棒状发射药装填密度高, 内弹道性能平稳, 且发射药轴向排列能产生点火所需要的良好气流通道, 减小了局部压力波, 在中大口径火炮发射装药领域有着良好的应用前景^[1-3]。20世纪60年代, 美国XM578152 mm火炮以及70年代中期XM208远程155 mm火炮均采用了棒状发射药作为发射装药^{[2, 4]}。在坦克炮穿甲弹方面, 美国目前最先进的120 mm口径M829A3贫铀弹采用了8.1 kg RPD-380长棒状发射药^[4]。棒状发射药的研究涉及单孔棒状药、单孔开槽棒状药、PSS棒状药以及分段部分切口多孔棒状药, 其燃烧渐增性和内弹道性能逐步提高, PSS棒状药和环切棒状药药型复杂, 目前该方面的研究报道较多^[4-10], 但制备工艺较为复杂。单孔棒状发射药药型简单, 是目前国内唯一成功通过无溶剂工艺制备的发射药药型, 研究表明, 非开槽单孔棒状药中可能存在的侵蚀燃烧效应能严重影响其大口径火炮中的内弹道性能^[11-13]。

基于提高单孔棒状药装填密度、燃烧渐增性等方面的考虑, 本研究设计了一种新型大弧厚六翼星孔棒状发射药, 针对非开槽单孔棒状药中可能存在的侵蚀燃烧效应, 重点讨论了不同长径比星孔棒状发射药燃烧特征, 并通过改变发射药长径比以及对发射药端面进行封堵处理, 并对处理后的发射药结合高膛压大口径火炮进行了装药验证, 分析了其内弹道性能, 以期为星孔棒状发射药的应用提供参考。

星孔棒状发射药外形结构如图 1a所示, L为发射药长度。图 1b为发射药端面结构, 该结构的特性参数为六翼, h为翼高, D为外径, d为孔径, 2e₁为弧厚, 具体尺寸如图 1b所示。

图 1(Fig. 1)

图 1 星孔棒状发射药外形结构和端面结构示意图 Fig.1 Schematic diagrams of the shape and endstructure for the star-hole stick gun propellant

采用了一种高能三基发射药(配方代号AH-1), 通过无溶剂压伸成型工艺以及专用切药机制备了长径比L/D=1、L/D=2、L/D=6和L/D=14的星孔棒状发射药样品。AH-1的配方组成(质量分数)为:硝化棉(NC)42/硝化甘油(NG)28/黑索今(RDX)25/邻苯二甲酸二丁酯(DOP)3.5/二号中定剂(C₂)1.5。以丙酮为溶剂, 采用不同厚度的硝基软片对L/D=6、14的发射药端面进行封堵处理, 得到封堵片厚度与发射药弧厚比s/e₁分别为0.05、0.1的发射药样品。

利用100 mL常规密闭爆发器进行了L/D=1、L/D=2的星孔棒状发射药及不同端面封堵的星孔棒状发射药静态燃烧实验。由于长度较长, L/D=6的发射药样品采用700 mL密闭爆发器进行实验, L/D=14的发射药样品未进行密闭爆发器实验。实验条件均为:装填密度0.2 g·cm^-3、实验温度20 ℃、点火压力10 MPa。

通过对星孔棒状发射药进行密闭爆发器实验, 得到p-t曲线, 对p-t曲线进行后处理得到L-B曲线。

选用某大口径火炮对s/e₁分别为0、0.05、0.1的端面封堵星孔棒状发射药进行内弹道性能实验, 发射药长径比为14。初速测试方法按GJB349.4-1987进行; 膛压测试方法按GJB349.5-1987进行。

