徐 前, 何衛(wèi)東

(南京理工大學化工學院, 江蘇 南京 210094)

高初速、遠射程是身管武器的主要發(fā)展方向，為了提高火炮初速，要求發(fā)射裝藥具有高的能量[1]。高能、高裝填密度發(fā)射藥應用是提高發(fā)射裝藥能量的主要技術途徑[2-3]。

橫切棒狀藥(又稱部分切口多孔桿狀發(fā)射藥)具有裝填密度高[4]、點傳火性能好、燃燒漸增性好的特點，具有廣泛的應用前景。但隨著裝填密度的增加，最大膛壓也相應地增加，為保證膛壓不超過火炮可承受的范圍，需要進一步提高發(fā)射裝藥燃燒漸增性。包覆發(fā)射藥具有較多孔火藥更高的燃燒漸增性，采用橫切棒狀藥和包覆粒狀發(fā)射藥混合裝藥，可以在保持裝藥較高裝填密度的同時，獲得高的燃燒漸增性。對橫切棒狀藥、包覆發(fā)射藥、粒狀發(fā)射藥燃燒性能，已分別開展了較多的研究工作，徐漢濤[5]等研究了不同切口的桿狀藥的燃燒性能，研究表明，具有合適切口距的部分切口多孔桿狀發(fā)射藥可以獲得和相同藥型的多孔粒狀藥相近的靜態(tài)燃燒性能。薛冪祎[6]等研究了鈍感球扁藥和主裝藥混合的燃燒性能，結果表明，其包覆鈍感技術可以改善混合裝藥燃燒漸增性。王鋒[7]等研究了部分切口多孔桿狀發(fā)射藥燃燒性能，證明了其燃燒漸增性比粒狀發(fā)射藥好。F W Robbins[8]研究表明其與粒狀藥相比，橫切棒狀藥具有更低膛壓和更高的初速。Carl[9]研究表明橫切棒狀藥在155 mm火炮上應用，使火炮保持最大膛壓的同時初速提高了6%。但未見橫切棒狀藥和包覆粒狀發(fā)射藥混合裝藥的燃燒性能研究的報道。

本研究針對太根橫切棒狀藥和具有阻燃效果包覆粒狀發(fā)射藥，在不同裝填密度下，對它們的不同比例的混合裝藥的定容燃燒性能進行研究，并分析發(fā)射藥混合裝藥的燃燒相互作用。

2 實驗部分

2.1 樣品制備

按制式太根發(fā)射藥配方，經過捏合、壓伸、切藥、驅溶等常規(guī)發(fā)射藥制備工序制成9/19梅花型橫切棒狀藥發(fā)射藥(PC)和7/19的粒狀發(fā)射藥，然后對粒狀藥(7/19)表面用含TiO2的高分子阻燃包覆材料在轉鼓包覆設備中進行包覆處理，制備成含有TiO2的包覆粒狀發(fā)射藥。其中橫切棒狀藥(9/19)藥型尺寸: 異向切口，切口距20 mm，內徑0.25 mm，弧厚0.95 mm，切口深度1/2直徑; 粒狀發(fā)射藥(7/19)藥型尺寸: 藥長7.48 mm，內徑0.24 mm，弧厚0.80 mm，制備了包覆粒狀發(fā)射藥(DCPC): 包覆層中TiO2含量為30%，包覆量為20%。

2.2 密閉爆發(fā)器試驗

密閉爆發(fā)器發(fā)器容積為107 cm3，裝填密度分別為0.20 g·cm-3和0.32 g·cm-3，點火藥C#NC 1.1 g，點火壓力10.98 MPa，測得混合裝藥的發(fā)射藥壓力-時間(p-t)曲線，經過處理得到相對活度-相對燃燒量(L-B)曲線。

表1 密閉爆發(fā)器試驗方案

Table 1 Different schemes of closed-bomb tests

Nopropellants(mixedmassratio)loadingdensity/g·cm-31#PC2#DCPC3#PC/DCPC(3∶7)4#PC/DCPC(4∶6)5#PC/DCPC(8∶2)0.326#DCPC7#PC8#PC/DCPC(4:6)9#PC/DCPC(8:2)0.20

