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彈藥發(fā)射安全性試驗研究

文檔作者：聶林濤邱峻黃明文檔來源： 92060部隊大連		點(diǎn) 擊數(shù)：	更新時間： 2021年05月08日
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總第218期
2012年第8期
艦船電子工程
Ship Electronic Engineering
Vo1．32 No．8
110
彈藥發(fā)射安全性試驗研究
聶林濤邱峻黃明
(92060部隊大連l16041)
摘要通過動態(tài)活度比的概念，建立了描述發(fā)射藥破碎程度的方法。應(yīng)用該方法做了彈藥發(fā)射安全性試驗，獲得了擠壓破碎發(fā)射藥
的破碎程度以及擠壓應(yīng)力與發(fā)射藥破碎程度的關(guān)系。研究了破碎發(fā)射藥對彈藥發(fā)射安全性能的影響。
關(guān)鍵詞發(fā)射藥；破碎；動態(tài)活度；燃燒性能
中圖分類號TJ430．63
Study of Propellant Dynamic Vivacity’S Experiment
NIE Lintao QIU Jun HUANG Ming
(No．92060 Troops of PI A，Dalian 116041)
Abstract The method for the fracture degree of propellant is established through dynamic vivacity ratio． I'he safety ext~eriment of am—
munition propellant was finished by this method．The fracture degree of pressed propellant and the relationship between the extrusion force
and the fracture degree of propellant is gained．The influence of ammunition propellant afetly caused by fractured propellant are studied．
Key W ords gun propellant，fracture，dynamic vivacity，conflagrant capability
Class Number TJ430．63
· 鬈 四發(fā)破黻
現(xiàn)代戰(zhàn)爭對武器性能的要求越來越高，通過提高裝填
密度和采用高能發(fā)射藥提高彈丸初速，使火炮膛內(nèi)裝填條
件愈加復(fù)雜 ]，膛內(nèi)燃燒與力學(xué)環(huán)境越來越惡劣，發(fā)射安全
性問題也更加突出。自美軍在朝鮮戰(zhàn)場和越南戰(zhàn)場發(fā)生
76mm加農(nóng)炮和175mm加農(nóng)炮膛炸以來，世界各國都相繼
在研制、演習(xí)和戰(zhàn)場上發(fā)生過由發(fā)射裝藥系統(tǒng)引起的膛炸
事故。發(fā)射安全性問題受到國內(nèi)外專家的廣泛重視瞳 ]。
目前公認(rèn)的發(fā)射藥受擠壓破碎是造成膛炸的主要原因之
一l[]
， 因此準(zhǔn)確定量描述發(fā)射藥破碎程度，研究發(fā)射藥破碎
對彈藥發(fā)射安全性能的影響十分重要。
2 試驗
2．1 相關(guān)概念
發(fā)射藥破碎后導(dǎo)致燃燒表面積增加，發(fā)射藥破碎程度
與初始燃面的大小密切相關(guān)，借助密閉爆發(fā)器實(shí)驗，首先測
得其戶～f，曲線，然后通過一些轉(zhuǎn)換來得到破碎發(fā)射藥的破
碎程度即動態(tài)活度L[ ，L的定義為
，，^
L一 ／PP (1)
“ 0
式中，P為密閉爆發(fā)器內(nèi)的壓力，P 為壓力最大值。動態(tài)活
度表示了當(dāng)?shù)貕毫l件時，單位壓力下的壓力變化速率，它
集中反映了發(fā)射藥在燃燒條件下燃?xì)獾纳商匦约叭紵?
