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All issues Volume 43 / No 4 (August 2025) JNWPU, 43 4 (2025) 648-658 Full HTML
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Issue
JNWPU
Volume 43, Number 4, August 2025
Page(s) 648 - 658
DOI https://doi.org/10.1051/jnwpu/20254340648
Published online 07 October 2025

© 2025 Journal of Northwestern Polytechnical University. All rights reserved.

Licence Creative CommonsThis is an Open Access article distributed under the terms of the Creative Commons Attribution License (https://creativecommons.org/licenses/by/4.0), which permits unrestricted use, distribution, and reproduction in any medium, provided the original work is properly cited.

在世界各国争相大力发展武器装备的进程中，子母武器系统[1–3]由于作战范围广、毁伤效率高、瞬时火力密等特点，受到军事强国的关注。子母武器系统中，母弹与子弹的有效分离是发挥其作战效能的关键步骤。分离过程涉及母弹开舱、子弹抛撒以及子弹弹出后的运动状态，是一个相对复杂的过程。

燃气囊式分离[4–5]是利用燃气产气装置产生高温高压燃气充入气囊, 气囊在燃气填充作用下对外膨胀做功, 推动子弹加速分离的过程[6–7]。相比燃气直接作用于子弹, 增加气囊装置既可以增加燃气与子弹之间的作用时间, 起到缓冲作用, 又可将分离过载控制在一定范围内, 实现低过载分离。燃气囊式分离装置因其结构紧凑、过载小、通用性强、子弹出舱姿态可控等特点已广泛应用于多种子母弹分离系统中, 是一种较为理想的分离结构。

国内外学者们对于燃气囊式分离技术开展了大量研究。在系统装置方面, Conrad等[8]研究了通过使用固体推进剂化学品给气囊充气来驱动子弹药的分散系统, Peter等[9]设计了一个新颖的试验来评估使用分布载荷气囊弹射的可能性。李宝星等[10]搭建了子母弹侧向气囊分离模拟试验系统, 试验验证了子母侧向气囊分离的可行性, 并获得子弹模拟载荷分离的加速度、速度等参数变化特性; 王浩[11]提出了以地面模拟为主的内燃式气囊抛撒试验装置。

在内弹道计算模型方面, 20世纪80年代, 美国率先开展了有关子母弹分离的风洞试验和数值模拟研究[12–13]。Wooden等[14]采用数值计算流体力学与风洞试验相结合的方法对子母弹气动特性进行了研究。Pamadi等[15]对航天发射系统中的助推器进行了气动建模和数据库开发。张曼曼等[16]采用嵌套网格技术研究子母弹分离过程的流场特性和子弹初始分离状态对其分离过程的影响。周双利等[17]模拟了内燃式气囊充气膨胀和弹丸运动的过程, 建立了黏性可压缩流动与结构大变形相互作用的三维流固耦合模型。蒋淑园[18]根据内弹道两相流的有关理论, 建立了具有多点点传火系统的大口径平衡炮的两相流计算模型。王琪等[19]将以气体发生剂为动力源的囊式子母弹抛撒问题作为研究对象, 提出了气体发生剂名义燃速方程和燃气质量流率-时间历程曲线的方法。张博孜等[20]采用CE/SE算法建立了二维两相流内弹道模型, 研究了内燃式抛撒装置内燃气流场的流动特性和压力分布规律。

与传统分离装置不同，本文建立了一种外燃式气囊分离装置，以固体推进剂为燃料，燃气发生器与橡胶气囊为动力源，工作时，燃气发生器产生燃气进入气囊，气囊对子弹膨胀做功推动其加速分离。为探究子弹分离参数的影响因素，采用仿真计算与试验相结合的方式，揭示了燃气流量、装置初容、推进剂药型对子弹分离参数的影响规律，为以固体推进剂为能量源的燃气囊式分离装置设计提供参考。

