兩模塊裝藥點傳火過程及藥粒散布特性*

陳 安，余永剛

（南京理工大學能源與動力工程學院，江蘇 南京 210094）

隨著現代戰爭對野戰火炮技術性能要求的日益提高，傳統的藥包裝藥和藥筒式裝藥已不能同時滿足火炮各裝藥號快速自動裝填的要求，且勤務操作復雜、浪費大。模塊裝藥技術應運而生，它可以滿足火炮各裝藥號自動裝填的要求，提高火炮快速反應能力，且模塊間具有互換性，簡化裝藥組合方式，方便勤務管理。因此，模塊裝藥將逐步取代傳統藥包裝藥和藥筒式裝藥，成為大口徑火炮武器系統發射裝藥的發展方向[1]。

模塊裝藥點傳火過程對模塊裝藥燃燒穩定性和火炮內彈道穩定性有重要影響。目前，關于模塊裝藥點傳火過程的研究主要分為試驗研究和數值模擬兩部分。實驗研究方面，余斌[2]建立了點傳火試驗系統，通過對傳統裝藥方式的金屬傳火管和可燃傳火管、模塊裝藥組合傳火管分別進行模擬試驗，測量裝置內不同位置的壓力，并觀測傳火管破裂過程，經對比發現模塊裝藥組合傳火管和傳統裝藥可燃傳火管承壓能力遠低于金屬傳火管，模塊裝藥傳火管內傳火藥的傳火速度僅為金屬傳火管的1/10。周瑤[3]設計了模塊裝藥點傳火模擬試驗系統，通過改變傳火通道直徑和傳火藥的種類及質量，針對全裝藥開展了6種點傳火結構方案的模擬試驗，測量藥室不同位置壓力，獲得傳火時間及傳火速度等參數，優選出一種全裝藥的最佳點傳火方案。韓博等[4]設計了一種大口徑火炮模塊裝藥點傳火系統的模擬試驗裝置，并對其進行了驗證試驗，結果表明該模擬裝置可以對不同點傳火結構工況進行對比、篩選，并對大口徑火炮裝藥點傳火結構設計的安全評估具有指導作用。張洪林[5]基于上述試驗裝置，分別對不同傳火管直徑的單模塊裝藥、三模塊裝藥及五模塊裝藥進行了點傳火試驗，結果表明單模塊裝藥時，傳火通道直徑變化對點傳火一致性影響不大；多模塊裝藥時，增大傳火通道直徑使得點傳火一致性變好。數值模擬方面，陸中兵等[6]針對模塊裝藥大號裝藥的點傳火過程建立了準二維兩相流模型，分析了模塊運動情況和點傳火過程中膛內壓力分布特性。趙毅[7]針對四模塊裝藥建立了點傳火一維兩相流模型，對藥室內傳火藥粒運動、氣體速度分布及壓力分布等特性進行了分析。王育維等[8]、Dong 等[9]為了研究雙模塊裝藥可燃容器能量、發射藥質量及弧厚等對膛內壓力波的影響，建立了雙一維兩相流內彈道模型，對不同裝藥溫度和不同模塊藥盒的點傳火過程進行了數值模擬，結果表明高能量密度模塊藥盒由于燃速較快，會引起明顯的膛內壓力波，p-t曲線存在明顯雙峰現象，高溫裝藥條件下壓力波更嚴重。

