初始條件對(duì)氫氧爆轟氣體炮內(nèi)彈道性能的影響規(guī)律

胡天翔，張慶明，薛一江，龍仁榮，任思遠(yuǎn)

（北京理工大學(xué)爆炸科學(xué)與技術(shù)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京 100081）

典型炮體驅(qū)動(dòng)方式有火藥爆燃驅(qū)動(dòng)和壓縮氣體驅(qū)動(dòng)：前者多應(yīng)用于火炮和多級(jí)輕氣炮的首級(jí)驅(qū)動(dòng)，驅(qū)動(dòng)能量足，技術(shù)成熟，但產(chǎn)物的分子量大，能量利用率低，且因火工品安全性問題，火藥的使用受限；后者主要應(yīng)用于各級(jí)輕氣炮，比較環(huán)保，改善了安全條件，但存在驅(qū)動(dòng)能量不足的缺點(diǎn)[1]。研究表明，氣相爆轟驅(qū)動(dòng)的反應(yīng)迅速，具備等容燃燒的特征，能夠在較短的時(shí)間內(nèi)釋放大量化學(xué)能，是一種高效的驅(qū)動(dòng)手段[2]。1983 年，Presles 等[3]首先提出了氣相爆轟驅(qū)動(dòng)的概念，并選用乙烯、氧氣和氮?dú)庾鳛榉磻?yīng)氣體，通過理論計(jì)算證明了彈丸速度可在較短的炮管內(nèi)（4 m）達(dá)到1.5 km/s，高于火藥爆燃驅(qū)動(dòng)和壓縮氣體驅(qū)動(dòng)的彈丸發(fā)射速度。日本學(xué)者M(jìn)aeda 等[4]依據(jù)Presles 等的理論模型，采用氫氧混合氣體作為燃料，開展了氫氧爆轟驅(qū)動(dòng)發(fā)射實(shí)驗(yàn)，提出增大氣室初始?jí)毫?、延長(zhǎng)氣室長(zhǎng)度和設(shè)置過渡錐段可以提高彈丸的發(fā)射速度。我國(guó)的薛一江等[5]利用110 mm/30 mm 二級(jí)輕氣炮發(fā)射平臺(tái)，進(jìn)行了一系列不同初始?jí)毫?、不同配比的氫氧爆轟驅(qū)動(dòng)發(fā)射實(shí)驗(yàn)，實(shí)驗(yàn)結(jié)果與理論計(jì)算結(jié)果基本一致，該炮的發(fā)射速度突破了8 km/s。氫氧爆轟驅(qū)動(dòng)是一種典型的氣相爆轟驅(qū)動(dòng)技術(shù)，兼有能量密度高、爆轟產(chǎn)物分子量低的優(yōu)點(diǎn)[5]。目前國(guó)內(nèi)對(duì)氫氧爆轟驅(qū)動(dòng)的研究主要集中在爆轟發(fā)動(dòng)機(jī)[6]和爆轟驅(qū)動(dòng)激波管[7-8]等領(lǐng)域，對(duì)于氫氧爆轟驅(qū)動(dòng)氣體炮的研究較少，在理論、實(shí)驗(yàn)和內(nèi)彈道數(shù)值模擬等方面的工作中所獲得的規(guī)律不多。

本研究針對(duì)氫氧爆轟氣體炮的內(nèi)彈道性能，利用FLUENT 計(jì)算流體力學(xué)軟件建立氫氧爆轟驅(qū)動(dòng)氣體炮二維數(shù)值計(jì)算模型，借助40 mm 口徑氣體炮開展氫氧爆轟驅(qū)動(dòng)發(fā)射實(shí)驗(yàn)，在驗(yàn)證計(jì)算模型有效性的基礎(chǔ)上，分析初始?jí)毫Α⒌獨(dú)夂亢头磻?yīng)氣體配比對(duì)氣體炮內(nèi)彈道性能的影響，以期為氫氧爆轟驅(qū)動(dòng)氣體炮的內(nèi)彈道性能優(yōu)化提供理論指導(dǎo)。

1 計(jì)算模型

典型氣體炮結(jié)構(gòu)如圖1 所示。氣體炮主要由氣室和發(fā)射管組成。氣室膛底內(nèi)徑100 mm，容積約3.18 L。發(fā)射管內(nèi)徑40 mm，長(zhǎng)2.4 m。發(fā)射前，氣室內(nèi)依次注入一定氣壓的氮?dú)狻錃夂脱鯕?，利用?qiáng)點(diǎn)火方式引爆混合氣體，爆轟波在氣室內(nèi)產(chǎn)生、傳播，隨后爆轟產(chǎn)物推動(dòng)彈丸發(fā)射出膛。

