ФГУП «Государственный научно-исследовательский
институт химических продуктов»
Г.Г. Валеев, В.Ф. Сопин, Б.А. Соков
АРТИЛЛЕРИЙСКИЕ
МЕТАТЕЛЬНЫЕ ЗАРЯДЫ
Казань, 2004

Baлeeв Г.Г., Coнин В.Ф., Соков Б.А. Артиллерийские мeтaтeльные заряды. Казань:
ФГУП «Государственный научно-исследовательский институт химических продуктов».
2004.309 с.
Рассмотрены вопросы исследования разработки артиллерийских метательных зарядов
(МЗ). Книга состоит из 10 глав и иллюстрации. В первой главе в краткой форме рассмотрены
особенности выстрела из ствольного оружия, назначение МЗ, его действие, устройство и
назначение отдельных элементов.
Во второй главе изложены основы баллистического проектирования МЗ Приведены
сведения о марках артиллерийских порохов и их энергетических характеристиках. Приведен
пример баллистического расчета МЗ.
В третьей главе методом анализа характеристик лучших разработанных МЗ показано,
что баллистическая эффективность трубчатых, комбинированных и зерненых порохов
равнозначна, тогда как в экономическом отношении последние имеют значительные
преимущества. Однако переход к МЗ из зерненых порохов требует решения проблем
«нормального» горения МЗ при выстреле.
В четвертой главе показано, что следствием несовершенной «схемы» воспламенения
МЗ насыпной конструкции является аномальное горение, которое характеризуется тем, что
на одной из групп выстрелов кривая Р=Р(τ) «пилообразная». вместо плавной: нарушение
проявляется через действие повышенного давления на материальную часть и снаряд.
В главах с пятой по десятую приводятся примеры разработки МЗ из зерненых
порохов для выстрелов унитарных раздельно-гильзового, картузного заряжания к
самоходным орудиям, v танковой пушке Д-8l с использованием ОВУ и для современных
минометных выстрелов.
Книга может быть полезна в работе инженеров НИИ, заводов и полигонов,
специализирующихся в области артиллерийских боеприпасов, а также в учебных заведениях,
готовящих специалистов данного направления.
Рецензенты: член-корреспондент РАН К.Н. Шамшев
Д.т.н. профессор, академик РАРАН А.А. Каллистов
Ответственный редактор д.т.н. профессор Г.Г. Валеев

ОБ АВТОРАХ
Г.Г. Валеев в 1953 году окончил Казанский химико-технологический институт им
С.М Кирова по специальности «Химическая технология», по окончании которого был
направлен на работу в ГСКБ-47, где работал инженером испытателем артиллерийских
боеприпасов В 1965 году окончил заочную аспирантуру при НИМИ в Москве В 1968 году
был переведен в Казанский научно-исследовательский институт химических продуктов, где
работал начальником лаборатории, заместителем директора по НИОКР (более 21 года) В
настоящее время работает в ФГУП ГосНИИХП в должности главного научного сотрудника,
занимается исследованием и разработкой артиллерийских метательных зарядов. Разработал
и внедрил более 75 МЗ.
Г.Г. Валеев --- к.т.н. с 1967 года, д.т.н. с 1980 года, профессор с 1982 гола член
корреспондент РАРАН с 1994 года.
Автор более 456 публикаций, в том числе 222 изобретений и одной книги Г.Г. Валеев
--- Заслуженный деятель науки и техники РТ, Заслуженный машиностроитель РФ, Лауреат
государственной премии СССР.
В.Ф. Сопин в 1964 году с отличием окончил Казанский химико-технологический
институт им С.М. Кирова по специальности «Химическая технология пластических масс». С
1969 года по 1975 год --- инженер, аспирант м.н.с., начальник отдела КХТИ В 1976 году был
переведен в Казанский научно-исследовательский институт химических продуктов Работал
начальником отдела, заместителем директора по науке. В 1994 году был переведен в Казан-
ский государственный технологический университет и до 2001 года работал проректором по
науке. С 2001 года по настоящее время В.Ф. Сопин директор Федерального
государственного унитарного предприятия <Государственный научно-исследовательский
институт химических продуктов».
Д.х.н. (с 1988 года), профессор (с 1989 года), член-корреспондент РАРАН (с 2003
года). В области пороходелия работает с 1969 года. Является автором 294 научных трудов, в
том числе четырех монографий, трех учебников, 23 изобретений 83 статен, опубликованных
в центральных и зарубежных журналах.
В.Ф. Сопин --- Заслуженный деятель науки и техники РТ, Лауреат государственной
премии Совета Министров СССР, Лауреат государственной премии РТ в области науки и
техники, Лауреат государственной премии Правительства РФ.
Б.А. Соков окончил Томский государственный университет (ТГУ) по специальности
баллистика в 1967 году и был распределен в Казанский научно исследовательский институт
химических продуктов (
КНИИХП) С 1968 года он занимается исследованием
внутрикамерных процессов и баллистическим проектированием метательных зарядов к
боеприпасам для артиллерийских систем и стрелкового оружия В 1978 году защитил
кандидатскую диссертацию. Автор более 150 публикаций, 30 изобретений, четырех
отраслевых стандартов В 2002 году избран советником Российской академии ракетно-
артиллерийских наук (РАРАН). В настоящее время Б.Л. Соков работает в ФГУП ГосНИИХП
в должности начальника отдела баллистических исследований и надежности.

ПЕРЕЧЕНЬ СОКРАЩЕНИЙ И УСЛОВНЫХ ОБОЗНАЧЕНИИ
Сокращенные обозначения
МЗ --- метательный заряд
ПП --- пироксилиновый порох
БП --- баллиститный порох
ВЭП --- высокоэнергетический порох
ОВУ --- осевое воспламенительное устройство
ОВМТ --- осевой воспламенитель в металлической трубке
ОВСТ --- осевой воспламенитель в сгорающей трубке
ОВРТ --- осевой воспламенитель в разрушающейся трубке
МОЗ --- минометный основной заряд
СОТ --- среднеобъемная точка
АРС --- активно-реактивный снаряд
ЖСК --- жесткий сгорающий картуз
ЧСГ --- частично сгорающая гильза
БОПС --- бронебойный оперенный подкалиберный снаряд
БПС --- бронебойный подкалиберный снаряд
МДЗ --- минометный дополнительный заряд
КГ --- конвективное горение
УП --- уменьшенный переменный
Основные условные обозначения
d --- калибр орудия
S --- площадь поперечного сечения канала, включая нарезы
Lкн
--- длина канала ствола
W0 --- объем каморы
q --- вес снаряда
ω
--- масса порохового заряда
ωв
--- масса воспламенителя
m
--- масса снаряда
D --- внутренний диаметр каморы орудия
ηω
--- коэффициент использования веса заряда
η∂
--- коэффициент заполнения индикаторной диаграммы
a
--- скорость звука в газах
cω
--- теплоемкость газов при постоянном объеме
cp
--- теплоемкость газов при постоянном давлении
G --- расход газов
Ur
--- скорость движения газа
Pв
--- давление газов воспламенителя
Ркн
--- давление на дно каморы орудия
Рс р --- среднее давление
Рсн
--- давление на дно снаряда
qT
--- тепловой поток на единицу площади в единицу времени
2в
--- ширина ленты, пластинки пороха
2с
--- длина порохового элемента
К --- показатель адиабаты
δ --- плотность пороха
ρ --- массовая плотность газов
Dз
--- диаметр заряда
dн
--- наружный диаметр зерна, трубки
τв
--- время выстрела

τпр
--- время предварительного периода
τрв
--- время работы воспламенителя
Тхр
--- температура хрупкости пороха
∆Рt
--- температурное приращение (падение) давления
∆V --- расхождение скорости МЗ по дням (воспроизводимость)
∆Vt
--- температурное приращение (падение) скорости
rV
--- вероятное отклонение начальных скоростей
ak
--- ударная вязкость пороха
τз
--- время задержки воспламенения пороха
Qω
--- теплота взрывчатого превращения
W --- удельный объем пороховых газов
T1
--- температура горения пороха
f --- сила пороха
a
--- коволюм пороховых газов
ξ --- характеристики формы пороха
u
--- скорость горения пороха
u1
--- скорость горения пороха при давлении, равном единице
v
--- показатель степени в законе горения
τ
--- время горения пороха
Г --- средняя интенсивность газообразования
е
--- толщина сгорающего слоя
2е1 --- начальная толщина порохового зерна
S --- поверхность порохового зерна
S1
--- начальная поверхность порохового зерна
λ --- объем порохового зерна
λ1
--- начальный объем порохового зерна
z
--- относительная толщина сгоревшего слоя
σ
--- относительная поверхность порохового зерна
Ψ --- относительный объем сгоревшего пороха
l --- путь снаряда в канале ствола
lд
--- полный путь снаряда
V --- скорость снаряда
V0
--- начальная скорость снаряда
P --- давление пороховых газов
Pmcp --- среднее давление пороховых газов
J --- импульс давления пороховых газов
Jk
--- импульс давления пороховых газов в конце горения пороха
θ --- показатель расширения
∆ --- плотность заряжания
γ --- гравиметрическая плотность
l0
--- приведенная длина каморы
φ --- коэффициент фиктивности
Обозначения элементов конструкции метательного заряда
1 --- порох
2 --- капсюльная втулка
3 --- снаряд
4 --- гильза
5 --- картуз
6 --- сгорающая гильза
7 --- воспламенитель
8 --- дополнительный воспламенитель
9 --- гаситель обратного пламени

10 --- гаситель дульного пламени
11 --- размеднитель
12 --- флегматизатор
13 --- крышка нормальная
14 --- крышка усиленная
15 --- обтюрирующий узел
16 --- металлическая трубка 0В
17 --- сгорающая трубка 0В
18 --- разрушающаяся трубка 0В
19 --- пучок трубчатого пороха
20 --- жесткий сгорающий картуз
21 --- поддон
22 --- переходник;
23 --- крышка перфорированная
24 --- крышка- досылатель
25 --- цилиндр
26 --- кружок
27 --- тесьма
28 --- основной пакет
29 --- пучок дополнительный
30 --- верхняя часть заряда
31 --- нижняя часть заряда
32 --- минометный воспламенительный заряд
33 --- воспламенительный шнур

ВВЕДЕНИЕ
Посвящается десятилетию воссоздания
Российской Академии
ракетных и артиллерийских наук
Артиллерия на протяжении своей многовековой истории являлась главной ударной
силой, обеспечивающей успех войск над противником на поле боя, соответственно, не слу-
чайно ее назвали «богом» войны. В связи со стремительным развитием ракетно-ядерного
оружия полагали, что артиллерия утратила доминирующее значение, которое она имела в
системе вооружения на всем историческом пути своего развития. В 50-60---х годах XX века
многие специалисты в области вооружения и военные специалисты, как в нашей стране, так
и за рубежом заявляли, что ствольную артиллерию полностью заменят управляемые ракеты.
Соответственно, политическое руководство нашей страны, поддавшись ракетному «лобби»,
примерно на два десятилетия тормозили развитие отечественной ствольной артиллерии.
Однако локальные войны, прошедшие во второй половине XX века, подтвердили, что ар-
тиллерия по-прежнему остается основной силой в решении определенного круга боевых
задач. Например, в ходе Американо-Вьетнамской войны, конфликтов между Египтом и Из-
раилем, Китаем и СССР (на острове Даманском), в Американо-Иракской войне основным
средством ведения боевых операций была ствольная артиллерия. Управляемые ракеты в этих
конфликтах практически не применялись. В 60-90---х годах на основе достижений в науке и
технике и разработки высокоэнергетических порохов, произошли качественные изменения в
артиллерийских системах. При этом существенно повысилась их баллистика, например,
дальность стрельбы из орудий калибра 152---203 мм достигла до 35--- 55 км. Были
разработаны новые виды артиллерийских боеприпасов: активно-реактивные, управляемые
(корректируемые), кассетные снаряды и т.д.
На вооружение в США и СССР были приняты артиллерийские снаряды калибра
152---203 мм с ядерными боеголовками мощностью до 10 кт. Таким образом, существенное
увеличение дальности стрельбы со снарядами повышенной мощности, а также внедрение
новейших систем управления, обнаружения цели и подготовки исходных данных для
стрельбы, позволяют утверждать, что ствольная артиллерия по-прежнему остается «богом»
войны. Свой вклад в обеспечении дальности стрельбы и мощности выстрелов внесли и
метательные заряды, благодаря внедрению новых технических решений в практику
разработки и конструирования последних.
Разработчики артиллерийских выстрелов в годы реабилитации артиллерии на одном из поли-
гонов под руководством заместителя министра машиностроения Д.П. Медведева.7.06.1982 г.
За отмеченный период накоплен опыт по отработке метательных зарядов из штатных
и высокоэнергетических порохов практически ко всем ствольным системам. В современной
войне, наряду с ракетно-ядерным оружием, важное место будет принадлежать ствольной

артиллерии, которая была и остается одним из основных видов вооружения армий.
При широкой насыщенности армий бронированными целями: танками, самоходными
артиллерийскими установками, бронетранспортерами, боевыми машинами пехоты и при
боевых действиях с быстроменяющейся обстановкой, применение ракетно-ядерного оружия
не всегда обеспечивает решение поставленных боевых задач для поражения малоразмерных
целей. Ствольная артиллерия, обладающая высокой точностью стрельбы, простотой
устройства, эксплуатации и боевого применения, постоянной готовностью к открытию огня,
надежностью работы в тяжелых климатических условиях, может оказаться более
эффективным средством борьбы с бронированными целями.
Создание и принятие на вооружение ядерного снаряда с малым тротиловым
эквивалентом, широкое внедрение самоходной артиллерии, что значительно повышает ее
маневренность и делает способной вести боевые действия в районах, зараженных
радиоактивностью, коренным образом изменило возможности ствольной артиллерии.
Поэтому с развитием ракетно-ядерного оружия должна совершенствоваться и развиваться
ствольная артиллерия.
При этом основными задачами развития и совершенствования артиллерийского
вооружения являются повышение точности, дальности и скорострельности, улучшение
живучести стволов и повышение могущества действия снаряда у цели. Перечисленные
задачи не могут быть решены без совершенствования имеющихся и создания новых
конструкций боеприпасов, в том числе и метательных зарядов, как основных элементов
выстрелов.
Наряду с улучшением тактико-технических характеристик МЗ необходимо
дальнейшее существенное повышение технологичности их производства. Снижение
трудоемкости производства МЗ приобретает особенно важное значение в военное время,
когда резко возрастает объем производства зарядов при ограниченных людских резервах.
Учитывая, что в ближайшее время принципиальных изменений конструктивных схем орудий
не произойдет, повышение технологичности изготовления МЗ является экономически
эффективным направлением их развития. Несмотря на определенные успехи в области
разработки МЗ, уровень их технологичности, трудоемкости и себестоимости не в полной
мере отвечают современным требованиям. Особенно это относится к МЗ, состоящим
полностью из трубчатого пороха, и к комбинированным зарядам, представляющим
комбинацию трубчатого и зерненого порохов.
Наилучшую технологичность, как на стадии изготовления пороха, так и на стадии
изготовления МЗ, имеют зерненые пороха и заряды из них. Так стоимость одной тонны
зерненого пороха, изготовленного по непрерывной технологии, на 320 рублей ниже
стоимости одной тонны трубчатого пороха. Продолжительность технологического цикла
изготовления зерненых порохов в 4-5 раз меньше, чем у трубчатых. Зерненые пороха одной
и той же марки могут применяться в нескольких артиллерийских системах, что позволяет
сокращать номенклатуру порохов при производстве и упростить снабжение армии.
Расчетами показано и экспериментально подтверждено, что при переходе от
трубчатой к семиканальной форме пороха при соответствующей толщине горящего свода (с
учетом эрозионного горения в каналах трубчатого пороха, плотности заряжания,
бутылочности каморы), основные баллистические характеристики МЗ --- V0 и Рт получаются
равнозначными.
Несмотря на явные преимущества технологии и экономические показатели
производства МЗ из зерненых порохов, у нac в стране для артиллерийских систем среднего и
крупного калибров наибольшее распространение получили МЗ полностью из трубчатого
пороха и комбинированные.
Основная трудность внедрения МЗ из зерненых порохов у нас в стране заключалась в
том, что на начальной стадии их освоения при использовании такой же схемы
воспламенения как для штатных зарядов из трубчатых и ленточных порохов, наблюдались

случаи аномального горения МЗ. Внешне аномальное горение проявлялось в повышении
значения максимального давления, которое приводило к ухудшению функционирования
снарядов и к выводу орудий из строя.
Несмотря на значительное количество исследований, посвященных вопросу
аномального горения МЗ как у нас, так и за рубежом, пригодного для практики решения по
его исключению не было найдено. Об этом свидетельствуют материалы Пикатинской
конференции специалистов США, Англии и других стран, посвященные этому вопросу (1973
г.). В соответствии с этим до самого последнего времени проблема проектирования
оптимального МЗ, в особенности из зерненых порохов, решалась сугубо эмпирически:
методом последовательного приближения к конструкции, наиболее полно отвечающей
требованиям ТТЗ, причем число ступеней приближения зачастую оказывалось весьма
значительным.
Внедрение МЗ, состоящих только из зерненых порохов, невозможно без решения
задачи по устранению аномального горения, поэтому в книге уделено большое внимание
изучению этого вопроса.
Результаты выполненных исследований позволили восполнить имеющийся пробел в
понимании причин, определяющих условие возникновения аномального горения МЗ, и на
этой основе разработать эффективные меры его устранения. В связи с изложенным,
основной научно-технической проблемой, поставленной в настоящей работе, является
проблема разработки рациональной, основанной на физически обоснованных
представлениях, методологии проектирования МЗ из зерненых порохов, обеспечивающей
наиболее целесообразное сочетание высоких тактико-технических характеристик разраба-
тываемых МЗ за счет создания и внедрения осевых воспламенительных устройств и их
технологичности в условиях массового производства.
В главе 1 описана суть особенности выстрела из ствольного оружия, назначение МЗ и
его действие, конструкция МЗ.
В главе 2 приведены артиллерийские пороха, их составы и энергетические
характеристики, пример баллиститного расчета МЗ.
В главе 3 на основании анализа баллистических характеристик, разработанных в
последние годы МЗ, в работе предложены критерии нормального горения и их качественные
показатели.
В главе 4 приведен глубокий анализ случаев аномального горения МЗ и предложены
пути их устранения организацией оптимального воспламенения, применением новых
конструкций --- осевых воспламенительных устройств, обеспечивающих минимальный
разброс баллистических характеристик.
Аргументирована важность конструкций МЗ. Приведен ряд примеров разработки МЗ
с критериями нормального горения:
• для выстрелов унитарного и раздельно-гильзового и картузного заряжания к
самоходным орудиям и танковым пушкам;
• в частично сгорающих гильзах с зерненым порохом для выстрелов раздельного
заряжания к танковой пушке;
•в жестких сгорающих картузах к минометным выстрелам;
•метательных зарядов к стрелковому оружию;
•показаны примеры полигонной отработки МЗ.
Данная книга является попыткой обобщения и изложения многолетнего опыта по
исследованию и конструированию артиллерийских МЗ к ствольным системам. При этом
основные характеристики и конструктивные параметры зарядов, артиллерийских систем,
составы порохов заимствованы из источников, приведенных в списке литературы. Книга
может быть полезна в работе инженеров НИИ, заводов, полигонов и специализирующихся в
области разработки артиллерийских боеприпасов, а также в учебных заведениях готовящих
специалистов данного профиля.
Книга написана в легендарной Казанской школе пороховиков, школе, которая имеет

225---летнюю историю. Велик вклад завода и ОТБ-40 во внедрение в производство пирокси-
линовых зерненых порохов и в создание реактивных зарядов из пироксилиновых порохов к
системе залпового огня М-13 «Катюша», в изготовление и поставку их на фронт, что позво-
лило во время Великой Отечественной войны впервые осуществить в районе Ельня
наступательное действие Красной армии под руководством Г.К. Жукова.
Анализ Наркомата боеприпасов показывает, что большая часть живой силы и техники
противника в период Великой Отечественной войны была выведена из строя благодаря ис-
пользованию энергии зарядов, разработанных ОТБ-40 и изготовленных заводом, т. к. многие
пороховые заводы в начале ВОВ были не работоспособны по разным причинам.
На заводе и ОТБ-40 --- КНИИХП работали выдающиеся пороховики и разработчики
МЗ, такие, как А.В. Грязнов, А.С. Рябов, Н.П. Путимцев, М.А. Бельдер, А.Д. Чуверов, А.С.
Ермошкин, М.Ф. Юсупов, Л.В. Грольман, Б.И. Шипачсв, И.А. Якушев, Н.А. Маркарьян, А.Е.
Арутюнян, Б.А. Соков, Г.Л. Аладжева, В.Н. Костенко, Корсаков А.Г. и др.
ГЛАВА 1
ОСНОВНЫЕ ОСОБЕННОСТИ ВЫСТРЕЛА
ИЗ СТВОЛЬНОГО ОРУДИЯ
Ствол орудия представляет собой трубу, закрытую с одной стороны неподвижным
затвором, с другой --- подвижным снарядом (рис. 1.1).
В явлении выстрела различают следующие периоды:
•предварительный --- от начала зажжения заряда до начала движения снаряда;
•первый или основной --- горение пороха и движение снаряда в канале ствола;
•второй --- после сгорания заряда до вылета снаряда из канала ствола;
•третий --- период после действия газов на снаряд после вылета его из канала ствола.
При выстреле на снаряд действует сила SPcн, а на дно канала --- SPдн, где S---
площадь поперечного сечения канала вместе с нарезами, Рсн и Pдн--- давление газов на снаряд
и дно канала ствола, при этом Pдн > Рсн .
Под действием силы давления SPcн снаряд, двигаясь с ускорением, вылетает из ствола
с определенной начальной (дульной) скоростью Vд, сила давления SPдн, действуя на затвор,
сообщает стволу и соединенным с ним частям лафета движение в обратную сторону ---
происходит откат ствола. При горении МЗ в канале ствола давление Р пороховых газов и
скорость V снаряда изменяются в функции пути l и времени t по вполне определенным
законам, которые можно выразить функциями Р = Р(l), V = V(l), Р = P(t), V = V(t). Характер
этих кривых для обычных стволов «классической схемы» приведены на рис. 1.2 и 1.3.
Процессы при выстреле из ствольного орудия схематично можно представить следующим
образом.
1.1. Явление выстрела, основные процессы
Под действием ударного механизма зажигается воспламенительный состав
капсюльной втулки, снаряженный дымным порохом, при этом образуются сильно нагретые
газы с твердыми раскаленными частицами. Продукты сгорания воспламенителя развивают
давление в каморе орудия порядка 20--- 30 кгс/см2 и нагревают МЗ до температуры

воспламенения. Это давление называется давлением газов воспламенителя Рв.
Зажжение, воспламенение и горение пороха заряда происходит в постоянном объеме,
пока давление в каморе не повышается до давления Рв, достаточного для врезания пояска
снаряда в нарезы канала ствола. Давление Р0 называется давлением форсирования. Эта часть
процесса выстрела называется предварительным периодом. Величина давления форсирова-
ния P0 зависит от устройства поясков снарядов и нарезов канала ствола и может быть в
пределах 250---500 кгс/см .
На рис. 1. 2 предварительному периоду горения пороха соответствует участок кривой
Рв --- Р0 и промежуток времени t0, а на рис. 1.3 --- отрезок 0Р0 на оси ординат/
За предварительным периодом следует первый или основной период выстрела ---
период горения пороха в возрастающем объеме канала. Образующиеся газы, сообщая
снаряду все возрастающую скорость, производят работу и охлаждаются.
В начале основного периода, когда скорость снаряда еще невелика, объем
образующихся газов растет быстрее, чем объем заснарядного пространстве, в котором
происходит горение заряда. При этом давление в заснарядном объеме быстро увеличивается,
достигая Рт, снаряд к этому моменту проходит путь lт, которому соответствует время tm, от
начала движения снаряда. Давление Рm является важнейшей характеристикой орудия.
В дальнейшем, несмотря на продолжающееся горение пороха и приток новых газов,
давление начинает падать (вследствие ускоренного увеличения заснарядного объема), дости-
гая величины Pк моменту полного сгорания пороха. Этому давлению соответствует путь
снаряда lk, время tk и скорость Vk.