1 理论模型

图 1是燃气囊式分离装置示意图, 该装置以燃气发生器为产气源, 产生的高温高压燃气经由喷管喷出, 进入外部缓冲储气罐, 燃气在储气罐短暂停留后通过气体传输通道进入气囊, 源源不断的燃气在气囊中积蓄使得气囊内部压力持续上升, 当内部压力大于外部环境压力时, 气囊便开始推动子弹运动。

thumbnail 图1

分离装置结构示意图

1.1 气囊几何模型

气囊在推动子弹运动过程中，子弹运动参数与气囊尺寸及气囊形态参数有关，图 2为根据实际情况建立的气囊推动子弹运动过程的结构模型，图中气囊左侧与弹托固定，右侧与子弹左侧接触，工作过程中气囊右侧发生位移推动子弹向右侧平移，直至气囊完全打开，将子弹推出。由于气囊材料具有一定抗拉性，其膨胀过程中材料的收缩量很小，故本计算过程中，假定气囊材料不发生弹性形变。

thumbnail 图2

分离装置的结构模型(俯剖视)

图 2中R1表示子弹外形面半径, 其圆心为O1, O1随子弹的移动而变化; R2为气囊左侧弹托内形面半径, 圆心为O2, O2在工作过程中恒定不变; M, N为气囊与弹托内形面的2个切点, P, Q为气囊与子弹左端形面的切点; 气囊完全打开后为圆柱形, 其直径为D, 高度为L, R1, R2, D, L为已知的恒定参量。

图 2中变量有l, θ1, θ2, θ3, d, 其中：l为O1到O2的距离, 反映子弹运动过程的位移量, 当O1在O2左侧时, l取负值, 反之取正值; θ1为O1P与水平面夹角, P为气囊右侧与子弹左侧接触面的切点; θ2为O2P与水平面夹角; θ3为O2M与水平面夹角; d为圆弧MP的直径, 为方便计算, 此处近似认为圆弧MP为以d为直径的半圆弧。

针对上述几何模型, 有

$ R_1 /\sin \left(180-\theta_2\right)=l /\sin \left(\theta_2-\theta_1\right) $(1)

$ R_2 /\sin \theta_1=l /\sin \left(\theta_3-\theta_1\right) $(2)

$ R_2 \sin \theta_3=\left(R_1+d\right) \sin \theta_1 $(3)

$ \begin{array}{l}C_Q=\hat{l}_{P Q}+\hat{l}_{M N}+\hat{l}_{M P}+\hat{l}_{N Q}= \\ \quad 2 R_1 \theta_2+2 R_2 \theta_3+\pi d=\pi D\end{array} $(4)

在给定子弹位移l的情况下, 可求得(1)~(4)式中的变量。

图 2中阴影部分面积为气囊横截面面积, 即

$ A_Q=R_2^2 \theta_3-R_1^2 \theta_1+l \sin \theta_1\left(R_1+d\right)+0.25 \pi d^2 $(5)

气囊作用面的径向投影, 代表气囊对子弹正推方向作用面大小，如(6)式所示。

$ l_{P Q}=2 R_1 \sin \theta_1 $(6)

气囊体积和作用轴向面积如(7)~(8)式所示。

$ V_Q=A_Q L $(7)

$ S_Q=l_{P Q} L $(8)

根据上述公式, 取适当步长, 给定子弹位移l, 可求解得到该时刻气囊的状态参数, 包括气囊体积VQ和对子弹作用面积SQ随时间的变化过程。图 3选取了几个位移时刻, 简易描述了气囊的作动过程, 每一时刻各参数由子弹位移l控制, 工作过程中气囊轴向截面周长保持不变, 但面积逐渐变大, 即: 气囊材料在工作过程中不会产生弹性形变, 体积在不断增大膨胀做功。

thumbnail 图3

气囊作动过程示意图

1.2 弹射内弹道模型

气囊分离装置工作过程类似于高低压室经典弹射过程, 可采用经典弹射内弹道方程组[21]进行理论计算, 该方程组包含高压室(燃气发生器)与低压室(储气罐+气囊)的共同参数, 求解方程组可以得到高压室燃气输入条件下, 被弹目标的运动参数状态。

根据设计的装药药型, 将推进剂参数、各修正系数代入经典弹射内弹道方程组进行求解, 可以得到高压室压力p1, 高压室流量$\dot{m}_{t 1}$, 低压室温度T2, 低压室压力p2, 子弹推力F, 加速度a, 速度v以及位移l随时间的变化。

2 结果与讨论

子母弹分离过程中, 子弹加速度和分离末速度是2个重要的参量, 加速度a与装药参数、装置初容大小以及分离装置的结构相关, 其定量关系为

$ a=\frac{F-f}{m_{\mathrm{d}}}=\frac{p_2 S_Q-f}{m_{\mathrm{d}}}=\frac{\frac{m_{t 1}}{V_2} R T \cdot S-f}{m_{\mathrm{d}}} $(9)