目前，關于模塊裝藥點傳火過程的試驗研究，主要通過測量不同位置壓力變化特性來反映其點傳火性能，從而優選出點傳火結構參數。數值模擬方面，對藥盒破裂及藥盒破裂后發射藥粒分布的處理還停留在簡化模型上，即認為模塊藥盒瞬時破裂后發射藥粒立即形成一定固定堆積分布形態。然而，模塊裝藥點傳火過程中藥粒最終堆積是不均勻的且會受到模塊初始裝填位置等因素的影響，藥室中藥粒堆積形態決定膛內起始壓力波的大小。曾思敏[10]利用脈沖X 射線攝影技術及瞬態壓力測試系統，針對傳統裝藥方式，試驗驗證了該結論。Soper[11-12]通過雙閃光X 射線技術觀測了傳統裝藥藥粒床的速度分布及藥粒分布。East[13]、金志明[14]、宋明等[15]在此基礎上，對不同孔隙率裝藥在點傳火過程中產生的壓力波進行研究，發現裝藥孔隙率會對壓力波傳播速度產生影響。當模塊裝藥采用小號裝藥，即裝填2～3個模塊時，由于裝藥量少，藥室自由空間較大，在點傳火過程中模塊藥盒破裂后藥粒會在藥室內發生劇烈的飛散運動。藥粒運動過程中藥粒、壁面間的碰撞等因素會影響其最終堆積形態，形成具有強非均勻性的藥粒散布。這必然會導致能量源項在藥室中時空釋放的強脈動性，使膛內產生復雜的壓力波系，從而導致內彈道穩定性與發射安全性難以有效控制。因此，為了深入分析模塊裝藥膛內起始壓力波特性，研究內彈道穩定性的深層機理，首先必須了解點傳火過程中模塊裝藥藥盒破裂后藥粒的散布形態，而關于此方面的研究目前未見報道。為此，本文中設計了模塊裝藥可視化點傳火模擬試驗裝置，借助高速攝像系統，研究單元模塊小號裝藥的兩模塊裝藥點傳火過程中藥盒破裂后藥粒散布形態等特性，并建立相關理論模型進行數值模擬及驗證。

1 可視化點傳火試驗裝置

設計的模塊裝藥可視化點傳火模擬試驗裝置如圖1所示，其中最大可承壓為46 MPa。藥室的前端為擊發機構，兩側面開有可視化窗口；藥室頂部開有測壓孔，部分用于內外筒定位，其余可安裝壓力傳感器；藥室后端破孔壓螺處放置控壓膜片，保證藥室內壓力不超過安全極限值。利用高速攝像系統記錄可視化藥室內模塊裝藥點傳火全過程，拍攝速率為1 000 s?1。

圖1 可視化點傳火試驗裝置示意圖Fig.1 Schematic diagram of an visual experimental device for ignition and flame propagation

單元模塊的組成如圖2所示。其中，圖2(a)為可燃傳火管及點火藥包，放置于藥盒中心孔。為了保證試驗安全，試驗中采用模擬發射藥和少量真藥混合裝填的方式，如圖2(b)所示。模擬發射藥粒外形與真藥粒相同，裝藥孔隙率與真實發射裝藥也相同。將少量真藥做成藥包纏繞在傳火管上，目的是讓它在藥盒內燃燒，使模塊藥盒破裂。為了避免藥包本身對點傳火過程的影響，藥包采用透氣性較好的網狀紗布。裝好藥后將藥盒的端蓋膠封，并在傳火管兩端安裝密封片，裝配好的模塊藥盒如圖2(c)所示。

圖2 單元模塊的組成Fig.2 Composition of the unit module

2 結果與討論

兩模塊裝藥點傳火過程試驗中，在使用相同的裝藥模塊條件下，僅變化模塊初始組合裝填位置。設計了兩種工況進行試驗，研究兩模塊裝藥不同初始組合裝填位置對點傳火過程中藥盒破裂及藥粒散布的影響。具體試驗工況如表1所示，其中：以藥室底火側端面中心為起點，藥室軸向為X軸，記X1為藥室內模塊1底部位置，L為模塊1與模塊2間距，m1為單元模塊可燃傳火管內點火藥包的質量，m2為單元模塊內真藥粒的質量，m3為單元模塊內模擬藥粒的質量。

