液體發射藥迫擊炮內彈道燃燒穩定性

孫明亮， 陸林， 劉寧， 張相炎

(1.南京理工大學 機械工程學院， 江蘇 南京 210094; 2.中國空氣動力研究與發展中心 超高速空氣動力研究所， 四川 綿陽 621000)

0 引言

迫擊炮具有結構簡單、彈道多變的特點，始終在戰爭中發揮著重要的作用。但現有迫擊炮通過人工調整藥包數量改變初速，自動化程度低，不能滿足現代戰爭對于火炮的智能化需求。再生式液體發射藥火炮是一種能夠提升火炮自動化程度的新概念火炮[1]，可將其原理應用于迫擊炮。即利用液體發射藥取代現有迫擊炮附加藥包，通過定量加注裝置實現快速定量加注，有利于實現迫擊炮系統的自動化與無人化。早期關于液體發射藥火炮的研究中追求高炮口動能，內彈道膛內壓力峰值一般在250 MPa以上，容易誘發不穩定燃燒問題[2]，影響發射安全，成為制約液體發射藥火炮工程化應用的最大難題。迫擊炮是低膛壓火炮，可減少燃燒不穩定現象的影響，為液體發射藥迫擊炮的研制提供了有利條件。

為研究液體發射藥迫擊炮的內彈道性能與燃燒穩定性，可借鑒國內外學者關于再生式液體發射藥火炮的研究方法。金志明等[3]和Coffee[4]均建立過基于不同工程假設的內彈道零維計算模型，可以較為準確地再現內彈道壓力變化，但不能合理描述不穩定燃燒中的高頻壓力振蕩現象。劉寧等[5]建立考慮區域截面積變化的二維兩相流模型程序，耦合環形射流霧化過程，復現出壓力振蕩的主振型。王亮寬等[6]建立貯液室激波模型，補全了內彈道計算中的一個上游邊界條件，認為壓力振蕩與聲學激勵間關系密切。但這些研究中均使用工程方法對液體發射藥的燃燒過程進行簡化，只能定性推測液體發射藥燃燒過程與機械結構、燃燒室結構等出現不同形式的耦合造成不穩定燃燒。燃燒作為液體發射藥進行能量轉化的重要過程，是分析液體發射藥迫擊炮燃燒穩定性的重要基礎。隨著研究水平的不斷提升，對液體發射藥火炮中常用的單元發射藥點火、燃燒過程的研究已變得越發豐富。莊逢辰等[7]基于試驗結果建立了OTTO-II液滴著火模型，并分析了幾種典型因素對著火溫度的影響。Swami等[8]研究了不同壓力下OTTO-II的火焰結構。上述文獻為建立包含燃燒反應的液體發射藥迫擊炮內彈道計算模型提供了可能。

近年來，計算流體力學技術得到長足進展，在相關領域中利用計算流體力學方法對瞬態反應流場中的熱交換、分子輸運等現象的數值模擬均取得顯著成果。Xue等[9]利用計算流體力學方法對整裝式液體發射藥火炮進行數值仿真，結果較為理想。Cheng等[10]結合雙流體模型和集總參數模型較為準確地計算了雙腔室發射裝置內部的流場發展，為后續的結構改進提供了參考。Kassoy[11]與Taghavi等[12]分別通過計算流體力學方法建立液體推進劑火箭發動機燃燒室模型并取得了較好的仿真結果，其中Kassoy通過建立詳盡的液體推進劑燃燒熱力學模型，得到化學反應速率與燃燒室壓力振蕩的因果關系，并提出抑制壓力振蕩的魯棒控制方法。馬龍澤等[13]利用計算流體力學方法計算底部排氣裝置出炮口時發射藥流動特性和點火具瞬態燃燒特性，得到流場發展的詳細過程與火焰細節結構，分析了高溫燃氣射流的耦合特性。由此可見，可以利用計算流體力學方法建立帶有化學反應的液體發射藥迫擊炮內彈道計算模型，進而更為直觀地觀測燃燒室內的燃燒過程，對各參量間的耦合過程進行分析，有利于研究其燃燒穩定性。

本文以液體發射藥迫擊炮內彈道特性研究為背景，測試其內彈道過程中燃燒室壓力變化與迫擊炮彈出炮口速度，并根據試驗建立帶燃燒反應的液體發射藥迫擊炮兩相流計算模型，對燃燒室內的反應流場進行模擬，分析復雜氣相流場與液體發射藥噴射燃燒間的耦合關系及壓力振蕩形成機理。