В течение первого (основного) периода пороховые газы совершают большую часть
работы.После сгорания пороха приток газов прекращается, а поскольку газы еще обладают
большим запасом энергии, то на оставшемся до дульного среза пути они продолжают расши-
ряться и совершать работу, увеличивая скорость снаряда. Этот период называется вторым
периодом выстрела и представляет физический процесс расширения сильно сжатых и
нагретых газов В момент конца горения пороха скорость снаряда уже велика и далее еще
увеличивается, участок пути до дульною среза снаряд проходит очень быстро, поэтому
можно пренебречь потерей тепла через стенки ствола и считать этот период периодом
адиабатического расширения пороховых газов Этот период заканчивается в момент, когда
дно снаряда проходит дульный срез ствола. Во втором периоде выстрела давление падает от
давления Рк в конце горения --- до дульного Рд, а скорость снаряда нарастает соответственно
отVkдоVд(рис1.2и1.3).
После вылета снаряда из орудия, газы, вытекающие с большой скоростью вслед за
снарядом, продолжают на некотором расстоянии от дульного среза ln оказывать давление на
дно снаряда и сообщают ему ускорение. Вследствие этого снаряд получает наибольшую
скорость Vmax не в момент прохождения дульного среза, а на расстоянии ln от него, после
чего под действием силы сопротивления воздуха скорость снаряда начинает убывать.
Период выстрела, в течение которого снаряд обретает скорость Vmax, называется
третьим периодом, после действия газов на снаряд.
Описанный процесс выстрела имеет место в пушках разной мощности, гаубицах и
стрелковом оружии. Выстрел из орудия (винтовки, миномета) является сложным
термодинамическим и газодинамическим процессом очень быстрого превращения
химической энергии пороха сначала в тепловую, а затем в кинетическую энергию пороховых
газов, приводящих в движение снаряд, ствол и лафет. Этот процесс очень высокой
напряженности: длительность выстрела --- тысячные и сотые доли секунда; наибольшее дав-
ление пороховых газов достигает 1000---6000 кгс/см2, температура пороховых газов --- 2500
°К, максимальная скороcть снаряда при выстреле из ствола более 2000 м/с, а наибольшее
ускорение его --- перегрузка соответственно 15000---20000 g.
В явлении выстрела из орудия различают следующие основные процессы
1. Зажжение, воспламенение, горение пороха и образование газов, нагретых до очень
высокой температуры, обладающих большим запасом внутренней энергии, в этом процессе
скорость горения зависит, в основном, от природы и температуры пороха и от давления
газов. 2. Преобразование тепловой энергии пороховых газов в кинетическую энергию
движения системы: газы снаряда --- снаряд --- ствол --- лафет.
3. Движение газов заряда, снаряда и ствола. Все эти процессы связаны и протекают
одновременно. Несмотря на высокую интенсивность протекающих при выстреле из орудия
процессов, они, тем не менее, закономерны, в определенных пределах управляемы и при
сохранении одних и тех же условий заряжания стабильны от выстрела к выстре у.
Эти особенности процессов выстрела непосредственно зависят от свойства
бездымных порохов гореть закономерно параллельными слоями со сравнительно небольшой
скоростью, а это позволяет управлять явлением выстрела, т.е. так регулировать приток газов
при горении пороха в канале ствола в зависимости от условий горения, чтобы получить нуж-
ный закон развития давления и требуемую скорость снаряда при вылете его из канала ствола.
1.2. Назначение метательного заряда и его действие при выстреле
Метательный заряд --- это часть артиллерийского выстрела, содержащая расчетную
массу пороха определенного состава и геометрии, предназначенный для сообщения метаемо-
му телу заданной начальной скорости при допустимом давлении пороховых газов в стволе
орудия и сопровождающих выстрел явлений (дульное и обратное пламя, загазованность, из-

нос ствола и т.д.). Соответственно, метательный заряд со всей определенностью можно
назвать «сердцем» термодинамической машины, обеспечивающим внутреннюю и внешнюю
баллистику выстрела.
Надежное и эффективное действие метательного заряда в артиллерийском орудии
обуславливается следующими факторами:
1. Правильным выбором природы и состава пороха, формы и размеров пороховых
элементов.
2. Правильным подбором веса заряда, природы и веса воспламенителя.
3. Правильным устройством заряда и рациональным расположением элементов заряда
в гильзе или каморе орудия.
Действие метательного заряда состоит из ряда последовательных этапов перехода
потенциальной энергии пороха в кинетическую энергию движения газов и совершения
последними работы. Образующиеся продукты горения дополнительного воспламенителя с
большой скоростью распространяются по заряду, производят тепловое воздействие на
поверхность пороховых элементов и воспламеняют их.
Процесс воспламенения заряда состоит в прогреве пороховых элементов на
некоторую глубину и в возбуждении реакции термического разложения наименее
устойчивых компонентов пороха.
Установлено, что время воспламенения заряда может колебаться от 0,0005 сек для
зарядов стрелкового оружия до 0,05 сек для метательного заряда мощных орудий.
Количество тепла, необходимое для воспламенения 1 см поверхности порохового заряда,
составляет 1---5 кал.
Молекулы газов находятся в непрерывном хаотическом движении и создают в канале
ствола орудия силу, обуславливающую давление пороховых газов в канале ствола. Под
влиянием этой силы снаряд ведущими частями врезается в нарезы, движется по каналу
ствола и вылетает из него с определенной скоростью.
1.3. Устройство метательного заряда и назначение отдельных элементов
Основным элементом всех метательных зарядов является определенная масса пороха,
обладающая запасом потенциальной энергии, обеспечивающей необходимый метательный
эффект (скорость движения снаряда, допустимое давление пороховых газов в канале ствола).
Конструкция заряда зависит от формы пороховых элементов (рис. 1.4), способа и
условий заряжания, а также конструкции затвора и каморы. Навеска пороха может
помещаться в гильзе россыпью или в картузе (при раздельно-гильзовом и унитарном
заряжании) или только в картузе при картузном заряжании.

На рис. 1.5 представлена конструкция полного метательного заряда к выстрелу
раздельно-гильзового заряжания. Заряд состоит из зерненого пироксилинового пороха (1),
размещенного в металлическую гильзу (4), осевого воспламенительного устройства (16),
соединенного с гильзой посредством переходной втулки (12), гасителей дульного (10) и
обратного пламени (9), размеднителя (11), флегматизатора (12), картонного кружка (13),
нормальной крышки (14), упорного цилиндра и крышки-пыжа с резиновой манжетой,
обеспечивающей герметичность заряда.
Воспламенитель или ОВУ является инициатором горения пороха. Зажигая быстро и
одновременно все пороховые элементы заряда, воспламенитель создает нормальные условия
для протекания химических реакций горения пороха. Известно, что слабое и замедленное
воспламенение приводит к затяжным выстрелам, а неравномерное воспламенение заряда
является одной из причин выскоков давлений газов в орудии.
Кроме того, слабое воспламенение способствует повышенной дымности и
образованию пламени при выстреле. Оптимальным весом воспламенителя называется тот,
который выделяет при горении требуемое количество тепла и продуктов разложения для
быстрого и одновременного зажжения всех пороховых элементов.
Практический оптимальный вес воспламенителя определяется стрельбой из
соответствующего оружия. При этом критерием для установления оптимального веса
воспламенителя должны служить стабильные баллистические характеристики (Рт, ∆Р, V,
∆W) при температуре ±50 °С.

Для зажжения элементов заряда применяются основные и дополнительные
воспламенители. Основные воспламенители сообщают начальный тепловой импульс или
непосредственно заряду или дополнительному воспламенителю. К ним относятся капсюли
воспламенителя. капсюльные втулки ударного или электрического действия. ударные и
истекшие отгрузки, электрозажимы, пиропатроны и др.
Описания этих средств воспламенения можно найти в соответствующей литературе.
Конструкция осевого воспламенительного устройства (ОВМТ) показана на рис. 1.5.
ОВМТ состоит из перфорированной металлической трубКи, переходника, навески
дымного пороха КЗДП-2, прокладки из патронной бумаги, исключающей высыпание пороха
и давление форсирования, картонного пыжа. Воспламенение ОВУ инициируется от
капсюльной втулки (2).
В верхней части заряда, между картонным кружком и картонной крышкой, размещен
гаситель дульного пламени, состоящий из навесок ДРП-1 и K2S04. Гаситель обратного
пламени, включающий навески ДРП-1 и пламегасящего пороха ВТ20, расположен на дне
гильзы.При выстреле, в результате взаимодействия (12) окиси углерода и водорода,
содержащихся в пороховых газах, с кислородом воздуха часто образуется дульное, а иногда
обратное пламя. Наличие дульного пламени при выстреле нежелательно, главным образом
по тактическим соображениям, так как оно в темное время демаскирует орудие.
Обратное пламя совершенно недопустимо для большей части орудий, особенно для
танковой, самоходной артиллерии с целью обеспечения безопасности орудийного расчета.
В зависимости от веса заряда и калорийности пороха количество пламегасителя
берется от 2 до 15% к весу порохов. Пламегасители обычно размещают в хлопчатобумажный
или шелковый картуз.
Флегматизатор представляет собой высокомолекулярные углеводороды, нанесенные
на тонкую бумагу и имеет вид листов, пластин. Флегматизатор, как правило, располагается
на наружной поверхности заряда.
В унитарных МЗ флегматизатор наносится на внутреннюю поверхность гильзы и
называется гильзовым флегматизатором.
Вес флегматизатора составляет около 3 % к весу заряда. Установлено, что
применение флегматизатора увеличивает живучесть стволов в 2---5 раз.
Для повышения прогрессивности газоприхода винтовочных патронов применяются
флегматизированные пороха, содержащие в своем составе до 5 % флегматизатора и более.
Введенный в состав пороха флегматизатор одновременно повышает живучесть винтовочных
стволов.
Размеднитель применяется для уменьшения омеднения канала ствола (отложение
меди поясков снаряда в нарезах), приводящего к снижению точности стрельбы, ввиду
ухудшения функционирования. Размеднитель представляет собой мотки оловянной или
свинцовой проволоки как в чистом виде, так и в виде сплавов. Вес размеднителя составляет
0,5-2,0 % к весу заряда.
Пороховые элементы в процессе эксплуатации зарядов не должны перемещаться в
гильзе во избежание повышенного рассеивания начальных скоростей снаряда при стрельбе.
Для фиксированного положения пороха и других элементов применяются
обтюрирующие устройства в виде картонного кружка, цилиндра и собственно обтюратора.
Кроме того, обтюратор (картонная крышка) предотвращает прорыв пороховых газов через
зазоры между стенками ствола и снаряда до момента врезания ведущего пояска в нарезы.
Крышка-пыж с резиновой манжетой служит для герметизации заряда и,
соответственно, сохранения баллистических характеристик в процессе хранения. Перед
стрельбой крышка-пыж извлекается.

ГЛАВА 2
БАЛЛИСТИЧЕСКОЕ ПРОЕКТИРОВАНИЕ МЗ
Порох является основным элементом МЗ. Он служит источником энергии всякого
огнестрельного оружия. Снаряды получают определенные скорости движения благодаря
работе высоко нагретых газов, выделяющихся при горении (химической реакции) пороха.
Существует прямая связь между скоростью движения снаряда, с одной стороны, и
количеством и температурой пороховых газов, с другой.
Следовательно, для получения требуемой скорости движения снаряда, нужно создать
МЗ, который при горении в данных условиях выделял бы необходимое количество газов, на-
гретых до определенной температуры в заданный промежуток времени. Скорость выделения
пороховых газов, нагретых до требуемой температуры, достигается путем выбора состава
пороха, формы и размеров пороховых элементов и создания определенных условий горения
пороха.В настоящее время в артиллерии находят применение весьма разнообразные составы
порохов коллоидною типа. В зависимости от калибра, конструкции выстрела и особенностей
его применения предпочтение отдается тем или иным порохам.
В Российской Армии применяются, главным образом, пироксилиновые пороха на
спиртоэфирном растворителе и баллиститные пороха на коллоксилине, на труднолетучих
растворителях --- нитроглицерине и нитродигликоле.
При проектировании МЗ следует ориентироваться, как правило, на существующие
составы порохов и использовать по возможности марки порохов, находящиеся на
вооружении и в валовом производстве.
2.1. Энергетические характеристики порохов
Объем газообразных продуктов горения 1 кг пороха зависит от природы, состава
пороха и условий горения. Для нитроцеллюлозных порохов объем продуктов горения,
приведенный к нормальным условиям (0º С и давление 760 мм рт.ст. при парообразной воде)
составляет 800---1000 дм3/кг.
Тепловой эффект горения или количество тепла Q, выделяемое при сгорании 1 кг
пороха, является весьма важной характеристикой порохов как источника энергии. Обычно
по условиям горения различают теплоту горения при постоянном объеме Qω ккал/кг и при
постоянном давлении Qp ккал/кг, связь между ними сравнительно проста:
RT
Q
Qpµ
+
=
ω
,
где μ --- число граммолей газообразных продуктов на 1 кг пороха;
R --- универсальная газовая постоянная;
Т --- температура горения в °К.
При горении порохов в оружии тепловой эффект соответствует парообразному
состоянию воды и других конденсирующихся продуктов, если температура их испарения
значительно ниже температуры горения. Теплота горения пороха может теоретически
рассчитываться при известных составах пороха и условиях горения на основе определенных
положений термохимии. Также сравнительно просто можно определить тепловой эффект
горения порохов с помощью специальных калориметрических установок. При опытном
определении продукты горения охлаждаются до комнатной температуры. При этом
происходит конденсация воды и других легко конденсирующихся продуктов (в случае
смесевых порохов). В этом случае тепловой эффект или количество тепла при жидкой воде
Qω, будет выше.
Теплота горения нитроцеллюлозных порохов может изменяться в пределах 600---1250

ккал/кг. По известным из опыта составу продуктов горения и тепловому эффекту
рассчитывается температура горения при постоянном объеме Т1, °К или при постоянном
давлении Т0, °К. Для порохов к ствольному оружию температуру горения рассчитывают по
Qω и теплоемкости продуктов горения Сω.
Температура горения нитроцеллюлозных порохов Т1 изменяется в пределах 2400---
3800 °К; Т0 --- от 1900 до 3000 °К.
По значениям объема продуктов горения и температуре горения вычисляют весьма
важную характеристику работоспособности порохов --- силу порохов. Силой порохов /
называется работа, которую могли бы совершить газообразные продукты горения 1 кг
пороха, расширяясь под атмосферным давлением (760 мм рт.ст.) при нагревании их от 0 до
температуры горения Т1 °К.
Сила пороха вычисляется из выражения:
1
1
1 273T
P
RT
f
aω
=
=
,
где
Ра = 1,033 кг/см2 --- атмосферное давление;
ω1--- объем газообразных продуктов горения 1 кг пороха в дм3/кг;
Т1 --- температура горения при постоянном объеме в °К.
Сила нитроцеллюлозных порохов f изменяется в пределах 800000---1250000 кг дм/кг.
Изменяя свойства пороха так, чтобы увеличить ω1 и Т1, можно увеличить и силу
пороха.Коволюмы α (дм3/кг), при больших давлениях, которые развиваются при сжигании
порохов, плотности газов становятся настолько велики, что сами газовые молекулы уже за-
нимают довольно значительную часть объема, в котором происходит сгорание. В физике это
учитывается тем, что в уравнения состояния газов вводится величина, пропорциональная
объему газовых молекул, равная сумме объемов сфер действия каждой молекулы. Ван дер
Ваальс принимал, что объем этих сфер действия равен учетверенному объему самих моле-
кул. Эта величина, характерная для данного сорта пороха, пропорциональная объему
газовых молекул и оказывающая влияние на величину давления, называется коволюмом.
Коволюм --- есть объем, пропорциональный объему молекул газов, образовавшихся
при сгорании 1 кг пороха. Обычно коволюм принимают равным α = 0,001ω1.
Скорость горения пороха U1, отнесенная к давлению Р=1 кгс/км2 является, как f и α,
производной от физико-химических свойств порохов, и изменение химического состава
пороха очень сильно сказывается на величине скорости горения.
Скорость горения U1 пироксилиновых порохов в зависимости от содержания летучих
веществ равна 0,060---0,090 мм/с при Р = 1 кгс/см2.
Сила f и коволюм α при сгорании пороха в постоянном объеме влияют на величину
давления и скорость его нарастания, скорость горения U1 --- только на скорость нарастания
давления.
Величина U1 --- скорость горения, отнесенная к давлению Р1 имеет размерность
2
дм
/
кг
сек
/
дм
и носит название --- единичная скорость горения.
Все эти характеристики --- f, α и U1 --- зависят от природы пороха и являются
баллистическими характеристиками последнего, которые определяют наибольшее давление
пороховых газов Р и скорость нарастания давления dP/dt при сгорании пороха в постоянном
объеме.Баллистические характеристики, зависящие от природы пороха, определяются на
опыте при сжигании в манометрической бомбе.
Следующая баллистическая характеристика зависит от геометрических данных
пороха: это «размеры и форма» пороховых зерен и связанная с ними «удельная поверхность
пороха» --- отношение начальной поверхности пороха к его объему. От этих величин зависит

закон образования газов и скорость нарастания давления при горении пороха. Главное зна-
чение имеет толщина горящего свода.
Формы пороховых элементов, применяемых в ствольных системах, показаны на рис.
1.4 .Кроме баллистических характеристик пороха, на величину и характер нарастания
давления влияет плотность заряжания ∆, которая является характеристикой условий
заряжания. Плотность заряжания представляет собой отношение веса заряда ω к объему W0,
в котором происходит горение пороха:
3
0дм
/
кг
W
ω
=
∆
.
Если заполнить весь объем поровыми элементами, то плотность заряжания обратится
в гравиметрическую плотность, которая характеризует степень компактности заряда.
Таким образом, имеем четыре баллистические характеристики: силу f, коволюм α,
единичная скорость горения U1; размеры и форму пороха и характеристику условий
заряжания --- плотность заряжания ∆.
При данном составе пороха характер нарастания и величину давления можно
регулировать путем изменения ∆, размеров и формы пороха. Размеры и форма порохов
потому так разнообразны и многочисленны, что к каждому орудию приходится подбирать
свои размеры пороха и свой вес заряда, чтобы сообщить требуемую начальную скорость
снаряда при условии, чтобы давление не превышало определенной заданной величины,
зависящей от прочности стенок ствола.
2.2. Состав и основные характеристики артиллерийских порохов
Баллиститные
Состав
и свойства
Пироксили-
новые
АПУ-235
НДГПО
Пироксилин
96,0---98,0
20,9
Коллоксилин
34,1
20,0
Нитроглицерин
33,7
18,0
Октоген
27,0
20.0
Вещество Ц-2
Добавки
2,0---4,0
5.2
4,1
Термодинамические характеристики
Сила, тсм/кг
96,0---101,0
112.6
118,7
Потенциал, тсм/кг
350---430
449
525
Температура газов, °К
2650---2870
3060
3400
Физико-химические и теплофизические характеристики
Плотность, г/см3
1,45---1,57
1,62
1,62
Теплота горения, ккал/кг
880---940
970
1060
Температура вспышки, °С
168
177
175
Физико-механические характеристики
Удельная ударная вязкость,
кДж/м , при Т:
+20 °С
15...17
20...30
22,6
--50 °С
10...12
4,5...5,5
6,2...6,8
σво ,МПа приТ:
зерно 22/7
пруток
пруток
+20 °С
121,7
26,06
16,3
--50 °С
191,0
170,5
131,07
τз, мс по методу
Коршунова А.Г. при Т:
+20 "С
21
30
38
--50 °С
25
37
42

2.3. Баллистический расчет МЗ
Баллистический расчет заряда можно производить, применяя различные методы
решения основной задачи внутренней баллистики (ОЗВБ). К таким методам можно отнести:
•метод Н.Ф. Дроздова,
•метод М.Е. Серебрякова,
•метод М.С. Горохова,
•метод М.С. Рябова,
•метод ГАУ и другие методы решения ОЗВБ.
По точности решения практически все перечисленные методы мало различаются
между собой. В настоящее время ОЗВБ в основном решается численным интегрированием
общеизвестной системы уравнений внутренней баллистики с помощью персональных
электронных вычислительных машин (ПЭВМ) по разработанным программам. При этом в
практике проектирования артиллерийских систем и боеприпасов к ним используются
решения ОЗВБ, оформленные в виде отраслевых стандартов.
Как уже было сказано выше, все известные методы решения ОЗВБ существенным
образом не различаются между собой по точности решения. Поэтому для иллюстрации хода
баллистического расчета приведем расчет полного заряда к 152 мм пушке «Гиацинт»,
выполненный табличным методом ГАУ.
В соответствии с ТТЗ (тактико-техническим заданием) имеем для расчета заряда
следующие параметры пушки и снаряда:
1. d = 152 мм --- калибр ствола;
2. S =1,91 дм2 - площадь поперечного сечения канала ствола;
3. W0 = 27 дм3 --- начальный объем каморы;
4. lд = 62,22 дм --- путь снаряда в канале ствола,
5. q = 46 кг --- масса снаряда;
6 Pmcp+15 ≤ 3200 кгс/см2 --- допустимая величина максимального крешерного давления,
среднего в группе выстрелов при нормальной температуре.
Требуется рассчитать заряд, который может обеспечить снаряду начальную скорость
V0 = 945 м/с.
В данном случае под расчетом заряда следует понимать установление марки
(размеров пороховых элементов) и массы пороха, которые позволяют обеспечить требуемую
величину V0 при заданных выше условиях. Для простоты демонстрации произведем расчет
заряда с помощью метода ГАУ. Данный метод основан на использовании таблиц давления и
скорости, которые получены численным интегрированием общеизвестных уравнений
внутренней баллистики.
Входными параметрами таблицы являются:
1. Рm --- величина допустимого максимального давления,
2. ∆ = ω/W0 --- плотность заряжания, где ω--- масса заряда;
3. λд = lд/l0 --- относительный путь снаряда, где l0 =W0/S;
4. В = (S2I2k )/((φqfω)) --- параметр Дроздова, где:
Ik= e1/U1--- импульс давления, соответствующий концу горения пороха, где
e1 --- половина толщины горящего свода пороха,
U1 --- единичная скорость горения пороха;
φ = к + 1/3φ/q --- коэффициент фиктивности, где
к --- коэффициент, величина которого определяется согласованием результатов
расчета с опытом;
f--- сила пороха.
Определим численные значения названных параметров применительно к
рассматриваемому заряду.
Величина Рm задана и составляет 3200 кгс/см2. Плотность заряжания выбирается из
условия обеспечения требуемой величины V0. Для осуществления выбора ∆ обычно задаются