3 結果與討論

3.1 裝填密度對混合裝藥定容燃燒性能的影響

3.1.1 裝填密度為

1#～5#樣品的混合裝藥燃燒的相對活度-相對燃燒量(L-B)曲線如圖1所示。1#～5#相應的L-B曲線漸增性燃燒特征量見表2。

圖1 1#～5#樣品的L-B曲線

Fig.1L-Bcurves of 1#-5#samples

從圖1可以看出: 單一橫切棒狀藥(1#)的起始活度大，相對活度(L)先快速上升，出現了燃燒尖峰。隨著燃燒的進行，活度變化表現為先下降后上升，表明發(fā)射藥燃燒初期發(fā)生了明顯的侵蝕燃燒現象[10]。而單一包覆粒狀發(fā)射藥(2#)的起始活度小，活度逐漸升高，上升速度較緩慢。這主要由于它的包覆層表面阻燃，降低了包覆粒狀發(fā)射藥起始燃速，同時，由于包覆層的堵孔作用，初期內孔不燃燒，消除了起始侵蝕燃燒現象。對于混合裝藥，隨著混合裝藥中包覆粒狀發(fā)射藥的比例增加，燃燒侵蝕峰漸漸減小。表明: 包覆粒狀發(fā)射藥有明顯降低起始燃燒尖峰的效果。隨著包覆層的破裂和逐漸燃盡，包覆粒狀發(fā)射藥內孔開始燃燒，燃面增大，表現出良好的燃燒漸增性。

表2 發(fā)射藥樣品的L-B曲線燃燒漸增性特征量

Table 2L-Bcurves progressive combustion characteristics of propellants

No.B0L0BmLmLm/L01#0.0501.1550.6922.1201.8352#0.0501.1730.4262.4022.0483#0.0501.0300.4942.2932.2274#0.0501.0270.5982.2462.1885#0.0501.0630.6812.1652.0366#0.0501.2870.5132.4221.8827#0.0501.3370.6612.0491.5328#0.0501.2750.6062.2711.7819#0.0501.3670.6262.1181.549

Note:Lm/L0[11]is progressive combustion characteristic,Lmis maximum activity,L0is the average value ofLbetweenB=0 toB=0.1.

從表2和圖1可以看到混合裝藥比例為3∶7(3#)的燃燒漸增性特征量較大，說明該比例下混合裝藥的燃燒性能好。表明，并不是混合裝藥中橫切棒狀藥越多，燃燒漸增性就越好，選擇合適的橫切棒狀藥和包覆粒狀發(fā)射藥比例，是混合裝藥獲得更好的燃燒漸增性關鍵。

3.1.2 裝填密度為0.2 g·cm-3混合比對混合裝藥燃燒性能影響

6#～9#混合裝藥燃燒的相對活度-相對燃燒量(L-B)曲線如圖2所示。6#～9#的相對活度-相對燃燒量(L-B)曲線漸增性燃燒特征量見表2。

從圖2 看出，與裝填密度為0.32 g·cm-3類似，發(fā)射藥燃燒初期，橫切棒狀藥(7#)發(fā)生侵蝕燃燒效應，而包覆粒狀發(fā)射藥(6#)由于包覆層阻燃效果而使得燃燒活度曲線緩慢上升，當混合裝藥中橫切棒狀藥比例變小時，起始峰逐漸減小，侵蝕性燃燒現象減弱，侵蝕燃燒尖峰漸漸被“削平”，混合比例為4∶6時，混合裝藥(8#)的侵蝕燃燒尖峰已基本消失。

結合圖2和表2，可以看到，本試驗條件下，當裝填密度為0.2 g·cm-3時，在混合裝藥中，混合比例為4∶6的混合裝藥(8#)的燃燒漸增性特征量最大，燃燒漸增性較好。

圖2 6#～9#樣品的L-B曲線

Fig.2L-Bcurves of 6#-9#samples

3.1.3 裝填密度對混合裝藥燃燒性能的影響

綜合表2數據，可以看到裝填密度為0.32 g·cm-3的混合裝藥的燃燒性能明顯優(yōu)于裝填密度為0.2 g·cm-3的混合裝藥，燃燒漸增性更好。

從圖3a的不同裝填密度的相對活度-相對燃燒量(L-B)曲線對比上看到，發(fā)射藥燃燒的前期階段，對于單一橫切棒狀藥(1#和7#)的定容燃燒，裝填密度越大的橫切棒狀裝藥，它的燃燒起始活度上升越快，因為裝填密度越高，產生壓力越大，活度越高; 但是，另一方面，裝填密度越大的橫切棒狀藥活度下降也越快，侵蝕燃燒結束的也越早，從圖3a上看到，當B為0.15時，裝填密度為0.32 g·cm-3，橫切棒狀藥(1#)的侵蝕燃燒結束; 當B為0.3時，裝填密度為0.20 g·cm-3，橫切棒狀藥(7#)的侵蝕燃燒才結束。這是發(fā)射藥的裝填密度越小，侵蝕燃燒更加嚴重的結果[11]。結合圖3a和表2得出結論，隨橫切棒狀藥的裝填密度增加，侵蝕燃燒現象減弱，燃燒漸增性增加。