1 液體發射藥迫擊炮試驗

1.1 液體發射藥迫擊炮

根據再生式液體發射藥火炮原理設計的60 mm液體發射藥迫擊炮結構原理如圖1所示，主要包括貯液室、噴射活塞、燃燒室、身管與迫擊炮彈等，各項參數如表1所示。

圖1 60 mm液體發射藥迫擊炮結構原理圖Fig.1 Schematic diagram of 60 mm liquid propellant mortar

發射前貯液室中加注有液體發射藥，迫擊炮彈尾部的基本裝藥管中裝有點火藥。發射時迫擊炮彈從炮口裝填進身管，受重力作用下落，基本裝藥管撞擊噴射活塞上的擊針后點火藥被點燃。點火藥迅速燃燒生成火藥燃氣，當燃燒室壓力達到噴孔啟動壓力后噴孔開啟，貯液室中的液體發射藥從噴孔中噴射進入燃燒室，直至貯液室中的液體發射藥全部噴完。

表1 60 mm液體發射藥迫擊炮結構參數Tab.1 Structural parameters of 60 mm liquid propellant mortar

1.2 測試系統

圖2為60 mm液體發射藥迫擊炮瞬態測試系統示意圖，包括60 mm液體發射藥迫擊炮、壓力傳感器、電荷放大器、數據采集器、計算機、脈沖計時儀和測速靶。在壓電效應的作用下壓力傳感器將燃燒室和貯液室中的壓力按比例轉化為電荷量，經電荷放大器變換為電壓信號后傳遞給數據采集器進行實時記錄，最后獲得壓力- 時間曲線。為獲取膛內不穩定燃燒產生的高頻壓力振蕩數據，測試中采用德國Kistler公司制造的6215B型壓電型測壓傳感器，測試系統采樣率為200 kHz. 迫擊炮彈出炮口速度使用通靶測速法進行測試。在測試前將測定兩道靶板間距Δx，迫擊炮彈出炮口后利用脈沖計時儀測定迫擊炮彈先后通過兩道靶板的時間Δt，則迫擊炮彈出炮口初速可近似為Δx/Δt.

圖2 60 mm液體發射藥迫擊炮瞬態測試系統示意圖Fig.2 Schematic diagram of 60 mm liquid propellant mortar transient measurement system

1.3 試驗結果

利用60 mm液體發射藥迫擊炮開展實彈射擊試驗，取得一組典型的燃燒室和貯液室監測點壓力曲線如圖3所示，燃燒室最大壓力33.04 MPa，貯液室最大壓力41.10 MPa，炮口初速為213.8 m/s. 由圖3可見，從0.3 ms開始貯液室中出現了較為明顯的早期壓力振蕩，最大振蕩壓力接近27.5 MPa. 由于貯液室內的液體發射藥具有一定的可壓縮性，當燃燒室壓力上升速度過快、對貯液室內的液體發射藥形成沖擊時，會造成這種貯液室早期壓力振蕩。貯液室早期壓力振蕩的最大幅值低于貯液室工作狀態下的最大壓力，也遠低于貯液室設計壓力，即不會破壞貯液室結構(見圖4)。由圖4中貯液室早期壓力振蕩曲線可以看出，這種振蕩呈現出典型的阻尼振蕩特性，在0.6 ms時振蕩已經趨于收斂，而此時噴孔尚未完全開啟，因此貯液室早期壓力振蕩不會影響噴射流量。

圖3 燃燒室與貯液室實測壓力Fig.3 Measured pressures in combustion chamber and liquid chamber

圖4 貯液室早期壓力振蕩Fig.4 Early pressure oscillation in the liquid chamber

圖5為對實測燃燒室壓力進行頻譜分析得到的結果。由圖5可知，燃燒室中存在微弱的壓力振蕩，主要振蕩頻率為3.02 kHz，幅值0.124 MPa，為最大壓力的0.38%，不會對發射安全性產生影響。頻率16.9 kHz與24.5 kHz也存在壓力振蕩，但幅值更低。與再生式液體發射火炮中幅值為最大壓力10%～50%的壓力振蕩相比[5]，液體發射藥迫擊炮中的壓力振蕩幅值小，燃燒穩定性好，具有工程化潛力。