对于确定配方的装药, 燃气气体状态常数R不变, 装药燃温T变化较小, 假设T恒定不变。进入低压室的燃气量mt1、低压室容积V2和燃气对子弹作用面积SQ为影响子弹加速度的主要因素。

其中, 低压室容积V2与子弹位移l相关，对应关系如图 4所示，其中，V2由气囊容积Vq和储气罐体积Vc共同组成。因此, 可以通过调整Vc来改变V2的参数；作用面积SQ只与子弹位移相关，关系如图 4所示，与工况参数无关，可视为恒定值。因此, 在本装置模型中, 影响加速度的参数为进入低压室的燃气量mt1以及储气罐体积Vc。

thumbnail 图4

低压室容积、作用面积与位移的关系

为探究子弹加速度的影响因素, 拟采用控制变量的方法, 分别探究装置初容V2、燃气质量流量$\dot{m}_{t 1}$、不同装药形状对子弹加速度的影响。

以下各计算工况均以子弹分离过程加速度不超过12g, 分离末速度大于6 m/s

为目标结果进行, 意在通过分析计算探究子弹分离参数的影响因素, 并提出实现子弹分离的有效方案。

2.1 初容对子弹分离参数的影响

相同装药状态, 分别选取Vc=10, 15, 20, 25 L的储气罐为装置不同初容。装药药型采取恒面型装药, 药型参数为: 7根内外孔管状药型, 内径Φ4 mm, 外径Φ16 mm, 长度65 mm, 密度为1.53 g/cm3, 装药质量为130 g, 燃速为20 mm/s, 装药药型如图 5所示。

thumbnail 图5

恒面装药结构示意图

低压室压力曲线如图 6所示, 恒面药型设计使得从高压室进入低压室(储气罐+气囊)的燃气流量恒定。随着燃气在低压室中逐渐堆积, 燃气产生速率大于气囊体积增加速率, 低压室压力逐渐升高, 工作初期呈快速爬升; 随着气囊体积的增加, 燃气产生速率逐渐逼近气囊体积增加速率, 此时达到了低压室压力的第一次峰值; 随后由于气囊体积增加速率大于燃气产生速率, 低压室压力逐渐开始下降, 形成低压室曲线的波谷; 之后由于气囊体积增加速率变缓使得低压室压力再一次上升, 直至装药燃烧完成。

thumbnail 图6

不同初容下低压室压力随时间的变化

图 7是各工况下子弹加速度与速度曲线。低压室压力达到一次峰之前, 子弹加速度是剧烈爬升的, 加速度峰值与低压室压力峰值出现在相同时刻; 随后由于低压室压力和作用面积的同时下降导致加速度急速下降; 当低压室压力开始二次爬升时, 由于压力的增加速率赶不上作用面的下降速率, 对应的加速度呈现下降趋势, 当加速度下降速率低于压力峰波谷时刻之前, 在加速度图中体现为下降段有一个明显拐点。

thumbnail 图7

不同初容下子弹分离加速度、速度随时间的变化

不同初容情况下的分离参数计算结果如表 1所示, 对比图 7的曲线可以发现, 4个工况在整体趋势上相同, 从具体数值来看: Vc=10 L时, 低压室最大压力为0.251 MPa, 加速度峰值为15.2g, 子弹分离速度在t=0.088 s时刻达到6 m/s, 此时已燃烧装药质量为78.16 g, 子弹分离末速度为6.26 m/s, 此处将子弹分离末时刻已经燃烧的装药量计作有效装药量; 随着初容Vc的增加, 低压室压力峰值下降, 加速度峰值逐渐下降, 爬升时间滞后, 爬升速率变缓。

表1

不同初容下的计算结果对比

根据上述分析, 在装药药型完全相同的前提下, 增加初容Vc可以有效降低低压室压力峰值和加速度峰值, 使得加速度爬升速度变缓, 但装药做工效率降低, 表现为: 达到相同末速度, 初容大的工况需要更多的装药量。此外, 在装药药型完全相同的前提下, 初容的变化不会影响分离末速度的绝对值, 但达到相同末速度所需时间以及所需装药量有所差异。