對于單一包覆粒狀發(fā)射藥(2#和6#)的定容燃燒，裝填密度越小，它的起始燃燒活度上升幅度越大，主要原因是破孔前，當達到相同的壓力時，高裝填密度下燃燒的包覆層厚度必定小于低裝填密度下的厚度。因此，當達到相同的壓力，發(fā)射藥在裝填密度較小的包覆粒狀發(fā)射藥表面阻燃層燃燒的多，破孔較早，這時，發(fā)射藥表面破孔發(fā)生增面燃燒，相對活度增加，導致曲線上升明顯。結合圖3a和表2得出結論，隨包覆藥的裝填密度增加，燃燒漸增性增加。

發(fā)射藥燃燒的后期階段，不同裝填密度下的發(fā)射藥燃燒相對活度-相對燃燒量(L-B)曲線基本相當，表明不同裝填密度對發(fā)射藥的燃燒后期的影響不大。

對于發(fā)射藥混合裝藥(5#，8#和4#，9#)的定容燃燒，由圖3b可以看到，混合裝藥的相對活度-相對燃燒量(L-B)曲線是橫切棒狀藥和包覆粒狀發(fā)射藥共同燃燒作用的結果。同樣地，隨著混合裝藥的裝填密度增加，侵蝕燃燒效應降低，燃燒漸增性增加。

綜上，在其他試驗條件相同的條件下，發(fā)射藥的裝填密度越大，燃燒漸增性越好。

a. DCPC and PC

b. mixed charge propellants

圖3 不同裝填密度下的L-B曲線

Fig.3L-Bcurves of different loading densities

3.2 混合裝藥的定容燃燒相互作用機理

活度L的變化反映了燃速和燃面對火藥氣體生成量的綜合影響，B反映了火藥燃去量的變化。本研究通過擬合計算混合裝藥獨立燃燒時的活度與試驗測試的活度對比來表征發(fā)射藥混合裝藥的燃燒過程。

以上試驗數據表明：混合裝藥各組份之間的燃燒既有一定的獨立性，又相互干擾。為了分析混合裝藥各組份燃燒的相互作用機理，假設混合裝藥中橫切棒狀藥和包覆粒狀發(fā)射藥的兩組分燃燒是各自獨立的，即彼此不影響，那么可以認為混合裝藥的活度值具有線性加和性。即：

Ln=α1Ls+α2Lc

(1)

式中，Ln為擬合計算的活度，α1和α2分別是混合裝藥中橫切棒狀藥和包覆粒狀發(fā)射藥所占的比值(α1+α2=1)，Ls表示橫切棒狀藥獨立燃燒時的活度，Lc表示包覆粒狀發(fā)射藥獨立燃燒的活度。

而實際測試得到的混合裝藥的燃燒的相對活度-相對燃燒量(L-B)曲線是實際情況下桿狀藥和包覆藥各自燃燒對活度的貢獻，即：

Le=β1Ls+β2Lc

(2)

其中，Le為試驗的活度，β1為橫切棒狀藥在某一燃去量時的實際燃燒活度貢獻比值，β2為包覆粒狀發(fā)射藥在某一燃去量時的燃燒活度貢獻比值(β1+β2=1)。

通過L擬合的Ln-B曲線，與實際密閉爆發(fā)器不同比例的Le-B曲線進行對比。

圖4為3#，4#，5#的混合裝藥實驗和擬合計算L-B曲線。

a. 3#

b. 4#

c. 5#

圖4 擬合計算與試驗的L-B曲線比較

Fig.4 Comparison of simulated and experimentalL-Bcurves

從圖4可以看出，不同混合比例的混合裝藥定容燃燒規(guī)律基本是相似的，燃燒初期，Ln的數值大，即：Leα2，表明橫切棒狀藥燃燒對包覆粒狀發(fā)藥的燃燒具有影響，包覆粒狀發(fā)射藥較獨立燃燒時對混合裝藥燃氣生成具有更大的貢獻，分析其原因，橫切棒狀藥燃燒改善了包覆粒狀發(fā)射藥的點火，使得包覆粒狀發(fā)射藥點火一致性變好，起始燃面變大，導致包覆粒狀發(fā)射藥對混合裝藥燃氣生成速率貢獻較擬合的大，橫切棒狀藥對混合裝藥燃氣生成速率貢獻較擬合的相應減小，包覆粒狀發(fā)射藥相對燃燒質量較擬合增加。