圖5 燃燒室壓力頻譜Fig.5 Spectrum of combustion chamber pressure

2 數值模擬

為進一步分析60 mm液體發射藥迫擊炮中的燃燒穩定性問題，需對其內彈道過程進行數值模擬。在整個內彈道過程中，點火藥燃燒、液體發射藥噴射霧化、液體發射藥蒸發- 燃燒、噴射活塞運動以及迫擊炮彈運動等過程同時進行，因此需建立耦合上述過程的帶燃燒反應的液體發射藥迫擊炮兩相流計算模型。

2.1 物理模型

以噴射活塞上的噴孔開啟作為0 ms時刻計算。噴孔打開前，點火藥燃燒、燃燒室狀態、貯液室狀態與迫擊炮彈運動通過內彈道集總模型[14]計算。針對液體發射藥迫擊炮內彈道特性作如下假設[15]：

1)點火藥燃氣與液體發射藥燃氣均為多組分有黏理想可壓氣體；

2)燃燒室內的流場發展與液體發射藥射流均視為二維軸對稱流動；

3)貯液室是只含有液體發射藥的單相流體域，其中液體發射藥是密度均勻的可壓等溫流體；

4)液體發射藥液滴作為均質物質處理，液體發射藥蒸氣與火藥燃氣不溶于液滴；

5)液體發射藥液滴內部不發生反應，液相蒸發轉化為氣相的相變過程發生在液滴表面；

6)不考慮由熱輻射和壓縮引發的液滴升溫；

7)內彈道過程忽略重力的影響。

2.2 點火藥燃燒模型

點火藥燃燒產生的燃氣構建燃燒室初始點火環境，壓縮貯液室內的液體發射藥，燃燒室內壓力又會影響點火藥燃燒速度，因此點火藥燃燒過程與燃燒室流場發展是相互耦合的，需要建立點火藥燃燒模型。試驗中所用的點火藥為固體單基藥，燃燒過程近似遵從幾何燃燒規律。在流場發展過程中點火藥的燃燒可描述為固相向高溫氣相的質量轉換，因此其燃燒方程組如下：

(1)

2.3 貯液室流體控制模型

燃燒室內的壓力作用于噴射活塞上，壓縮貯液室空間并提升貯液室壓力，使液體發射藥從噴射活塞上的噴孔中噴射進入燃燒室燃燒。為計算噴射活塞運動、液體發射藥噴射速度與噴射流量，需建立貯液室流體控制模型。貯液室內液體發射藥的狀態為時間的函數，其控制方程包括貯液室流體質量守恒方程、流量方程、Tait流體狀態方程、噴孔非穩態Bernoulli噴射方程與噴射活塞運動方程[17]，聯立為貯液室液體控制模型如下：

(2)

式中：ml為液體發射藥裝藥質量；η為相對已噴質量；ρl為當前時刻液體發射藥密度；VR,0為貯液室初始容積；AR為貯液室端面面積；sP為噴射活塞當前行程；cD為噴孔流量系數；vl為當前時刻液體發射藥噴射速度；ρl,0為初始狀態液體發射藥密度；AD與LD分別為噴孔截面積與長度；pD為噴孔出口平均壓力；pR,0為初始狀態貯液室平均壓力；pR為當前時刻貯液室平均壓力；K與C分別為液體發射藥體積模量和體積模量系數；pP為當前時刻噴射活塞端面壓力；φP為噴射活塞運動阻力系數；mP為噴射活塞質量；AP為噴射活塞端面面積。方程中常數取值參考文獻[15]。

2.4 液體發射藥噴射霧化模型

高壓噴射系統中射流離開噴口后迅速破碎為液滴，因此在計算中將液體發射藥注入燃燒室的過程近似為服從Rosin-Rammler分布的液滴群從噴孔處入射[18]，大于直徑d的液滴質量分數Yd的表達式為

(3)

使用非定常歐拉- 拉格朗日模型求解液體發射藥液滴在燃燒室內的行為，即利用拉格朗日方法追蹤液滴運動，利用歐拉方法計算液滴與氣相之間的傳熱與傳質，氣相與液相之間的耦合通過控制附加源項來完成。其中氣相的連續性方程、動量方程、能量方程、組分輸運方程和液滴運動方程分別為

(4)

(5)

(6)

(7)

(8)

(9)

式中：ρd為液滴密度。

計算中采用RNGk-ε雙方程模型描述湍流過程，該模型考慮應變率影響，對燃燒室內高雷諾數湍流燃燒過程適應性更好，能夠捕捉到液滴對湍流的阻尼效應和湍流脈動對液滴隨機運動的影響。