2.2 质量流量对子弹分离参数的影响

燃气的质量流量反映了单位时间内高压室产生燃气的质量, 其计算公式为

$ \dot{m}_{\mathrm{b}}=\rho_{\mathrm{p}} A_{\mathrm{b}} u $(10)

为了使问题简化, 假设高压室产生的燃气量全部进入低压室做功。所以, 对于确定的装药, 密度一定, 质量流量与装药燃速u和燃面Ab相关。

拟定相同的装药量130 g, 带入确定的初容Vc=25 L, 通过改变装药的燃速和燃面来探究质量流量对子弹分离参数的影响。表 2为2种状态拟定的4组工况的药型参数, 各工况依然采用恒面型装药。

表2

不同工作条件下装药的参数对比

2.2.1 燃速的影响

图 8是燃面不变, 变化燃速(取u=15, 20, 25, 30 mm/s)得到的子弹加速度和速度对比图。表 3是上述4种工况下装药的实际工作参数, 从中可以看出, 在相同初容的条件下, 燃速越大, 质量流量越大, 子弹加速度爬升越剧烈, 子弹达到目标速度所用时间越短、所需装药量越少, 分离效率越高。

thumbnail 图8

不同燃速下子弹分离加速度、速度随时间的变化

表3

不同燃速下的计算结果对比

虽然燃气流量的增加能提高分离效率, 但过高的燃气流量会使加速度峰值超出过载范围, 而较小的质量流量由于错过了工作初期的高效率做功, 分离末速度达不到要求, 所以燃气的质量流量需保持在一定范围以内。

对于上述各工况, 燃速25 mm/s和30 mm/s分离效率较高, 仅用84 g装药量就使分离速度达到6 m/s, 而且分离末速度较高, 但它们的最大过载都超过了12g的设计要求; 燃速15 mm/s的工况虽然满足过载要求, 但直到气囊完全打开, 分离末速度都未达到6 m/s; 而燃速20 mm/s的工况既满足了过载要求, 又达到了目标分离末速度。所以, 在设计装药质量流量时, 必须同时考虑过载和分离速度2个因素, 选取适合的质量流量。

2.2.2 燃面的影响

图 9是保证装药总质量不变, 燃速为20 mm/s时, 不同燃面得到的计算结果, 可以看出, 随着装药燃面增加(图中体现为肉厚e减小), 燃气质量流量增加, 子弹加速度峰值和分离末速度也随之增加, 这与上文通过变化燃速增加燃气质量流量的规律是一致的。

thumbnail 图9

不同燃面下子弹分离加速度、速度随时间的变化

表 4是装药工作过程的实际参数, 从中可看出, 燃气作用时间存在一定范围, 当燃气工作时间较短时(如肉厚为2 mm), 推进剂燃烧时间先于气囊打开时间; 燃气工作时间较长时(如肉厚为3.5 mm), 气囊会先完全打开, 打开之后时间段内燃气无法做功。

表4

不同燃面下的计算结果对比

因此, 应该将燃气发生器的工作时间设计为小于气囊打开时间, 避免造成能量的损失; 同时时间不能太短, 以免造成过高的加速度峰值。理想的状态为: 装药工作结束时刻, 气囊刚好完全打开。

对上述工况进行总结, 发现在恒面药型情况下, 子弹分离末速度与燃气质量流量有一定的相关性。将质量流量和分离末速度计算值绘成散点图, 可以得到图 10的结果。

thumbnail 图10

子弹分离速度与质量流量的关系

末速度与质量流量的拟合关系式为

$ v=4.281 \times \dot{m}_{t 1}+2.401 $(11)

由(11)式可知, 对于恒面药型, 子弹分离末速度与燃气质量流量呈线性关系。将v=6 m/s代入(11)式可计算得到$\dot{m}_{t 1}$=0.84 kg/s, 即: 对恒面型装药而言, 要想使得分离末速度达到6 m/s以上, 需设计质量流量至少在0.84 kg/s以上。

2.3 增面型装药对子弹分离参数的影响

实际情况中, 用于增加初容的空间有限, 为降低装置初容, 同时满足子弹运动参数要求, 需降低工作初期的燃气质量流量。

由于质量流量过小会导致子弹末速度无法达到指标要求, 故设计需同时满足工作初期小质量流量, 随着气囊膨胀空间增大, 质量流量逐渐增大的工作方案, 即: 装药药型呈显著增面性。

