力對比圖

圖4 彈底壓力對比圖

對圖5進(jìn)行分析,彈丸速度的變化與膛壓是密不可分的,彈底壓力作用于彈丸,彈丸才運(yùn)動,彈底壓力在內(nèi)彈道初期隨著火藥燃?xì)獾纳煽焖偕仙?使得彈丸速度也快速上升;之后彈后空間的增加又使得彈底壓力下降,彈丸速度的上升趨勢變緩。

圖5 彈丸速度對比圖

對圖6進(jìn)行分析,影響雙腔室隔板控制后噴減后坐武器后坐力的因素主要有身管的膛壓和噴管的反推力。之所以雙腔室隔板武器的后坐力曲線變化十分劇烈,是因?yàn)樘诺讐毫蛧姽芊赐屏Χ际请S著時間變化的,在內(nèi)彈道過程的不同時刻,膛底壓力和噴管反推力各自占據(jù)主導(dǎo)地位。剛開始后坐力出現(xiàn)劇烈下降的原因是此時彈丸已經(jīng)開始運(yùn)動,膛底壓力開始對武器的后坐力產(chǎn)生影響,并且由于此時從后腔室流入噴管的火藥燃?xì)饬髁坑邢?導(dǎo)致噴管產(chǎn)生的反推力并沒有足夠大。之后隨著后腔室與噴管之間的壓差增大,后腔室內(nèi)越來越多的火藥燃?xì)饬髁苛魅雵姽?使得噴管的反推力急劇增大,后坐力快速上升為正值。接下來,隨著流入噴管的火藥燃?xì)饬髁繙p少,后坐力又開始下降為負(fù)值,最后隨著膛底壓力和噴管反推力逐漸變小,后坐力趨于零。

圖6 后坐力對比圖

對圖7進(jìn)行分析,雙腔室隔板武器由于后坐力較普通武器大幅度下降,導(dǎo)致通過后坐力對時間積分得到的后坐沖量的下降幅度以及最終數(shù)值都遠(yuǎn)小于普通武器,由此可見,雙腔室隔板控制后噴減后坐裝置確實(shí)能夠提高武器的減后坐性能。

圖7 后坐沖量對比圖

4 樣機(jī)研制與試驗(yàn)驗(yàn)證

由圖8可知,將研制成功的樣機(jī)安裝在支架座上,通過上面的傳感器測定武器的后坐力,且在膛口加裝膛口制退器,通過合理設(shè)置這些減后坐裝置的參數(shù),使得榴彈發(fā)射器的減后坐效率達(dá)到最優(yōu)。

圖8 樣機(jī)實(shí)物圖

由圖9可知,由于使用前沖擊發(fā)技術(shù)點(diǎn)燃發(fā)射藥,槍管在發(fā)射過程中會有向前移動的現(xiàn)象,當(dāng)完成發(fā)射之后,復(fù)位時槍管后退到擊發(fā)位置。

圖9 樣機(jī)發(fā)射過程

通過試驗(yàn)數(shù)據(jù)表明,雙腔室隔板控制后噴減后坐技術(shù)能夠大幅度降低武器的后坐力,提高武器的內(nèi)彈道性能。

5 結(jié)束語

本章建立了雙腔室隔板控制后噴減后坐武器的兩相流內(nèi)彈道模型,其中包括后腔室內(nèi)、前腔室-身管膛內(nèi)以及噴管內(nèi)的計(jì)算域,之后與其他輔助方程聯(lián)立,構(gòu)成能夠解耦的內(nèi)彈道方程組;根據(jù)發(fā)射過程,建立了不同階段每個計(jì)算域的邊界條件;使用數(shù)值算法對方程組進(jìn)行求解。

數(shù)值模擬結(jié)果表明：普通武器的彈丸初速為450.759 m/s,膛底壓力峰值為149.591 MPa;而雙腔室隔板控制后噴減后坐武器的彈丸初速為451.396 m/s,膛底壓力峰值為151.254 MPa,和普通武器相比,雙腔室隔板武器的彈丸初速和膛底壓力峰值沒有明顯的變化。對于內(nèi)彈道參數(shù)的設(shè)置,普通武器的裝藥量為10.45 g,而雙腔室隔板武器前腔室的裝藥量為9.27 g,之所以該減后坐武器還能夠獲得與普通武器相當(dāng)?shù)膹椡璩跛偈且驗(yàn)楹笄皇业拇嬖?后腔室的火藥燃?xì)獠粌H點(diǎn)燃了前腔室的固體顆粒,還為前腔室-身管膛內(nèi)彈丸的運(yùn)動提供了能量。

減后坐性能方面,普通武器的后坐力峰值為143.924 kN,后坐沖量為114.798 N·s;而雙腔室隔板武器的后坐力峰值為42.996 kN,后坐沖量為28.47 N·s,后坐力峰值下降了70.126%,后坐沖量下降了75.199%。由此表明雙腔室隔板控制后噴減后坐裝置能夠大幅度地降低武器的后坐力和后坐沖量。