2.5 液體發射藥蒸發- 燃燒模型

關于含能液體火焰結構的試驗研究表明，含能液滴的燃燒過程包括蒸發、熱分解與燃燒3個階段[8]。其中蒸發過程為物理行為，熱分解過程與燃燒過程為化學行為。在之前的研究中研究者對液體發射藥液滴的燃燒過程進行簡化，使用幾何燃燒規律描述液滴向燃氣的質量轉移和燃燒放能，與真實流場差異較大。為研究詳細的流場發展需要建立液體發射藥蒸發- 燃燒模型，即首先是液體發射藥受熱蒸發為可燃性氣體，然后是可燃氣體進行化學反應釋放能量。

試驗中使用的OTTO-Ⅱ型液體發射藥的理化特性[7，19]如表2中所示，主要由1,2丙二醇硝酸酯(PGDN)、葵二酸二丁酯(DBS)和2-硝基苯胺(NDPA)按76∶22.5∶1.5的質量比構成，混合物等效分子式為C2.745H5.248O3.045N0.929.

表2 OTTO-II型液體發射藥理化特性Tab.2 Physical and chemical properties of OTTO-IIliquid propellant

液滴的傳熱與蒸發受周圍環境的對流和擴散控制，當溫度低于沸點時氣相與液滴間的對流傳熱計算方法為

(10)

式中：md、cd和Ad分別為液滴質量、液滴定壓比熱容和液滴表面積；Td為液滴溫度；h為對流導熱系數；T∞為遠場氣相溫度；hd為液滴蒸發潛熱。

高溫高壓下的液滴蒸發傳質方法參考Sazhin[20]的研究，當液滴溫度低于沸點時液滴質量md的變化為

(11)

式中：kc為傳質系數；Ys為液滴表面蒸汽質量分數；Y∞為遠場氣相中蒸汽質量分數。

當液滴溫度達到沸點溫度后液滴溫度不再變化，此時的蒸發速率為

(12)

式中：dd為液滴直徑；k∞為遠場氣相導熱系數；c∞為遠場氣相定壓比熱容；Red為液滴雷諾數。

燃燒模型采用單步總包反應機理：

C2.745H5.248O3.045N0.929→0.352H2O(g)+0.465N2+
1.817H2+0.227CH4+0.175CO2+2.343CO.

(13)

反應速率ωr由Arrhenius定律控制，即

(14)

式中：Ar為指前因子；βr為溫度指數；Er為化學反應活化能；R為摩爾氣體常數；T為溫度。方程中常數取值參考文獻[19]。

燃燒過程的生成熱QP通過HESS定律計算[21]：

(15)

2.6 計算域與邊界條件

圖6 計算域和環形噴孔網格Fig.6 Computational domain and meshes of annular nozzle

采用二維軸對稱模型建立的燃燒室計算域和環形噴孔網格如圖6所示。圖6中，x為沿身管軸線方向距離，r為沿徑向距離。壓力監測點位置與60 mm液體發射藥迫擊炮瞬態測試系統中燃燒室壓力傳感器安放位置相同。其中噴射活塞與噴孔為具有相同運動速度的動網格，其運動速度由貯液室控制模型求解。迫擊炮彈為動網格，其網格運動速度定義為

(16)

式中：vB為迫擊炮彈運動速度；pB為彈底壓力；AB為彈底面積；φB為運動阻力系數；mB為迫擊炮彈質量。在計算中采用動態鋪層網格技術描述邊界的運動行為。以噴射活塞上的噴孔開啟作為0 ms時刻，根據內彈道集總模型[14]計算得此時點火藥已燃百分比為45%，燃燒室內壓力為11 MPa，溫度為2 500 K. 借助計算流體力學軟件Fluent中的求解器，嵌入點火藥燃燒模型、貯液室控制方程等程序，收斂判斷依據為所有殘差不大于10-6.