图 11中X轴代表燃气初期质量流量与装置初容V2的比值, 称为质容比, Y轴为子弹加速度峰值。从图 11中可以看出, 子弹加速度峰值与质容比呈线性关系, (12)式为线性拟合关系式。

$ a_{\max }=3.1357 \times\left(\dot{m}_{t 1} / V_2\right)+22.734 $(12)

thumbnail 图11

子弹分离加速度峰值与质容比的关系

将amax=12g的指标值代入(12)式可得质容比临界值为31.02, 当工作初期选取Vc=10 L时, 工作初期质量流量为0.47 kg/s; 再通过2.2.2节中质量流量与分离末速度的关系, 可计算得燃气平均质量流量需保持在0.84 kg/s以上。根据工作初期质量流量、装药燃速、工作时间等参数, 可以得到装药的药型参数: 采用19根内孔增面型装药, 单根药柱内径Φ5 mm, 外径Φ11.5 mm, 长度55 mm。

图 12为装药的药型图, 它在工作过程中只留内孔作为燃面, 药型呈显著增面性, 工作初期由于燃面较小使得燃气流量较小; 随着燃面的增加, 高压室压力逐渐上升, 装药燃速也随之提升, 燃面与燃速的双重提升使得燃气流量迅速提升。

thumbnail 图12

增面型装药的药型结构

增面型和恒面型装药燃气流量的变化如图 13所示。选取相同质量流量、工作时间的药型, 使其平均流量为1.00 kg/s, 将2种药型参数代入模型计算, 可以得到2种工况下子弹加速度和分离速度的对比图。

thumbnail 图13

恒面型装药与增面型装药的质量流量对比

如图 14所示, 选取相同初容Vc=10 L, 整体上2种药型的加速度曲线都是先增后减, 不同的是曲线的爬升速度。增面型装药工作初期燃面低, 质量流量低, 故加速度曲线爬升速率较缓, 峰值较低, 恒面型装药的加速度峰值为16.6g, 而增面型装药的加速度峰值为11.7g; 当加速度曲线越过峰值后均开始下降, 增面型装药由于燃面和燃速不断增加, 加速度下降速度较小, 对气囊充气过程作用时间更长, 更加缓和。

thumbnail 图14

恒面型装药与增面型装药子弹分离加速度、速度对比

增面型装药燃烧时间与气囊膨胀时间几乎同时结束, 对装药能量的利用率更高; 而恒面型装药燃烧时间大于气囊膨胀时间, 做功效率较低。

2种药型的速度曲线如图 14b)所示, 恒面型装药的速度爬升更快, 在0.072 s的时间内便达到了6 m/s, 而增面型装药爬升较缓, 达到6 m/s所用时间为0.112 s。

2.4 试验验证

为验证理论计算模型的准确性, 设计了燃气囊式子母弹分离模拟试验系统, 并进行了地面点火分离试验。试验系统如图 15所示, 由燃气发生器-气囊动力系统、子弹模拟载荷、分离基座以及测试系统组成。试验过程利用压力传感器记录燃气压力，利用高速摄影记录分离过程的图像, 利用激光多普勒测速仪记录子弹的分离参数。

thumbnail 图15

模拟分离试验系统

图 16是模拟分离试验中子弹及气囊在不同时刻的状态。

thumbnail 图16

模拟分离过程图

从图 16中可以看出, 点火之后气囊由初始压瘪状态挣脱束缚, 迅速鼓起, 并由气囊左侧囊壁推动子弹弹出。气囊于t=0.12 s时刻完全打开, 此时子弹与气囊完成分离, 随后子弹呈平抛运动弹出落下。

试验系统中模拟子弹质量为320 kg, 子弹外形面半径为630 mm, 气囊直径为500 mm, 高度为600 mm; 燃气发生器设计为内孔自由装填式装药, 推进剂及装药参数如表 5所示。

表5

燃气发生器及装药参数

基于以上参数与理论模型, 可得到子弹分离的理论加速度、速度、位移等分离参数, 经数据处理后与理论计算的分离参数结果进行了对比, 对比结果如图 17所示。

thumbnail 图17

模拟分离过程加速度、速度理论与试验对比图

从图 17对比来看, 试验值与理论值在整体走势上呈现出较好的相似性。

加速度曲线整体先剧烈爬升, 后缓慢下降; 分开来看, 试验值的加速度峰值为16.28g, 出现在0.026 s时刻, 理论值为18.16g, 出现在0.022 s时刻, 理论值稍大于试验值, 误差为10.35%。加速度试验值在下降过程中呈缓慢的波动状态, 这与理论值有所区别, 这是由于实际分离过程中气囊会受到子弹的反作用力, 使得气囊对子弹的推力产生波动。

