双药室低后坐能弹药技术研究

陈 晨，程广伟，豆松松，王华亭，胡 勇

(西北机电工程研究所，陕西 咸阳 712099)

现代火炮武器系统研究表明，制约火炮武器威力、机动性能提高的一个较大因素就是火炮发射时产生的后坐力，因此如何减小后坐力一直是火炮武器发展的重要方向[1]。减小后坐力主要技术途径有炮口制退器技术、反后坐装置技术、前冲击发技术、软后坐技术和膨胀波火炮技术等。其中，膨胀波火炮技术是近年来研究低后坐力火炮的热点。支建庄等[2]针对不同类型炮尾打开方式的膨胀波火炮系统运用经典内弹道理论建立了膨胀波内弹道模型，分析了不同炮尾打开方式对减后坐性能的影响。王颖泽等[3]对膨胀波火炮进行了全面、系统地的阐述研究，对发射机理、发射过程、发射性能、后喷结构等方面都进行了深入探讨，通过分析验证了膨胀波火炮在减后坐和降低身管热量方面的优越性。曹永杰等[4]对某口径无后坐火炮建立了相应的内弹道模型，分析了装药结构、喷管喉部直径和挤进压力等参数对内弹道性能的影响。

笔者在膨胀波火炮和无后坐火炮的研究基础上，提出了一种双药室低后坐能弹药结构和验证火炮结构。根据火炮内弹道理论[5]和火箭发动机内弹道理论[6]，建立了基于双药室低后坐能弹药的内弹道模型，分析了弹药后药室喉径、装药质量及燃速等参数对弹药后药室推力规律的影响，进一步研究了弹药对火炮身管后坐能的影响，为低后坐力火炮研究提供一定的理论依据。

1 弹药结构及火炮工作过程

双药室低后坐能弹药结构如图1所示，主要由弹丸、前药室及后药室组成。前药室包含非金属药筒、前发射药、前电发点火管、前点火柱；后药室包含点火环、后点火柱、后电发点火管、金属弹底座、后发射药、挡药板、拉瓦尔喷管和闭气环。

发射该弹药的验证火炮结构简图如图2所示，主要由身管、摇架、带有圆锥中心孔的炮闩和炮架等组成。弹药发射时，身管、摇架和炮闩固连在一起形成火炮后坐运动部分，并通过耳轴与炮架相连。

发射该弹药工作过程为：通过侧方的电点火器具在同一时间点着弹药前后药室内的发射药，前药室内发射药生成的燃气推动弹丸在身管内运动，同时对金属弹底座形成向后推力。后药室内达到挡药板打开压力后，燃气经弹底拉瓦尔喷管后喷产生反推力。后推力和反推力相互作用，最终合力作用在摇架上，并通过耳轴传递到炮架。

2 内弹道模型

2.1 基本假设

1)火药燃烧服从几何燃烧定律，不考虑侵蚀燃烧。

2)燃气为理想气体，服从理想气体状态方程。

3)燃气参数不随空间位置变化。

4)火药在燃烧室内完全燃烧，并且燃烧过程中燃烧温度不变。

2.2 前药室内弹道方程

前药室采用常规装药结构，其经典内弹道模型如下：

(1)

式中：ψ为火药燃去百分数；Z为火药已燃相对厚度；χ、χs、λ、λs、μ均为药形系数；Zk为分裂后碎粒全部燃烧完时的燃去相对厚度；u1为火药燃速系数；e1为火药弧厚的一半；n为燃速指数；l为弹丸行程；v为弹丸的速度；m为弹丸的质量；S为炮膛的截面积；p为膛内平均压力；φ为次要功计算系数；lψ为药室自由容积缩径长；f为火药力；ω为装药量；k为绝热系数，θ=k-1；l0为药室容积缩径长；Δ为装填密度，Δ=ω/V0,V0为药室容积；α为火药气体余容；ρp为火药密度。

后效期压力值由斯鲁哈茨基公式[7]得：

p′=pge-βt′,

(2)

式中：p′为后效期压力；pg为炮口压力；t′为以炮口为起点的延续时间；β为经验指数。

发射过程中，弹药前药室膛底压力为

(3)

作用在弹药前药室底的后坐推力为

Fq=ptS.

(4)

2.3 后药室内弹道方程

后药室内粒状药发动机内弹道方程推导如下：

(5)

后药室发射药点燃后，高温高压燃气经喷管高速流出产生推力，计算公式为

(6)

为便于计算，引入推力系数CF，则后药室推力可表示为：

Fh=CFPA.

(7)

2.4 火炮后坐部分受力分析

以图2火炮后坐部分为研究对象，其轴向主动力分析如图3所示。

联立2.2和2.3节的内弹道方程组，摇架所受轴向合力可表示为

Fz=Fq-Fh.

(8)

3 计算仿真及分析

3.1 弹丸发射内弹道计算

为了定量研究火炮发射时后坐能减少能力，以某中口径高炮的身管和装药结构为分析对象进行计算。火炮内弹道计算主要参数如表1所示。

表1 火炮内弹道主要参数

计算的弹药前药室底压力和后推力曲线如图4所示。由图4可以看出，前药室在3.53 ms时，出现最大后推力768.66 kN，前药室总冲量约为4 475.2 N·s。

3.2 弹药后药室及其装药结构参数研究

从式(5)～(7)可知，后药室的燃气压力和推力主要与喉径、装药质量及燃速等参数有关。为了研究其作用规律，以及选择与前药室最大后推力和总冲量相当的后药室最大推力和总冲量，笔者通过正交试验法[9]研究喉径、装药质量及燃速对后坐力的影响规律。

设计的三因素三水平列表如表2所示。采用L9(34)正交表优选出9个有代表性的试验方案进行仿真计算，其方案及结果如表3所示。

表2 三因素三水平表

表3 试验方案及结果

通过极差分析法[9]对表3的结果进行分析可知，对于后药室最大推力与总冲量两种试验指标，相应因素的R值计算结果如表4所示。

表4 R值计算结果

由表4可知，三因素水平变化对后药室最大推力的影响大小顺序为燃速>装药质量>喉径，对后药室总冲量的影响大小顺序为装药质量>燃速>喉径。

以后药室总冲量为主要试验指标，可取最优组合为喉径12 mm、装药质量0.5 kg、燃速系数3.0×10-8，对应的前、后药室推力曲线和身管轴向合力曲线如图5所示。

由图5可知，沿身管轴向最大推力由原来的768.66 kN(前药室最大推力)减小为-180.5 kN，火炮发射过程中所产生的总后坐冲量由原来的4 475.2 N·s减小为802.7 N·s，总后坐冲量减少82.1%。

4 结束语

基于笔者设计的双药室低后坐能弹药及其验证火炮，建立了基于双药室低后坐能弹药的内弹道模型，分析了喉径、装药质量及燃速对火炮后坐性能的影响规律。仿真计算表明，当弹药后药室喉径为12 mm、装药质量为0.5 kg、燃速系数为3.0×10-8时，发射原火炮弹丸的火炮后坐冲量减少82.1%。初步验证了火炮发射笔者提出的双药室低后坐能弹药结构可行，为大幅减小火炮的后坐力提供了一种可行的技术途径。

笔者提出的双药室低后坐能弹药对火炮后坐性能的影响规律，需要涉及更多的参数以及进行大量深入地仿真和分析，这是今后将要开展的研究工作。