表1 模塊藥盒組合裝填參數Table 1 Filling parameters of the modular cartridge

圖3為工況1中兩模塊裝藥點傳火試驗火焰傳播序列。由圖3可知，底火擊發后，火焰沿著可燃中心傳火管向前傳播，依次點燃兩個模塊藥盒內的點火藥包。10 ms時，高溫高壓燃氣沖破模塊2右側密封片；20 ms時，火焰開始從模塊2中心孔噴出，且兩藥盒間形成明亮的火焰面。此后，由于點火藥包在燃燒時被破壞，藥包內的傳火藥粒隨高溫高壓燃氣沿中心傳火管向前噴出，模塊2右側藥室內火焰面自中心傳火管出口起，同時沿軸向與徑向向外擴展，形成圖3(d)中的火焰面。隨著傳火藥燃燒逐漸結束，兩藥盒間火焰面及模塊2右側藥室火焰面先后減弱直至熄滅。此時，藥室左端模塊1 底部被點燃，火焰面向右擴展，模塊1、模塊2藥盒及內部真火藥逐漸被點燃，藥室內火焰面由左向右快速傳播，約175 ms時充滿整個藥室。當藥室中的壓力達到裝置破孔壓螺處控壓膜片的破膜壓力，火藥燃氣及少量藥粒從泄壓孔噴出。對比圖3(a)與圖3(g)，發現藥室中模塊2向遠離底火端方向移動。這是因為在點傳火過程中，模塊1先被點燃，燃燒產生大量高溫高壓氣體，使得模塊2左側壓力大于右側，推動模塊2向藥室右側運動。

圖3 點傳火試驗中火焰傳播過程（工況1）Fig.3 Flame propagation process in the ignition and flame spreading test under working condition 1

圖4為工況2兩模塊裝藥點傳火試驗中火焰傳播過程序列。由圖4可知，底火擊發后，首先點燃模塊1內的點火藥包，部分灼熱傳火藥粒及高溫燃氣通過傳火管上的小孔噴入模塊藥盒內，使藥盒內發射藥粒及模塊盒體先后燃燒，另有部分傳火藥顆粒隨高溫高壓燃氣沖破模塊1右側密封片后向藥室噴出，藥室內模塊1前后逐漸形成明亮火焰面。隨后，火焰擴展至模塊2，并點燃點火藥包，50 ms時火焰從模塊2右側中心孔噴出，并在右側藥室內同時沿軸向、徑向擴展，約80 ms時基本充滿藥室，如圖4(e)所示。隨后，模塊2右側藥室內火焰逐漸衰減，如圖4(g)所示。最后藥室左側兩模塊燃燒的火焰面向右擴展至模塊2右側藥室，直至充滿整個藥室。當藥室中的壓力達到藥室出口處控壓膜片的破膜壓力，火藥燃氣及少量藥粒從泄壓孔噴出。

圖4 點傳火試驗中火焰傳播過程（工況2）Fig.4 Flame propagation process in the ignition and flame spreading test under working condition 2

根據試驗測量結果，發現兩工況下藥室內最大壓力均出現在第一測壓通道（X=50 mm），最大壓力值約40 MPa，在藥室最大承壓范圍內。對比兩種工況下的模塊裝藥點傳火過程中火焰傳播特性可知，兩模塊裝填位置右移、兩藥盒間距增大后，點傳火過程中火焰傳播至模塊2中心傳火管右端面所需時間變長，底部點火效應明顯，點傳火一致性變差，容易形成壓力波。

圖5為工況2點傳火試驗中模塊1后期運動過程序列。模塊藥盒及火藥燃燒一段時間后，藥室內燃燒逐漸變弱，火焰衰減過程中，模塊1受到左右兩端面的壓差作用，逐漸向右移動，運動至藥室右端與模塊2緊鄰。

圖5 點傳火過程中模塊1運動序列（工況2）Fig.5 Sequence diagramsof the movement of module1 in theignition and flame spreading process under working condition 2

根據圖5得到模塊1在后期的位移時間關系，如圖6所示。對比兩工況下模塊1的運動情況可知，兩模塊裝藥裝填位置遠離底火端，且模塊間距增大時，模塊1后期大幅運動階段的平均速度較低。

圖6 模塊裝藥點傳火過程中模塊1運動規律Fig.6 Movement law of module 1 in the ignition and flame spreading processof the modular charge

圖7為兩種試驗工況下兩模塊裝藥點傳火過程中的壓力-時間（p-t）關系。兩種工況下試驗裝置控壓膜片破孔壓力均設計為3 MPa。根據試驗測量結果，發現第一測壓通道（X=50 mm）壓力變化最具代表性，觀測分析其壓力曲線可知，兩模塊裝藥初始裝填位置遠離底火端且模塊間距增大時，藥室內壓力波動性變大。工況1中最大壓力附近無明顯壓力波動，工況2中最大壓力附近出現雙峰波動現象，藥室內壓力穩定性較差，且兩工況下壓力最大值相差較大。