速度曲线先剧烈上升, 后缓慢上升; 区别在于, 分离末速度的试验值稍大于理论值, 理论值为6.29 m/s, 分离时刻为0.122 s, 子弹于0.092 s时速度达到6 m/s, 试验值为5.87 m/s, 分离时刻为0.120 s, 分离末速度试验值与理论值的误差为6.67%。

3 结论

本文以固体推进剂燃气发生器为产气源, 构建了燃气囊式分离装置结构模型, 通过理论与仿真相结合的方式, 探究了子弹分离参数的影响因素, 并通过模拟分离试验数据验证了理论模型的准确性, 形成结论如下。

1) 燃气质量流量是子弹分离参数的影响因素, 装药燃速越高、燃面越大, 燃气质量流量越大, 子弹加速度爬升越陡峭, 加速度峰值越高, 分离时间越短, 做功效率越高; 子弹分离末速度与燃气质量流量呈线性正相关。

2) 装置初容是子弹分离参数的影响因素, 装置初容越大, 子弹加速度峰值越小, 加速度曲线爬升越缓和, 分离时间越长, 做功效率越低; 子弹加速度峰值与燃气质量流量和装置初容的比值(质容比)呈线性正相关。

3) 初容相同, 平均质量流量相同的条件下, 增面型装药比恒面型装药的加速度峰值更小, 对气囊的填充过程更缓和, 作用时间更长, 更能满足低过载性能要求。

4) 设计药型时, 应综合考虑子弹加速度峰值和分离末速度的双重因素, 其中, 质量流量控制子弹分离末速度, 质容比控制子弹加速度峰值; 应选取增面型装药以降低初期加速度峰值, 在加速度允许的范围内选取质量流量较大的方案(燃面大、燃速高)以达到更高的分离末速度; 此外, 应设计燃气发生器工作时间尽量接近气囊打开时间, 使得有效装药量最大。

