鎂合金可燃內襯對底排藥柱動態形變及燃燒穩定性的影響研究

牛公杰，錢建平，錢立新，武智慧，曹成壯，李定鵬

（1.中國工程物理研究院總體工程研究所，四川綿陽621000；2.南京理工大學機械工程學院，江蘇南京210094；3.沈陽東基工業集團有限公司研發部，遼寧沈陽110000）

鎂合金可燃內襯對底排藥柱動態形變及燃燒穩定性的影響研究

牛公杰1，錢建平2，錢立新1，武智慧2，曹成壯3，李定鵬2

（1.中國工程物理研究院總體工程研究所，四川綿陽621000；2.南京理工大學機械工程學院，江蘇南京210094；3.沈陽東基工業集團有限公司研發部，遼寧沈陽110000）

為了解決復合底排藥劑在發射過程中出現的藥柱破碎、燃燒失穩等問題，提出了在底排藥柱內腔直接加裝一種具有短暫性結構保護和輔助燃燒作用的鎂合金可燃內襯的防護、助燃措施。利用ABAQUS軟件建立了底排藥柱在極端工況條件下有、無可燃內襯時的發射過程有限元仿真分析模型，并進行了動態射擊對比驗證試驗。仿真分析表明：可燃內襯能夠有效防止底排藥柱過度變形。動態射擊對比驗證試驗結果表明：加裝可燃內襯后，彈丸平均初速提高4.97 m/s；同時，底排藥柱點火燃燒的一致性和穩定性均有所提高。

兵器科學與技術；底排增程技術；底排藥柱；動態形變；結構完整性；燃燒穩定性；鎂合金可燃內襯

0　引言

底排增程技術的原理是利用向低壓區添質加能的方法，通過向彈底低壓區排入高溫燃氣，提高底壓減小底阻以達到增程的目的［1］。由于底排增程技術具有增程效率高、結構簡單、成本低等特點，已被廣泛應用。為了進一步提高彈丸射程，目前常用的方法是在復合增程技術的基礎上進一步提高膛壓和彈丸初速。但膛壓和初速的提高，有時卻會使底排裝置在中間彈道過程發生燃燒失穩現象，底排減阻效率下降，同時炮口處高降壓速率還會導致底排藥柱撕裂、破碎，最終導致彈丸的最大射程和地面密集度出現波動較大的情況。

針對上述問題，科研人員對底排藥柱點火機理、高降壓速率條件下底排裝置燃燒失穩機理方面做了大量的基礎性研究工作［2-10］。底排藥柱的撕裂、破碎與其膛內發射過程密不可分，雖然采用經典力學強度理論來分析底排藥柱在發射過程中的強度問題對底排藥柱的工程設計具有一定的指導意義［11］，但該方法并不能真實地反映底排藥柱在發射過程中的動態形變過程，該方面工作需進一步深入研究。

為了解決底排藥柱撕裂、破碎以及燃燒失穩等問題，本文從底排藥柱發射過程動態形變的角度出發，利用ABAQUS軟件建立底排藥柱在極端工況條件下的發射過程有限元仿真分析模型，并根據底排藥柱在發射過程中的結構形態變化特點，提出了在底排藥柱內腔直接加裝一種具有短暫性結構保護和輔助燃燒功能的鎂合金可燃內襯的防護、助燃措施。分析了底排藥柱在有、無鎂合金可燃內襯條件下的變形情況，最終通過動態射擊對比驗證試驗驗證了鎂合金可燃內襯的實際防護、助燃效果。

1　極端工況分析

內彈道過程中，發射裝藥燃燒產生的高溫、高壓燃氣初次點燃底排藥柱與輔助點火藥層（目前國內使用的復合型底排藥劑都是自帶點火藥層），同時，底排藥柱在火藥氣體壓力、軸向慣性力和離心慣性力的共同作用下發生變形。內彈道過程中膛壓由環境壓力躍升至峰值（最大值可達380 MPa以上）時間僅為幾毫秒，使得底排藥柱處于高度的動態壓縮狀態。底排藥柱內腔表面在火藥氣體的沖刷侵蝕和火藥顆粒的撞擊作用下可能會產生不同程度的燒蝕溝痕創傷；同時，若底排藥柱在發射過程中發生過度變形，極可能導致底排藥柱發生撕裂、破碎。