混合裝藥燃燒中后期，Le≈Ln，即:β1≈α1，β2≈α2，實際燃燒橫切棒狀藥與包覆粒狀發(fā)射藥燃燒相互影響小，燃燒趨于獨立。

從圖4上還可以看出，隨著混合裝藥中包覆粒狀發(fā)射藥的比例減小，試驗與擬合計算的活度的相差值減小，進一步證明了混合裝藥燃燒的相互作用機理。

4 結 論

(1)橫切棒狀藥和包覆粒狀發(fā)射藥混合裝藥可獲得良好漸增性，裝填密度對發(fā)射藥混合裝藥定容燃燒性能產生影響，隨著裝填密度增加，侵蝕燃燒效應降低，燃燒漸增性增加。

(2)混合比例對混合裝藥燃燒漸增性產生影響，合適的混合比例是混合裝藥良好漸增性的保證，在裝填密度為0.20 g·cm-3和0.32 g·cm-3條件下，橫切棒狀和包覆粒狀發(fā)射藥獲得較佳燃燒漸增性的混合比例分別為4∶6和3∶7。

(3)橫切棒狀藥和包覆粒狀發(fā)射藥混合裝藥燃燒的相互影響主要表現在燃燒前期,橫切棒狀藥改善了包覆粒狀發(fā)射藥的點火，燃燒中后期，橫切棒狀藥和包覆粒狀發(fā)射藥燃燒趨于獨立。

參考文獻:

[1] 金志明. 槍炮內彈道學[M]. 北京: 北京理工大學出版社, 2004: 102-103.

JIN Zhi-ming.Interior ballistics of guns[M]. Beijing :Beijing Institute of Technology Press ，2004: 102-103.

[2] 王澤山，何衛(wèi)東，徐復銘. 火藥裝藥設計原理與技術[M]. 北京：北京理工大學出版社，2006: 38-49.

WANG Ze-shan，HE Wei-dong，XU Fu-ming. The principle and technique for propellant charging design[M]. Beijing:Beijing Institute of technology Press，2006: 38-49.

[3] 李峰，張振鐸. 密實發(fā)射藥裝藥技術研究[J]. 彈道學報, 1992(1): 77-81.

LI Feng, ZHANG Zhen-duo. The research of technology of intensive charge[J].JouranalofBallistics，1992 (1):77-81.

[4] 呂振義，付榮芝. 棒狀發(fā)射藥[J]. 火炸藥, 1993(2): 27-30.

Lü Zhen-yi, FU Rong-zhi. Stick propellant[J].Explosive, 1993 (2): 27-30.

[5] 徐漢濤，肖正剛，何衛(wèi)東. 部分切口多孔桿狀發(fā)射藥的燃燒性能[J]. 含能材料, 2014, 22(2): 251-255.

XU Hang-tao, XIAO Zhen-gang, HE Wei-dong. Combustion characteristics of partially cut multi-perforated stick propellant[J].ChineseJournalofEnergeticMaterials(HannengCailiao), 2014, 22(2): 251-255.

[6] 薛冪煒, 杭祖圣, 應三九.鈍感球扁藥及其混合裝藥燃燒性能研究[J]. 彈道學報, 2011, 23(3): 96-99.

XUE Ao-wei, HANG Zu-sheng, YING San-jiu. Combustion properties of deterred oblate spherical propellant and mixed charge[J].JournalofBallistics, 2011, 23(3): 96-99.

[7] 王鋒, 李梓超, 劉國濤, 等. 多孔環(huán)切桿狀發(fā)射藥的燃燒性能[J]. 火炸藥學報, 2015, 38(2): 89-92.

WANG Feng, LI Zi-chao, LIU Guo-tao, et al. Combustion performance of multi-perforated curve-cut stick gun propellant[J].ChineseJournalofExplosive&Propellants, 2015, 38(2): 89-92.

[8] Carl R R，Robbins F W，Minor T C，et al. A new high-progressivity /high-density propulsion concept: partially cut multi-perforated stick propellant[R]. AD-A，1991(3): 234-255.

[9] Robbins F W，Horst A W. Detailed characterization of the interior ballistics of slotted stick propellant[R]. AD-A ,1994: 147-499.

[10] 張洪林. 侵蝕燃燒在發(fā)射裝藥內彈道中的應用研究[J]. 兵工學報，2008, 29(2): 129-133.

ZHANG Hong-lin. Application research of erosive burn in propellant charge interior ballistics[J].ActaArmamentarii, 2008, 29(2): 129-133.

[11] 黃振亞, 賈永杰, 崔鵬騰, 等. 疊氮硝胺發(fā)射藥的燃燒性能調控技術[J]. 含能材料, 2013, 21(6): 795-799.

HUANG Zhen-ya, JIA Yong-jie, CUI Peng-teng, et al. Modulating technology for combustion performance of azidonitramine gun propellant[J].ChineseJournalofEnergeticMaterials(HannengCailiao), 2013, 21(6): 795-799.