3 數值模擬結果分析

3.1 結果對比

內彈道主要參數對比如表3所示，圖7為試驗與數值模擬得到的燃燒室監測點壓力曲線對比，圖8為試驗測得的貯液室監測點壓力與數值模擬得到的貯液室平均壓力對比。在數值模擬中貯液室內液體藥在3.32 ms噴射結束，此后貯液室壓力不再參與計算，因此主要對比噴射結束前的貯液室壓力。由圖7、表3中數據可知，數值模擬得到的結果與試驗結果吻合度高。由于在數值模擬中貯液室使用平均壓力進行計算，忽略貯液室中真實存在的壓力波動，使模擬曲線較試驗曲線平緩，造成3.5%的誤差。

表3 試驗與數值模擬結果對比Tab.3 Comparison of experimental and numericallysimulated results

圖7 試驗與數值模擬燃燒室壓力對比Fig.7 Comparison of experimental and numerically simulated combustion chamber pressures

圖8 試驗與數值模擬貯液室壓力對比Fig.8 Comparison of experimental and numerically simulated liquid chamber pressures

對數值模擬燃燒室壓力信號進行頻譜分析，得到的頻譜如圖9所示，其主要振蕩頻率為3.03 kHz，17.4 kHz與21.6 kHz附近也存在幅值更低的壓力振蕩。對比圖4可知，數值模擬得到的燃燒室壓力振蕩頻譜與試驗結果基本一致。由此可見，數值模擬能復現60 mm液體發射藥迫擊炮燃燒室壓力變化，可以捕捉到壓力振蕩現象，驗證了本文帶燃燒反應的液體發射藥迫擊炮兩相流模型的合理性。

圖9 數值模擬燃燒室壓力振蕩頻譜Fig.9 Spectrum of combustion chamber pressure in the numerical simulation

3.2 噴射燃燒特性分析

考慮到內彈道過程中燃燒室的壓力變化受液體發射藥的噴射與燃燒影響，因此應從液體發射藥的噴射燃燒特性開展研究。液滴運動速度與氣相運動速度演變過程如圖10所示。由圖10可見：在0.75 ms時液體發射藥開始形成穩定射流，射流貫穿距72.5 mm，此時射流近乎于垂直入射進入燃燒室，在Rayleigh-Taylor不穩定性作用下射流頭部發生扭曲，形成傘狀噴霧形態；隨后，氣相受射流帶動發展出多個氣渦，其中一個大尺度氣渦出現在射流與燃燒室壁面之間的回流區；大尺度氣渦擠壓射流使射流向燃燒室軸線方向偏轉，射流頭部傘狀結構逐漸消失并呈現出向內聚并的-4°噴霧錐角，這與張玉榮等[22]采用X光對環形射流噴射試驗觀察到的聚并現象一致。2.75 ms時回流區渦旋效應加強，大尺度氣渦發生分裂，形成兩個運動方向相反的旋渦；兩個氣渦不斷地撕扯射流，使上游射流受到強烈擾動，加速液體發射藥在燃燒室內的擴散。

圖10 液滴速度與氣相速度演變Fig.10 Evolution of droplet velocity and gas phase velocity

液體發射藥自身含有氧化劑，其燃燒反應不需要與氧化劑發生預混，只要達到點火條件即可進行，因此燃燒室內的燃燒為典型的湍流預混燃燒。液體發射藥燃燒的火焰結構發展用圖11中的溫度云圖表征，其中固體點火藥燃氣的溫度約為2 500 K，從中可以看出其火焰結構包含3個區域：首先，射流上游噴孔附近的液滴大量從周圍環境吸收熱量蒸發為液體發射藥蒸氣，但燃燒放熱尚未開始，使得蒸發區溫度低于1 200 K；進而，液體發射藥蒸汽達到點火條件開始放熱反應，形成的反應區溫度約為1 500 K；最后，液體發射藥蒸汽所含化學能全部轉變為燃氣的內能，形成約為1 800～2 000 K的高溫燃氣區。對比圖11中3個不同時刻的溫度云圖可以發現，液體發射藥的燃燒過程也受到氣渦的影響。0.75 ms時刻回流區氣渦強度較小，液體發射藥蒸氣在射流周圍燃燒，反應區厚度較大。隨后，氣渦能量增強，回流區形成一個旋渦火焰結構。2.75 ms時高溫已燃氣體受回流區兩個較強氣渦的強制對流作用影響與射流上游混合，提升上游蒸發區與反應區的溫度，加速放熱反應的進行。由此可見，氣渦的強制對流作用能夠促進高溫已燃氣體與液體發射藥蒸氣的混合，從而加速液體發射藥蒸氣的燃燒。