中間彈道過程中，初始階段由于底排裝置內部仍然充滿著高壓氣體（60～100 MPa），而外部環境壓力僅為0.1 MPa，底排裝置內、外部的巨大壓強差使得中間彈道成為一個急劇的卸壓過程，原已被點燃的底排藥柱極有可能發生熄火—復燃現象，如圖1所示。底排裝置正常工作狀態如圖2所示。同時，高降壓速率還有可能加劇底排藥柱的撕裂、破碎，最終形成碎藥拋出，如圖3所示。

圖2　底排裝置工作正常狀態Fig.2 Normal working status of base bleed unit

圖3　底排碎藥Fig.3 Broken charge

2　有限元模型及計算結果

2.1底排藥劑材料模型

高氯酸銨/端羥基聚丁二烯（AP/HTPB）復合型底排藥劑是將AP粉末顆粒、HTPB、粘合劑、金屬添加劑、催化劑等物質加熱，通過機械攪拌而成的一種顆粒夾雜的高分子彈性體。AP/HTPB復合底排藥劑的宏觀力學特性與橡膠等超彈性材料力學特性相似，其力學性能對應變率、溫度變化較為敏感，本文將其近似看成為一種各向同性的超彈性材料。由于底排藥柱的工況條件較為惡劣，發射工況條件下的相關力學性能數據暫時未能獲取，故本文以某型橡膠的力學性能參數為基礎，近似假設底排藥柱發射過程中的動態力學性能如圖4所示［12］。考慮到藥柱高度受壓，分析時采用體積可壓縮的Wan Der Waals超彈性材料模型［12］。

圖4　底排藥劑力學性能Fig.4 Mechanical property of charge

2.2發射過程載荷

在發射過程中，底排藥柱所受膛壓可根據膛壓-時間歷程數據換算得到。以某型復合增程彈發射過程膛壓變化為例，考慮發射藥初期點火過程，膛壓在8.5 ms時達到最大值（約為375 MPa），炮口壓力約為60 MPa，并假設彈丸出炮口后，底排裝置在10 ms內完成卸壓，膛壓曲線如圖5所示。

通過對底排裝置施加軸向加速度和旋轉角加速度來模擬底排藥柱所受的軸向慣性力和離心慣性力，軸向加速度a和角加速度γ分別為

圖5　膛壓曲線Fig.5 Curve of bore pressure

式中：S為彈丸橫截面積；pt為膛底壓力；φ1為次要功系數；m為彈丸質量；ωp為發射藥質量；η為火炮纏度；R為彈丸半徑。

2.3邊界、約束條件

底排藥柱外表面一般有1～2 mm厚的彈性體包覆層，建模時將其等效為復合底排藥劑，并將底排殼體簡化為剛體，底排藥柱及底排裝置結構示意簡圖如圖6、圖7所示。

圖6　底排藥柱Fig.6 Base bleed charge

圖7　底排裝置Fig.7 Base bleed unit

忽略藥柱與殼體壁面之間的摩擦作用，通過對藥柱施加運動耦合約束，盡可能使藥柱的邊界約束條件與真實情況相同。本文以最惡劣的工況條件為例：上端面—受火藥氣體壓力作用，無位移約束；下端面—運動耦合約束，下端面與底排殼體沿軸向的位移保持一致；外圓柱面—運動耦合約束，外圓柱面與底排殼體內壁沿周向的位移保持一致；其他面面之間均采用無摩擦自動接觸算法。

2.4仿真計算結果

采用ABAQUS EXPLICIT顯示計算分析模塊求解，藥柱外徑100 mm，內腔孔徑50 mm，藥柱高度90 mm，分瓣縫隙寬度3 mm.圖8為最大膛壓時刻藥柱的變形。

圖8　最大膛壓時刻藥柱的變形情況Fig.8 Deformation of charge at maximum bore pressure

最大膛壓時刻藥柱上端面處縫隙寬度有所增大，藥柱內腔孔徑由上而下逐漸減小，藥柱內腔表面與火箭噴管下端貼合現象嚴重，同時，相鄰分瓣面貼合現象也較為嚴重。藥柱在該種情況下的形態變化會對其結構完整、燃燒一致性和穩定性帶來不利影響，因此，有必要進一步采取相應的防護措施。