рядом ее значений, максимальная величина которого определяется возможностью
размещения пороха в отведенном для этой цели объеме (в данном случае это внутренний
объем гильзы за вычетом объема крышки-пыжа и крепежного картонажа). Для выбранного
ряда ∆ определяются соответствующие величины V0 и, в конечном итоге, определяется
величина ∆, при которой обеспечивается требуемая величина V0.
Для кратности изложения приведем только порядок расчета для А/обеспечивающей
требуемую величину VQ = 945 м/с
1. l0=W0/S=27дм3/l,91дм2.
2. λд = lд/l0 == 63,22 дм/14,15 дм = 4,48 или, округляя, λд = 4,5.
3. φ = к + I/3φ/q=1,05+1/3 18,1 кг/46кг= 1,18, где ω= W0∆ = 27 дм3 0,67 кг/дм3 =18,1 кг.
Далее из таблиц для давления по ∆ = 0,67 кг/дм3 и Рm =3200 кгс/см2 интерполируя по
давлению, находим значение параметра В = 1,725.
По полученному значению В и известных λд и ∆ из таблиц для скорости определяем
табличную величину Vтаб, интерполированием для В =1,725. В нашем примере Vтаб = 1627
м/с. Далее по формуле
q
/
V
Vтабϕ
ω
=
0
,
приведенной в таблицах ГАУ для скорости, определяем
().
с
/
м
,
/
,
с
/
м
V
946
46
18
1
1
18
1627
0
=
⋅
⋅
=
Таким образом, для заданных условий требуемая величина начальной скорости может
быть обеспечена зарядом, имеющим массу ω = 18,1 кг. Для завершения решения поставлен-
ной задачи остается определить геометрические характеристики пороховых элементов или
марку пороха.
Для заданных условий ранее мы определили параметр Дроздова
( ) ()725
1
2
2
,
qf
/
I
S
В
k
=
ω
ϕ
=
, откуда несложно получить:
2
2 2100
91
1
1
18
950000
46
18
1
725
1
дм
/
с
кг
,
/
,
,
,
Ik
=
⋅
⋅
⋅
⋅
=
В формуле определения импульса использовано значение силы пороха f=950000
кг·дм/кг, которое было принято при составлении таблиц ГАУ. Следует отметить, что данная
величина силы пороха соответствует большинству среднеазотных пироксилиновых порохов.
При известной величине Iк. нетрудно определить важнейшую характеристику пороха
--- толщину горящего свода
2е1=2 e1=2 Ik U1.
Величина U1либо рассчитывается, либо определяется экспериментально. Известно,
что для среднеазотных пироксилиновых порохов величина U1 находится в пределах
0,0000070-0,0000074 (дм/с)/(кг/дм2). В нашем случае примем величину U1 средним
значением, т.е.
U1 = 0,0000072 (дм/с)/(кг/дм2), тогда
2е1 = 2 2100 кг c/дм2·0,0000072 (дм/с)/(кг/дм2) = 2·0,0152 дм =3,04 мм.
Таким образом, требуемая величина толщины горящего свода пороха должна быть
3,04 мм пороха ленточной формы (так как таблицы ГАУ составлены именно для пороха
такой формы).
В учебнике Серебрякова М.Е. приводится соотношение между толщиной свода
пороха ленточной формы и 7--- канальной:
.
кан
лент е
е
,
−
=
⋅
7
1
12
1
7
0
Воспользовавшись данным соотношением, получим: 2е/ 7-то" = 0,7-3,04 =2,13 мм. В
конечном итоге, на основании выполненного баллистического расчета при заданных
параметрах артсистемы и снаряда, приведенных выше, установлено: для обеспечения сна-
ряду массой 46 кг величины скорости V0 = 945 м/с, необходимо разработать заряд из
зерненого 7---канального среднеазотного пироксилинового пороха массой приблизительно
18,1 кг и толщиной горящего свода 2е1 =2,13 мм.

2.4. Выбор формы пороховых элементов
В артиллерии Российской Армии находят применение зерненые пироксилиновые
пороха и пороха трубчатой формы на летучем и на труднолетучем растворителях. Выбор
формы пороховых элементов обуславливается типом орудия, его калибром и мощностью
(коэффициент могущества
3
2
0
1gd
qV
СЕ = ). Компактное расположение пороховых элементов в
зарядах из зерненого пороха затрудняет их одновременное воспламенение и течение
нормального процесса горения, в результате чего возможно получение неустойчивых
баллистических показателей выстрела. Как показывает опыт, устойчивые баллистические
показатели при применении зерненых порохов возможно получить в гаубицах и мортирах,
имеющих обычно малую мощность (по значению CЕ), и в пушках малого и отчасти среднего
калибра.
Повышение мощности орудий неизбежно связано со значительным увеличением
максимального давления пороховых газов в канале ствола. Анализируя поведение зерненых
порохов в орудиях, профессор Слухоцкий В.И. пришел к заключению, что нормальная
работа заряда из зерненого пороха возможна лишь при максимальном давлении пороховых
газов не более 2300 кг/см2.
При более высоких давлениях, по мнению профессора Слухоцкого В.Е., возможно
появление аномальных давлении («выскоков») как показатель нарушения нормальной
работы заряда.
Для решения возможностей применения зерненых порохов в пушках был проведен
ряд экспериментальных исследований Смирновым, Работиным и др. по улучшению условий
воспламенения зарядов из зерненых порохов.
Улучшение условий воспламенения зарядов из зерненых порохов осуществлялось
путем применения стержневых воспламенителей и введения в заряд пучка (12-20%) от
общего веса трубчатого пороха во всю длину заряда.
В результате проведенных исследований сделано заключение о возможности
применения зерненых порохов в зарядах для пушек до 100 мм калибра средней мощности
(СЕ = 400-500 тм/дм3). Авторы считают, что введение пучка трубчатого пороха является
более рациональным решением, чем применение стержневых воспламенителей.
По мнению профессоров Серебрякова и Слухоцкого для пушек калибра 100 и более, у
которых СЕ = 600 тм/м3, необходимо выбирать форму трубчатых элементов, с целью обеспе-
чения нормальной работы заряда.
Аномальное горение было получено и в случае комбинированного заряда (пучок по
массе составляет 25 %), в котором для поджатия пороховых зерен были использованы два
картонных кольца, одеваемых натягом на пучок трубок. Введение дополнительного кольца и
натяг привели к изоляции основной массы заряда от верхнего воспламенителя.
Все случаи аномального горения МЗ рассмотрены в главе 4 этой книги.

ГЛАВА 3
АНАЛИЗ СУЩЕСТВУЮЩИХ ПРИНЦИПОВ
РАЗРАБОТКИ МЕТАТЕЛЬНЫХ ЗАРЯДОВ
Выстрел из орудия характеризуется высокой напряженностью:
•длительность составляет тысячные и сотые доли секунды;
•наибольшее давление пороховых газов достигает 650 МПа и более;
•начальная скорость снаряда достигает более 1800м/с;
•перегрузки составляют более 25000 g.
Несмотря на высокую напряженность процесса выстрела, используя свойство пороха
гореть параллельными слоями без перехода в детонацию, можно спроектировать МЗ с
организованным газоприходом, обеспечивающим определенный и необходимый закон
движения снаряда в канале ствола и откатных частей артиллерийской системы.
3.1. Этапы проектирования метательных зарядов
Проектирование МЗ осуществляется или одновременно с проектированием системы,
пушки, миномета или самостоятельно, когда производится модернизация МЗ к существую-
щей артиллерийской системе или снаряду. В первом случае возможность проектирования
оптимального МЗ значительно больше.
Вместе с тем, порядок проектирования МЗ в обоих случаях один и тот же и сводится к
выполнению следующих основных этапов: анализ ТТЗ, проектирование пороха,
баллистическое проектирование заряда, конструирование и опытная отработка заряда.
Вкратце остановимся на содержании работ всех этапов, подробно рассмотрев
конструирование заряда.
Анализ ТТЗ проводится с учетом научно-технических достижений и опыта отработки
предшествующих МЗ данного назначения. На основании этого анализа определяется воз-
можность выполнения всех требований ТТЗ.
При проектировании пороха выбирают природу пороха, его калорийность и
рассчитывают его энергетические характеристики.
Баллистическое проектирование МЗ является основным и наиболее проработанным в
научно-техническом отношении этапом проектирования МЗ. Научный метод
баллистического проектирования МЗ получил большое развитие благодаря работам ученых
русской и советской школы баллистического проектирования артиллерийских систем в
целом (Н.Ф. Дроздова, И.П. Граве, М Е. Серебрякова, Б Н Окунева, В Е Слухоцкого, М.С.
Горохова и др.).
Существуют аналитические и табличные методы решения основной задачи
внутренней баллистики. Аналитические методы решения используют как геометрические,
так и физические законы горения. Решение основной задачи при заданных условиях позволя-
ет рассчитать и построить кривые давления (Р=Р(1) и P=P(t)) и скорости снаряда (V=V(l) и
V=V(t)) и тем самым определить величину и положение Рд в момент конца горения пороха и
прохождения дна снаряда через дульный срез Закономерности процессов, протекающих при
выстреле, описываются следующей системой уравнений уравнением преобразования
энергии () 2
2
1
mV
f
l
PS
ϕ
θ
−
Ψ
ω
=
+
ϕ
или
2
2
1
mV
T
T
I
f
ϕ
=

 −
θ
Ψ
ω
;
(3.1)
уравнением горения пороха

Ψ=ξz+ξλz2=ξz--(ξ--I)z2
z
Iλ
+
=
σ2или
Ψ
ξλ
+
=
σ
4
I
,
(3.2)
P
U
dt
de
U
1
=
=
;
уравнением движения снаряда
SP
dt
dV
mV
,
SP
dt
dV
m
=
ϕ
=
ϕ
.
(3.3)
Решая совместно эти уравнения, можно установить связь между баллистическими
параметрами (Р, V, l, T, t, Ψ) в данном орудии при заданных условиях заряжания.
Ввиду сложности процесса выстрела при любом методе вводятся допущения.
Приведем некоторые из них, наиболее важные, на наш взгляд, с точки зрения
конструирования МЗ:
1. Горение пороха происходит по геометрическому закону, который предполагает
мгновенное и одновременное воспламенение поверхности всех пороховых элементов.
2. Порох горит при среднем по заданному пространству давлении Р.
Независимо от метода в результате баллистического расчета получаем массу заряда
ω, плотность заряжания ∆, полный импульс давления пороховых газов Jk или значение
средней интенсивности газообразования Гcр по методу А.С. Рябова.
∫
=
k
t
k Pdt
J0
,
(3.4)
∫
=
=
k
t
k Pdt
I
J
I
Г
0
.
(3.5)
Расчет толщины горящего свода 2е1 производится на основе полученных значений Jk
или Гcр.
1
1
02
2
U
e
Pdt
Jk
t
k
=
=∫.
В случае зерненого семиканального пороха
2e1 = (0,7÷0,75)2U1Jk
Расчетные значения 2e1 являются приближенными, поэтому для опытной проверки
принимают пороха с близлежащей штатной толщиной горящего свода, на изготовление
которых не требуется разработки новых втулок и другого технологического оборудования.
Конструирование МЗ начинается с определения марки пороха. Производными от
толщины горящего свода являются другие размеры пороховых зерен. С учетом
технологичности изготовления, обеспечения нормального горения в каналах для зерненых
семиканальных и одноканальных порохов установлены соотношения:
1
2
5
0e
,
dk
⋅
=
,
()
1
3
2
12
10e
L
÷
=
.
Длина пороховых трубок определяется конструкцией заряда, определяемой в
основном способом заряжания, организацией воспламенения, номером заряда (полный,
уменьшенный переменный, полный переменный), способом сборки заряда:
Lтп = (0,7÷0,8) м.
Существует критическое отношение диаметра канала и длины пороховой трубки,
обеспечивающее приемлемое давление пороховых газов при горении заряда, которое
определяется формулой Слухоцкого В.Е.:

fI
I
g
U
L
d
Т
k
θ
+θ
+

 θ
+
δ
=
θ
2
2
2
2
2
4
11
.
(3.6)
Для обеспечения нормального горения диаметр канала должен быть больше
критического
dкр = (1,0÷1,5)2е1.
Существует расчет диаметра канала и диаметра трубки из условия вместимости
заряда:
()
1
2
2e
d
dk
н
+
=
,
2
2
3
н
d
D
K
N=
,()
2
2
4
k
нd
d
NL−
δ
π
=
ω
.
3.2. Анализ конструкций метательных зарядов
Способ заряжания орудия определяет --- что является несущей конструкционной
основой заряда: металлическая гильза --- в случаях унитарного и раздельно-гильзового
заряжаний, жестко связанные при помощи шнура или клея пороховые трубки и сгорающий
картуз или жесткая сгорающая гильза --- в случае раздельно-картузного заряжания.
В зависимости от назначения артиллерийской системы и снаряда, на вооружении
находится большое разнообразие МЗ (более 160 конструкций), начиная с калибра 5,45 мм ---
для стрелкового оружия и кончая калибром 305 мм --- для морской артиллерии, с толщиной
горящего свода пороха от 0,1 мм до 4,0 мм и массой заряда от 0,1 г до 46,0 кг.
Имеются заряды к учебно-тренировочным, воспламенительным, холостым, салютным
выстрелам. Заряды к ним весьма разнообразны и довольно сложны по конструкции. Однако
они не являются массовыми и в связи с этим здесь не рассматриваются.
Рассмотрим типовые конструкции МЗ к выстрелам унитарного, раздельно-гильзового
и раздельно-картузного заряжаний с целью оценки их технологичности.
3.2.1. Метательные заряды к выстрелам унитарного заряжания
Метательные заряды к стрелковому оружию калибра 5,45---7,62; 12,7 мм по
конструкции наиболее простые, состоят из навески токосводного зерненого пороха, имеют
малые относительную длину и массу, поэтому ограничении по использованию зерненых
пороков, связанных с аномальным горением вследствие подпрессовки или других факторов
(флег-матизации, графитовка и др.), не встречалось (рис. 3.1).
Метательные заряды к малокалиберным авиационным и зенитным системам, а также
к пушкам для боевой машины пехоты (БМП) калибров от 23 и до 57 мм по конструкции
также просты, представляют собой навеску 7--- или 19--- канального среднеазотного или
высокоазотного пороха, которая помещается в гильзу унитарного патрона россыпью (рис.
3.2, ∆ ≥ 0,9). Воспламенение осуществляется капсюльной втулкой электрического или
ударного действия, вворачиваемой или вставляемой в очко гильзы. Флегматизатор,
размеднитсль и пламегасящие добавки вводятся в состав пороха.
Герметичность, следовательно, и сохранность баллистических характеристик в
процессе длительного хранения обеспечиваются закаткой дульца гильзы на снаряде и
хранением патронов в герметично закатанных коробах. Большая плотность заряжания, как
правило, не требует применения обтюрирующих (поджимающих) прокладок.
Такая конструкция патронов позволяет производить сборку на автоматизированной

линии. Возможны случаи применения дополнительного воспламенителя (заряды к 37 и 57
мм пушкам). В этом случае воспламенитель в картузе приклеивается к внутренней
поверхности дна гильзы.
Метательные заряды к унитарным выстрелам калибра более 76 мм по конструкции
более сложны (рис. 3.3 а, б, в). Для их разработки используются средне- и высокоазотные
пироксилиновые пороха семиканальной, одноканальной зерненой и трубчатой формы и
баллиститные трубчатые одноканальные. Воспламенение заряда производится пучком
трубчатого пороха с привязанным внизу дополнительным воспламенителем и капсюльной
втулкой (рис. 3.3 а, б).

Большая масса заряда, напряженная баллистика исключают возможность введения
флегматизатора и пламегасителя в состав пороха, так как это приводит к большим потерям
скорости снаряда и ухудшает воспламеняемость пороха. Выгоднее располагать
флегматизатор по периферии верхней части заряда (вкладной вариант) или наносить тонким
слоем на дульце или верхнюю часть гильзы (гильзовые флегматизаторы) с одновременным
введением в отдельности гасителя обратного пламени --- внизу и дульного --- наверху,
между обтюрацией. Для обеспечения постоянства месторасположения элементов заряда
(обеспечения однообразия баллистических характеристик) используются обтюрирующие и
поджимающие картонные прокладки.
3.2.2. Метательные заряды к выстрелам раздельно-гильзового заряжания
Особенность зарядов к выстрелам раздельно-гильзового заряжания (рис. 3.4 а, б, в)
заключается в том, что в одной и той же гильзе (в одном и том же объеме сгорания ---
каморе) необходимо разместить заряд полный, обеспечивающий максимальную скорость
снаряда, не превышая допустимого Рт, и наименьший заряд, который должен обеспечить
наименьшую скорость (перекрыть дальность) при давлении, обеспечивающем взведение
взрывателя при температуре минус 50 °С.
С целью исключения образования вьелевских волн наименьший заряд в гильзе (или
каморе) должен располагаться на расстоянии не менее 2/3 ее длины. Кроме того, на полном
заряде гильза должна удовлетворительно экстрактироваться, а на наименьшем заряде ---
нормально обтюрировать пороховые газы без образования гофр. Эти требования обеспечива-
ются совместной работой элементов выстрела.
Полнота сгорания материала картуза, воспламенителя-пламегасителя и срабатывание
флегматизатора должны обеспечивать удовлетворительную загазованность и загрязняемость,
обеспечивающую бесперебойную работу стреляющего, а также различных механизмов в
течение режимной стрельбы, артиллерийской подготовки.
Герметизация заряда производится запрессовкой нормальной и усиленной крышек в
гильзу с последующей заливкой мастикой ПП 95/5.
Следует отметить, что этот широко распространенный способ герметизации не
обеспечивает современные требования эксплуатации (теряется герметичность при падении,
что, в конечном счете, приводит к потере баллистических характеристик).
Уменьшенный переменный заряд по конструкции более сложен (рис. 3.4 в). Пакет
должен обеспечить минимальную скорость при большом давлении, поэтому отрабатывается

из тонкосводного пороха, а пучки --- из более толстосводного пороха одной природы. Пучки
могут быть равно- и разновесными. Расположение пучков производится с учетом удобства
изъятия их для получения нужной дульной скорости снаряда. Для обеспечения нормального
горения пучки должны образовать свободное проходное сечение для продуктов сгорания
воспламенителя. Верхний пучок в зависимости от массы заряда может иметь флегматизатор,
располагаемый в карманах картуза пучка. Практика эксплуатации показывает, что свободное
расположение пучков для обеспечения нормального горения не всегда возможно, так как при
перегрузке, бросании, досыле и т.д. место расположения элементов заряда меняется, что
ухудшает получение требуемых баллистических характеристик.
Герметизация производится также нормальной и усиленной картонными крышками,
сверху заливается мастикой ПП 95/5. Этот способ герметизации, кроме потери герметич-
ности в процессе эксплуатации, требует приложения значительного усилия (более 588 Н) для
изъятия крышки при отрицательной температуре, что затрудняет подготовку заряда к
стрельбе.
3.2.3. Метательные заряды к выстрелам раздельно-картузного заряжания
Заряды к выстрелам раздельно-картузного заряжания отличаются отсутствием
экстрактируемых элементов как металлическая гильза. В связи с этим, габариты и форма МЗ
обеспечиваются пороховыми элементами или формой раскроя картуза, который может быть
мягким (тканевым) или жестким (рис. 3. 5а, б,в).
Принятие того или иного варианта конструирования зависит от скорострельности и
способа досыла снаряда и заряда. Для систем с небольшой скорострельностью 0.5---1
выстрел/мин, и нетандемным (неодновременным) досылом снаряда можно создать заряд из
зерненых порохов в мягком аммиатиновом картузе (рис.3. 5б).
Воспламенение заряда осуществляется дополнительным воспламенителем из ДРП
или КЗДП, пришитым ко дну пакета (пучка), и мощной ударной трубкой типа И-19 и УТ-36.
Обязательным условием нормального горения заряда является свободное
расположение пакетов и пучков в каморе. Поэтому пучки имеют значительно меньший
диаметр, чем камора. При горении пакета должна исключаться возможность появления
вьелевских волн, т.е. необходимо выполнять требование расположения заряда по длине не
менее, чем на 2/3 длины каморы.
При большей скорострельности нужны жесткие заряды, что можно обеспечить за счет

использования трубчатого пороха или жесткости оболочки (рис. 3. 5а, в).
Воспламенение заряда осуществляется навеской прессованных призм,
расположенных в гнезде нижней части заряда, и мощной ударной трубки типа И-19. В
верхней части заряда (или на верхнем полузаряде) размещаются флегматизатор и гаситель
дульного пламени и размеднитель (рис. 3. 5а).
Картуз должен предохранять порох от преждевременного воспламенения при
заряжании после режимной стрельбы, когда температура поверхности входного конуса
достигнет более 200 °С.
«Гантелеобразная» форма пакета уменьшенного переменного заряда обеспечивает
удлинение его до 2/3 длины каморы и, соответственно, соосность относительно средств
воспламенения (рис. 3. 5в).
Прочная жесткая оболочка позволяет использовать технологичные зерненые пороха.
Разумеется, суммарная стоимость и трудоемкость изготовления должны быть ниже
стоимости заряда трубчатого пороха. Кроме того, оболочка должна сгорать или
выбрасываться, разрушаясь при всех крайних условиях работы заряда. Конструктивная
целостность наименьшего МЗ в жесткой оболочке после длительного хранения не должна
нарушиться в процессе досыла снаряда при температуре минус 50 °С. Термостойкость такой
оболочки должна быть на уровне аммиатиновой ткани.
Все заряды в картузном исполнении хранятся в металлических герметичных
футлярах, обеспечивающих сохранность баллистических характеристик (в пределах
инструкции по категорированию боеприпасов) в течение более 10-15 лет Поэтому, с точки
зрения эксплуатации, к футлярам предъявляются жесткие требования как по обеспечению
герметичности, так и удобству вскрытия, что обеспечивается конструированием футляров
специальной конструкции.
3.3. О технологичности метательных зарядов различных конструкции
Из анализа принятых на вооружение типовых конструкций МЗ следует, что МЗ к
системам среднего и крупного калибров по конструкции являются разнообразными,
сложными и содержат значительное количество дополнительных элементов, обусловленных
необходимостью удовлетворения требований ТТЗ.
Для вышеуказанных МЗ характерно использование, полностью (рис. 3 Зв, 3.4а, 3 5а,
б) или частично (до 60% от массы), трубчатых порохов, что объясняется отсутствием надеж-
ной схемы воспламенения зарядов из зерненых порохов. Трудоемкость и продолжительность
технологического цикла изготовления трубчатых порохов в пороховом производстве, вязка
пучков из них с расклинкой, привязка к пучкам воспламенителей и пламегасителей с учетом
опасности выполнения операций в зарядном производстве показывают необходимость
перехода к зарядам из зерненых порохов. Кроме того, этот переход значительно облегчает
возможность создания механизированных производств.
В табл. 3.1 для некоторых современных артиллерийских систем приведена
сравнительная трудоемкость и себестоимость МЗ, воспламеняемых пучком трубчатого
пороха, с привязанным к нему воспламенителем (комбинированных) и зарядов из зерненых
порохов с ОВУ.
Таблица показывает экономическую целесообразность разработки МЗ из зерненых
порохов, доказательству технической возможности создания которых, посвящены
последующие главы.
Однако МЗ из трубчатых порохов в некоторых случаях останутся на вооружении,
например, при применении баллиститных порохов в МЗ к выстрелам раздельно-картузного
заряжания при большой массе и требовании значительной жесткости (до создания ЖСК,
удовлетворяющим современным требованиям).