圖1 氣體炮結(jié)構(gòu)示意圖Fig. 1 Structure diagram of gas gun

1.1 控制方程

氣室內(nèi)氫氧爆轟過程復(fù)雜，涉及氣體化學(xué)反應(yīng)、湍流擴(kuò)散及激波相互作用等多種氣動(dòng)物理現(xiàn)象。為了便于分析和計(jì)算，提出如下假設(shè)：

(1) 反應(yīng)氣體在點(diǎn)火前充分混合并均勻分布；

(2) 發(fā)射過程中氣室無(wú)氣體泄漏，與外界無(wú)熱交換。

氣室內(nèi)氫氧爆轟流動(dòng)過程為二維瞬態(tài)黏性可壓縮流動(dòng)，各氣體組分滿足質(zhì)量、動(dòng)量、能量守恒方程以及組分輸運(yùn)方程，控制方程的統(tǒng)一形式為

式中：U為守恒變量向量，F(xiàn)、G為無(wú)黏通量向量，F(xiàn)v、Gv為黏性通量向量，S為化學(xué)反應(yīng)源相， ρi為第i種組分的密度， ρ為混合氣體總密度，u、v分別為x、y方向的速度分量，E為單位體積氣體總能量，p為混合氣體總壓強(qiáng)，Di,m和Yi分別為混合物中第i種組分的擴(kuò)散系數(shù)和質(zhì)量分?jǐn)?shù)， τxx、 τxy、 τyy為黏性應(yīng)力分量，qx、qy為熱通量， ωi為第i種組分單位體積的質(zhì)量生成率。

1.2 化學(xué)反應(yīng)方程

氣室內(nèi)的高壓氣體采用Peng-Robinson 真實(shí)氣體狀態(tài)方程描述，湍流流動(dòng)采用重整化群RNGk-ε雙方程模型描述。化學(xué)反應(yīng)計(jì)算采用通用有限速率模型，方程的統(tǒng)一形式如下

式中：NS和NR分別為組分?jǐn)?shù)和可逆反應(yīng)數(shù)， Ai為第i種組分，r為化學(xué)反應(yīng)式序號(hào)， αri和 βri分別為反應(yīng)r中組分i在反應(yīng)物和生成物中的化學(xué)計(jì)量數(shù)。

組分i的單位體積質(zhì)量生成率可通過其參與的NR個(gè)化學(xué)反應(yīng)的源相之和計(jì)算得到

式中：Mi為組分i的分子量；Nr為反應(yīng)r中化學(xué)物質(zhì)數(shù)目；Cjr、 γjr、和分別為反應(yīng)r中物質(zhì)j的摩爾濃度、第三體影響、正向和逆向反應(yīng)速率指數(shù)；kfr和kbr分別為正向和逆向反應(yīng)速率常數(shù)，可由Arrhenius 公式計(jì)算得到

式中：A為指前因子，T為溫度，n為溫度指數(shù)，Ea為活化能，R為通用氣體常數(shù)?？紤]到氣室高溫高壓的工作條件，本研究采用9 組分19 步詳細(xì)化學(xué)反應(yīng)機(jī)理[9]描述氫氧爆轟驅(qū)動(dòng)過程，具體反應(yīng)機(jī)理見表1。

表1 9 組分19 步氫氧化學(xué)反應(yīng)機(jī)理Table 1 Mechanism of 9-component 19-step hydrogen-oxygen chemical reaction

2 算法與參數(shù)

參照北京理工大學(xué)東花園實(shí)驗(yàn)基地40 mm 口徑氣體炮的幾何結(jié)構(gòu)，利用FLUENT 軟件建立氫氧爆轟驅(qū)動(dòng)氣體炮二維數(shù)值計(jì)算模型，如圖2 所示。

圖2 氫氧爆轟氣體炮數(shù)值計(jì)算模型Fig. 2 Numerical simulation model of detonation-driven gas gun using hydrogen-oxygen mixture