3　可燃內襯對藥柱的形態變化影響

針對藥柱發射過程的變形特點，本文采取在藥柱內腔直接加裝一種具有短暫性結構保護和輔助燃燒功能的鎂合金可燃內襯。

3.1鎂合金可燃內襯

鎂合金的主要特點有：密度小，有利于降低附帶質量；比強度高，彈性模量大，有利于強度要求；熔點、沸點低，易于燃燒，容積熱值高，有助燃作用，內襯提供短暫性結構保護功能后快速燃燒消失。

鎂合金可燃內襯采用薄壁圓筒結構，壁身部分按交錯排列方式開設氣孔，以便火藥氣體通過流入點燃藥柱，同時也有利于內襯的燃燒，發揮其輔助燃燒功能。內襯通過底部與殼體定位，在接觸表面（圖9中1、2位置）處采用膠粘方式固定，以保證平時貯存和運輸的要求。

圖9　鎂合金可燃內襯安裝示意圖Fig.9 Assembly structure of MCL

3.2仿真分析結果

假設除內襯與底排殼體接觸的表面以外，內襯其他表面均受火藥氣體壓力作用；實際情況下內襯通過環氧樹脂與底排殼體粘結，為分析方便，假設內襯與底排殼體之間無相對滑動；由于可燃內襯與火藥氣體和底排燃氣之間的燃燒反應極為復雜，描述比較困難，雖然火藥氣體溫度較高，但考慮到在發射過程僅為十幾毫秒，時間極短，在該時間內可燃內襯溫度變化并不大（僅表面溫度可能較高），為方面計算分析，暫且忽略溫度變化對內襯材料力學性能的影響，同時忽略可燃內襯燃燒對自身結構尺寸變化的影響。內襯采用彈塑性材料模型，材料密度1.8 g/cm3，彈性模量45 GPa，泊松比0.34，屈服極限270 MPa，壁厚1.5 mm，氣孔直徑3.5 mm，孔間距與孔徑之比1∶1.加裝可燃內襯后的藥柱在最大膛壓時刻的變形情況如圖10所示。

圖10（a）中，內襯內壁在圖中標示的1、2和3位置處與火箭噴管外壁發生接觸；4、5和6位置處與藥柱分瓣縫隙位置相對應，結合圖10（b），內襯中部在4、5和6位置處內凹，并與火箭噴管下邊緣發生接觸，但內襯內壁并未與火箭噴管完全貼合，有利于火藥氣體進入點燃藥柱。

雖然最大膛壓時刻內襯變形較為嚴重，但在7 ms時，內襯仍可保持較好的結構形態，如圖11所示。

圖10　加裝可燃內襯后在8.6 ms時（最大膛壓時刻）的變形Fig.10 Deformation of charge with MCL at 8.6 ms

若當藥柱上端面無火藥氣體壓力作用時，內襯在最大膛壓時刻并不會發生塑性變形。

藥柱內腔表面的A（位于上端面）、B、C 3點（圖12所示）在有、無內襯時卸壓過程中的徑向應力σAr、σBr和σCr的變化見圖13.

圖13中，無可燃內襯時，A、B、C 3點的徑向應力在卸壓過程中均出現劇烈的正、負振蕩現象，分析其原因是由于藥柱內腔無可燃內襯約束而變形過大，卸壓過程中稀疏波沿藥柱內腔表面傳入，導致藥柱內腔表面出現振蕩現象，藥柱極可能發生撕裂、破碎。而加裝可燃內襯后，由于藥柱內腔表面受可燃內襯的約束作用，卸壓過程中稀疏波沿藥柱內腔表面傳入時并不會造成藥柱內腔表面出現劇烈的振蕩現象，其中σAr的振蕩現象基本消失，σBr和σCr的振蕩現象明顯減弱，藥柱徑向應力變化改善明顯，可有效防止藥柱在卸壓過程中撕裂、破碎。

針對不同的底排裝置，可根據其具體的工況條件，通過優化內襯壁厚和高度來提高其結構強度和承載抗壓能力。

圖11　加裝內襯后藥柱在7 ms時的變形Fig.11 Deformation of charge with MCL at 7 ms

圖12　A點、B點和C點位置Fig.12 Positions of Points A，B and C

4　動態射擊對比試驗驗證

4.1試驗方案

采用牌號為AZ31B的鎂合金板材加工內襯，內襯壁厚1.5 mm，內襯與殼體之間采用環氧樹脂粘結，加裝可燃內襯后的底排裝置見圖14.