圖11 燃燒室內溫度云圖Fig.11 Temperature nephograms of combustion chamber

3.3 壓力振蕩機理分析

試驗與數值模擬得到的燃燒室壓力曲線中均有小幅壓力振蕩現象，是不穩定燃燒的一種表現，有必要對這種壓力振蕩的產生原因進行分析。圖12為數值模擬中0.39～0.54 ms時刻燃燒室內壓力分布，是一次典型的壓力振蕩發展過程。圖12(a)中液體發射藥射流出現一次集中燃燒，短時間內消耗大量液體發射藥蒸氣并提升射流附近的壓力，形成的局部高壓驅使燃氣向四周快速擴散。當沿身管軸線方向擴散的燃氣撞擊到運動速度相對較低的彈底后擴散受到滯止，在身管內形成由彈底向噴射活塞運動的反射波，如圖12(b)所示。0.45 ms時刻噴射活塞附近的液體發射藥蒸氣再次被點燃，射流周圍的壓力緩慢上升。0.48 ms時刻由彈底向噴射活塞運動的反射波進入燃燒室強化回流區的氣渦，強化液體發射藥蒸氣與高溫已燃氣體的混合，誘發出現新一輪的集中燃燒，最終形成圖12(e)中0.51 ms時刻更高的壓力峰值，并再次趨勢燃氣向四周擴散。對比圖12(f)與圖12(b)可知，這一輪集中燃燒后燃燒室內的平均壓力也得到了提升。在內彈道過程中存在多次如前所示的過程，即液體發射藥集中燃燒產生向四周擴散的壓力波，壓力波撞擊固定壁面后形成反射波引發新一輪集中燃燒，使壓力表現為一種振蕩發展。

圖12 燃燒室內壓力分布Fig.12 Pressure distributions in combustion chamber

圖13為2.7 ms時刻的梯度對數，用以表征流場中的壓力波系分布。從圖13中不難發現，此時燃燒室內的壓力波系較身管內的強度高，均以液體發射藥射流為起點向四周擴散。當壓力波傳遞到靜止的燃燒室壁面后會形成反射波，反射波向燃燒室軸線方向傳播，促使高溫已燃氣體與液體發射藥蒸氣混合，對燃燒形成脈動式激勵。考慮到圓筒形燃燒室的聲學特性，其徑向振蕩固有頻率可由(17)式估算：

(17)

式中：fR為徑向振蕩頻率;kz為正整數;a為氣體音速;rc為空腔半徑。燃燒室半徑0.04 m，燃燒室內平均聲速約為1 390 m/s，則其固有頻率約為17.38 kHz，與試驗中16.9 kHz的壓力振蕩頻率基本相符。以此推測，沿燃燒室徑向傳播的壓力波對燃燒產生的脈動式激勵，形成頻率為16.9 kHz的壓力振蕩。

圖13 t=2.7 ms時刻壓力梯度對數Fig.13 Logarithm of pressure gradient for t=2.7 ms

4 結論

本文通過設計60 mm液體發射藥迫擊炮，測試其內彈道壓力變化與迫擊炮彈出炮口速度，并建立帶燃燒反應的液體發射藥迫擊炮兩相流計算模型，對內彈道過程中的現象進行模擬。所得主要結論如下：

1)60 mm液體發射藥迫擊炮燃燒穩定性好。液體發射藥迫擊炮中壓力振蕩幅值為最大壓力的0.38%，不會對發射安全性產生影響，具有工程化潛力。數值模擬與試驗結果的吻合度高，且可以復現壓力振蕩現象，說明本文建立的帶燃燒反應的液體發射藥迫擊炮兩相流模型具有合理性。

2)液體發射藥的噴射與燃燒均受到燃燒室內氣渦的影響。氣渦會改變射流形態，其對射流的擾動有利于加速液體發射藥在燃燒室內的擴散。燃燒室內的火焰有明顯的渦結構，氣渦的強制對流作用可以加速液體發射藥蒸氣的燃燒。

3)反射波引發的液體發射藥集中燃燒使壓力表現為一種振蕩發展，即液體發射藥集中燃燒產生向四周擴散的壓力波，壓力波撞擊固定壁面后形成反射波強化高溫已燃氣體與液體發射藥射流的混合，引發新一輪集中燃燒。沿燃燒室徑向方向傳播的壓力波系通過促進高溫已燃氣體與液體發射藥蒸氣混合，形成頻率為16.9 kHz的壓力振蕩。

本文對液體發射藥迫擊炮進行了初步試驗研究并驗證了計算模型的合理性，但目前還不能對試驗中3.02 kHz的壓力振蕩給出合理解釋。下一步應繼續通過試驗與數值模擬相結合的方法對結構參數進行優化設計，并進一步分析不穩定燃燒的產生機理，為發展液體發射藥迫擊炮技術提供理論基礎。