通过长径比为L/D=1、L/D=2和L/D=6的星孔棒状发射药的密闭爆发器实验, 获得了发射药的燃烧规律, 结果如图 2所示。由图 2a可见, 随着长径比增大, 发射药起始燃面降低, 发射药燃烧时间明显延长; L/D=1、L/D=2发射药最大压力基本相同, 而L/D=6发射药最大压力偏小, 这可能是长径比增大后燃烧时间延长使热损失增大。由图 2b可见, 六翼星孔棒状发射药呈平行层燃烧, 燃烧稳定, 没有出现侵蚀燃烧。依据参考文献[10], 计算发射药样品的燃烧渐增性因子P_r, 结果分别为0.285、0.37和0.447。根据计算结果可见, 与L/D=1相比, L/D=6时, P_r增加了56.8%。L/D=1时, 发射药燃烧活度缓慢下降; L/D=2时, 发射药起始燃烧活度下降, 随着B值增大, 燃烧活度略微下降; L/D=6时, 在燃烧过程中, 发射药燃烧活度基本不变, 直至接近燃完时快速下降。长径比增大, 初始燃面和初始燃烧活度降低, 端面对发射药燃烧减面性的影响减小, 发射药起始燃气生成猛度降低, 最大压力点滞后。另外, 从图 2b中可以看出, 随着长径比增大, 发射药燃烧分裂点逐渐后移, 分裂后未燃尽比例减小。

图 2(Fig. 2)

图 2 三种不同长径比发射药样品的p-t曲线及L-B曲线 Fig.2 The p-t curves and L-B curves of three gun propellant samples with different L/D ratios

表 1(Tab. 1)

表 1 三种不同长径比发射药样品的L-B曲线特征点 Tab. 1 Characteristic points of the L-B curves of three gun propellant samples with different L/D ratios L/D Bs Ls /MPa-1·s-1 L0.1 /MPa-1·s-1 L0.3 /MPa-1·s-1 Pr 1 0.886 0.295 0.465 0.453 0.285 2 0.89 0.333 0.383 0.418 0.37 6 0.923 0.383 0.407 0.421 0.447 Note: L/D is the ratio of length to diameter, Bs is the splitting point of combustion, Ls is the dynamic vivacity at Bs, L0.1 is the dynamic vivacity when B is 0.1, L0.3 is the dynamic vivacity when B is 0.3, Pr is the combustion progressing factor.

表 1 三种不同长径比发射药样品的L-B曲线特征点 Tab.1 Characteristic points of the L-B curves of three gun propellant samples with different L/D ratios

图 3是长径比L/D=6, s/e₁分别为0、0.05、0.1三种不同端面封堵厚度的星孔棒状发射药的定容燃烧压力-时间曲线。从图 3可看出, 封堵片厚度越厚, 即s/e₁越大, 定容燃烧时间曲线上升越缓慢, 燃烧的时间越长。表 2是三种不同端面封堵厚度的星孔棒状发射药的燃烧特征点, 其中t₅₀为压力达到50 MPa时的燃烧时间, 由表 3看出, 随着封堵片厚度的增加, 最大压力基本维持不变, 由50 MPa到最大压力的燃烧时间(t_K-t₅₀)也变化不大, 而达到50 MPa压力的时间变化明显。这说明, 端面封堵只影响星孔棒状发射药的燃烧及能量释放过程, 并不影响其总能量, 封堵片对星孔棒状发射药燃烧规律的影响, 主要集中在封堵片燃烧完以前, 也就是破孔以前, 封堵层越厚, 燃烧时破孔越晚, 低压下燃烧时间明显越长。

图 3(Fig. 3)

图 3 三种不同端面封堵厚度/发射药弧厚(s/e1)比的发射药样品的p-t曲线 Fig.3 The p-t curves of three gun propellant samples with different s/e1 ratios

表 2(Tab. 2)

表 2 三种不同端面封堵厚度的发射药样品的p-t曲线燃烧特征点 Tab. 2 Combustion characteristic points of the p-t curves of three gun propellant samples with different s/e1 ratios s/e1 t50 /ms tK /ms tK-t50 /ms pm /MPa 0 18.6 37.1 18.5 290.0 0.05 35.0 54.3 19.3 290.1 0.1 40.2 59.0 18.8 292.1 Note: s/e1 is the ratio of sealing layer thickness to web size, t50 is the combustion time when p is 50 MPa, tk is the combustion time at the maximum pressure, pm is the maximum bore pressure.