Таблица 3.1
Наименование
заряда
Конструкция
заряда
Себестоимость
1000 шт.,
тыс. руб.
Снижение
себестоимости,
%
Трудоемкость
изготовления
1000 шт., чел./ч
Снижение
трудоемкости,
%
Заряд для БПС
к 115 мм У-5ТС комбинированный
зерненный с ОВУ
15,8
13,3
-
16
671
351
-
48
Заряд для БПС
к 100 мм Д-10Т комбинированный
зерненный с ОВУ
12,6
10,7
-
15
1103
172
-
84
Заряд к 100 мм
АУ-214
комбинированный
зерненный с ОВУ
15,8
13,3
-
15,7
671
351
-
48
Заряд к 130 мм
АУ-214
комбинированный
зерненный с ОВУ
24,4
24,1
-
13
689
469
-
35
Заряд к 152 мм
СП 2С5
комбинированный
зерненный с ОВУ
45,1
37,1
-
16,6
1268
1013
-
19,8
Заряд
уменьшенный
переменный
для 203мм
СП 2С7
комбинированный
зерненный с ОВУ
121,8
98,2
-
24
5371
5221
-7
Заряд для КС
к 115 мм У-5ТС комбинированный
зерненный с ОВУ
10,8
10,3
-5
610
258
-
57
Заряд для КС
к 100 мм Д-10Т комбинированный
зерненный с ОВУ
38
34
-
7,4
1586
731
-
78
3.4. Обоснование природы, массы и месторасположения дополнительного
воспламенителя в метательных зарядах
Для усиления воспламеняющего импульса от капсюльной втулки в артиллерийских
орудиях калибров более 76 мм обычно применяют дополнительные воспламенители. В каче-
стве дополнительного воспламенителя для отечественных МЗ используются, в основном,
дымный порох в виде зерен различных размеров (ДРП-1, ДРП-2, ДРП-3, КЗДП-1, КЗДП-2)
или в виде прессованных призм и петард, а также пироксилиновые пористые пластинчатые
пороха П-45, П-200 и другие За рубежом также используется дымный порох из зерен раз-
личных размеров, кроме того, дымные пороха с нитроклетчаткой (бенит), пироксилиновые
пористые пороха и др.
Однако применение пористых пироксилиновых порохов в качестве бездымных,
безнагарных воспламенителей МЗ приводит к увеличению максимального давления и
повышает вероятность появления обратного пламени. Большинство исследователей считают,
что, несмотря на ряд недостатков (
повышенная гигроскопичность и дымность,
недостаточная механическая прочность), лучшим воспламенителем МЗ является дымный
порох. Он обладает хорошей воспламеняемостью вследствие чувствительности к лучу огня и
«жгучестью» продуктов горения, которую авторы объясняют наличием в продуктах горения
дымного пороха до 55% конденсированных частиц. Эти частицы обладают большим запасом
энергии, чем газообразные продукты, и интенсифицируют процесс теплопередачи
посредством контакта. Поэтому с учетом проводимых в настоящее время работ,
направленных на улучшение свойств ДРП (повышение его механической прочности,
уменьшение гигроскопичности и дымности выстрела), он остается основным составом при
разработке воспламенителей.
Вопросы механизма развития процесса воспламенения МЗ в настоящее время
недостаточно изучены. По мнению одних авторов считается, что воспламенение будет
нормальным, если давление воспламенения газов воспламенителя (Рв) будет находиться в
пределах 1---2 МПа, по мнению других --- в пределах 5-12,5 МПа.
Оценка процесса воспламенения МЗ по величине Рв или по величине rV и ∆P является

не всегда достаточной.
Ряд авторов выдвигает в качестве критерия оценки процесса воспламенения время
предварительного периода, при этом минимальная масса воспламенителя, при которой время
предварительного периода также минимально, считается оптимальной.
Марка порохов воспламенителя, место его расположения и масса зависят от ряда
факторов: массы и длины заряда, размеров пороховых элементов и каморы, времени
задержки воспламенения пороха, его ударной прочности и т.д., поэтому схема
воспламенения решается экспериментально.
К пороху воспламенителя предъявляется требование продолжать гореть параллельно
(одновременно) с основным порохом заряда. Поэтому чем больше толщина горящего свода
пороха, тем медленнее должно происходить нарастание Рв.
Место расположения воспламенителя определяется, исходя из условия обеспечения
одновременного воспламенения заряда.
Размещение воспламенителя в донной части заряда допустимо только для зарядов
небольшой массы и длины (до 0,8 м) При значительной длине заряда одного воспламенителя
часто оказывается недостаточно для надежного воспламенения В этом случае готовят заряды
из нескольких пучков меньшей длины и между ними располагают дополнительный воспла-
менитель. В зарядах с большой массой также необходимо делить воспламенитель на части,
так как большая масса воспламенителя, расположенная в донной части заряда, может при-
вести к «выстреливанию» передней части заряда к дну снаряда. Кроме того, возникшее
большое давление в месте расположения воспламенителя может разрушить головной заряд,
и вызванное этим увеличение поверхности горения заряда может привести к выскоку
давления. Для существующих МЗ масса донного воспламенителя не превышает 200 г.
В орудиях безгильзового заряжания с механическим досылом заряда применяется
воспламенитель в виде прессованных призм, расположенных в гнездах, образующихся за
счет различной длины трубчатого пороха либо в одном торце (в донной части), либо в обоих.
Верхнее расположение воспламенителя, по мнению ряда исследователей, никаких
преимуществ по сравнению с донным не имеет.
В гаубичных зарядах из зерненых порохов с большим количеством пакетов
дополнительный воспламенитель может быть расположен в картузе в средней части заряда.
Массу воспламенителя берут с учетом одновременности воспламенения МЗ Обычно
масса воспламенителя составляет от 0,5 до 5 % от массы заряда.
Чрезмерно большая масса воспламенителя приводит к повышению Рщ в стволе ввиду
ускорения процесса горения заряда в целом. При недостаточном количестве массы воспла-
менителя появляется затяжное воспламенение, может иметь место разрыв между концом
горения воспламенителя и началом горения МЗ. Это приводит к неоднообразному его сгора-
нию и большему разбросу начальной скорости. Кроме того, слабое воспламенение заряда
способствует повышенной дымности и образованию пламени при выстреле.
Для расчета массы воспламенителя первоначально пользовались формулой Шишкова-
Нобля.

 ρ
∆
−
∆
=
ω
ω
I
fР
в
в
в
.
(3.7)
Формула (3.7) достаточно точно позволяет оценить массу, если задано Рв. Однако это
давление обычно неизвестно. Слухоцким, Шеклейном и другими авторами из условия
получе-ния Рв=12,5 МПа получены зависимости
к
вω
=
ω
,
(3.8)
где к = 0,027÷0,07.
Постоянная величина к выбирается из таблиц по значениям ∆ и силы пороха
воспламенителя.
Расчет массы воспламенителя по запасу тепла в прогретом слое или количеству тепла,
необходимому для зажигания единицы поверхности заряда и выделяемому воспламените-

лем, предложен Тишуниным И В. и Сиротинским В.Ф.:
()
k
I
Q
Sq
в
в
+
ϕ
=
ω
.
(3.9)
Зависимость массы воспламенителя от толщины горящего с свода была предложена
Работиным В.Д. и Наровским Н.Б.
Q
I
е
,
в

 −
∆
δ
⋅
=
ω
ω
1
2
2
4
.
(3.10)
Гордиенко Н.Н. была предложена эмпирическая зависимость массы воспламенителя
от конструктивных характеристик системы:
9
0
57
0
9
0
0
,
,
km
,
в
в
I
L
W
k

 δ∆
−
=
ω
,
(3.11)
где кв =0,076÷0,086.
Известна также формула чешских авторов:
()2
57
010
7
6
6
4
−
−
⋅
÷
=
ω
D
,
,
,
в
(3.12)
Все рассмотренные формулы являются эмпирическими, не учитывают всего
многообразия факторов, влияющих на процесс воспламенения, и не раскрывают сущность
процессов, происходящих в заряде. Каждая из формул обладает некоторыми достоинствами,
но отражает зависимость массы только от одного фактора. При этом различие
экспериментально найденной массы воспламенителя и прогнозируемой расчетным путем
достигает 50-100% Поэтому масса воспламенителя, обеспечивающая оптимальное
воспламенение заряда, определяется экспериментально.
Представляет интерес оценивать массу воспламенителя, исходя из физической модели
процесса воспламенения заряда. Физическая модель процесса воспламенения зарядов
рассмотренных конструкций упрощенно может быть описана следующим образом: от
капсюльной втулки воспламеняется дополнительный воспламенитель, в результате чего
происходит его горение и истечение продуктов горения в свободный объем заряда.
Продукты горения воспламенителя, соприкасаясь с элементами основного заряда, нагревают
их поверхностный слой до температуры воспламенения. После зажжения пороха
дальнейший процесс воспламенения и горения заряда будет происходить как за счет горения
воспламенителя, так и за счет горения воспламенившейся части заряда.
Начавшееся газообразование характеризуется ростом давления до достижения
давления форсирования. По достижению P0 = 15÷30 МПа начинается перемещение снаряда
по каналу ствола. Догорание воспламенителя происходит совместно с основным зарядом.
Передача энергии от продуктов горения к поверхности заряда осуществляется
посредством конвективной теплопроводности, лучевого излучения (пламя) и контактным
способом путем попадания твердых частиц на поверхность заряда.
Нами из условия равенства процессов теплоприхода и теплорасхода при
воспламенении МЗ получены зависимости для расчета массы воспламенителя.
()
х
,
,
в
⋅
−
ω
=
ω
0116
0
7786
1
100
прих>3,4,
3.13)
()
х
,
,
в
⋅
+
ω
=
ω
2287
0
8175
0
100
прих<3,4,
где х --- характеристический параметр условий воспламенения заряда, который
определяется по формуле

∆
π
+


ω
=
k
k
k
k
L
W
L
W
е
,
х
1
2
72
44
.
(3.14)
При выводе зависимостей сделан ряд допущений:
• заряд размещен в цилиндрической каморе равномерно по объему;
•поверхность заряда воспламеняется одновременно.
В установленных зависимостях (3.13, 3.14) для расчета массы воспламенителя, в
отличие от приведенных (3.7÷3.12), учитываются исходные параметры как заряда, так и
системы.
Предложенные зависимости (3.13, 3.14) для расчета массы воспламенителя проверены
на зарядах из пироксилиновых и баллиститных порохов к артиллерийским системам калибра
от 30 до 203 мм, в которых масса воспламенителя изменялась от 10 до 500 г.
Результаты расчета представлены в табл. 3.2.
Таблица 3.2
Величина массы воспламенителей для зарядов
к системам различного калибра
Наименова-
ние
системы
Калибр
системы,
мм
ω,
кг
2е1,
мм W·1013,
м3
Lk·10
м
ωвρ,
кг
ωв0,
кr
Д-68
115
4,48
1,34
11,02 3,70 0,0736 0,075
2С7
203
42,0
3.70
63
14,5 0,5254 0,480
АО-18
30
0,118 0,60 0,125
1,23 0,0014 0,001
ЗИС-3
76
1,210 0,90
1,70
3,28 0.0193 0,011
Д-30
122
3,80
1,15
6,40
3,40 0,0636 0.050
Д-81
125
5,00
1,16 11,54
4,08 0,0829 0,085
М62-Т2
122
8,040 2,20 15,81 6,00 0,1348 0,150
Д-25Т
122
6,530 1,067 10,93 6,70 0,1113 0,130
Б-4М
203
6,13
1,78 10,62
7,38 0,1171 0,100
Д-48
85
2,44
0,83
7,89
7,09 0,0379 0,040
БС-3
100
5,250 1,37
8,20
5,21 0,0886 0,075
Д-74
122
6,630 1,30 14,03 7,10 0,1114 0.100
Гаубица
обр.43г.
152
3,473 1,44
5,700 2.68 0,0576 0,040
Пушка
обр.38 г.
85
2,086 0,65 3,600 2,34 0,0346 0.020
Т-12
100
6,65
1,15
9,50
6,00 0,1130 0,100
М-46
130
13,01
2,30 18,90 8,00 0,1980 0.250
Д-20
152
7,595
1,71
12,50 5,20 0,1290 0,150
Как видно из таблицы, предлагаемая формула в широком интервале
удовлетворительно согласуется с опытными данными, при этом средняя квадратическая
относительная ошибка расчета составляет 11,5% от действительной массы воспламенителя,
т.е. с доверительной вероятностью 0,95 расчетное значение массы воспламенителя будет
отличаться от подобранной на опыте не более чем на 25 %. Большая точность расчетов по
предложенным формулам (3.13, 3.14), в отличие от ранее имевшихся (3.7÷3.12),
обеспечивается большим учетом при расчете особенностей заряда величин 2e1, S, МЗ. а
также таких особенностей артиллерийской системы, как объем и длина каморы заряжания.

3.5. О баллистической эффективности зарядов различной конструкции
Вопрос о баллистической равнозначности МЗ с использованием порохов различных
форм с точки зрения обеспечения равнозначной V0 при одном Ртср неоднократно
рассматривался в работах А.С. Рябова, В.Е. Слухоцкого, И.П. Граве, М.Е. Серебрякова, М.С.
Горохова и др.
Было показано, что при переходе от трубчатой к семиканальной форме пороха, при
соответствующих соотношениях толщин сводов, основные баллистические параметры (Ртср
и V0) получаются практически равнозначными при прочих равных условиях. При этом
должны учитываться возможная плотность заряжания с учетом поднутрения гильзы (узкое
дульце гильзы, особенно с учетом гильзового флегматизатора, позволяет разместить пучок
малого диаметра, остальная часть трубки должна располагаться россыпью) и аномальное
горение трубчатых порохов с малым диаметром канала.
По методу решения основной части внутренней баллистики (ОЗВБ) А.С. Рябова такое
соотношение определяется из расчета средних значений функции удельной быстроты газо-
образования для двух различных форм порохов, в частности для трубки и семиканального
зерна:
з
ср
сртр Г
Г
7
=
,
учитывая, что для стандартного семиканального зерна ξ = 0,715, σср = 1,095, а для трубки ξ =
1, σср = 1 при одинаковом составе 2е17 = 0,78·2е1тр.
В соответствии с решением ОЗВБ по методу А.С. Рябова трубчатый и семиканальный
пороха, соотношение толщин сводов которых удовлетворяет представленному выше равен-
ству, в баллистическом отношении равнозначны, т.е. при прочих равных условиях
обеспечиваются не только одинаковые величины Ртср и Vд, но и одинаковые кривые Р=Р(l).
Сравнительные расчетные и экспериментальные значения Ртср и V0 для МЗ различных
конструкций представлены в табл. 3.3.
Таблица3.3
Значение баллистических характеристик зарядов различных конструкции
Система
Состав и масса заряда
V0,
м/с Pтср,
МПа
100мм
Т-12
Трубчатый
6,7кгДГ-4 15/1+0,100 кг ДРП
1575 328,63
Комбинированный
3,9 кг 14/7+2,1 кг 18/1тр+0,075 кг ДРП
1575 338,44
Зерненый с СВУ
4,5 кг 14/7+2,9 кг 18/1тр+0,09 кг КЗДП+
1575 338,44
+0.05 кг ДРП
152 мм
Д-20
Трубчатый
8,31 кг-16/l НДТ-3+0,15кгДРП
655 230.53
Комбинированный
6,795кг 15/7+0,8 кг 18/1 тр+0,15 кг ДРП
655 230,53
Зерненый
7,6кг 15/7+0,15 кг ДРП
655 230,53
115 мм
У-5ТС
Трубчатый
7,85кгДГ-4 14/1+0,100 кг ДРП
1615 360,65
Комбинированный
4,9 кг 12/7+3,2 кг 18/1 гр+0,075 кг ДРП
1615 365,42
Зерненный
8.0кг 12/7ва+0.06кгКЗДП
1600 402,21

3.6. Экспериментальная отработка и критерии нормальной
работы метательных зарядов
Проведение работы по проектированию пороха, баллистического расчета и
конструированию заряда позволяет перейти к экспериментальной части проектирования МЗ,
в результате которой в основном устанавливается толщина горящего свода (2e1), масса и
конструкция заряда. Оценка нормальной работы МЗ становится важной в связи с
повышением напряженности выстрела (увеличением абсолютных значений Ртср, V0 и ω) и
требованиями уменьшения значений разброса баллистических характеристик, повышающих
эффективность выстрела.
Нормальное горение МЗ определяется рядом критериев.
3.6.1. Стабильность баллистических характеристик МЗ
Стабильностью баллистических характеристик МЗ, под которой понимается
воспроизводимость Ртср и V0, установленных чертежом, в разные дни отработки с
отклонением от номинала в строго заданных пределах.
Проверку стабильности можно производить двух- или трехдневной стрельбой.
Оценка стабильности баллистических характеристик проводится:
а) По начальной скорости.
Отклонение в каждый день отработки от установленной величины не должно
превышать:
•при V0 ≤ 200 м/с
--±2м/с
•при200м/с<V0<600м/с
--±1%
•при V0>600м/с
-- ±0,5 %.
б) По вероятному отклонению начальных скоростей в группе выстрелов (rV), которое
характеризует однообразие сгорания зарядов, отклонение размеров медных ведущих поясков
и размеров каморы.
Значение rV не должно превышать нормы, установленной в чертеже в каждый день.
Обычно в зависимости от V0 rV составляет:
001
0
1,
rV±
≤
или
(3.15)
0
25
0
1V
,
rV±
≤
%,
(3.16)
а для орудий калибра меньше 45 мм
0
006
0
1
V
,
rV±
≤
.
(3.17)
в) По Ртср значение его не должно превышать установленного в чертеже в каждый
день отработки.
г)ПоРтнби Ртнм или чтотоже∆Р:
100
⋅
−
=
∆
тср
тср
тнбР
Р
Р
Р
(знаком +),
(3.18)
100
⋅
−
=
∆
тср
тнм
тсрР
Р
Р
Р
(знаком --),
(3.19)
где Ртнб и Ртнм --- приведенные к нормальным условиям значения давлений, ∆Р
характеризует однообразие сгорания пороховых зерен и значение его не должно превышать
нормы, установленной в чертеже в каждый день отработки. Обычно считается нормальным,
если ∆Р не более 5 % от Ртср.

Значения ∆Р и rV для некоторых, находящихся на вооружении выстрелов, приведены
в табл. 3.4. Стабильность работы МЗ должна проверяться при трех температурах, т.е. кроме
15 °С и при ±40 °С. В этом случае мы получаем информацию о работе МЗ при крайних
температурах. При температуре 40 °С обычно задаются значениями Ртср, ∆Vt, ∆Рt. В этой
связи на основании имеющегося статистического материала можно рекомендовать
следующие нормы:
а) по скорости --- отклонение в каждый день отработки от средней (от двух и трех
дней) --- не должно превышать норм, установленных при температуре 15 °С, если нет других
требований,
б) по rV --- оно не должно превышать 1,5rV от чертежной при температуре 15 °С (при
таком значении rV допускается переиспытание при приемных испытаниях МЗ); в случае от-
сутствия в МЗ флегматизатора значение rV при 40 °С не должно превышать rV при 15 °С;
в) по Ртср и Ртнм, или ∆Р --- не должны превышать нормы при отработке заряда в
каждый день отработки; следует считать нормальным, если ЛР не более ±5 % от Pтср;
г) ∆Vt --- нормы температурного приращения скорости, установленные в ОСТ В 84-
694-73, следует считать нормальными: величина ∆Vt должна быть в пределах 1÷5 % в
каждый день отработки:
100
15
0
15
0
0
⋅
−
=
∆
o
o
cp
cp
tcp
tV
P
V
V
.
(3.20)
д) ∆Рt, --- нормы температурного приращения давления устанавливается для каждого
вновь отрабатываемого заряда и определяется по формуле:
100
15
15
⋅
−
=
∆
o
o
мcp
мcp
tмcp
t
Р
P
Р
Р
,
(3.21)
где
o
15
мср
tмср P
,
Р
-- средние значения давлений в группе, приведенные к нормальным
условиям.
Вычисление по вышеуказанной формуле производится, если установлены значения
МЗo
15
мср
Ри
o
15
0
V.
Если осуществляется отработка МЗ из нового пороха, температурные приращения
которого неизвестны, установление tмср
Р , при котором будет определиться
o
15
0
V,
производится с учетом экспериментально полученных значений и их возможного разброса.
При низкой температуре (минус 40 °С) баллистические характеристики обычно не
устанавливались, однако на основании экспериментального материала можно
рекомендовать:
а) ∆Vt --- норму температурного снижения скорости следует считать нормальной, если
она не превышает 3 % для МЗ из ПП и 5 % для МЗ из баллиститных порохов;
б) по скорости --- отклонение в каждый день отработки от средней из двух или трех
дней не должно превышать норм, установленных при температуре 15 °С;
в) по rV --- оно не должно превышать 2, 5 rV чертежной при температуре 15 °С (при
таком предельном значении допускаются переиспытания зарядов) в каждый день отработки;
г) по Ртср --- оно не должно быть ниже нормы, установленной в чертеже в каждый

день отработки (с точки зрения взводимости взрывателя или другого показателя);
д) по ∆Рt --- следует считать нормальным, если оно не превышает 20 % от o
15
мср
Р;
е) Ртнб и Ртнм или ∆Р--- не должны превышать требований чертежа и следует считать
нормальными, если ∆Р не более ±6 %.
Температурные приращения давления и скорости, наряду с Ртср и V0 при нормальной
температуре, являются важными характеристиками МЗ. Приращение давления при высокой
температуре определяет значение максимального давления, следовательно, прочность
(массу) системы и элементов выстрела. Падение давления при низкой температуре
обуславливает снижение скорости снаряда, следовательно, ухудшение эффективности ---
снижение бронепробиваемости, дальности прямого выстрела.
Температурные приращения давления и скорости зависят от многих факторов и
эффективно влиять на них разработчикам МЗ пока не удастся. При некоторых сочетаниях
параметров (пористости пороха ∆, Р, ω, ω/q) или использованием узлов форсирования,
усиленных воспламенителей с учетом изменения ударной вязкости и скорости горения
пороха приращение может быть минимальным или отсутствовать вообще. В настоящее
время этот важный для практики вопрос мало изучен и требует постановки специальных
исследований. Несмотря на это значения приращения и падения определяются при отработке
всех вновь создаваемых МЗ. Температурные изменения Р и V для некоторых МЗ приведены
в табл. 3.5.
Таблица 3.5
Температурные изменения баллистических характеристик зарядов
к системам различного калибра
Наименование
заряда
Т,°С
V0, м/с
Рмср,
МПа
∆Рt, %
∆Vt, %
Заряд для БПС к
100мм Д-10Т
+15
+40
-40
1430
1466
1364
300,18
344,33
241,33
14,7
-19,6
2,5
-4,6
Заряд для КС к
100мм Д-10Т
+15
+40
-40
1085
1100
1030
300,18
344,33
251,17
14,7
-13,4
1.45
-5,06
Заряд для БПС к
115 ммУ-5ТС
+15
+40
-40
1600
1623
1550
402.20
456,16
322,28
11,0
-20,0
1,43
-3,10
Заряд для КС к 115
ммУ-5ТС
+15
+40
-40
1060
1089
1014
259,96
294,30
216,31
13,02
-16,9
2,71
-4,33
Заряд полный к
152мм 2С5
+15
+50
-50
945
961
900
321,77
372,40
256,96
15,40
-20,2
1,69
-4,76
Заряд уменьшенный
переменный к 203
мм 2С7
+15
+50
-50
775
785
765
294,30
323,73
264,60
10,00
-10,0
1,29
-1,29
Заряд к 125 мм
Д-81
+15
+40
-40
850
860
835
343,35
397,3
289,39
15,71
-15,71
1,17
1,76