利用ICEM-CFD 軟件對(duì)模型進(jìn)行網(wǎng)格劃分，流體計(jì)算域采用四邊形結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格單元，經(jīng)網(wǎng)格無(wú)關(guān)性驗(yàn)證，網(wǎng)格大小取1 mm。采用壓力基PISO瞬態(tài)算法，空間離散為二階精度，時(shí)間步長(zhǎng)為0.5 μs，壁面邊界條件設(shè)置為絕熱、無(wú)滑移，炮口設(shè)置為壓力出口，流體域考慮黏性熱和可壓縮性效應(yīng)。點(diǎn)火啟動(dòng)時(shí)，在氣室膛底給定半圓形2 000 K 高溫區(qū)域，以快速引發(fā)氫氧氣體燃燒轉(zhuǎn)爆轟。賦予彈丸啟動(dòng)條件，彈底壓力到達(dá)臨界閾值時(shí)啟動(dòng)彈丸。彈丸的運(yùn)動(dòng)通過FLUENT 動(dòng)態(tài)分層模型實(shí)現(xiàn)，根據(jù)緊鄰運(yùn)動(dòng)邊界的網(wǎng)格高度變化，實(shí)時(shí)添加或減少網(wǎng)格層數(shù)，同時(shí)通過6DOF 模型的設(shè)置來定義氣體對(duì)彈丸壁面的作用力及彈丸運(yùn)動(dòng)方向。運(yùn)動(dòng)過程中不考慮彈丸的變形，通過引入次要功系數(shù)來考慮彈丸與管壁間摩擦等次要功的影響。

3 有效性驗(yàn)證

為驗(yàn)證計(jì)算模型的有效性，利用40 mm 口徑氣體炮開展氫氧爆轟驅(qū)動(dòng)發(fā)射實(shí)驗(yàn)。實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)主要由氣炮、高壓氣瓶及注氣裝置、測(cè)速儀器和靶板組成，炮體外觀和典型實(shí)驗(yàn)設(shè)備如圖3、圖4 和圖5 所示。實(shí)驗(yàn)所用彈丸材料為30CrMnSiNi2A 合金結(jié)構(gòu)鋼，彈夾和彈托采用聚乙烯特制，彈丸高速離開發(fā)射管時(shí)，彈夾和彈托在發(fā)射管出口激波和周圍流場(chǎng)的共同作用下與彈丸發(fā)生氣動(dòng)分離，彈丸、彈夾和彈托的整體長(zhǎng)度為140 mm，質(zhì)量共550 g。采用高溫等離子體點(diǎn)火裝置，強(qiáng)電流經(jīng)過金屬箔或金屬絲時(shí)瞬間完成加熱、汽化和等離子態(tài)轉(zhuǎn)變，形成金屬高溫等離子體引爆混合氣體。采用網(wǎng)靶測(cè)速裝置，通過采集彈丸通過網(wǎng)靶的通斷信號(hào)得到彈速。

圖3 氣體炮發(fā)射裝置Fig. 3 Gas gun launcher

圖4 彈丸、彈夾和彈托Fig. 4 Projectile, gripper and sabot

圖5 測(cè)速網(wǎng)靶Fig. 5 Velocity measuring net target

實(shí)驗(yàn)工況見表2。氫氣和氧氣按照摩爾比2∶1加注，表2 中：p0為初始充氣總壓，pN2、pH2和pO2分別為氮?dú)狻錃夂脱鯕獾姆謮?，xN2為氮?dú)獾哪柗謹(jǐn)?shù)。

表2 實(shí)驗(yàn)工況Table 2 Experimental conditions

使用計(jì)算模型對(duì)實(shí)驗(yàn)工況進(jìn)行驗(yàn)證，計(jì)算工況與實(shí)驗(yàn)工況一致，數(shù)據(jù)對(duì)比如表3 所示。表3中：ve、 ηe分別為實(shí)驗(yàn)工況的發(fā)射速度和能量利用率，vc、 ηc分別為計(jì)算工況的發(fā)射速度和能量利用率， δv、 δη分別為發(fā)射速度和能量利用率的計(jì)算值與實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)的相對(duì)偏差，其中能量利用率為彈丸動(dòng)能與氫氧完全反應(yīng)釋放的化學(xué)能之比。對(duì)比計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果，除工況B-1 外，速度的相對(duì)偏差基本保持在5%以內(nèi)，能量利用率的相對(duì)偏差基本保持在10%以內(nèi)，數(shù)據(jù)吻合較好，證明本計(jì)算模型的有效性良好。