試驗分為兩組：第1組試驗彈加裝可燃內襯，數量4發；第2組試驗彈無可燃內襯，數量9發。

兩組彈丸的發射裝藥質量相同，彈丸裝配完成后保溫48 h，溫度為15℃.彈丸射角51.5°，連續射擊方式。使用DR582雷達跟蹤測量彈丸速度，同時對炮口區域進行高速攝影同步監控。

圖13　A點、B點和C點的徑向應力變化Fig.13 Radial stresses at Points A，B and C

圖14　加裝可燃內襯后的底排裝置Fig.14 Base bleed unit with MCL

4.2試驗結果

根據雷達測量數據利用雷達系統軟件反推得到彈丸炮口初速，對比試驗中彈丸初速見表1，0.35 s內的v-t曲線見圖15.

第1組中彈丸速度跳動為3.3 m/s，平均初速為936.63 m/s；第2組中彈丸速度跳動為5.0 m/s，平均初速為931.66 m/s.從中可以看出，加裝可燃內襯后反推得到的彈丸平均初速增大4.97 m/s，相對增加0.53%.

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

圖15　彈丸v-t曲線Fig.15 v-t curves of projectiles

圖15中，第1組中4發彈丸的v-t曲線均較為平滑，下降趨勢穩定一致；第2組中9發彈丸的v-t曲線在0.3 s前出現明顯波動。結合表1和圖15，由此可見，加裝可燃內襯后，底排增程效果穩健性和效率增益性均有所提高。

圖16為第1組彈丸炮口區域運動圖像，高速攝影幀率為1000幀/s，圖中圖像為以炮口位置開始的第1、3、5幀，即相鄰圖像時間間隔為2 ms.

加裝可燃內襯后，彈丸在炮口區域的底排燃氣尾焰明亮，尾焰亮度及形狀基本一致，彈丸尾部底排燃氣流場無濃黑煙團，底排藥柱無熄滅-復燃現象發生，藥柱點火燃燒一致性和穩定性非常好。

對于無可燃內襯的第2組試驗彈，底排燃氣尾焰亮度明顯下降，尾焰形狀差別較大，且彈丸尾部底排燃氣流場出現明顯的濃黑煙團，尤其是第5發和第9發，藥柱并未正常點火燃燒，藥柱的點火燃燒穩定性和一致性較差，如圖17所示，相鄰圖像時間間隔為2 ms.

圖16　加裝可燃內襯后的彈丸炮口區域運動圖像Fig.16 Photos of projectiles with MCL in muzzle zone

圖17　無可燃內襯的彈丸炮口區域運動圖像Fig.17 Photos of projectiles without MCL in muzzle zone

通過對上述試驗現象及數據的分析，說明可燃內襯在使彈丸初速獲得增益的同時也提高了藥柱的點火燃燒一致性和穩定性。

5　結論

針對底排藥柱破碎、燃燒失穩等問題，本文提出了在底排藥柱內腔直接加裝鎂合金可燃內襯的防護、助燃措施，利用ABAQUS軟件建立藥柱在極端工況條件下有、無可燃內襯時的發射過程有限元模型進行仿真分析，并進行了動態射擊對比驗證試驗，得到如下結論：

1）仿真分析結果表明：可燃內襯可有效防止藥柱過度變形；同時，受可燃內襯約束作用，卸壓過程中由稀疏波沿藥柱內腔表面傳入而引起的徑向應力振蕩現象基本消失或振蕩幅度明顯減小，可有效防止底排藥柱撕裂、破碎。

2）動態射擊對比驗證試驗結果表明：加裝可燃內襯后的所有彈丸在炮口區域v-t曲線的光滑平穩程度和多發一致性較好，且彈丸平均初速增益達4.97 m/s.加裝可燃內襯后的底排燃氣尾焰都非常明亮清晰，底排藥柱點火燃燒完全正常，底排藥柱的燃燒一致性和穩定性均有所提高。

3）底排藥柱內腔直接加裝鎂合金可燃內襯是一種簡單、實用的防護、助燃措施。同時，為了更加準確地描述底排藥柱在發射過程中的形態變化，需開展底排藥柱在高應變率以及不同溫度條件下的力學性能研究工作，該方面的研究工作也是后續基金項目的重點研究內容。

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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

國家自然科學基金青年基金項目（11402248）

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