Таблица 3.4
Отклонение баллистических характеристик зарядов при различных температурах
Наименование зарядов Т,
ºС V0, м/с Рмср,
МПа
∆V0,%
по
дням
∆Р,%
от
Рмср
rV, %
от V0 ∆Рt, % ∆Vt, % lk/lд ∆τв,%
Заряд полный
переменный
к203ммБ4М
+15
+40
-40
607
619
595
230,53
244,33
212,13
0,10
0,01
0,55
0,70
1,50
0,45
0,12
0,10
0,22 +6
-8
+2
-2
0,4
10
Заряд полный
переменный
к152ммД-20 и МЛ-20
+15
+40
-40
655
680
642
230,53
262,90
202,08
0,10
0,20
0,15
0,60
1,20
2,40
0,10
0,10
0,20 9,8
12.4 4,1
-2,3
0,4 9,8
Заряд для БПС к 125ммД-
81
+15
+40
-40
1785
1965
1735
443,90
500,31
377,19
0,10
0,20
0,18
1,20
1,40
2,10 0,16
0,17 10,0
15.2 1,0
-2,8
0,3
0,6
0,6
10
Заряд к 152мм2С5
+15
+40
-40
945
961
900
321,76
372,40
256,96
0,11
0,20
0,18
1.63
1,44
2,70
0,14
0,22
0,10 15,4
20,2 1.6
-5,2
0,46 9,8
Заряд полный к 203 мм
2С7
+15
+50 960
973 313,92
324,93 0,13
0,30 1,50
1,70 0,23
0,13 12,4 1,40 0.40
-50 920 261,93 0,16 1.50 0,10 -16,5 -5,0
Заряд к 30 мм АО-18
+15
+50 890
914 309,01
370,82 0,40
0,50 4,40
5,20 0,56
0,56 20,0 2,70 0,7 2,7
-50 846 222,69 0,50 6,00 0,59 12,0 5,0
3.6.2. Время выстрела (время от момента удара по капсюльной втулке
до вылета снаряда из канала ствола)
Следующим важным показателем нормальной работы МЗ является время выстрела
(время от момента удара по капсюльной втулке до вылета снаряда из канала ствола) и его
разброс:
д
в
τ
+
τ
=
τ
0
.
(3.22)
Подробно время выстрела рассмотрим при описании физической модели выстрела
(см. главу 7). Отметим лишь, что ряд исследователей считает, что нормальное горение МЗ
определяется временем предварительного периода. Однако определение времени
предварительного периода в настоящее время не освоено. Поэтому на практике определяют
время выстрела. Определение времени выстрела производится по методике. В настоящее
время этот параметр наиболее удобно и точно определяется тензодатчиками, приклеенными
на конец ствола и соответствующей регистрирующей аппаратурой.
Ценным критерием нормального горения МЗ является запись кривой Р = P(τ) на дно
снаряда или каморы. Запись кривой давления на дно каморы в настоящее время освоена, од-
нако она менее показательна, чем кривая давления на дно снаряда.
Воспламенение и горение МЗ считаются нормальными, если кривая Р = P(τ) имеет
плавный характер без каких-либо пиков.
В США характер кривой Р = P(τ) является основным показателем нормального
горения МЗ.
Одним из важных показателей работы МЗ является отношение конца горения
порохового зерна (/0 к полной длине пути снаряда (lg):
R
k
кl
l
=
η.
(3.23)

Малое значение ηк обеспечивает лучшую кучность стрельбы по местности и щиту,
уменьшает значение ударной волны в местах расположения расчета, улучшает условия
экстракции гильз, уменьшает значение вероятности образования дульного пламени. Обычно
для систем крупного калибра при нормальной температуре значение ηк составляет примерно
0,5. Метательный заряд считается нормально работающим при соответствии всем
вышеперечисленным критериям. Кроме того, должна использоваться эффективная система
обеспечения явлений, сопровождающих выстрел (обратное и дульное пламя, загазованность,
загрязняемость, задымленность, величина дульного давления, ударной волны в местах
расположения расчета и т.д.).
Весьма ценным с точки зрения экономики и сроков отработки МЗ является
сокращение показателей оценки нормального горения заряда до минимума. Например, мы
считаем, что при установленных 2е1, ω, схеме воспламенения, оптимальных значениях V0 и
Ртср достаточно иметь кривые Р = Р(τ) на дно снаряда при трех температурах по одной
группе выстрелов, особенно при модернизации МЗ. Однако из-за технической сложности
исполнения записи Р = Р(τ), особенно при больших скоростях снаряда, в настоящее время
оценка работы МЗ производится экспериментальным определением всех перечисленных
показателей. При неудовлетворении одному из вышеперечисленных критериев МЗ на
вооружение не принимается.
На основании анализа баллистических характеристик лучших разработанных зарядов
можно предложить (для качественно отработанных МЗ с установленными оптимальными
значениями Vд, с соответствующими заданными
o
15
тср
Р ) следующие количественные значения
критериев нормального воспламенения и горения (табл. 3.6).
Таблица3.6
Критерии нормального воспламенения и горения метательных зарядов
из баллиститных и пироксилиновых порохов
Заряды из ПП
3
аряды из БП
тeмпература,°С
температура,°С
Обозначение
критерия
15
40
-40
15
40
-40
Ртср, МПа
Ртср черт
∆Р от Ртср, %
±3
±2
±6
±4
±3
±7
∆Рt от Ртср, %
+13 -20
+18 -25
V0 по дням
Vчерт
±0,5 %
V0
Vчерт
±0,5 %
V0
rV,%отV0
0,3 0,3 0,6 0,4
0,3
0,6
∆Vt,%отV0
+3
-5
+3
-8
lk
0,5 l0
0,9 l0
0,6 l0 0,95 l0
Характер кривой
Р=Р(τ)
Кривая плавная без пиков

ГЛАВА 4
СОСТОЯНИЕ И ПУТИ РЕШЕНИЯ ПРОБЛЕМЫ АНОМАЛЬНОГО
ГОРЕНИЯ МЕТАТЕЛЬНЫХ ЗАРЯДОВ СТВОЛЬНОГО ОРУДИЯ
4.1. Воспламенение и горение порохов и метательных зарядов
В настоящее время многочисленные исследования в области механизма зажигания
порохов обобщены в трех теориях зажигании:
- теория зажигания в газовой фазе (Г-фаза);
- теория зажигания в конденсированной фазе (К-фаза),
- гетерогенная теория.
Теория зажигания в Г-фазе разработана В.Я. Зельдовичем и А.Ф. Беляевым, согласно
которой за счет подвода тепловой энергии к поверхности топлива сначала происходит
испарение -- газификация его, а образовавшиеся газы затем вступают в реакцию при сильном
повышении температуры в Г-фазе.
П.Ф. Похил, Н.А. Левкович, М.М. Арш и др. показали, что ПП разлагаются в К-фазе
со значительным экзотермическим эффектом, существенно влияющим как на
воспламенение, так и на горение порохов.
Каждая из указанных теорий справедлива для определенный условий подвода тепла
пороху сильными или слабыми тепловыми потоками.
Необходимым условием зажжения пороха является образование прогретого слоя
определенной толщины и температурного профиля поверхностного слоя, соответствующих
на-чальной температуре пороха и давлению на поверхности. При температуре поверхности,
соответствующей температуре зажигания, тепловой эффект экзотермических реакции превы-
шает теплопотери.
Температурный профиль и толщина прогретого слоя зависят интенсивности
теплоподвода к поверхности пороха и его теплофизических свойств. Для устойчивого
горения пороха, энергия, накопленная в конденсированной фазе, и распределение
температуры в поверхностном слое должны быть близки к запасу энергии в К-фазе и
температурному профилю при стационарном горении.
Необходимое условие устойчивого горения пороха записывается:
kp
tdx
dT
q


λ
=
,
где
qt -- удельный тепловой поток;
dx
dt -- градиент температуры в поверхностном слое пороха;
λ -- коэффициент теплопроводности.
Отсюда за меру воспламеняемости пороха принимают количество тепла, которое
необходимо сообщить единице поверхности для установления устойчивого горения. На
воспламеняемость, определяемую через время задержки зажжения. существенное влияние
оказывает содержание азота удаляемых и неудаляемых веществ, невзрывчатых компонентов
и различных добавок. Воспламеняемость баллиститных порохов (БП) с увеличением
содержания нитроглицерина улучшается и ухудшается с увеличением содержания таких
добавок, как динитротолуол, дибутилфталат и централит. Показано, что при одинаковой с
ПП калорийности, время задержки зажжения порохов баллиститного типа в 2-3 раза больше.
С практической точки зрения несомненный интерес представляет зажжение сильными
тепловыми потоками, при которых зажигание происходит в Г---фазе. Пороховые зерна мета-
тельных зарядов, расположенные у воспламенителя, зажигаются именно в этих режимах.

Величина среднего теплового потока за время зажжения метательного заряда в десятки раз
превосходит величину критического теплового потока (qkp), являющегося границей между
слабыми и сильными тепловыми потоками.
Принято, что горение пороха --- процесс распространения реакций горения в толщу
пороха в глубь порохового зерна, перпендикулярно к его поверхности. Скорость горения, в
основном, зависит от давления газов, окружающих порох, от природы и начальной
температуры последнего.
Существует ряд эмпирических зависимостей для выражения закона скорости горения:
U=AP v,
U=аР+в,
U=U1P,
где
А, а, в --- коэффициенты, зависящие от природы пороха и условий проведения опыта;
v --- показатель степени, зависящий от природы пороха и условий проведения опыта.
2
1
=
v дляДРП, 3
2
=
v для ПП.
Для артиллерийских ПП в интервале давлений от 58,86 до 588,60 МПа зависимость
скорости горения от давления имеет вид прямой линии и выражается формулой:
U=U1P.
Экспериментально показано, что линейная зависимость скорости горения от давления
сохраняется до 1471,5 МПа.
Устойчивое горение конденсированных систем в определенных условиях нарушается,
что выражается в существенном (в десятки и сотни раз) увеличении массовой скорости
горения. Исходя из рассмотрения равновесия между газоприходом и газоотводом при
горении, А.Ф. Беляев предложил зависимость:
[]
α
−
±
α
=
4
1
1
2
1
0
P
P
.
µ
ρ
=
α
2
2
1в
RT,
где
Р0 --- внешнее давление;
μ --- средний молекулярный вес отходящих газов;
ρ1 --- плотность конденсированной фазы;
в --- коэффициент пропорциональности при законе скорости горения.
Критическая скорость горения вещества (α=1/4) при атмосферном давлении с
данными ρ, Т и μ будет порядка 0,05 м/с. При большей скорости горения при любом
начальном давлении, горение будет неустойчивым, ускоряющимся. Он же отметил, что
почти для всех ВВ, обладающих способностью к горению, нормальная скорость горения
значительно ниже устойчивых критических значений. Однако, при определенных условиях
и, в первую очередь, при нарушении режима горения параллельными слоями, может быть
легко достигнута критическая скорость горения, хотя скорость нормального горения будет
относительно малой. В случае жидкого или расплавленного ВВ увеличение массы
генерирующих газов должно иметь место при вскипании вещества.
По мнению К. Щепкина, основной причиной перехода горения в детонацию газовых
смесей является турбулизация смеси, вызывающая резкое увеличение скорости сгорания,
которая определяется нижеприведенной зависимостью:
0
0S
S
m
m=
,
где т0 --- масса газов, генерируемых при наличии режима горения параллельными
слоями;

S0 --- поверхность фронта пламени при горении параллельными слоями;
S --- поверхность фронта пламени при нарушении режима горения;
т --- масса газов, генерируемых в последнем случае.
К.К. Андреев предложил зависимость для отходящих газов:
P
T
P
T
kP
m
max
1
0
0
0
2
2γ
Ψ
σ
=
=
,
где
γ0 --- удельный вес продуктов горения при нормальных условиях:
σ --- площадь сечения очка;
485
0
1
2
1
1
2
,
k
kk
k
max
=

 +
+
=
Ψ
−
(для двухатомных газов).
При линейной зависимости скорости горения от давления, горение будет
нестационарным лишь в том случае, если
58
7,
ВS>
σδ
. Экспериментальные данные по
скорости горения сг вторичных и инициирующих ВВ показали, что различие между
классами ВВ непосредственно определяется различием в величинах ускорения горения,
определяющего возможность стационарного горения в первом и невозможность его во вто-
ром случае.
Было также показано, что горение устойчиво, если газоприход растет с давлением
быстрее

 µ
dP
dU , не превосходя некоторого предела. Величина этого предела равна коэффи-
циенту истечения: ()
()
1
1
1
2
−
γ
+
γ

 +
γ
γ
=
/
RT
А
,
где
Т --- температура газов, ºК;
v
p
C
C
=
γ;
R --- газовая постоянная.
Значения А составили 0,068÷0,075 кг/м2 с · Па.
Оказалось, что для всех изученных вторичных ВВ значение dP
dU µ в 50-200 раз
меньше газодинамического предела.
Одним из основных результатов проведенных работ явилось обоснование
способности к устойчивому горению большинства используемых в настоящее время ВВ. Для
нарушения устойчивости поверхность горения должна увеличиться не менее чем в В/А раз.
Одновременно, К.К. Андреев большое значение придавал увеличению поверхности за
счет интенсивного диспергирования.
В случае пористых систем поверхность возрастает в результате проникновения
горения в поры заряда. Именно этот механизм ускорения является наиболее характерным
для твердых ВВ. Необходимым условием нарушения устойчивого послойного горения
газопроницаемых систем является опережение газовыми продуктами фронта постоянного
горения. Иными словами, для осуществления проникновения газов необходимо, чтобы
средняя скорость втекающих газов относительно стенки поры превышала линейную
скорость послойного горения заряда U: VГ > 1.
Экспериментально нарушение устойчивого горения пористого заряда определяют по

резкому росту давления на осциллограмме Р = Р(τ).
С уменьшением пористости критическое давление возрастает. Связь для большинства
вторичных ВВ удовлетворительно описывается гиперболической зависимостью вида:
()
a
b
m
Рс
=
−
,
где
т --- пористость;
а --- константа, зависящая от физико-химических свойств вещества и условий
проведения опыта;
b --- константа, характеризующая величину пористости.
В настоящее время рядом экспериментальных и теоретических исследований
показано, что горение пористых конденсированных систем, в том числе и уплотненных
насыпных зарядов, может переходить в детонацию. Соответственно скоростям протекания
химической реакции и механизму передачи энергии имеют место: послойное горение,
конвективное горение, низкоскоростная детонация (взрыв) и нормальная детонация.
При горении основные формы теплопередачи --- молекулярная теплопроводность и
скорость горения --- составляют 0,001...0,1 м/с. Конвективное горение развивается в режиме
теплопередачи вынужденной конвекцией и имеет скорость процесса от 0,1 м/с до (5... 10)102
м/с. По мере развития, конвективное горение переходит в стадию низкоскоростной
детонации со скоростями процесса (4...9)103 м/с, которая возбуждается и поддерживается
слабыми волнами сжатия.
В дальнейшем, при большей интенсивности волн сжатия, формируется ударная волна
и происходит нормальная детонация. Скорость процесса горения зависит от давления во
фронте горения, и поэтому каждая стадия процесса развивается в своих определенных
пределах давления. Результаты экспериментальных и теоретических исследований
процессов перехода нормального горения пористых газопроницаемых конденсированных
систем в детонацию обобщены и изложены в книге А.Ф. Беляева и др.
До последнего времени режимы конвективного горения и низкоскоростной детонации
пытались использовать, в основном, в целях получения большого газоприхода из-за ограни-
ченной возможности повышения скорости горения порохов. Проведенные в последние годы
теоретические и экспериментальные исследования ИХФ АН СССР показали, что процессом
конвективного горения в режиме низкоскоростной детонации можно управлять и
использовать его для метания тел классическим артиллерийским способом. Исследуя этот
принцип на практике, они показали, что можно обеспечить значительное приращение
начальных скоростей снарядов, в частности, в стрелковой и малокалиберной артиллерии с
обеспечением требуемого разброса баллистических характеристик.
Следует заметить, что использование конвективного горения (КГ) прессованных
метательных зарядов в целях повышения начальной скорости целесообразнее в тех системах,
где чувствительным баллистическим параметром является объем каморы.
Теоретические и экспериментальные исследования конвективного горения и
низкоскоростной детонации в газопроницаемых системах и возможности этих режимов
изложены в работах А.А. Сулимова, Б.С. Ермолаева и др.
В теоретической работе Б.С. Ермолаева приведена новая математическая модель КГ,
отличительной чертой которой является учет малой инерционности процессов прогрева, вос-
пламенения и горения гранул топлива по сравнению с фильтрацией. С помощью этой модели
дан анализ структуры волны КГ, рассчитаны характеристики и размеры отдельных зон,
выведены и решены уравнения для расчета скорости распространения пламени при
различных свойствах топлива и условиях горения.
По Ермолаеву, связь между скоростью пламени и мгновенным давлением во фронте
пламени и свойствами топлива выражается зависимостью:

()()
[]
()
()
()
()
625
0
25
1
1
875
0
0
625
0
1
0
375
0
0
25
0
02
0
,
k
k
k
,
H
,
g
g
,
H
g
g
,
,
n
м
C
T
T
RT
RT
T
T
P
d
,
P
W
ρ
λ
−
µ
−
λ
⋅
=
,
где dn --- диаметр пор;
Р0 --- внешнее давление;
T0g --- начальная температура газов;
λk --- коэффициент теплопроводности топлива;
Т1 --- температура поверхности топлива;
λg --- коэффициент теплопроводности газа.
По мнению автора, формулу можно использовать для расчета стадии воспламенения
порохового заряда при выстреле. В случае полузамкнутого объема показано существование
критической длины заряда, выше которой процесс заметно ускоряется. Физическая природа
этого режима КГ состоит в равновесии между эффектами повышения давления во фронте
пламени и релаксации зоны фильтрации.
Исследованиям воспламенения и горения зерненых порохов посвящен ряд работ
зарубежных специалистов. В основном исследования проведены со сферическими порохами
WC-846.
На основании исследований сферического пороха в манометрической бомбе
постоянного объема с мембраной В. Сквайр и др. сделали вывод, что происходит
конвективное горение пороха, а причинами задержки по времени между моментами
срабатывания установленных последовательно вдоль каморы датчиков является конечная
скорость распространения фронта пламени. На основе экспериментальных результатов В.
Сквайра, К. Куо, В. Вишневецки и Н. Саммерфилд разработали математическую модель
воспламенения и горения заряда из сферического гранулированного топлива в бомбе с
торцевой мембраной и торцевым воспламенителем. Из описания модели следует, что
процесс горения насыпного заряда самоускоряется в результате взаимного увеличения
скорости горения пороха и давления в зоне горения. Фронт воспламенения по заряду
движется ускоренно под действием непрерывно растущего давления в зоне горения и
соответствующего непрерывного роста градиента давления между зоной горения и зоной
прогрева перед фронтом воспламенения.
Использованием полупрозрачной гильзы, рентгено- и фототехники в стендовых
условиях Сопер показал, что имеет место резко выраженное ускорение движения пороховых
зерен перед волной пороховых газов.
Давление, действующее на крышку (вблизи дна снаряда), выражено зависимостью:
0
2
0
1ρ
ρ
−
ρ
=U
Р
,
где
U --- скорость движения зерен;
ρ0--- начальная плотность крышки;
ρ --- плотность крышки за ударной волной.
Результаты расчетов имеют удовлетворительную сходимость с давлением P=P(τ),
записанным при выстреле.
Движение пороховых зерен заряда в процессе воспламенения путем введения в
пороховой слой частиц свинца и регистрации смещения их рентгенографией подтвердил В.
Сквайр.А. Алкидас и др., проводя исследования в бомбе с длиной рабочего объема 140 мм,
диаметром 19 мм и с вышибной мембраной толщиной 0,13-0,76 мм, подтвердили справедли-
вость модели K.WS. Кроме того, они дали информацию о существовании пристенного
трения, действующего в невоспламенившемся слое пороха и уменьшающего скорость
передачи по нему волн сжатия.