表3 實(shí)驗(yàn)和計(jì)算得到的數(shù)據(jù)及誤差Table 3 Data and errors of experiments and calculations

4 結(jié)果與分析

為詳細(xì)分析初始?jí)毫Α⒌獨(dú)夂亢蜌怏w配比對(duì)內(nèi)彈道性能的影響，開展了一系列不同初始條件下的發(fā)射模擬，完整的計(jì)算工況和數(shù)據(jù)如表4 所示。

表4 計(jì)算工況及數(shù)據(jù)Table 4 Calculation conditions and data

4.1 初始?jí)毫?duì)內(nèi)彈道性能的影響

在氫氧氣體配比保持2∶1 不變的情況下，對(duì)初始?jí)毫Ψ謩e為1.50、3.00、3.75 和6.00 MPa 的發(fā)射過程進(jìn)行模擬，對(duì)應(yīng)A 組計(jì)算工況。圖6 顯示了各工況彈丸的彈底壓力pp和速度vc隨時(shí)間t的變化曲線?？梢姡S著初始?jí)毫Φ纳?，彈底壓力峰值?36.5 MPa 依次增大至463.7、555.9、1 019.4 MPa，彈丸發(fā)射速度也由333.3 m/s 依次增大至472.9、523.5、669.8 m/s，彈速與初始?jí)毫瞥示€性相關(guān)。

圖6 初始?jí)毫?duì)彈底壓力和發(fā)射速度的影響Fig. 6 Influence of initial pressure on projectile bottom pressure and launching velocity

初始?jí)毫χ苯記Q定參與反應(yīng)的氫氧氣體質(zhì)量及化學(xué)能總量。初始?jí)毫υ礁撸瑲錃夂脱鯕獾馁|(zhì)量越大，濃度越高，分子之間相互碰撞的頻率也越高，反應(yīng)速率越快，單位時(shí)間內(nèi)釋放的能量也越多。圖7給出了各工況氣室內(nèi)平均溫度Tc和壓力pc隨時(shí)間的變化曲線?？梢?，工況A-1～工況A-4 中氣室內(nèi)壓力峰值依次攀升，平均溫度有所升高，說明氣室內(nèi)能量釋放總量逐漸增多。氣室壓力峰值升高時(shí)，爆轟波到達(dá)彈底時(shí)的壓力峰值也相應(yīng)增大，彈丸獲得較大的初始加速度。同時(shí)對(duì)于初始?jí)毫^高、氫氧氣體質(zhì)量較大的工況，彈丸在運(yùn)動(dòng)過程中所受的平均壓力也較大，彈丸一直保持較高的加速度，因此可以在較短的時(shí)間內(nèi)飛過同樣長(zhǎng)度的炮膛，并獲得較大的炮口初速。

圖7 初始?jí)毫?duì)氣室平均溫度和壓力的影響Fig. 7 Influence of initial pressure on average temperature and pressure of gas chamber

對(duì)比各工況數(shù)據(jù)發(fā)現(xiàn)，初始?jí)毫Φ奶岣唠m然帶來更高的發(fā)射速度，但反應(yīng)氣體的能量利用率并沒有提升。對(duì)于模擬工況A-1、A-2、A-4，在初始?jí)毫μ嵘槐兜那闆r下，彈底的平均壓力分別為13.2、27.2 和56.7 MPa，近似等比例增大，而發(fā)射管長(zhǎng)度不變，彈丸動(dòng)能與反應(yīng)氣體化學(xué)能之比始終保持一致，能量利用率并沒有變化。在較低裝填比的發(fā)射情況下，隨著初始?jí)毫Φ睦^續(xù)升高，裝填難度逐漸增大，更多未反應(yīng)的氫氧氣體將隨高速運(yùn)動(dòng)的彈丸噴出炮口，氣體的能量利用率降低，彈丸初速的增幅也將減小。因此，提高初始?jí)毫﹄m然是提高彈丸發(fā)射速度的有效途徑，但是對(duì)提升能量利用率并沒有多大幫助，同時(shí)氣室內(nèi)居高不下的爆溫也會(huì)對(duì)炮體造成燒蝕損傷。