圖7 不同工況下模塊裝藥點傳火過程中壓力隨時間的變化Fig.7 Changes of pressure with timein the ignition processes of the modular charge under different work conditions

兩工況中壓力曲線差別較大的主要原因是：兩工況中兩模塊初始組合裝填位置不同，導致試驗過程中兩模塊點傳火時間和燃燒狀況不一致。工況1中，約25 ms時火焰傳播至模塊2傳火管右側，燃燒逐漸增強，模塊2快速運動至藥室右端面，隨后控壓膜片才發生破裂，破孔發生短暫泄壓現象后迅速被傳火管、藥盒端蓋及模擬發射藥粒堵塞，之后未發生高溫高壓燃氣噴出的現象。由于藥室內模塊盒和真火藥的燃燒，壓力一直上升至較高值，所以第一通道最大壓力可達約40 MPa。工況2中，兩模塊初始間距由10 mm 增大至50 mm，模塊裝藥點傳火一致性變差。約55 ms時火焰才傳播至模塊2傳火管右側，藥室內燃燒逐漸增強，至250 ms時藥室內燃燒最劇烈，隨后控壓膜片發生破裂，因泄氣通道未發生堵塞現象，藥室內高溫高壓燃氣不斷通過噴孔噴出，藥室內壓力迅速下降，導致燃燒反應變弱，所以第一通道最大壓力僅為7.5 MPa。

工況1試驗過程中兩個模塊藥盒僅端蓋被沖開，盒體基本未發生破裂，藥粒隨兩個藥盒擠壓到藥室右端，藥粒基本未散開。工況2 試驗中，藥盒破裂面增大，模塊2底部、端蓋及模塊1端蓋全部破開，藥室右側兩個模塊藥盒為連通狀態，模塊1 底部有小部分撕裂。工況2點傳火試驗過程中模塊藥盒破裂后，模擬藥粒在高溫高壓燃氣的作用下快速向藥室右端運動，達到藥室右端后部分藥粒通過破孔壓螺噴出藥室，剩余部分藥粒與藥室右端面發生碰撞速度減小，積聚在藥室右端面附近，隨后，在重力、氣體壓力等作用下形成一定分布。對工況2藥室內最終藥粒堆積進行測量，設藥室左端面中心為零點，藥室軸向為X軸。藥粒最終分布于藥室軸向195～500 mm 區域。其中，藥室內大部分藥粒分布于軸向310～500 mm 區域，大致呈陡坡狀分布。在陡坡狀堆積表面取5 個特征點，分別位于藥室軸向350、400、450、475、500 mm 處，測量其藥粒堆積高度，如圖8所示。由圖8可知，藥室右端面附近藥粒呈陡坡狀形態堆積，隨軸向位移增大，藥粒堆積高度h增加，在藥室右端面附近測得藥粒堆積高度約為76.2 mm，略高于藥室右端面中心點。

圖8 點傳火過程結束后藥粒沿藥室軸向的分布（工況2）Fig.8 Distribution of propellant grains along the axial direction of the chamber after ignition and flame spreading under working condition 2

3 理論模型及數值模擬

根據上述試驗中工況2所用的兩模塊裝藥條件，基于CFD-DEM 方法，建立模塊裝藥藥盒破裂后藥粒散布的三維非穩態氣固兩相流模型，并進行如下簡化假設：

（1）對模塊與藥室內壁作等直徑處理；

（2）不考慮點火藥燃燒過程，點火壓力取為10 MPa；

（3）模塊藥盒按照試驗觀測到的順序破開；

（4）藥粒間及與壁面間的碰撞均采用Hertz-Mindlin 無滑動接觸模型[16]；

（5）忽略氣相與藥粒相間的傳熱作用；

（6）用Realizablek-ε 湍流模型描述藥室內的氣相湍流流動。

3.1 氣相-顆粒相耦合模型

3.1.1氣相控制方程

氣相質量守恒方程為：

氣相動量守恒方程為：

氣相能量守恒方程為：

式中：φ為氣相體積分數，ρg為氣體密度，vg為氣體速度，m˙in為氣體源相的質量流率，p為氣體壓力，Mcp為輸入氣體增加的動量，Eg為氣相總能量，Ein為輸入氣體的總能量，ρin為輸入氣體的密度。