5) 试验测得的子弹分离参数与理论计算值吻合较好, 理论预估模型具有良好的准确性, 可以指导燃气囊式分离系统的参数设计。

References

  1. SUN Lianshan, LIANG Xueming. History of aviation weapon development[D]. Beijing: Beijing Aviation Industry Press, 2004 (in Chinese) [Google Scholar]
  2. FARES Y, EL-ZAATARI M, FARES J, et al. Trauma-related infections due to cluster munitions[J]. Journal of Infection and Public Health, 2013, 6(6): 482–486 [Article] [Google Scholar]
  3. LI Weihang, GAO Yu, ZHU Wanjie, et al. Discussion on cluster munition dispersion technology[C]//Proceedings of the First OSEC Ordnance Engineering Conference, Chongqing, 2017: 176–179 (in Chinese) [Google Scholar]
  4. SONG Haibo. The interior ballistics simulation and dispersion law research of airbore cluster munition gasbag[D]. Harbin: Harbin Institute of Technology, 2019 (in Chinese) [Google Scholar]
  5. DALLE D J, ROGERS S E, LEE H C, et al. Inviscid and viscous CFD analysis of booster separation for the space launch system vehicle[R]. AIAA-2016-0797, 2016 [Google Scholar]
  6. YANG Wen, YANG Jiajia, TU Xiaochang, et al. Design and research of a double-layer gas generator for cluster bombs dispersal[J]. Initiators Pyrotechnic, 2024(3): 1–5 (in Chinese) [Google Scholar]
  7. BROOKS G W, GAGNIER M S. Apparatus and method for dispersing munitions from a projectile: USA, US6672220 B2[P]. 2004-01-06 [Google Scholar]
  8. CONRAD R H, BEN D S. Application of solid rocket technology to the development of submunition dispersion system[R]. AIAA-1988-3362, 1988 [Google Scholar]
  9. PETER D, ROBERT C. Experimental dynamic response of a munition of various weights impacting a low pressure airbag at various speeds[R]. AIAA-2007-2024, 2007 [Google Scholar]
  10. LI Baoxing, MENG Haolong, XING Pengtao, et al. Numerical simulation and experimental study on lateral gasbag separation of submunition missile[J]. Journal of Aerospace Power, 2023, 38(8): 2024–2033 (in Chinese) [Google Scholar]
  11. WANG Hao. A model for the firing process of the internal-combustion gasbag submunition and its simulation[J]. Acta Armamentarii, 2001, 22(2): 178–181 (in Chinese) [Google Scholar]
  12. RIZK M, JOLLY B. Aerodynamic simulation of bodies with moving components using CFD overset gird methods[C]//Proceedings of the 44th AIAA Aerospace Sciences Meeting & Exhibit 2006, Reno, 2006: 1252 [Google Scholar]
  13. BHANGE N P, SEN A, GHOSH A K. Technique to improve precision of kinetic energy projectiles through motion study[C]//Proceedings of Atmospheric Flight Mechanics Conference, Chicago, 2009: 5720 [Google Scholar]
  14. WOODEN P A, BROOKS W, JUBARAJ S B. Calibrating CFD predictions for use in multiple store separation analysis[C]//Proceedings of the 36th AIAA Aerospace Sciences Meeting & Exhibit, Reno, 1998: 754 [Google Scholar]
  15. PAMADI B N, PEI J, GUMBERT C R, et al. Aerodynamic modeling and database development of the space launch system booster separation[R]. AIAA-2015-0779, 2015 [Google Scholar]
  16. ZHANG Manman, JIANG Yi, CHENG Lidong, et al. Numerical analysis of supersonic projectile separation based on nested grids[J]. Acta Armamentarii, 2019, 40(1): 179–188 (in Chinese) [Google Scholar]
  17. ZHOU Shuangli, WANG Hao, TAO Ruyi, et al. Analysis on fluid-structure interaction characteristics in process of internal combustion metal gasbag dispersal of shrapnel[J]. Journal of Ordnance Equipment Engineering, 2022, 43(3): 130–135 (in Chinese) [Google Scholar]
  18. JIANG Shuyuan. Research and simulation of the discrete model of the large caliber and high speed davis gun[D]. Nanjing: Nanjing University of Science and Technology, 2017 (in Chinese) [Google Scholar]
  19. WANG Qi, JIANG Jianwei, WANG Shuyou, et al. Research on numerical simulation of submunition dispenser with gas generant and airbag[J]. Acta Armamentarii, 2018, 39(5): 867–874 (in Chinese) [Google Scholar]
  20. ZHANG Bozi, WANG Hao, WANG Shanshan. Dispensing interior ballistic numerical simulation on cluster bomb of center powder gas with spoiler[J]. Explosion and Shock Waves, 2015, 35(2): 208–214 (in Chinese) [Google Scholar]
  21. TAN Dacheng. Internal ballistics of ejection[D]. Beijing: Beijing Institute of Technology Press, 2015 (in Chinese) [Google Scholar]

All Tables

表1

不同初容下的计算结果对比

In the text
表2

不同工作条件下装药的参数对比

In the text
表3

不同燃速下的计算结果对比

In the text
表4

不同燃面下的计算结果对比

In the text
表5

燃气发生器及装药参数

In the text

All Figures

thumbnail 图1

分离装置结构示意图
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thumbnail 图2

分离装置的结构模型(俯剖视)
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thumbnail 图3

气囊作动过程示意图
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thumbnail 图4

低压室容积、作用面积与位移的关系
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thumbnail 图5

恒面装药结构示意图
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thumbnail 图6

不同初容下低压室压力随时间的变化
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thumbnail 图7

不同初容下子弹分离加速度、速度随时间的变化
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thumbnail 图8

不同燃速下子弹分离加速度、速度随时间的变化
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thumbnail 图9

不同燃面下子弹分离加速度、速度随时间的变化
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thumbnail 图10

子弹分离速度与质量流量的关系
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thumbnail 图11

子弹分离加速度峰值与质容比的关系
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thumbnail 图12

增面型装药的药型结构
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thumbnail 图13

恒面型装药与增面型装药的质量流量对比
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thumbnail 图14

恒面型装药与增面型装药子弹分离加速度、速度对比
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thumbnail 图15

模拟分离试验系统
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thumbnail 图16

模拟分离过程图
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thumbnail 图17

模拟分离过程加速度、速度理论与试验对比图
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