度特性。引進(jìn)動態(tài)活度比L／L。，L為破碎發(fā)射藥動態(tài)活
度，L。為標(biāo)準(zhǔn)發(fā)射藥動態(tài)活度。
* 收稿日期：2012年2月21日，修回日期：2012年3月28日
作者簡介：聶林濤，男，助理工程師，研究方向：彈藥工程。
試驗條件：采用了破碎發(fā)射藥與標(biāo)準(zhǔn)發(fā)射藥交替試驗，
以便兩者進(jìn)行對比。采用650ml的密閉爆發(fā)器，3#硝化棉
點(diǎn)火，水循環(huán)冷卻。試驗裝藥情況見表1。
表1 發(fā)射藥動態(tài)活度試驗裝藥情況
2．3 試驗設(shè)備
密閉爆發(fā)器結(jié)構(gòu)示意圖如圖1所示。其中1是本體，2
是放氣塞，3是密封銅環(huán)，5是點(diǎn)火塞，在點(diǎn)火塞中裝有點(diǎn)火
圖1 密閉爆發(fā)器結(jié)構(gòu)
電極7，用來點(diǎn)燃點(diǎn)火藥
包8，其中一根電極利用
絕緣物4和壓緊螺母6
壓緊并與點(diǎn)火塞本體絕
緣，且要求在高壓下不
漏氣，9是火藥，1O是壓
力傳感器。
2．4 試驗方法
試驗時將一定量的火藥放入密閉爆發(fā)器中，點(diǎn)火藥包
固定在點(diǎn)火塞上，將點(diǎn)火塞裝配到密閉爆發(fā)器本體上，使爆
發(fā)器封閉完好。當(dāng)直流點(diǎn)火裝置將點(diǎn)火塞上的點(diǎn)火藥包引
萬方數(shù)據(jù)
2012年第8期 艦船電子工程
圖2 密閉爆發(fā)器試驗系統(tǒng)
3 理論分析模型
燃時，點(diǎn)火藥燃燒將產(chǎn)生一
定壓力的高溫氣體，又把試
驗的火藥點(diǎn)燃，這樣使密閉
爆發(fā)器中產(chǎn)生了火藥燃燒
時壓力隨時間變化的過程。
這個過程由壓力傳感器變
換為電信號，經(jīng)信號放大器
后由記錄裝置記錄下來。
密閉爆發(fā)器試驗系統(tǒng)如圖2
所示。
密閉爆發(fā)器燃燒動力學(xué)方程假設(shè)在密閉爆發(fā)器內(nèi)藥粒
幾何形狀、尺寸和物性相同且同時點(diǎn)燃，發(fā)射藥燃燒服從幾
何燃燒定律l6 ]，燃?xì)夥腘obel—Abel氣體狀態(tài)方程，燃?xì)?
組分在燃燒過程中保持不變。密閉爆發(fā)器燃燒動力學(xué)方程
為
1)火藥燃速方程
dZ
一 (?2)
2)火藥形狀函數(shù)
一
Z 1 Z z k
l (+ )1< ㈦
3)氣體能量方程
半密閉爆發(fā)器能量方程為
賽( 一 一(1一r) 一 窯一 愛 (4)
由于密閉爆發(fā)器中沒有氣體泄漏及活塞運(yùn)動，令式中
的dq／dt以及dr~dr等于零，便可得到密閉爆發(fā)器的能量
方程[9-1o]，即
dr
= (1 (5)
4)火藥氣體定容狀態(tài)方程
戶 ∞ ．尺r (6)
W n一 (1 )-amxf
fDp
式中P為燃?xì)鈮毫?，T為燃?xì)鉁囟?，Z為發(fā)射藥相對燃燒厚
度， 為發(fā)射藥相對燃燒質(zhì)量，t為時間， 為發(fā)射藥質(zhì)量，a
為燃?xì)庥嗳荩瑆o為密閉爆發(fā)器的容積， 為發(fā)射藥爆溫，
e 為發(fā)射藥肉厚， 為發(fā)射藥燃速指數(shù)， ， ， ， ， ，為發(fā)
射藥形狀特征量。求解該方程組可得密閉爆發(fā)器P～t曲
線。
4 試驗結(jié)果與分析
分別對標(biāo)準(zhǔn)發(fā)射藥和破碎發(fā)射藥進(jìn)行密閉爆發(fā)器實(shí)
驗，測得各自的 ～ 曲線。利用式(1)將所測到的聲～ ￡曲
線轉(zhuǎn)化為動態(tài)活度，再將動態(tài)活度轉(zhuǎn)化為動態(tài)活度比曲線，
如圖3所示。
由 ～￡曲線可以看出隨著試驗的進(jìn)行，破碎發(fā)射藥的
膛內(nèi)壓力大于正常發(fā)射藥的膛內(nèi)壓力。根據(jù)火藥性能試驗
方法密閉爆發(fā)器試驗微分壓力法規(guī)定，截取動態(tài)活度比曲
線橫坐標(biāo)為0．2～O．7的一段，步長為0．1，擬合一條直線，
該直線的截距就是初始動態(tài)活度比。圖4給出了在不同擠
壓應(yīng)力作用下的破碎發(fā)射藥與標(biāo)準(zhǔn)發(fā)射藥的dP／dt~t，以
及dP／dt~p曲線。
250
200
l 50
10o
50
2
2
莖1
l
5O
O0
5O
OO
50
1
： 1
1
o
O
1
：
1
1
o
o
1
— 1
1
J
0
0
1
：
1
1
0
0
圖3 四發(fā)破碎發(fā)射藥與標(biāo)準(zhǔn)發(fā)射藥的 ～f曲線、動態(tài)活度比曲線