3.1.2藥粒運動方程

平動方程為：

式中：ms為藥粒的質量，vs為藥粒的速度，Fp為藥粒所受氣相作用力，Fg為藥粒所受浮力與重力之和，Fc為藥粒與藥粒、壁面間的碰撞力。

轉動方程為：

式中：Is為藥粒的轉動慣量，ωs為藥粒的角速度，Ts為藥粒碰撞時產生的扭矩，R i為藥粒質心到接觸點的矢量，Fτ,c為藥粒與藥粒、壁面間碰撞力的切向分量。

3.2 計算模型

采用Fluent 軟件與離散元程序結合，對模塊裝藥藥盒破裂后藥粒散布進行數值模擬。對此三維氣固兩相流問題采用如圖9所示的計算模型。數值模擬中，設藥室內氣相及藥粒初始速度均為零，初始氣壓為101 325 Pa，初始溫度為300 K。選擇基于壓力求解器求解，壓力-速度耦合采用SIMPLEC 模式，密度、壓力、動量和能量方程均采用二階迎風格式。計算時間步長取2×10?5s。

圖9 模擬模型示意圖Fig.9 Simulation model

3.3 網格無關性驗證

對圖9所示的計算模型采用結構化網格進行劃分，并選取3套網格驗證網格獨立性。考慮到FLUENT與離散單元程序的耦合中網格尺寸必須大于顆粒尺寸，現顆粒尺寸為8 mm，因而選取網格尺寸分別為9、10和16 mm，相應稱為網格1、網格2和網格3。在圖9藥室中，選擇監測點C（0.26，0，?0.045），使用這3套網格計算獲得溫度T隨時間t的變化曲線進行對比。圖10為監測點處的T-t曲線，由圖10可知，網格尺寸對C點溫度影響較大。網格2與網格1相比，C點溫度平均誤差約為1.3%，網格3與網格1間的C點溫度平均誤差約為3.6%。網格2結果與尺寸最小的網格1結果基本一致，為提高計算效率，本文中采用網格2進行后續計算。

圖10 不同網格尺寸計算得到的監測點C 處溫度Fig.10 Temperature at monitoring point C calculated by using different grid sizes

3.4 數值計算結果與分析

針對圖9所示裝填條件下的兩模塊裝藥藥盒破裂后藥粒飛散過程進行模擬，計算中藥室與模塊藥盒直徑均為135 mm，可燃中心傳火管直徑為30 mm。

圖11表示兩模塊裝藥點傳火過程中的藥粒運動過程。由圖11可知，傳火藥包被點燃后向藥盒內輸入高溫燃氣，模塊1與模塊2內先后獲得高溫燃氣，藥盒內壓力逐漸升高，藥粒由于受到氣相壓力作用，逐漸獲得加速度，藥盒內靠近中心傳火管的部分藥粒首先被加速，并開始運動。在0.50 ms時，藥室內藥粒達到最大速度，約為36.9 m/s，如圖11(b)所示。模塊1端蓋瞬時破開后，端蓋附近藥盒內側壓力遠高于藥盒外側，藥粒受到極大的氣相壓力作用，獲得向右運動的趨勢。隨后，模塊2端蓋破開，端蓋附近藥粒也獲得向右運動的趨勢，如圖11(c)所示。模塊2底部破開時，模塊1內的高溫高壓燃氣已流入藥盒間的區域內，該區域內壓力上升，模塊2底部內外兩側壓差較小，附近少量藥粒獲得向左運動的趨勢，如圖11(d)所示。藥室內呈現大量藥粒向右運動，極少量藥粒向左運動的運動狀態。此后，藥室內的壓力梯度迅速減小，不會改變藥粒整體運動趨勢。如圖11(e)所示，藥粒與藥室右端發生碰撞后速度迅速變小，逐漸堆積在藥室右端面附近。如圖11(g)所示，此時藥粒橫向速度較小，藥粒主要在重力的作用下向藥室底部散落。如圖11(h)所示，600.00 ms時約99%的藥粒均處于靜止狀態，可將這一時刻的藥粒分布近似視為點傳火過程中藥粒的最終分布。