Н. Джерри и др. пришли к выводу, что прочность мембраны практически не влияет на
кривые давления, и объясняют это высокой скоростью нарастания давления. Исследуя
инертные гранулы, Н. Джерри установил, что после воспламенения и горения заряда
передняя кромка сильно деформировалась и продвинулась в радиальном направлении к стен-
кам цилиндра, в то время, как вблизи разрывной диафрагмы сохранилась низкая плотность
инертных гранул.
В условиях, приближенных к условиям выстрела, Кеннет, К. Куо показали, что
увеличение начальной оголенности пороха приводит к повышению интенсивности волн
сжатия в слое пороха.
Определение возможности генерирования высокоскоростным фронтом пламени
волны сжатия, при которой ее воздействие на двухфронтный поток обеспечит условия для
возникновения детонации, проводили X. Криер, С.С. Гокхейл. В работе обсуждаются также
возможные критерии перехода горения в детонацию (ПГД). Детонация считается возникшей,
когда давление в газе достигает уровня, способного инициировать детонацию, и это
давление не снизится в течение некоторого интервала времени, определенного из
соотношения:
Р2t = const
В этой же работе показано влияние показателя степени /; в законе горения пороха на
величину скорости распространения пламени. При n<0,85 и неизмененных остальных
параметрах расчетные скорости распространения существенно ниже детонационных
скоростей, т.е. переход горения в детонацию имеет место в случае высококалорийных и
быстрогорящих порохов.
Т.Р. Дейвис, К. Куо в бомбе с соплом с использованием сферического пороха
исследовали зависимость нестационарного горения от мощности воспламенения,
содержания флегматизатора и удельной поверхности пороха.
Н. Krier, S. Rajan, W.R. Van Tassell показали, что высокоскоростной поток газов в
сторону несгоревшего пороха создается в результате большого градиента давления. Для
решения уравнений, связывающих внутрибаллистические параметры, необходимо
использовать эмпирические соотношения, отражающие физические процессы обмена
количеством движения и энергией между твердыми гранулами и нагретыми газообразными
продуктами сгорания топлива.
Зажжение порохового заряда в процессе выстрела происходит в результате передачи
тепловой энергии продуктами горения поверхности пороховых элементов. Теплопередача
осуществляется за счет контактной теплоотдачи твердыми раскаленными частицами,
конвекцией газообразных продуктов, а также за счет лучеиспускания раскаленных частиц и
горячих газов. В работе показано, что доля лучистых тепловых потоков от продуктов
сгорания пиротехнических воспламенительных составов составляет лишь 0,5 % и основную
роль в процессе воспламенения играет контактный и конвективный теплообмен. При этом
установлено, что доля конвективного теплообмена при воспламенении по каналам заметно
выше, чем при торцевом воспламенении. Следовательно, воспламенение метательных
зарядов зависит не только от воспламеняемости пороха и начальных условий его состояния,
но и в значительной степени от воспламеняющей способности воспламенителя и условий
протекания процесса воспламенения.
Теплообменные процессы при воспламенении метательного заряда в процессе
выстрела зависят от множества факторов, в том числе от конструктивных особенностей и
параметров артиллерийской системы и отдельных ее элементов, поэтому лабораторных
данных по воспламеняемости порохов и воспламеняющей способности воспламенителя
недостаточно при конструировании метательных зарядов и описания процесса его
воспламенения в условиях реального выстрела. Данные, полученные Н.И. Гордиенко при
сжигании пороховых зарядов различной конструкции с различным воспламенительным со-
ставом в прозрачной каморе орудия с помощью скоростной киносъемки, наглядно
иллюстрируют, что перечисленные процессы взаимно накладываются и скорость протекания

их существенно зависит от конструкции метательного заряда, массы, природы и размеров
частиц воспламенителя.
Распространение продуктов горения воспламенителя в зарядах из трубчатых порохов
и зерненых качественно отличаются. В трубчатом заряде распространение продуктов
начинается до полного воспламенения и сгорания воспламенителя. Горящие частицы
воспламенителя уносятся в зазоры между пороховыми трубками в направлении меньшей
плотности среды. Продукты горения распространяются по зазорам и заполняют зарядную
камору достаточно быстро. Скорость распространения продуктов горения по заряду, после
заполнения каморы, резко падает, давление в каморе, соответственно, быстро повышается. С
увеличением массы воспламенителя скорость распространения продуктов увеличивается, а
время заполнения, соответственно, уменьшается. Время горения частиц ДРП в опытах
составляло 0,5.. 1,43 м-с и было соизмеримо со временем заполнения каморы. Кроме того,
было замечено, что зерна дымного пороха сгорают до конца без распада.
Приведенные опытные данные свидетельствуют о неодновременном воспламенении
метательного заряда.
Впервые неодновременность воспламенения метательного заряда показал М.Е.
Серебряков с помощью разработанного им метода, основанного на анализе зависимостей
Г(Ψ) и J(Ψ), полученных в результате обработки опытных кривых Р=Р(τ) в манометрической
бомбе. Экспериментальные исследования Н.И. Орловой, П.А. Воробьева, В.Ф.
Сиротинского, А.С. Псршанина, Н И Гордиенко, М.Ф. Юсупова, Д.Л. Богатовой, Б.И.
Шипачсва, И.А. Якушева, а также теоретические исследования М.С. Горохова, С.И.
Фисенко, В.М. Ушакова и И.Г. Русяка, Ю.М. Циркунова, Ю.А. Назаркина, В.М. Гнедина,
Пантофлисека показали, что нсодновременность воспламенения метательного заряда
оказывает существенное влияние на величину и разброс основных баллистических
характеристик выстрела.
В качестве критериев оценки неодновременности воспламенения зарядов в
экспериментальных исследованиях использовались:
•толщина горящего свода, сгоревшая к моменту полного воспламенения заряда;
•относительная толщина сгоревшего слоя к моменту полного воспламенения заряда;
• полный импульс или его отношение к теоретическому значению импульса,
рассчитанному из условия мгновенного воспламенения метательного заряда;
•время предварительного периода;
•время выстрела;
•разброс баллистических характеристик.
В результате исследований установлено, что неодновременность воспламенения
зависит от большого числа факторов и усиливается с увеличением размера и массы заряда,
увеличением содержания в порохе невзрывчатых компонентов, уменьшением размеров
пороховых элементов и массы воспламенителя.
Неодновременность зажжения и воспламенения, в случае зарядов насыпной
конструкции (зерненые, пластинчатые и сферические), выражена более ярко (отчетливо), т.к.
продукты горения воспламенителя из-за отсутствия сквозных каналов не могут проникнуть
на большую глубину. При этом под действием давления газов воспламенителя слой пороха
уплотняется, образуя своеобразный фильтр, о чем свидетельствует оседание твердых частиц
на поверхности.
В работе для скорости воспламенения предложена зависимость:
()p
p
xp
в
e
U
U
−
⋅
=
1
2
0
,
где
U0--- скорость пламени при Р=0;
P1 --- давление, соответствующее моменту распределения пламени на всю длину;
х --- опытный коэффициент.

Скорость воспламенения в опытах изменялась в пределах 15... 140 м/с, давление --- в
пределах 0,98... 11,77 МПа. Время воспламенения при охлаждении на 100°С увеличилось в 5
раз. Таким образом, приведенный выше материал показывает, что до настоящего времени
не имеется ясного представления о механизме воспламенения и горения метательных
зарядов при выстреле вследствие сложного характера данного процесса, и задача разработки
методологического подхода к созданию зарядов со стабильными баллистическими
характеристиками во всем температурном диапазоне эксплуатации (50-минус 60 °С) является
весьма актуальной.
4.2. Состояние разработки метательных зарядов из зерненых порохов
Впервые пироксилиновые зерненые пороха семиканальной и одноканальной формы,
изготовленные на заводах США и Англии, были приняты для снабжения русской артиллерии
во время первой мировой войны. До этого времени в отечественной артиллерии применялись
исключительно трубчатые и ленточные пороха.
При этом были выявлены большие технологические преимущества перед порохами
трубчатой и ленточной формы и удобства при сборке зарядов из зерненых порохов.
Благодаря этим преимуществам семиканальные пороха начали интенсивно внедряться
в целый ряд артсистем сухопутной артиллерии образцов 1877---1915 г.г. без каких-либо ог-
раничений. При этом конструкции зарядов не претерпели существенных изменений, в
частности, система воспламенения, располагаемая у дна гильзы, использовалась и в зарядах
из семиканального пороха.
В начале 30---х годов с введением на вооружение более мощных артсистем, которые
характеризовались относительно более длинными зарядными каморами, большими
плотностя-ми заряжания и более высокими уровнями давлении, при стрельбе зарядами из
зерненых порохов начали наблюдаться так называемые «выскоки» или аномальные давления
пороховых газов. Впервые на возможность разрушения орудийных стволов, как результат
воздействия повышенного давления пороховых газов, а не только дефекта конструкции или
материала ствола, указал Robins еще в 1742 году. Заряды не удовлетворяли критериям
нормального горения. Внешне явление аномального горения характеризуется тем, что на
одном из группы выстрелов давление превышало среднее максимальное (без учета этого
выстрела) или расчетное значение на 30 и более процентов. При этом закономерное
приращение скорости, соответствующее повышенному значению давления, не имело место.
В физическом отношении, в нестационарном процессе воспламенения и горения
метательных зарядов, нарушается определенный внутрибаллистическим расчетом закон
газообразования, обеспечивающий необходимое развитие давления и, соответственно,
уравнение движения снаряда, что, в свою очередь, регулирует изменение заснарядного объ-
ема (давления). Нарушение проявляется через действие давления на материальную часть и
снаряд, контролируемое крешерным прибором или тензодатчиком (рис. 4.1). Причины,
вызывающие нарушение требуемого закона газообразования, рассмотрим в следующих
разделах. В зависимости от конструкции выстрела и массы заряда «выскоки» давления
приводили к выходу из строя пушки, демонтажу (разрушению) снаряда или, в самом
благоприятном случае, к ухудшению кучности боя снарядов по местности.
Некоторые видные ученые, в связи с этими случаями, резко выступили против
всякого применения семиканальных порохов, утверждая, что при любых условиях заряжания
могут быть случаи разрывов стволов, вследствие якобы органического порока этих
порохов,

сгорающих с распадом зерна, который может наступить преждевременно, совпасть с
моментом развития максимального давления и вызвать «выскоки» в давлении вплоть до
разрыва ствола.
Однако преимущества зерненных порохов были очевидны, и ряд ученых и
специалистов выступили в защиту зерненого пороха. Они доказывали целесообразность и
возможность использования зерненых порохов для разработки метательных зарядов.
На межведомственном совещании в ГАУ КА в 1933 году были выработаны
рекомендации о порядке применения в артиллерии зерненых и трубчатых порохов и
установлены характеристики артсистем, определяющие возможность применения тех или
других порохов. К таким характеристикам были отнесены калибр пушки, длина каморы в
калибрах, максимальное давление, плотность заряжания.
Было установлено, что для артиллерийских систем калибра 76 мм и выше, при
относительной длине зарядной каморы более пяти калибров и при максимальном давлении
пороховых газов более 245,25 МПа, зерненые пороха не могут применяться без специальных
мероприятий.
Заряды зерненых порохов с донным (штатным) расположением воспламенителя
допускались к эксплуатации в следующих системах:
•гаубицах, мортирах всех калибров и в пушках 25 мм калибра;
•пушках от 37 до 57 мм калибров, если длина каморы не превышает 9 калибров, а
плотность заряжания не более 800 кг/м3;
• пушках 76 мм калибра, если длина каморы не более 7 калибров, а плотность
заряжания не превышает 700 кг/м3.
При дальнейших исследованиях по расширению возможности использования
зерненых порохов за счет совершенствования системы воспламенения, работа велась в
направлении применения стержневых воспламенителей и изготовления комбинированных
зарядов с добавлением 20% трубчатого пороха (во всю длину заряда) к основной массе
зерненого.
В результате было сделано заключение, что при проектировании зарядов к пушкам
калибра до 100 мм включительно и средней мощности (Сг=3924 мДж/м3) можно
использовать зерненый порох. Для обеспечения нормальной работы зарядов в пушках 85 и
100 мм калибра целесообразно применение комбинированного заряда с пучком трубчатого
пороха весом 20 % от общей массы заряда. Для пушек среднего калибра, но сравнительно
высокой мощности, и для пушек крупного калибра применяются исключительно трубчатые
пороха.Найденное техническое решение исключения аномального горения метательного
заряда воспламенением его пучком трубчатого пороха было распространено на большинство
вновь разрабатываемых систем. Как было уже отмечено, комбинированные метательные

заряды имеют существенные недостатки:
• использование трубчатого пороха, содержание которого в некоторых изделиях
доходило до 60%;
• попадание зерна в очко под капсюльную втулку после эксплуатационных
испытании, т.к. пучок жесткого крепления относительно гильзы не имеет, что приводило, в
лучшем случае, к ухудшению разброса начальных скоростей;
• и, самое главное, изготовление трубчатого пороха и сборка комбинированного
метательного заряда трудно механизируется, в частности, вязка пучка является не только
трудоемкой, но и опасной операцией, т.к. для получения достаточной механической
прочности требуется «расклинка» пучка.
Жизнь требовала разработки метательного заряда из зерне-ных порохов для
артиллерийских систем калибра 100 мм и более, особенно для скорострельных самоходных
полевых и автоматических пушек ВМФ из-за их большой «производительности» (из-за
большого расхода боеприпасов). Причем требовалась разработка метательного заряда,
обеспечивающего не только высокие баллистические характеристики при нормальной
температуре, но и эксплуатируемого в более широком интервале температур и в условиях
повышенных силовых нагрузок.
Поэтому и в связи с необходимостью создания АСУП порохов и зарядов, работы по
разработке метательных зарядов из зерненых порохов в конце 60---х годов были
возобновлены.
В основном проблема осталась та же --- исключение «выскоков» давлений при
большой массе и плотности заряжания метательных зарядов наиболее технологичным
способом.
К настоящему времени у нас в стране и за рубежом накоплен значительный объем
экспериментального материала по случаям выскоков давления по «вине» метательного
заряда.Следует заметить, что аномальное горение метательного заряда имеет место и в
случае трубчатых, ленточных и пластинчатых форм порохов. В связи с недопустимостью
аномального горения вообще представляется целесообразным рассмотреть все характерные
случаи аномального горения типовых зарядов.
4.3. Анализ случаев аномального горения метательных зарядов
4.3.1. Аномальное горение метательного заряда, сосредоточенного
на одном конце каморы
При сжигании сосредоточенной на одном конце длинной бомбы (длиной более 35
клб) навески пороха, развиваемое давление пороховых газов превышает расчетное значение
по формуле пиростатики, т.е.
∆
α
−
∆
=
>
1f
Р
Р
расч
экс
Расположением регистрирующих давление приборов на обоих концах каморы
показано, что кривые нарастания давления получаются «волнообразными», причем в одни и
те же моменты времени максимум одной соответствует минимуму другой. При этом
«волнообразный» характер развития давления имеет место как при аномально высоких
давлениях, так и при давлениях, не превышающих расчетное значение. Для тонкосводных
порохов это явление получается уже при плотностях заряжания 50-75 кг/м3, для
толстосводных --- при плотностях порядка 200-250 кг/м3. У порохов с 2e1=0,3 мм --- при
∆ = 200 кг/м3 Ртэксп =686,7 МПа вместо расчетного 215,80÷280,56 МПа, а у порохов
толстосводных при той же плотности заряжания Ртэксп =393,40 МПа.
Скорость распространения волн Вьеля --- 1100-1200 м/с для пироксилиновых порохов
и 600-700 м/с для дымных порохов при плотности заряжания в пределах 50-250 кг/м3.

Следует отметить, что в бомбе малой емкости (15·106 м3) не удалось получить
волнообразного процесса горения ни с быстрогорящими пороками, ни с ВВ.
Малые плотности заряжания (50 кг/м3) и компактное расположение заряда имеют
место при разработке зарядов для баллистических установок с целью получения
сверхвысоких начальных скоростей снарядов, где длина каморы составляет 25 клб. В связи с
этим были проведены детальные экспериментальные исследования по установлению
пикового характера высоких давлении, предела применяемости формулы пиростатики,
зависимости явлении от значения калибра и влияния месторасположения навески пороха.
Камора ЭК-23 имела длину 1,6; 2,0; 2,5 и 3,0 м. Камора ЭК-100 имела длину 2,8 м.
Сжиганиям подвергались пороха НБл (2e1=0,3÷l,41 мм), НДТ-3 ленточной формы и
пироксилиновый порох 4/1.
Результаты обработки осциллограмм, полученных при сжигании указанных порохов в
бомбе ЭК-23 с длиной каморы 3,0 м, представлены в табл. 4.1.
В большинстве случаев более высокие Рт наблюдаются в противоположном заряду
конце каморы, следовательно, максимальные давления главным образом обусловлены
отражением потока газов.
Проводя опыты в каморах длинами 1,6-3,0 м (т.е. при длинах более 70 клб), на наш
взгляд, авторы пришли к неправильному выводу, что длина каморы не играет роли в образо-
вании волн Вьеля.
Горение заряда, расположенного на одном конце (со стороны затвора) относительно
длинной зарядной каморы (отношение длины каморы на длину заряда приблизительно 10)
при малой плотности заряжания (~100 кг/м3), на практике имеет место в случае переменных
зарядов с наименьшей массой пакета, т. к. горение полного заряда и пакета должно про-
исходить в одной и той же зарядной каморе пушки.
Следует заметить, что условия воспламенения и горения метательного заряда в
существующих артиллерийских орудиях значительно отличаются от условий опытов в
бомбе:
•отношение длины каморы на диаметр не превышает 10;
• объем каморы (заснарядное пространство) начинает увеличиваться, начиная с
давления форсирования 14,7---29,4 МПа, когда заряд еще продолжает гореть.
Таблица 4.1
Расчетные и экспериментальные значения давления при сжигании
в бомбе большой длины
Рт экспериментальное, МПа Максимальная скорость
волны, м/с
Марка
пороха ω, г ∆,
кг/м3 Ррасч,
МПа В зарядном
конце
В противопо-
ложном
конце
От заряда
К заряду
НБл-60 25
35
20
28 21,09
30,90
20,6÷25,51
36,30÷61,80
15,51÷20,60
44,15÷77,50
780÷790
910÷940
770÷780
880÷910
НБл-80 25
35
45
20
28
36
20,60
30,90
38,75
11,77÷15,70
18,64÷25,51
31,39÷40,22
11,77÷15,70
23,54÷28,45
39,24÷47,09
750÷800
780÷850
1000
750÷800
800÷850
850
НБл-40 35
45
28
36 30,41
38,26
16,68
41,20
23,54
26,49
750
930
750
770
Поэтому непосредственное использование результатов экспериментов, изложенных в
работах, затруднено. Некоторые характеристики наименьших зарядов, находящихся на
вооружении, представлены в табл. 4.2.

Расположение наименьших номеров зарядов на дне гильзы в орудиях: 76 мм горная
пушка М-99, 122 мм гаубица М-30, 152 мм гаубица Д-10 и Д-1--- не приводит к образованию
отраженной волны давления. Все эти заряды имеют донный воспламенитель из ДРП,
воспламеняются от мощной капсюльной втулки КВ-4,
развивают невысокие 58,86---68,67 МПа давления. Видимо,
при срабатывании воспламенителя пучки пороха
перемещаются по каморе орудия вперед и горение заряда
происходит в некотором отдалении от дна каморы, что
уменьшает перепад давлений на дно каморы и снаряда.
Вместе с тем, при стрельбе с уменьшенными
переменными зарядами встречается явление гофрирования
гильз, что значительно затрудняет обновление их. Это
явление имеет место, главным образом, на уменьшенных
переменных зарядах с наибольшей массой при давлениях
98,1---127,5 МПа. При стрельбе полными зарядами
выстрелов раздельно-гильзового и унитарного заряжания
гофрирование не имеет место.
Гофры гильз образовывались неоднократно при
стрельбе из 152 мм пушки-гаубицы МЛ-20 на наибольшей
массе уменьшенного переменного заряда. Заряд (рис. 4.2)
состоит из порохов марки 4/1 в основном грушевидном
пакете и 9/7 в дополнительных пучках кольцеобразной
формы. Причем гофры при стрельбе образовывались
только после эксплуатационных испытаний, в результате
чего высота уменьшалась до 350 мм, вместо не менее 400
мм по чертежу (длина каморы приблизительно 700 мм). На
всех меньших номерах зарядов гофры гильз не получались.
При этом образование гофр гильз не сопровождалось
выскоками давления у дна каморы.
При стрельбе из 152 мм нового образца орудия с
вышеуказанными зарядами, получались значительные
гофры гильз с беспорядочным смятием дульца. Камора новой пушки была длиннее на 270
мм, чем у пушки-гаубицы МЛ-20 и заряд размещался на длине меньше половины длины
каморы.Гофры образуются вследствие воздействия отраженной от дна снаряда волны в
начальный период воспламенения и горения заряда и создания давления в зазорах между
стенками каморы и гильзы, превышающего давление газов внутри гильзы. По-видимому,
отраженная волна в районе дна снаряда, при донном воспламенении заряда, всегда будет
иметь место, но гофры образуются не всегда, а лишь при сочетании определенных условий,
когда давление в отраженной волне больше на некоторую величину давления газов внутри
дульца гильзы. Имея в виду невысокие прочностные характеристики дульца гильзы, для
смятия стенок гильзы достаточно избыточное давление пороха 2,9-9,8 МПа, т.е. для
образования гофр мощные отраженные волны не нужны.
В самом деле, параметры отраженной от дна снаряда волны газов не могут быть
высокими потому, что снаряд начинает двигаться по стволу при давлениях 14,72÷19,6 МПа.
Объем каморы в зоне образования волны увеличивается, амплитуда волны снижается за счет
оттока газов в сторону движения снаряда. Кроме того, отраженная волна при движении ее к
дну каморы войдет в зону начала интенсивного газообразования в районе дна каморы, где
величины давлений газов будет соизмеримы с пиковым давлением волны. Волновой
процесс, по-видимому, прекратится в этой зоне. Во всяком случае, на практике,
одновременное образование гофр гильз и повышение давления у дна каморы не
зафиксировано.

При разработке холостого выстрела (снаряд или макет отсутствует) к 203 мм пушке
2С7 было получено, что величина Ртср резко возрастает, если уменьшить длину за счет
диаметра заряда, при всех прочих равных условиях. При этом значения разброса давления
сохраняются, что видно из табл. 4.3.
Таблица 4.3
Результаты испытаний холостого выстрела к 203 мм пушке 2С7 при уменьшении
длины заряда (W0=const)
Характеристики заряда
Масса,
ω, кг
Марка
пороха Длина,
мм Диаметр,
мм
Ртср,,
МПа
Ртаб,
МПа
Ртнм,
МПа
17,0+2х0,25 7/14+ДРП 980
170
133,80
137,90
132,80
То же
То же
620
210
184,10
184,80
164,80
Приведенные в таблице результаты можно объяснить тем, что в первом варианте
горение заряда происходит в большем объеме (при прочих равных условиях длина заряда
больше) при меньшей плотности заряжания, чем во втором варианте.
Примерно такой же эффект был зафиксирован при стрельбе из 57 мм пушки ЗИС-2
специальным уменьшенным зарядом из пироксилинового пороха. При сосредоточении
заряда у дна гильзы полученное максимальное давление на 35 % выше, чем на заряде такого
же веса, но рассредоточенного на 2/3 длины каморы. Следует заметить, что при этом
скорость снаряда была одинакова.
Из изложенного следует, что при разработке уменьшенных переменных метательных
зарядов необходимо стремиться к более полному заполнению объема пространства между
зарядом и снарядом с целью исключения образования отраженных волн, приводящих к
гофрированию гильз. Наличие в метательном заряде каморы высокого давления (что будет
изложено в главе 7), осевого воспламенителя в металлической трубке также способствует
исключению этого явления.
4.3.2. Аномальное горение минометных дополнительных зарядов
Аномальное горение минометных зарядов впервые было обнаружено при
расследовании причин разрушения трубок стабилизаторов мин и раздутия стволов 82 мм
батальонного (БМ) и 120 мм полкового минометов (ПМ), наблюдавшихся при стрельбе в
холодное зимнее время в ходе Финской войны, а затем в декабре 1941 и январе 1942 годов
Метательные заряды, как основные, так и дополнительные, поступавшие в этот период
времени на снабжение армии, изготавливались из баллиститных пластинчатых порохов
НБПл 14-10 --- в 82 мм БМ и НБПл 40-20 --- в 120 мм ПМ по конструкции, представленной
на рис 8.1. Дополнительный заряд к 82 мм БМ в нитропленочном футляре укреплялся между
перьями стабилизатора против огнепередаточных отверстий трубки. Пучки дополнительного
заряда к 120 мм ПМ в тканевых картузах привязывались к трубке над перьями также против
отверстий.
Лопук И.Г. и Черкай С.Д., проводя баллистические испытания зарядов с добавкой в
различных пропорциях пороховой пыли, доказывают определяющую роль МОЗ в аномалии
минометных выстрелов (табл. 4 4).