表 2 三种不同端面封堵厚度的发射药样品的p-t曲线燃烧特征点 Tab.2 Combustion characteristic points of the p-t curves of three gun propellant samples with different s/e1 ratios

L-B曲线反映了气体生成量与火药已燃百分数的关系。图 4为不同端面封堵厚度样品的L-B曲线, 由图 4可见, 经端面封堵后, L-B曲线显示了明显的降低起始燃烧活性和燃烧破孔特征, 且破孔后体现出与基体发射药相似的燃烧特征。s/e₁分别为0.05、0.1时, 星孔棒状发射药的起始气体生成量降低了约1/2; s/e₁分别为0.05、0.1时, 破孔时间约为火药已燃份数的10%~20%, 且随着s/e₁的增加, 破孔时间略微延后; 由于s/e₁分别为0.05、0.1时, 封堵层厚度相对燃烧层厚度仍较小, 且破孔条件复杂, 在破孔时间上体现不出明显区别, 可以通过增加封堵层厚度进一步改善和控制燃烧规律。在L-B曲线上, 还可以看出, 星孔棒状发射药的燃烧分裂大约发生在已燃份数达到90%以上时, 其分裂后的减面燃烧性能对整体燃烧影响较小。从上面的分析可知, 封堵层的厚度对星孔棒状发射药的燃烧性能有着重要影响, 随着封堵层厚度的增加, 燃烧的渐增性越强。所以, 选择合适的封堵层厚度, 就能得到所需要的破孔规律和气体生成规律, 实现最佳的弹道效果。

图 4(Fig. 4)

图 4 三种不同端面封堵厚度/发射药弧厚比的星孔棒状发射药样品的L-B曲线 Fig.4 The L-B curves of three star-hole stick gun propellant samples with different s/e1 ratios

表 3是大弧厚六翼星孔棒状发射药结合某大口径火炮进行的内弹道性能实验结果, ω为装药量, q为弹重, p_m为铜柱测得的最大膛压, v_32.5为离炮口32.5 m处测得的弹丸初速。由表 3可见, 端面封堵可以有效改善发射药内弹道性能。当s/e₁分别为0.05、0.1时, 随封堵层厚度的增加, 最大膛压p_m分别下降了1.3%和3.5%, 而初速v_32.5分别提高了0.28%和1.4%。封堵层厚度是调控星孔棒状发射药燃烧过程的重要参数, 它不仅影响发射药燃烧性能, 而且还影响其装药的弹道性能。不同火炮需根据其具体结构及弹道指标要求, 选择星孔装药结构及封堵层厚度。

表 3(Tab. 3)

表 3 内弹道实验的结果 Tab. 3 Results of internal ballistic tests s/e1 ω /kg q /kg pm /MPa v32.5 /m·s-1 0 9.8 50 310.0 769.6 0.05 10 50 306.0 771.8 0.1 10.14 50 299.0 780.3 Note: s/e1 is the sealing layer thicknesses/gun propellant web size ratio; ω is the charge quantity; q is the weight of projectile; pm is the maximum bore pressure; v32.5 is the initial speed of projectile measured at 32.5 m from gun muzzle.

表 3 内弹道实验的结果 Tab.3 Results of internal ballistic tests

(1) 大弧厚六翼星孔棒状发射药燃烧稳定, 呈平行层燃烧, 可通过调整长径比和封堵层厚度来改善星孔棒状发射药的燃烧规律。

(2) 大弧厚六翼星孔棒状发射药的燃烧性能受长径比影响较大, 随着长径比的增加, 发射药起始燃气生成猛度降低, 最大压力点迟后, 长径比L/D由1增加至6时, 燃烧渐增性因子P_r由0.285增加至0.447, 增加56.8%, 而且最大压力点滞后。

(3) 经端面封堵后, 降低了六翼星孔棒状发射药的起始燃烧猛度, 并表现出明显的破孔燃烧特征。s/e₁分别为0.05、0.1时, 星孔棒状发射药的起始气体生成量降低了约1/2, 破孔时间约为火药已燃分数的10%~20%, 端面封堵后可提高装药内弹道性能。