4.2 氮?dú)夂繉?duì)內(nèi)彈道性能的影響

在氫氧配比保持2∶1、氫氧氣體充氣壓力保持1.5 MPa 不變的情況下，對(duì)氮?dú)獬錃鈮毫Ψ謩e為0、0.5、1.0 和2.0 MPa 的發(fā)射過程進(jìn)行模擬，各工況的氮?dú)饽柗謹(jǐn)?shù)分別為0、25.0%、40.0%和57.1%，分別對(duì)應(yīng)工況A-1、B-1、C-1和D-1。圖8 給出了各工況下彈底壓力和速度隨時(shí)間的變化曲線，圖9 和圖10 給出了各工況氣室內(nèi)平均溫度、壓力和氫氣剩余質(zhì)量mH2隨時(shí)間的變化曲線。

圖9 氮?dú)夂繉?duì)氣室平均溫度和壓力的影響Fig. 9 Influence of nitrogen content on average temperature and pressure of gas chamber

圖10 氮?dú)夂繉?duì)氫氣剩余質(zhì)量的影響Fig. 10 Influence of nitrogen content on residual mass of hydrogen

由圖8 可見，隨著氮?dú)獾哪柗謹(jǐn)?shù)從零增大至25.0%和40.0%，彈底壓力峰值由236.5 MPa 依次增大至309.7 和357.3 MPa，彈丸出膛時(shí)間縮短，發(fā)射速度由333.3 m/s 增大到394.4、438.6 m/s，此時(shí)彈速與氮?dú)夂砍烧嚓P(guān)。

圖8 氮?dú)夂繉?duì)彈底壓力和發(fā)射速度的影響Fig. 8 Influence of nitrogen content on projectile bottom pressure and launching velocity

在氫氧反應(yīng)氣體質(zhì)量不變、化學(xué)能總量不變的情況下，稀釋氣體氮?dú)夂康纳咴谝欢ǔ潭壬献璧K了氫氧氣體的接觸反應(yīng)，降低了氫氧化學(xué)反應(yīng)速率，延長(zhǎng)了燃燒轉(zhuǎn)爆轟時(shí)間。相比于爆轟，燃燒時(shí)單位時(shí)間內(nèi)釋放的能量較少，但燃燒波陣面移動(dòng)的速度較慢，燃燒時(shí)氫氧氣體反應(yīng)更加充分，傳播至相同距離處總體釋能更多。當(dāng)燃燒轉(zhuǎn)爆轟完成，爆轟波快速向前傳播時(shí)，能量的釋放效率相差不大。由圖8 可見，對(duì)于工況A-1、B-1、C-1：彈丸的啟動(dòng)時(shí)間分別為0.199、0.368 和0.601 ms，依次推遲；爆轟波到達(dá)彈底時(shí)，各工況的氫氣消耗率分別為82.2%、87.5% 和91.4%，呈遞增趨勢(shì)。在反應(yīng)氣體總化學(xué)能不變的情況下，氮?dú)夂康纳呤沟脷錃獾南穆侍嵘?，釋放能量增多，氣室?nèi)壓力峰值也由工況A-1 下的18.2 MPa 依次增大至23.8 和29.6 MPa，帶動(dòng)彈底壓力峰值不斷升高，彈丸初始時(shí)刻的加速度隨之增大。同時(shí)高壓沖擊波在氣室膛底和彈底間來回反射，彈丸在運(yùn)動(dòng)過程中受到的平均作用力也相應(yīng)增大，最終彈丸發(fā)射速度增大。

繼續(xù)提高氮?dú)夂?，?dāng)?shù)獨(dú)獾哪柗謹(jǐn)?shù)增大到57.1%時(shí)，彈底壓力峰值驟降至105.9 MPa，彈丸的炮口初速仍保持在較高的457.3 m/s。由圖9 可見，工況D-1 下氣室平均溫度峰值大幅降低至2 856 K，彈丸的啟動(dòng)時(shí)間延遲至1.21 ms，初始時(shí)刻的氣室壓力也明顯降低，說明高濃度氮?dú)鈽O大程度地降低了氣室內(nèi)氫氧反應(yīng)速率，在抑制能量釋放的同時(shí)吸收了較多的反應(yīng)熱，氫氧難以由燃燒轉(zhuǎn)為爆轟。圖11為工況D-1 中彈丸啟動(dòng)前瞬間氣室溫度和壓力分布云圖。可見，此時(shí)燃燒波陣面和前導(dǎo)沖擊波陣面分離。前導(dǎo)沖擊波速度較快，但壓力較低，前導(dǎo)沖擊波到達(dá)彈底時(shí)給予彈丸的加速度較小。然而較小的初始加速度也限制了彈后空間的速度提升，彈底壓力下降較平穩(wěn)，高壓作用時(shí)間延長(zhǎng)。隨著燃燒波陣面的移動(dòng)，氣室內(nèi)較多的未反應(yīng)氫氧氣體繼續(xù)發(fā)生反應(yīng)，能量緩慢穩(wěn)定釋放。由圖10 可知，工況D-1中燃燒波陣面抵達(dá)彈底時(shí)氫氣的消耗率為95.7%，釋放能量明顯增多，氣室壓力逐漸升高至峰值32.6 MPa，彈底壓力也由啟動(dòng)時(shí)刻的58.3 MPa 攀升至峰值105.9 MPa。因此雖然彈丸的初始加速度較小，但在運(yùn)動(dòng)過程中加速度逐漸增大，最終仍保持較高的發(fā)射速度。