Таблица 4.4
Результаты испытаний минометных зарядов с добавкой пороховой пыли
Состав заряда
Наименование
характеристик
Без
пороховой
пыли
ВМОЗи
МДЗпо30%
пыли
ВМОЗи
МДЗпо40%
пыли
МОЗ 50%
МДЗ 10% МОЗ 10%
МДЗ 50%
варианты
1
2
3
4
5
Ртср, МПа
35,00
40,60
44,90
35,10 34,90
Ртнб, МПа
36,30
46,30
65,43
48,36 39,93
Ртнб, МПа
34,04
36,98
36,30
30,12 30,80
V0, м/с
203,2
201,9
202,9
119,2 200.5
rV, М/С
0,5
1,23
1,31
2,42
2,41
Из табл. 4.4 следует, что с увеличением доли пороховой пыли в МОЗ и МДЗ давление
в канале ствола увеличивается, однако утверждать об определяющем влиянии на максималь-
ное давление дробления МОЗ нет оснований, поскольку средние значения максимальных
давлений в вариантах 4 и 5 очень близки, а значение Ртнб при большем количестве опытов
могло быть наоборот.
Анализ работ показывает, что при низких начальных температурах зарядов,
состоящих из тонкосводных нитроглицериновых порохов (кольцевой, пластинчатый),
максимальное давление в канале ствола миномета выше, чем при нормальной и даже при
высоких (40 °С, 50 °С) температурах, что иллюстрируется в табл. 4.5.
Параллельно с данной работой, Артющенко А.Д провел экспериментальные
исследования в 82 мм БМ для случая, когда схема перфорации изменена на трубке
стабилизатора таким образом, что пучки дополнительного заряда находятся вне зоны
отверстий Результаты приведены в табл 4.6
Таблица 4.5
Порох МДЗ
НБК 32/65-14
НБПл 14-10
∆ МДЗ,
кг/м3
18,4
36,8
55,2
49,2
Т, ºС
15-404015-404015-4040
15 -40 40
Ртср, МПа 15,4 17,3 15,6 25,5 27,5 25,3 38,7 42,7 40,3 34,5 36,6 36,1
V0, м/с 134 133 134 177,4 175,9 176,4 212,4 212,1 213,8 210,1 209,3 211,4
rV, м/с 0,43 0,67 1,31 0,55 0,55 0,86 0,47 0,77 0,86 0,33 1,24 0,6
o
o
15
40
тср
тср
Р
Р+
- 1,12 1,0
- 1,075 0,99 -
1,1 1,04 -
1,06 1,04
Примечание: МОЗ штатный из ленточного пороха РБЛ-11
Таблица 4.6
Результаты испытаний заряда в 82 мм Б\1 с расположением дополнительного
заряда вне зоны отверстии трубки стабилизатора
Состав заряда
Т,
°С
К-во
опы--
тов, п
Ртср,
МПа Pтнб,
МПа Ртнм,
МПа V0,
м/с
rV,
м/с
МОЗ НБПл 14-10
(7,5 г)
15 7 23,35 24,82 21,48 200,1 0.79
МДЗ НБК 32/65-10
(45 г)
-15 5 17,17 21.29 11.77 185 5,93

Как видно из табл. 4.6, давление при пониженной температуре заряда ниже, чем при
нормальной температуре, несмотря на использование в МДЗ тонкосводного кольцевого
пороха (2ei=0,l мм), т.е. основной причиной увеличения давления является дробление
пороховых элементов МДЗ под действием высокоскоростного потока пороховых газов МОЗ.
Метательный дополнительный заряд к штатному выстрелу 120 мм полкового
миномета состоит из зерненого пироксилинового пороха ВТМ. Результаты баллистических
испытаний показывают, что в данном случае максимальное давление в канале ствола
миномета прямо пропорционально начальной температуре заряда, т е. пироксилиновый
порох, обладая хорошей динамической прочностью, под воздействием газов метательного
основного заряда не дробится.
Коршунов А.Е. и Решетников Т.К. детально исследовали зависимость степени
дробления нитроглицериновых пластинчатых порохов в бомбе замкнутого объема от
начальной температуры, толщины свода пороховых элементов испытуемого пороха и
давления, развиваемого газами воспламенителя.
Влияние величины давления газов воспламенителя на процесс дробления
охлажденного до температуры минус 70 °С пороха НБПл 14-10 видно из табл. 4.7.
В табл. 4.8 показано влияние начальной температуры пороха НБПл 14-10 на степень
его дробления Влияние толщины горящего свода нитроглицеринового пластинчатого пороха
с начальной температурой минус 70 °C на процесс дробления его при воспламенении видно
из табл 4.9.
Таблица 4.7
Влияние величины давления газов воспламенителя на процесс дробления
нитроглицеринового пороха НБПл 14-10 при температуре минус 70 С
Количество мелочи в порохе
после опыта
ωв, из
ДРП-3, г
г
%
Рв,
МПа Примечание
---
0,0835
8,52
0,59
0,2
0,1430
14,6
1,28
0,4
0,3710
37,8
1,96
Порох до опыта
содержал 0,16%
мелочи
0,6
---
---
62,0 Порох сгорел
0,8
---
---
62,98
То же
Таблица 4.8
Влияние начальной температуры на степень дробления пороха НБПл 14-10
Количество мелочи в
порохе после опыта %
ωв, из
ДРП, г
Т,
°С ω,
г
г
%
Рвт,
МПа Примечание
0,4
0,4
0.4
0,4
-70
-45
-10
20
1,0
1,0
1,0
1,0
0,3710
0,1510
0,0120
0,0042
37,8
14,8
1,28
0,41
1,96
2,65
2,65
1,96
Порох до
опыта содер-
жал 0,16%
мелочи

Таблица 4.9
Зависимость процесса дробления нитроглицеринового пластинчатого пороха
от толщины горящего свода при температуре минус 70 °С
Количество мелочи в порохе
после опыта
Рвт,
МПа
ωв, из
ДРП-3, г
2e1,
мм
г
%
0,4
0,13
0,371
37,8
1,96
0,4
0,35
0,060
6,10
1,77
0,4
1,45
0,040
4,29
2,26
Как видно из таблицы 4.9, в условиях указанных опытов дальнейшее увеличение
толщины пластинки более 0,3 мм нс сказывается на степени ее измельчения и дробления.
Результаты баллистических испытаний 240 мм минометных выстрелов с
дополнительными зарядами из толстосводных нитроглицериновых пластинчатых порохов
подтверждают лабораторные данные Коршунова А.Е., что иллюстрируется в табл. 4.10.
Следует иметь в виду, что в опытах, приведенных в табл. 4.10, динамичность
приложения нагрузки минометного основного заряда с порохом НБЛ-120, по сравнению с
минометным основным зарядом с порохом НБЛ-11, уменьшилась также вследствие
увеличения толщины свода.
При баллистических испытаниях опытного 120 мм выстрела с минометным
дополнительным зарядом из нитроглицеринового пороха НБПл 42-20 давление в канале
ствола при температуре минус 40 °С превышает на 8 % давления при нормальной
температуре, что свидетельствует о значительном дроблении пороха. Очевидно, что
расхождение с лабораторными данными Коршунова А.Е. связано с тем, что пороховые газы,
вытекающие из огнепередаточных отверстий трубки стабилизатора с большой скоростью,
превышают по динамичности давление воспламенения, имевшего место в лабораторных
опытах.Для оценки увеличения начальной поверхности минометного заряда от дробления
пороховых элементов нами были проведены баллистические расчеты на зарядах из
нитроглицериновых порохов.
Расчеты проводились по методу профессора Горохова М.С., энергетические
характеристики порохов рассчитывались по схеме реального газа. Изменение коэффициента
при линейном законе скорости горения U1 и силы пороха f, в зависимости от начальной
температуры, учитывалось по соотношениям профессора Ермолаева С.И. Полагается, что в
трубке стабилизатора и заминном объеме горит пороховой заряд со средневзвешенными
геометрическими характеристиками от минометного основного заряда и минометного
дополнительного заряда. Расчетное давление в канале ствола при низких температурах
заряда подбиралось под опытное значение за счет увеличения исходной оголенности æ/е1.
Результаты расчета и исходные данные приведены в табл.4.11.

Таблица 4.10
Результаты баллистических испытаний 240 мм минометных выстрелов
с дополнительными зарядами из толстосводных нитроглицериновых
пластинчатых порохов
Состав заряда
Наименование
характеристик
МОЗ-0,41 кг НБл-120
МДЗ-2,039 кг
НБПл 55-50
МОЗ-0,41 кг НБл-120
МДЗ-6,106 кг
НБПл 230-100
МОЗ-0,279 кг НБл-90
МДЗ-3,456 кг
НБПл 240-100
∆МДЗ, кг/м3
67
200
144
Т, ºС
40
15
-40
40
15
-40
40
15
-40
Ртср, МПа
63,77 61,80 52,88 86,82 82,31 78,58 62,29 59,25 52,39
V0, м/с
245,2 241,6 230,0 372,6 365,9 353,9 232,7 229,0 217,8
Таблица 4.11
Соответствие расчетных значений оголенности пороха дополнительного заряда
увеличению давления с падением температуры
Калибр системы
82 мм
120 мм
240 мм
Форма нитроглицеринового пороха
МОЗ -- лента
МДЗ -- кольцо
МОЗ -- лента
МДЗ -- пластинка
МОЗ -- лента
МДЗ -- пластинка
Исходная оголенность æ/е1, I/мм
7,15
3,34
0,63
∆, кг/м3
18,4
55,2
132
144
Т, ºС
15 -40 15 -40
15
-40
15
-40
Опытное Ртср, МПа
15,40 17,27 38,75 42,67 105,95 113,80 63,27 55,92
Опытная V0, м/c
134,4 132,5 211,7 211,5 274,5
272,1
229 217,8
Расчетная оголенность ξ/е1, I/мм
7,15 12,15 7,15 11,7 3,34
4,51
0,63
0,63
[]
[]1
15
1
40
1
е
К
е
/
е
/
=
ξξ−
o
o
1,70
1,64
1,35
1,0
р
тср
тср К
Р
Р=
−
o
o
15
40
1,12
1,10
1,07
--
Ке1/Кр
1,52
1,49
1,26
--
Результаты расчета показывают, что для обеспечения сходимости опытного и
расчетного давлении при низких температурах заряда из тонкосводных порохов необходимо
увеличивать расчетную начальную оголенность æ/e1 заряда по сравнению с исходной,
причем с уменьшением толщины пороховых элементов степень увеличения исходной
начальной оголенности растет. Так, для пороха с толщиной свода 0,4 мм (ξ/e1 = 3,34)
исходная оголенность увеличивается на 35 %, а для пороха с 2е1= 0,14 мм (ξ/e1 = 7,15) --- на
64 70 % В заряде из толстосводного пластинчатого пороха к 240 мм миномету (2е1 = 2,3, ξ/e1
= 0,63) дробление пороховых элементов не происходит и нет необходимости увеличивать
исходную оголенность для согласования расчетных и опытных значений давлений в канале
ствола.
Результаты проведенных расчетов интересно сопоставить с опытными данными
баллистических испытаний, где параллельно отстреливаются при нормальной температуре
заряды одинаковой массы, но состоящие из порохов с разной толщиной свода, что

соответствует и разной начальной оголенности порохового заряда. Результаты таких
испытаний приведены в табл. 4.12.
В качестве сравнительного критерия принято отношение относительных начальных
оголенностей к относительным максимальным давлениям при их увеличении 
 р
е
К
К1 .Для
порохов с толщиной свода 0,32 ...0,50 мм расчетные (табл. 4.11) и опытные (табл. 4.12)
значения этого критерия близки, что свидетельствует о правильном описании процесса при
этих условиях. Для зарядов же из тонкосводных порохов (2e1<0,27 мм) опытные изменения
давлений (табл. 4.12) гораздо чувствительнее к изменению начальной оголенности, чем при
расчетах (табл. 4.11). Очевидно, что тонкосводный порох и при нормальной температуре
дробится, причем степень дробления увеличивается с уменьшением толщины свода
пороховых элементов.
На основании проведенной работы можно сделать вывод, что основной причиной
повышения давления в канале ствола миномета при низких температурах в случае
использования тонкосводного нитроглицеринового пороха в минометном дополнительном
заряде и расположения его напротив огнепередаточных отверстий является дробление
пороховых элементов дополнительного заряда. При дроблении пороха увеличивается
суммарная начальная поверхность горения заряда, что ведет к увеличению скорости
газообразования и повышению максимального давления. кроме того, в минометном выстреле
конструктивно дополнительный заряд так удачно располагается на стабилизаторе мины, что
продукты горения основного заряда свободно, беспрепятственно, с минимальным
градиентом давления достигают всех зерен дополнительного заряда, благодаря чему нет
условий для необновременного воспламенения и развития волновых процессов.
4.3.3. Аномальное горение метательных зарядов
из трубчатых баллиститных порохов
Случаи аномального горения метательных зарядов из трубчатых порохов при
большой плотности заряжания появились в последние годы в связи с попыткой использовать
высоэнергетические пороха баллиститного типа для баллистически напряженных пушек.
В сравнении с пироксилиновыми порохами баллиститные обладают более широкими
возможностями в части увеличения их энергетического потенциала (за счет изменения
соотношения между коллоксилином и труднолетучим растворителем, а также введения, в
качестве наполнителя, ВВ с малым молекулярным весом продуктов горения), в связи с чем
они представляют большой интерес с точки зрения использования в зарядах к танковой и
противотанковой артиллерии, где кинетическая энергия БПС, наряду с его конструкцией,
определяет эффективность действия у цели. Кроме того, они имеют менее длительный цикл
изготовления.
Однако при разработке зарядов необходимо учитывать более высокое температурное
приращение давления и большой эрозионный износ, характерные для баллиститных
порохов, что не позволяет однозначно отдать им предпочтение.
В табл. 4.13 приведены основные физико-механические и баллистические
характеристики некоторых наиболее экспериментально проверенных высокоэнергетических

порохов в сравнении с пироксилиновым порохом.
Баллиститные пороха, как правило, изготавливаются трубчатой формы.
Таблица 4.12
Результаты баллистических испытаний зарядов различной оголенности
при одинаковой массе
Калибр системы
82 мм
120 мм
Форма нитроглицеринового
пороха
МОЗ -- лента
МДЗ -- кольцо
МОЗ -- лента
МДЗ --
пластинка
∆, кг/м3
83,5
89,0
125
Начальная оголенность ξ/е1, I/мм
5,55
4,54
5,00 3,71 3,33 2,40
Ртср, МПа
49,25
44,93
51,70 39,34 93,29 83,19
V0, м/c
254,3
252,8
262,4 251,7 270,4 267,1
[]
[]1
15
1
40
1
е
К
е
/
е
/
=
ξξ−
o
o
1,22
1,35
1,39
[]
[]р
i
тср
i
тср К
Р
Р=
+1
1,10
1,31
1,12
Ке1/Кр
1,11
1,03
1,26
1,24
Разработка метательных зарядов из таких порохов для выстрелов унитарного
заряжания затруднении не вызывала, так как трубчатая форма пороха позволяет
организовать воспламенение зарядов элементарным способом, предусматривающим
расположение воспламенителей и пламегасителей на торцах одного или нескольких пучков.
Характерная конструкция заряда к танковым и противотанковым пушкам в
унитарном исполнении представлена на рис 4 3.
В нижней части располагается основной пучок трубчатого пороха, на нижнем торце
которого закреплен воспламенитель-пламегаситель в картузе, на верхнем торце ---
передаточный воспламенитель. Под секторами находится гаситель обратного пламени.
При разработке метательных зарядов под БПС повышенного могущества к
противотанковой пушке Т-12 при сохранении штатной схемы воспламенения (нижний и
передаточный воспламенители выполнены из ДРП-2 массой по 50 г каждый), имели место
случаи повышенного значения rV как при нормальной, так и при низкой температурах.
С целью уменьшения значения rV и улучшения горения заряда была проведена
экспериментальная доработка схемы воспламенения. Лучшие результаты были получены,
когда нижний воспламенитель из ДРП был заменен на КЗДП, что привело к уменьшению
значения rV , а также к снижению температурного приращения давления и улучшению
функционирования заряда в целом.
Приведенные числовые значения критериев нормального горения (рис. 4.3)
доказывают, что метательные заряды отработаны качественно.
В работе показана принципиальная возможность разработки метательного заряда для
танковой пушки У-5ТС из высокоэнергетических баллиститных порохов типа М-30, где дос-
тигнут прирост начальной скорости на 2-3 %. Заряд по конструкции аналогичен заряду к
противотанковой пушке Т-12, представленному на рис. 4.3.
Выстрел к пушке У-5ТС как Т-12 (рис 44) унитарный Следовательно, обеспечивается

постоянство расположения верхней и нижней частей заряда, и луч огня от нижней части
заряда беспрепятственно достигает верхней части заряда.

Таблица 4.13
Составы и основные характеристики современных ВЭП
Марка пороха
Название
показателя
ППва
АПЦ
НДГПО
Пироксилин --- Коллоксилин---34,1 Пироксилин 20.9
94.9-96,8
Нитроглицерин--- Коллоксилин---
---33,7
---20.0
Дифениламил--- Вещество Ц-2---30,0 Нитроглицерин
---1,2
Вазелиновое
18,0
масло+ПМС---1,8 Октоген---20.0
Состав
пороха, %
Летучие---3÷4 Централит---1,2 Прочие добавки-- 4,1
Т, см/кг
100,0-102,0
112,8
118,8
U1·10-8,
м/с:Па
0,0785
0,9847
+15 °С
0,0662
+50 °С
0,0654
+40 °С
0,0637
+20 °С
0,0592
-40 °С
0,0586
-50 °С
аk , кДж/м2
Трубка
Трубка Патрубок
+50 °С
12,1
42,3 29,14
+20 °С
11,2
30,0 28,06
22,6
-40 °С
9,9
7,1 8,63
-50 °С
9,1
5,3 6,57
6,2
τ, мс
+20 °С
21,4+5,5
38,0+3,5
44,26
-40 °С
23,1±3,9
33,1+4,9
-50 °С
25,7+6,5
36,9+7,3
76,66
δв, МПа
Трубка Патрубок
°С
14,0
+20 °С
74,6
5,1
7,36
9,93
-20 °С
30,4
-50 °С
96,2
У танковой пушки Д-81 (рис. 4.5) заряжание раздельное. Соосность отдельных частей
заряда и средств воспламенения относительно друг друга может изменяться за счет допусков
на ствол, заряд и другие узлы системы, и, по мере износа ствола, в более широких пределах.
В связи с этим, воспламенительный импульс и процесс воспламенения заряда в целом также
не могут быть достаточно постоянными.
В 1963---1964 г.г. была сделана попытка разработать метательный заряд к БПС
танковой пушки Д-81 из баллиститного пороха марки НДГ-6.
Заряд по конструкции (рис. 4.5) подобен заряду танковой пушки Д-68. Отличие
заключалось в более напряженной баллистике: начальная скорость снаряда массой 5,67 кг
при Pmср =44,45 МПа должна составлять 1800 м/с. Коэффициент qV2 могущества
532
23
2
0=
=gd
qV
СЕ
тм/дм3.

Схема воспламенения была выбрана: 35 г (нижний) + 50 г (верхний) из ДРП-2.
Результаты проверки стабильности работы заряда приведены в табл. 4.14.
Данные таблицы показывают, что горение заряда при температурах 15 и 40 °С вполне
удовлетворительное. При низкой температуре горение неудовлетворительное, rV = 18 м/с,
хотя при этом разброс давлений невелик, и следует ориентироваться на разброс скоростей,
так как из двух измеряемых параметров --- давление и скорость --- последний измеряется
точнее.Следует отметить, что демонтаж (разрушение) снаряда достаточно конкретно
указывал на возможность появления больших выскоков давления, способствующих
разрушению ствола.
Специально созданная комиссия сделала вывод, что разрушение системы произошло
в результате аномального горения метательного заряда, связанного с плохой воспламеняе-
мостью пороха.
Дальнейшее совершенствование схемы воспламенения с целью доработки заряда не
производилось, на вооружение был принят метательный заряд из высокоазотного пироксили-
нового пороха, удовлетворительно работающий в интервале температур эксплуатации +40
°С.
В последние годы, в связи с необходимостью увеличения начальной скорости БПС
танковой пушки Д-81, производилась отработка метательного заряда из ВЭП марки АПЦ,
при которой также были получены случаи аномального горения в условиях низких
температур.
Таблица 4.14
Результаты испытаний заряда из пороха НДГ-6 к БПС танковой пушки Д-81
Конструкция заряда Т з,
ºС Рmcp,
МПа
∆Рт, МПа
V0ср,
м/с
rv,
м/с ∆Рt,
% ∆Vt,% Примечание
+40 473,23 +2,65 +0,56
---
--- +15,2 ---
-3,140 -0,66
+15 410,65 +3,04 +0,70 1805,2 2,87 ---
---
-4,90 -1,10
--40 361,00 +1,138 +3,00 1723,8 15,0 -12,1 -4.5
-1,109 -2,99
--40 343,84 +4,81 +1,37 1713,7 17,2 -16,3 -5,1
Заряд на рис 4.5
НДГ-6 16/1
Воспламенитель
из ДПР-2 массой
внизу 35 г
вверху 50 г
--40 421,83 -6,57 -1,87
---
---
---
--- Разрушение
наряда
Разрушение
баллистическо
й
--- установки и
-40 441,88
---
---
---
---
дальнейшие
испытания
НДГ-6 16/1
(5.8+2.850) кг
Воспламенитель из
ДРП-2 массой
внизу 50 г
вверху 75 г
прекращены

Площадь проходного сечения для газов воспламенителя и способов герметизации на
крышках основной и верхней частей заряда сохранились как в штатном заряде, так и в
разрабатываемом заряде в связи с тем, что работоспособность заряда из пироксилинового
пороха была проверена в интервале температур ±50 °С.
Первоначально схему воспламенения использовали штатную (внизу основного пучка
--- 35 г ДРП, на верху --- 50 г ДРП), результаты при низкой температуре были неудовлетво-
рительные.
Далее экспериментально отрабатывали схему воспламенения заряда, меняли массу,
марки и место расположения воспламенителя.
Одновременно улучшали порох АПЦ с точки зрения ею прочности (ударную
вязкость) и воспламеняемости (по методу Коршунова B.C.)
Из данных табл. 4.15 виден характер разброса давлений и скоростей на одном из
вариантов заряда из пороха АПЦ.

Таблица 4.15
Результаты испытаний заряда из высокоэнергетического пороха
при температуре минус 50 °С
Воспламенитель
вг
(основной и пучок)
Нижний Верхний
Масса
заряда,
кг
Тз,
°С V0cр,
м/с
Ртср,
МПа Примеча-
ние
75
50
4,824 -50 1663,3 325,79
То же
То же 3,450 -50 1667,4 331,09
То же
То же То же -50 1686,6 372,29
То же
То же То же -50 --- 535,63 Разруше-
ние
ствола
Анализ условий и результатов испытаний, при которых произошли два случая
разрушения орудия, показал, что характер разрушения пушек в обоих случаях одинаков:
•в районе дна канала ствола вырыв кусков металла из казенного среза,
•выход из строя механизма экстракции,
•разрушение металлических поддонов выстрела,
•местные повреждения люльки ствола
Разрушения орудий и поддонов носят не бризантный, а волновой характер.
Следует отметить, что при всех испытаниях в схемах воспламенения основной заряд с
ОФС работал удовлетворительно при температурах ±40 °С, а полный заряд под БПС --- при
температурах 15 и 40 °С.
При температуре минус 40 °С заряд под БПС удовлетворительно работал только с
последней схемой воспламенения, те (25+60+35) г ДРП.
Результаты испытаний этой конструкции заряда при различных температурах
представлены в табл. 4.16.
В дальнейшем был проверен вариант заряда для БПС, когда в нижней части
находился штатный заряд из высокоазотного пироксилинового пороха, а в верхней части
заряда из пороха АПЦ. Вариант перепутывания, который возможен на практике, так как
заряд из пироксилинового пороха находится на вооружении.
Результаты испытаний приведены в табл. 4.17.
Как видно из таблицы, в случае «перепутывания» зарядов и наличия дополнительного
воспламенения под секторами снарядов не обеспечивает нормальную работу заряда, имеет
место демонтаж снарядов и вывод из строя баллистической установки.
С целью улучшения воспламенения верхнего заряда часть пороха АПЦ-235,
расположенного на снаряде, заменили на пироксилиновый порох.
Результаты приведены в табл. 4.18.
Из таблицы следует, что в этом случае надежного функционирования снарядов не
было достигнуто.
Были поставлены опыты с полностью открытой поверхностью воспламенителя и
проходного сечения зарядов, т е герметизирующие перегородки (заклеенные перкалью
крышки) были изъяты.
Результаты испытаний приведены в табл. 4.19.
Кроме того, эксперименты по «
перепутыванию» были проведены в условиях
унитарного выстрела 115 мм танковой пушки У-5ТС.
Результаты испытаний приведены в табл. 4.20.