表2給出了不同擠壓應(yīng)力下的破碎發(fā)射藥對燃燒規(guī)律
的影響，其中F為擠壓應(yīng)力， 為最大擠壓應(yīng)力，K為最大
壓力變化速率。
表2 不同擠壓應(yīng)力下的破碎發(fā)射藥對燃燒規(guī)律的影響
從表2可以看出隨著發(fā)射藥床擠壓應(yīng)力的增加動態(tài)活
度也隨著增加，即發(fā)射藥破碎程度增加。但發(fā)射藥動態(tài)活
度沒有發(fā)生大規(guī)模的改變，主要是由于常溫下該發(fā)射藥力
學(xué)性能較好主要表現(xiàn)為塑性變形，在藥床擠壓應(yīng)力作用下
沒有發(fā)生大規(guī)模破碎。破碎發(fā)射藥的最大壓力變化速率
(dP／dt) ，都比未破碎發(fā)射藥的最大壓力變化速率(dP／
dt)， 小，達(dá)到最大壓力變化率的時間相差不大。這主要由
于壓力上升到聲～t曲線的拐點(diǎn)時，即dP／dt達(dá)到最大值，
這時破碎的發(fā)射藥已經(jīng)燃完，總?cè)紵嫜杆贉p小。
由圖4可見，在開始階段破碎發(fā)射藥的壓力變化速率
dP／dt都比標(biāo)準(zhǔn)發(fā)射藥的dP／dt變化要快，隨著燃燒的進(jìn)
行，標(biāo)準(zhǔn)發(fā)射藥的壓力變化率大于破碎發(fā)射藥的壓力變化
率。這是由于發(fā)射藥的破碎，初始燃燒面增大導(dǎo)致較高的
壓力增長率，隨著燃燒的進(jìn)行，當(dāng)破碎發(fā)射藥燃完導(dǎo)致燃燒
表面減少壓力增長率減小。超過100MPa時標(biāo)準(zhǔn)發(fā)射藥的
壓力變化速率dP／dt大于破碎發(fā)射藥的壓力變化速率dP／
?？梢姲l(fā)射藥破碎對發(fā)射藥燃燒性能的影響表現(xiàn)在
100MPa以下的低壓階段。
萬方數(shù)據(jù)
112 聶林濤等：彈藥發(fā)射安全性試驗研究 總第218期
一
5
：4
呈3
2
毛1
5
：4
曼3
2
毫1
．
5
：4
墨3
2
毫1
X1 0
山
圖4 四發(fā)破碎發(fā)射藥與標(biāo)準(zhǔn)發(fā)射藥
的dp／dt~t以及dp／dt~p曲線
5 結(jié)語
彈藥搬運(yùn)碰撞可能引起發(fā)射藥破碎，而在膛內(nèi)主要由
于高溫、高壓、高速的火藥氣體擠壓可能使其破碎。由于固
體藥床內(nèi)應(yīng)力波的速度遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于氣體流動的速度，在極短
的時間內(nèi)，發(fā)射藥床在固體應(yīng)力的作用下破碎，破碎藥粒被
隨后而來的高溫氣體點(diǎn)燃。
擠壓破碎的藥床對膛內(nèi)壓力的影響主要通過其初始燃
燒表面的增加來體現(xiàn)，發(fā)射藥破碎越嚴(yán)重則初始燃面越大。
破碎發(fā)射藥比正常發(fā)射藥初始燃面大，當(dāng)被點(diǎn)燃時氣
體生成速率datt／dt急增，造成膛內(nèi)壓力異常，產(chǎn)生局部高
壓或超高壓，嚴(yán)重時將導(dǎo)致脹膛和炸膛。
參考文獻(xiàn)
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齊 紉 翻 布 何 乖 爾 夼 芥 奔} ! 鋸 貊 珠 ；
(上接第89頁)
通過仿真分析說明：將I型減振器更換為Ⅱ型，減振器能夠
改善系統(tǒng)振動響應(yīng)特性。
6 結(jié)語 參考文獻(xiàn)
通過仿真分析以及試驗驗證，可以得出如下結(jié)論：
1)在振動強(qiáng)度較小時，目前設(shè)計所預(yù)留的空間能夠滿
足減振器正常工作的要求，從而使減振器能夠正常工作；
2)當(dāng)振動強(qiáng)度較大時，目前設(shè)計所預(yù)留的空間無法滿
足減振器正常工作的要求，從而使整個系統(tǒng)特性以及減振
器傳遞特性等都將發(fā)生改變，減振器無法正常工作；
3)就減振效果而言，由Ⅱ型減振器代替工型減振器要
好于由Ⅲ型減振器代替I型減器；
4)采用數(shù)值仿真方法能夠?qū)p振系統(tǒng)進(jìn)行仿真評估。
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行力學(xué)，2002(6)．
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萬方數(shù)據(jù)

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