圖11 工況D-1 中彈丸啟動(dòng)前瞬間氣室溫度和壓力分布云圖Fig. 11 Temperature and pressure cloud charts of gas chamber immediately before projectile start in case D-1

相比于工況A-1，工況B-1、C-1、D-1 的彈速增幅依次為18.3%、31.6%和37.2%，能量利用率也由9%大幅升高到17%，在氫氧充入總量保持不變的情況下，提高氮?dú)夂繉?duì)于氫氧爆轟驅(qū)動(dòng)下的炮體內(nèi)彈道性能具有顯著的提升作用。同時(shí)，由圖9 可見，工況A-1 中氣室內(nèi)的平均溫度最高接近4 000 K，而工況B-1、C-1、D-1 的平均溫度峰值分別降至3 730、3 548 和2 856 K，說明氮?dú)獾某淙胗行У亟档土藲馐覂?nèi)平均溫度，減弱了對(duì)炮的燒蝕損傷，對(duì)于延長(zhǎng)氣炮的使用壽命具有重要意義。然而，由工況D-1的數(shù)據(jù)可知，此時(shí)氫氣的消耗率已接近極限，進(jìn)一步提高氮?dú)夂繉?duì)內(nèi)彈道性能的影響甚微。值得注意的是，本實(shí)驗(yàn)和計(jì)算中氫氧反應(yīng)氣體的質(zhì)量較低，隨著彈丸質(zhì)量和發(fā)射速度要求的提高，氫氧反應(yīng)氣體的充入量增大，在氣室充氣壓力有限的情況下，如何靈活調(diào)整氫氧氣體和氮?dú)獾某淙氡壤缘玫阶顑?yōu)的內(nèi)彈道性能變得至關(guān)重要。

4.3 氫氧氮配比對(duì)內(nèi)彈道性能的影響

在氫氧配比保持2∶1，氣室初始?jí)毫Ρ３?.8 MPa 左右的情況下，改變氫氧氣體和氮?dú)獾某錃獗壤瑢?duì)氮?dú)獾某錃鈮毫Ψ謩e為0、0.5、1.1 和2.0 MPa 的發(fā)射過程進(jìn)行模擬，氮?dú)獾哪柗謹(jǐn)?shù)分別為0、13.2%、28.9%和52.6%，分別對(duì)應(yīng)工況A-3、B-2、C-2 和D-2。圖12 給出了各工況下彈丸的彈底壓力和速度隨時(shí)間的變化曲線，圖13 給出了各工況氣室內(nèi)平均溫度和壓力隨時(shí)間的變化曲線。

由圖12 可見，當(dāng)初始?jí)毫Σ蛔儠r(shí)，隨著氮?dú)獾哪柗謹(jǐn)?shù)由零增大至13.2%、28.9%和52.6%，彈底峰值壓力分別為556.0、637.0、567.4、587.6 MPa，彈丸炮口初速依次為523.5、541.3、534.2、518.8 m/s，變化幅度不大，整體呈現(xiàn)先上升后緩慢下降的趨勢(shì)。