圖11 藥室內的藥粒運動速度及位置分布Fig.11 Movement velocity and distribution of propellant grains in the charge chamber

圖12為數值模擬得到的終態藥室內藥粒分布的正視圖，圖13為藥室內藥粒坡狀堆積規律試驗測量值與計算值的對比。結合圖11(h)可知，藥室內由左至右藥粒呈緩坡狀堆積與陡坡狀堆積的組合形態，陡坡狀堆積坡度角約為23.4°。由于忽略模塊藥盒的移動，計算中的水平堆積起始點較試驗測量值左移，且藥室內左側藥粒數較試驗增多。與試驗所取特征點相對應，在藥室內藥粒陡坡狀堆積表面取5個點進行測量，與試驗測量值進行對比，右端2個點誤差較大，主要原因是計算中未考慮藥室右側控壓膜片破裂后的少量藥粒噴出，因此藥室右端藥粒堆積高度略高于試驗測量值，總體上數值模擬與試驗測量值的平均誤差約為10.9%，表明計算模型是合理的。另外，在點傳火試驗過程中模擬藥粒及可燃藥盒燃燒會產生黏性物質影響藥粒分布，藥室中可燃傳火管和藥盒端蓋未完全燃燒。上述因素均會使試驗中藥粒分布的測量產生一定誤差。

圖12 終態藥粒散布正視圖Fig.12 Front view of propellant grain distribution

圖13 模擬與試驗中陡坡狀藥粒分布對比Fig.13 Comparison of steep slope distributions of propellant grains between simulation and test

為分析藥室中陡坡狀堆積的藥粒分布特性，選取600.00 ms時刻藥室內陡坡狀堆積區域等間距的6個截面（分別位于藥室軸向350、375、400、425、450和475 mm 處），分析藥室內陡坡狀藥粒堆積密度D的分布特性。

圖14表示藥室內陡坡狀藥粒堆積中垂直于X軸的不同截面處藥粒堆積密度分布。由圖14可知，相同軸向位置處的藥粒堆積表面藥粒分布較稀疏，且疏密度相差較小，但中下部藥粒堆積存在局部過疏或過密的現象，藥粒分布不均勻。隨著截面軸向位置右移，藥粒堆積高度增大，同一截面內最大與最小藥粒堆積密度的差值增大。藥粒最大堆積密度約為1 000 kg/m3。

圖14 陡坡狀堆積藥粒堆積密度分布Fig.14 Propellant grain density distribution

4 結 論

設計了模塊裝藥可視化點傳火試驗平臺，對不同初始組合裝填位置的模塊裝藥進行了點傳火過程試驗，分析了初始組合裝填位置對點傳火過程的影響。同時，針對兩模塊裝藥點傳火過程中藥粒散布問題建立了三維非穩態氣固兩相流模型并進行了數值模擬，得到以下結論。

（1）兩模塊裝藥整體裝填位置遠離底火端且藥盒裝填間距變大時，兩模塊點傳火一致性變差，模塊藥盒破裂面增大，藥室內右側兩個模塊藥盒為連通狀態，藥粒最終分布于藥室軸向195～500 mm 區域。其中，藥粒主要分布于藥室右側陡坡狀堆積區域，陡坡狀堆積沿軸向逐漸增高至藥室右端面達到最高。

（2）在試驗基礎上，建立了兩模塊裝藥藥粒散布三維非穩態氣固兩相流模型，并進行了數值模擬，藥粒散布模擬結果與試驗結果基本吻合，表明該模型是合理的，在一定程度上反映了兩模塊藥盒破裂后藥粒的散布特性。其中，模塊裝藥點傳火過程中藥盒破裂后，約0.50 ms時飛散的藥粒達到約36.9 m/s的最大速度，藥粒運動基本結束后，呈緩坡狀堆積與陡坡狀堆積的組合形態，陡坡狀堆積坡度角約為23.4°，藥室內藥粒陡坡狀堆積區域，中下部藥粒堆積密度存在局部過疏或過密現象，藥粒分布不均勻，藥粒最大堆積密度約為1 000 kg/m3。