反應(yīng)氣體釋能總量受到總化學(xué)能和氮?dú)獾碾p重影響。氮?dú)夂啃》秶邥r(shí)，氣室內(nèi)的化學(xué)反應(yīng)速率降低，燃燒轉(zhuǎn)爆轟時(shí)間延長(zhǎng)，單位時(shí)間內(nèi)釋放能量減少，但同時(shí)燃燒波陣面?zhèn)鞑ポ^慢，燃燒反應(yīng)更加充分，傳播至相同距離時(shí)燃燒釋放的能量增多，此時(shí)能量利用率的提升彌補(bǔ)了化學(xué)能總量降低帶來的影響，整體釋放能量增多。由圖12 和圖13 可見，工況B-2 中的氣室壓力峰值和彈底壓力峰值較工況A-3 有所提高，帶動(dòng)彈丸的整體驅(qū)動(dòng)壓力也相應(yīng)增大。隨著氮?dú)夂康倪M(jìn)一步提高，雖然能量利用率也隨之提升，但氣室內(nèi)氫氧氣體質(zhì)量和化學(xué)能總量大幅減少，釋能總量升至閾值后下降，氣室內(nèi)壓力降低，彈丸驅(qū)動(dòng)壓力和炮口初速也相應(yīng)降低。

圖12 反應(yīng)氣體配比對(duì)彈底壓力和發(fā)射速度的影響Fig. 12 Influence of reaction gas ratio on projectile bottom pressure and launching velocity

圖13 反應(yīng)氣體配比對(duì)氣室平均溫度和壓力的影響Fig. 13 Influence of reaction gas ratio on average temperature and pressure of gas chamber

就本研究而言，在氣室壓力保持3.8 MPa 不變的情況下，氮?dú)獾哪柗謹(jǐn)?shù)保持在28.9%之內(nèi)有助于在提升能量利用率的同時(shí)得到較高的發(fā)射速度，實(shí)現(xiàn)內(nèi)彈道性能的優(yōu)化。

5 結(jié) 論

開展了氫氧爆轟氣體炮內(nèi)彈道性能研究，對(duì)氫氧爆轟驅(qū)動(dòng)彈丸發(fā)射過程進(jìn)行了數(shù)值模擬，結(jié)合實(shí)驗(yàn)對(duì)數(shù)值計(jì)算模型進(jìn)行了驗(yàn)證，并詳細(xì)分析了不同初始條件對(duì)氣體炮內(nèi)彈道性能的影響，主要結(jié)論如下。

(1) 初始?jí)毫Q定了氫氧反應(yīng)氣體的總質(zhì)量和總化學(xué)能，隨著初始?jí)毫Φ奶岣撸瑥椡璋l(fā)射速度增大，而氣體能量利用率的變化不明顯，同時(shí)氣室內(nèi)壓力和溫度峰值升高易對(duì)炮體造成損傷，實(shí)際應(yīng)用時(shí)應(yīng)合理選擇反應(yīng)氣體的初始?jí)毫Α?/p>

(2) 氮?dú)鈱?duì)氫氧爆轟反應(yīng)和內(nèi)彈道性能的影響較大，在反應(yīng)氣體化學(xué)能總量不變的情況下，提高初始氮?dú)夂繒r(shí)，氫氧反應(yīng)速率降低，燃燒轉(zhuǎn)爆轟時(shí)間延長(zhǎng)，而燃燒下反應(yīng)更加充分，總體釋能更多，彈丸發(fā)射速度增大。當(dāng)?shù)獨(dú)獾哪柗謹(jǐn)?shù)升至57.1%時(shí)，爆轟難以形成，燃燒波陣面和前導(dǎo)沖擊波陣面分離，燃燒波陣面抵達(dá)彈底時(shí)氫氣消耗率進(jìn)一步提升，總體釋能保持增多，彈速隨之增大，但彈速增幅減小。反應(yīng)氣體的能量利用率整體隨氮?dú)夂康纳仙岣?，同時(shí)氣室內(nèi)爆溫度下降趨勢(shì)明顯。

(3) 在初始?jí)毫Σ蛔兊那闆r下，將氮?dú)獾哪柗謹(jǐn)?shù)保持在28.9%以內(nèi)時(shí)，能量利用率的提升會(huì)彌補(bǔ)氫氧反應(yīng)氣體含量下降的影響，釋能總量增多，彈丸發(fā)射速度升高。氮?dú)夂可烈欢ǔ潭群螅磻?yīng)氣體的總化學(xué)能大幅降低，釋能總量減少，彈丸發(fā)射速度也逐漸降低，能量利用率則一直保持升高趨勢(shì)。因此保持初始充氣總壓不變時(shí)，將氮?dú)夂靠刂圃谝欢ǚ秶鷥?nèi)有助于得到彈速和能量利用率的最優(yōu)組合。