Таблица 4.16
Результаты испытаний зарядов к БПС пушки Т-81 из пороха АПЦ со схемой
воспламенения: 25+650 г ДРП (в основном заряде) + 35 г (в дополнительном заряде)
Марка
пороха Тз, ºС Ртср, МПа ∆Рт,
%
V0cр,
м/с
rV, м/с ∆Рt, % ∆Vt, % Примечание
+15 425,0 +0,81
-0,60 1754
2.9
+40 514,3 +0,79
-0,72 1796
2,9
+21,0 +2,4
-40 341,8 +1,00 1662
4,9
-19,6
-5,3
Функциониро-
вание снарядов
нормальное
+0,26
-0,47
+0,42
1750
1770
1,8
2,2
+10,4 +1,1
+15
+40
-40
442,8
489,0
347,5 -0,34
+1,69
-1,47 1669
13,5
-21,5
-4,6
Функциониро-
вание снарядов
нормальное
+15 44,5 +0,71
-0,69 1742
1,9
+40 485,6 +1,33
-0,59 1772
4,2
+10,2 +1,7
АПЦ
(рис.4.5)
-40 337,5 -0,59
+8,90 1650
9,5
-23,4
-5,3
Таблица 4.17
Результаты испытаний зарядов из пироксилинового пороха (в нижней части)
и АЦП (в верхней) к выстрелу с БСП пушки Д-81
Заряд
Воспламенитель, г
основной дополни-
тельный в основном в дополни-
тельном
Тз,°
С Ртср,
МПа V0 м/с rV,
м/с
Примечание
4Ж40
АПЦ
35+50
---
+15
+40
-40
448,2
489,7
421,8
129
1740
1723
3,7
4,5 2 демонтажа снаряда из 5
4Ж52
АПЦ 36 г во флейте
+50
---
--40
На 1---м выстреле Рт >
618,03 МПа, на 2---м
--- разрушение пушки
4Ж40
АПЦ
разрезн.
35+50
35 --40
Разрушение системы
4Ж40 АПЦ с
ГНКК
тоже
тоже
--35
Разрушение системы
4Ж40
4Ж40
БНГ
БНГ
35+50
тоже
---
35
--40
--40
+6,24
438,4
--8,06 1566
2 демонтажа снаряда из 5
Разрушение системы
4Ж40 БНГ НГ-86 35+50
---
--40 421,8
2 демонтажа снаряда из
2--х
4Ж40 НГ-86
тоже
35
На 1---м
выстреле
демонтаж снаряда, на 2---
м--- разрушение системы

Таблица 4.18
Результаты испытаний зарядов из смеси АЦП и пироксилинового пороха
(в верхней части) к выстрелу с БПС пушки Д-81
Конструкция заряда (рис.4.5)
Тз,
°С Ртср,
МПа ∆Рт,
% V0м/с
с
rV,
м/с
Примечание
Bерх: АПЦ+0,9 кг ПП+15 г ДРП+35 г ДРП
Низ: 4Ж40
-30 412,2 +2,8 1693 67 Износ по ПКИ-850 ---
1,15мм
377,9 -5,6 1725
411,8
сред 400,6
Верх: АПЦ+ПП+35 г ЛРП
Низ: 4Ж40
-30 382,0 +0,9 1688 1,5 Износ по ПКИ-850 ---
2,20мм
АПЦ
1700г
50%
376,7 -1,2 1689
ПП
1700г
50%
373,9
1685
381,6
1685
сред 378,6
Верх: АПЦ+ПП+35 г ЛРП
-40 412,0 +8,6
7,3
Низ: 4Ж40
359,14 -2,5 1661
АПЦ
1700г
50%
369,9
1679
ПП
1700г
50%
374,9
1669
377,2
1686
сред. 378,5
Тоже
-50 348,5 +10,6
Износ по ПКИ-850 ---
344,5 -7,20 1573
2,3 мм.
396,1
Три снаряда не
344,2
1569
достигли картонного
411,0
щита---30м.
396,0
Таблица 4.19
Результаты испытаний зарядов без экранирующих перегородок
Конструкция заряда (рис.4.5) Тз, °С
Ртср, МПа
Примечание
Верх
полностью из АПЦ-235+35 г
ДРП под секторами
(перегородки полностью
изъяты)
Низ 4Ж40,
перегородки полностью
изъяты (перепутывание)
--40
544,8
441,5
Износ по ПКИ-850 --- 2,9 мм
Снаряд разрушен, клин не
открылся, система вышла из
строя
Таблица 4.20
Экспериментальные данные по испытаниям заряда из пороха
АПЦ (верх) и пироксилинового (низ) к пушке У-5ТС
Конструкция заряда
Тз,
°С Рт,
МПа
V0,
м/с
Примечание
Верх (на снаряде) полностью
--40 229,50 1552
из АПЦ-235+35гДРП под секторами
356,00 1465 Снаряд не достиг
картонного щита
217,50 1434
Низ по конструкции порохового
221,90 1438
заряда аналогичен 4Ж40
349,40
Демонтаж
Как видно из табл. 4.20 надежное функционирование при «
перепутывании» в
условиях унитарного выстрела также не обеспечивается.
Физическую модель аномального горения заряда в случае использования в нижней

части пироксилинового пороха, а в верхней части пороха АПЦ-235 (в случае перепутывания)
можно представить следующим образом:
От мощной капсюльной втулки ГУВ-7 воспламеняется нижний воспламенитель,
который воспламеняет верхний воспламенитель и основной (нижняя часть) заряд.
Продукты горения воспламенителей и основного заряда воздействуют (действуют) на
верхнюю часть заряда. Из-за худшей воспламеняемости пороха марки АПЦ-235 воспламе-
нение его задерживается на время, определяемое временем задержки. В то же время
пороховые газы продолжают действовать на невоспламенившийся порох верхней части и
через порох --- на снаряд. В результате перепада давлений между сечениями верхней части
заряда происходит разрушение (дробление) пороха, усугубляемое низкими прочностными
характеристиками пороха АПЦ. Одновременно, вследствие малого давления форсирования
БПС, начинается перемещение снаряда с привязанным к нему порохом по каналу ствола
Разрушение пороха носит хрупкий характер (низкая температура и малое время действия
разрушающей нагрузки, что равнозначно большой скорости деформации), и происходит
значительное увеличение поверхности его горения.
Воспламенение и горение предварительно прогретого пороха с большой
поверхностью горения происходит с повышенной скоростью, что приводит к возникновению
высокого локального давления в районе снаряда. Скачок давления разрушает снаряд,
разрушение снаряда может тормозить его перемещение и увеличение заснарядного объема,
что в свою очередь, ведет ко вторичному резкому увеличению давления пороховых газов.
Отраженная от снаряда волна давления вызывает ускоренное горение оставшейся части
заряда, что обуславливает суммарный выскок давления и вывод из строя орудия.
Состоятельность изложенного механизма аномального горения можно дополнить
следующим:
1. Воспламеняемость пороха АПЦ хуже, чем у ПП. Это доказывается большим
значением времени задержки воспламенения его, приведенной в табл. 4.13. Время выстрела с
ОФС, так и с БПС с порохом АПЦ больше, чем с зарядами из ПП. Причем время выстрела
больше за счет времени предварительного периода, так как дульные скорости снарядов
равны. 2. Аномальное горение происходит только в низкой температурной области, ниже 0
°С. Наиболее существенное изменение, с изменением температуры из свойств пороха,
претерпевает ударная вязкость. Разрушение пороха АПЦ происходит вследствие меньшей,
по сравнению с ПП, сопротивляемостью его к динамическим нагрузкам. Значение ударной
вязкости ак, и характер изменения ее от температуры показывает (табл. 4.13), что порох
АПЦ, как и все баллиститные пороха, обладает большой хрупкостью. Если учесть, что тем-
пература хрупкости Тхр с увеличением скорости нагружения повышается, становится
понятным возможность хрупкого разрушения пороха не только при температурах минус 50
°С, минус 40 °С, но и при минус 10 °С. Результаты сравнительных лабораторных испытаний
пучков трубок на прочность также показывают, что и при этих скоростях нагружения
степень разрушения пороха АПЦ больше, чем у ПП.
3. Задержка воспламенения приводит к нагреванию пороха по всей массе. Это
способствует последующему ускоренному горению пороха.
4. Скорость горения нагретого пороха АПЦ выше, чем ненагретого ПП, что
благоприятствует образованию локального давления разрушенного перегретого пороха.
Определяющим из приведенных свойств пороха за аномальное горение является его
разрушение вследствие малой ударной прочности. Косвенным доказательством меньшей
роли времени задержки воспламенения является следующее явление: передняя часть
расположенного наверху части заряда ПП была заменена на зерненый ПП. Известно, что
зерненый порох, располагаясь хаотически, задерживает проход газов, задерживает
воспламенение верхней части заряда в целом. Однако, как показывают результаты, такие
заряды не имеют аномального горения, так как ПП, обладая большой прочностью, не
разрушается.
Следовательно, для решения проблемы нормального горения зарядов в случае

«перепутывания» со штатным основным зарядом необходима разработка порохов,
обладающих удовлетворительной прочностью и хорошей воспламеняемостью. Эти свойства
должны находиться на уровне пироксилиновых порохов во всем диапазоне температур
эксплуатации.
4.3.4. О случаях аномального горения метательных зарядов насыпной конструкции
Выскоки давления в метательных зарядах насыпной конструкции из сыпучих
(зерненых, пластинчатых, сферических) порохов имеют место в практике отработки
артиллерийских систем различного класса: в минометных основных зарядах (МОЗ),
малокалиберных авиационных, зенитных, БМП пушках, морских и полевых орудиях
среднего и крупного калибра и в танковых пушках.
4.3.4.1. Аномальное горение минометного основного заряда
Государственные комиссии по расследованию причин раздутия стволов и разрушения
трубок стабилизаторов в 1940 и 1942 г.г. пришли к выводу, что основной причиной разруше-
ния последних явились выскоки давления в трубках стабилизатора вследствие аномального
горения минометного основного заряда при низкой температуре. О причинах возникновения
выскоков давлений были высказаны три гипотезы:
•ускоренное возгорание с возможной детонацией нитроглицерина, эмулирующегося
на поверхности пороха при его охлаждении;
•резкое увеличение поверхности горения и, соответственно, газоприхода вследствие
разрушения нитроглицеринового пороха, обладающего повышенной хрупкостью при низкой
температуре;
• действие ударных волн воспламенения, образующихся вследствие запаздывания
воспламенения и ускоренного горения удаленных от воспламенителя слоев порохового
заряда.Эксудация нитроглицерина на поверхность пороховых элементов происходит в
результате термического сжатия пороха при охлаждении и, учитывая лучшую
воспламеняемость и большую скорость горения его по сравнению с нитроцеллюлозой,
можно признать, что ускоренное горение поверхности может иметь место при
воспламенении заряда при низкой температуре. Однако положительный опыт создания и
эксплуатации отечественных минометов и систем ближнего боя показывает, что процесс
эксудации НГ не играет определяющей роли в развитии высоких давлений при низкой
температуре. В этом убеждают и статистические данные стрельбы зарядами, приведенные в
табл. 4.21.
Таблица 4.21
Результаты испытаний штатных основных зарядов в различных минометах
Миномет
Марка
пороха
ω,
кг
20
тср
Р,
МПа
40
−
тср
Р,
МПа
20
тср
Р
40
−
тср
Р
БМ-82
НБПл 25-20
0,060
43,7
47,8
0,91
НБК 32/65-14
0,045
38,6
42,6
0,91
М-240
НБПл 230-100
6,000
82,3
78,6
1,05
НБПл 55-50
2,000
61,8
56,8
1,09
НБПл 240-100
3,400
59,2
52,4
1,13
Из таблицы видно, что в зарядах к 240 мм миномету содержится в 100 раз больше
пороха, чем в заряде к 82 мм миномету. Естественно, в этом случае количество эмулировав-
шегося нитроглицерина тоже должно быть больше. Однако нормальное горение зарядов при
низкой температуре и закономерное падение давления не подтверждают эту гипотезу.
Имеется значительное количество исследований, доказывающих снижение

динамической прочности баллиститных порохов с падением температуры. Д.И.
Гальпериным установлено, что температура хрупкости баллиститных порохов есть
производное от скорости нагружения, с увеличением которой температура хрупкости
повышается. В работе показано, что экспериментальные значения ударной вязкости
баллиститного пороха АПЦ, содержащего 30% НГ при минус 40 °С падает в 4,4 раза по
сравнению с нормальной, тогда как для ПП остается примерно на одном уровне.
И.В. Тишунин воздействием инертными газами на пороховые нитроглицериновые
пластинки показал, что они дробятся значительно больше, чем ПП.
Степень дробления пороховых пластин увеличивается с повышением давления
воспламенителя, уменьшением толщины свода пороховых элементов и снижением
начальной температуры порохового заряда. При давлении воспламенителя 2,45 МПа,
начиная с толщины 0,3 мм и более, разрушение вообще не наблюдалось. Резкое повышение
степени дробления начиналось с температуры минус 30 °С.
О разрушении пороха НБ в минометном основном заряде при низкой температуре
свидетельствуют статистические данные, приведенные в табл. 4.22.
Из таблицы следует, что давление в стабилизаторах 82 мм и 120 мм мин при
температуре минус 50 °С выше, чем при температуре 15 °С, несмотря на то, что минометный
основной заряд состоит из ленточной формы пороха, т.е. продукты горения воспламенителя
имеют возможность свободного распространения по прямым каналам между лентами, что
служит признаком увеличения поверхности горения пороховых элементов при низкой
температуре под воздействием продуктов горения КВМ и переходного воспламенителя.
Величина прироста давления с увеличением толщины свода пороха 2е1 уменьшается,
что свидетельствует о снижении или отсутствии разрушения и объясняется уменьшением
действующих напряжений от одной и той же действующей силы воспламенителя.
Таким образом, проведенный анализ результатов физико-механических, лабораторно-
стендовых и стрельбовых испытаний подтверждает, что разрушение элементов НБ пороха
имеет место.
С падением температуры, уменьшением толщины свода и повышением давления
воспламенителя степень разрушения пороха увеличивается.
Таблица 4.22
Экспериментальные данные зависимости давления минометного
основного заряда от температуры
Характеристики
БМ-82
ПМ-120
М-2-/0
Марка пороха
НБл-11
НБл-34
НБл-120
2е1, мм
0,11
0,34
1,20
l, мм
45
100
380
∆, кг/м3
650
770
650
ωв
ωз
0.026
0,059
0,024
Ртср, МПа (минус 50 °С)
Ртср, МПа (40 °С)
Ртср, МПа (50 °С)
84,6
74,5
75,4
85,8
80,1
91,3
28,8
40,2
50,8
50
−
тср
Р
15
тср
Р
1,14
1,07
0,72
50
−
тср
Р
50
тср
Р
1,12
0,94
0,57
Согласно третьей гипотезе, выскоки давления в трубках стабилизатора происходили в

результате запаздывания воспламенения удаленных слоев насыпного заряда. Часть заряда,
воспламеняющаяся в последний момент, начинает гореть, когда уже образовалось некоторое,
более или менее значительное давление от сгорания близлежащей к воспламенителю части
заряда. Так как скорость горения U=U\P, то запоздавшая часть заряда начинает гореть с
большой скоростью и бурным газообразованием. Происходит так называемый «разрыв
газового столба» с ударом газовой волны в прилегающей части каморы, от которых волна
отражается с большой скоростью.
Однако если выскоки давления минометного основного заряда из пластинчатых ПБ
порохов объяснить только неодновременностью воспламенения, остаются без ответа три
принципиально важных момента:
•почему выскоки давления минометного основного заряда имеют место только при
низких температурах и отсутствуют при стрельбе теми же зарядами, имеющими нормальную
температуру;
• почему происходит разрушение (раздутие) стволов минометов по «
вине»
дополнительного заряда из пластинчатого баллиститного пороха, где условия для од-
новременного воспламенения имеются;
•и, наконец, не объясняются результаты, приведенные в табл. 4.22, где минометные
основные заряды из ленточных порохов имеют большую величину давления при низкой
температуре, чем при нормальной.
С целью установления влияния вышеописанных явлений на самоускоряющиеся
процессы, протекающие в насыпных зарядах, нами были поставлены сравнительные
эксперименты с МОЗ из порохов НБПл 90-50 и НБПл 40-20 в условиях лабораторного
стенда, представленного на рис. 4.16. Длина (121мм), масса зарядов (32 г), конструктивные
параметры гильзы и трубки (18 отверстий диаметром 9 мм) соответствовали штатному МОЗ
к 120 мм полковому миномету. В ходе экспериментов рассматривалось изменение давления
на противоположных концах заряда. Полученные в результате обработки осциллограммы
данные сведены в табл. 4.23.
Таблица 4.23
Результаты по испытанию минометных основных зарядов из нитроглицериновых
пластинчатых порохов в условиях лабораторного стенда
Порох НБПл 40-20 Порох НЕбПл 90-50
Параметры
20°С -50°С 20°С -50°С
1.У воспламенителя L1 = 45мм
1.1. Максимальное давление
46,79 73,08 40,51 37,27
Ртср, МПа
1.2. Время достижения
0,50
0,61
0,60
0,79
,
t
,
Рm
т1
1
мс
1.3. Скорость роста давления
0,94·105 1,2·105 0,67·105 0,47·105
,
t
/
Рm
т
1
1
МПа/с
2. У пыжа
2.1. Максимальное давление
71,81 123,99 42,18 41,88
Рт2, МПа
2.2. Время достижения
0,42
0,47
0,60
0,71
,
t
,
Рm
т
2
2
мс
2.3. Скорость роста давления
1,71·105 2,64·105 0,70·105 0,59·105
,
t
/
Рm
т
2
2
МПа/с
Анализ данных таблицы и осциллограмм показывает, что при охлаждении заряда
имеет место дополнительное ускорение процесса. Об этом свидетельствует увеличение
максимального значения и скорости роста давления у пыжа, при низкой температуре по
сравнению с нормальной. Причем на заряде из более тонкосводного пороха НБПл 40-20

степень увеличения заметно выше по сравнению с порохом НБПл 90-50. Следовательно,
дополнительное ускорение процесса воспламенения в данном случае происходит вследствие
разрушения пороховых элементов в удаленных от воспламенителя слоях пороха, которое
приводит к дополнительному росту скорости газообразования в движущемся по заряду
фронте горения.
Именно явлением дополнительного ускорения вследствие разрушения пороховых
элементов можно объяснить разрушение трубок стабилизаторов 120 мм мин, наблюдавшееся
при стрельбе исключительно в холодное зимнее время при использовании МОЗ из НБПл 40-
20 с донной схемой воспламенения. Уровень максимального давления в трубке стабилиза-
тора при температуре минус 50 °С, зарегистрированного в наших опытах (123,99 МПа), в 2
раза выше уровня при нормальной температуре и выходит за пределы прочности трубки
стабилизатора мины.
Забегая вперед, можно сказать, что аномальное горение минометного основного
заряда объясняется общей для метательных зарядов насыпной конструкции (теорией)
гипотезой самоускоряющегося горения, частью которой является и неодновременность
воспламенения.
Действительно, введением осевых воспламенительных устройств в минометный
основной заряд насыпной конструкции с использованием тех же баллиститных
пластинчатых порохов за рубежом решили проблему их нормального горения. У нас в стране
заменой пластинчатых порохов ленточными обеспечили квазиодновременное горение.
Однако осевые воспламенители и создание сквозных каналов ленточными порохами
исключает не только неодновременность воспламенения, но значительно сокращает перепад
давления, что снижает возможность разрушения пороховых пластинок.
Следовательно, самоускоряющееся горение метательных зарядов из насыпных
порохов, в случае МОЗ из пластинчатых баллиститных порохов, при низких температурах
интенсифицируется разрушением пороховых пластин, что значительно сокращает
допустимую длину МОЗ.
4.3.4.2. Аномальные явления при выстреле из малокалиберных систем
Случаи аномального функционирования зарядов имеют место и в системах
малокалиберной артиллерии, отличающихся разнообразием применяемых пироксилиновых
зерне-ных порохов (флегматизированных различными составами, графитованных, без
обработки поверхности, с пламегасящими малоэрозионными размедняющими добавками и
т.д.) и имеющих, как правило, донное воспламенение от капсюльной втулки ударного (KB)
или электрического (ЭКВ) действия. В этих системах с аномальными явлениями столкнулись
в 1964 году при отработке МЗ к 30 мм автоматической установке с инициатором ЭКВ. При
стрельбе из нее МЗ из пороха марки 6/7, флегматизированного 1,5 % камфары,
зафиксировано завышение давления при температуре заряда минус 50 °С по сравнению с
нормальной температурой. Результаты приведены в табл. 4.24.
Таблица 4.24
Данные по завышению давления пороховых газов при температуре минус 50 С
при стрельбе зарядом из пороха 6/7 фл
Партия пороха
Содержание
камфары,% ω, г Т, °С V0, м/с Pтср,
МПа
6/7 фл 5-64К
1,44
114,0 +15 896,6 289,59
-50 859,9 303,91
6/7 фл оп 855-65 Г
0,89
113,5 +15 887J 305,29
-50 859.J 278,80

Как показано в табл. 4.24, полученные аномалии устранены за счет уменьшения
содержания камфары, что привело к улучшению воспламеняемости пороха. Порох марки 6/7
фл с содержанием камфары до 1,0 % серийно выпускается для патронов к системам АО-18 и
АО-18А, нормальное функционирование которых подтверждено 10---летней практикой.
С частными случаями проявления аномального завышения давления при низкой
температуре встретились при проведении работ по замене в 30 мм системе АО-18А пороха
6/7фл на порох 6/7 П-5 БП фл, обеспечивающего повышение начальной скорости снаряда
при прочих равных условиях на 2 %. Аномалии в данном случае в основном были вызваны в
результате использования более мощного инициатора ЭКВ-З0М по сравнению с капсюльной
втулкой КВ-30, при действии которой заряд из пороха 6/7 П-5БП фл функционирует
нормально как в системе АО-18А, так и в системе 2А42. Об этом свидетельствуют
результаты испытаний зарядов из пороха 6/7 П-5 БП фл с ОФ снарядом, приведенные в
табл.4.25 и показывающие, что при уменьшении навески массы инициирующего состава в
капсюльной втулке ЭКВ-ЗОМ и при приближении ее характеристик к капсюльной втулке
КВ-30 аномальные явления исключаются.
Таблица 4.25
Влияние массы воспламенительного состава на максимальное давление газов
при температуре минус 60 °С при стрельбе из 30 мм системы АО-18А
Параметры втулки
в бомбе:
с W=4,2 ·10-6, м3
Тип втулки
Масса
состава во
втулке, г
Ртср,
МПа
τgm,
мс
Т, °С Ртср,
МПа ∆Pm,% V0,
м/с
ЭКВ-30
0,70
66,12 1,17 +20 312,54 +6,8 893,O
опытная
-60 333,54
904,0
ЭКВ-30
0,64
56,40 1,79 +20 316,76 +8,9 898,1
опытная
-60 343,06
909,8
ЭКВ-30М 0,50
61,90 2,72
+20 319,02 +3,7 902,7
опытная
-60 331,09
905,4
ЭКВ-30
0,30
34,24 3,42 +20 307,84 -8,8 898,6
опытная
-60 280,66
874,8
KB-30
0,50
33,45 3,74
+20 316,96 -9,7 902,9
опытная
-60 286,06
880,6
При снижении плотности заряжания завышение давления при низкой температуре в
30 мм системе АО-18А не происходит и при использовании штатного инициатора ЭКВ-30,
что иллюстрируется табл. 4.26.
Представленные в табл. 4.26 результаты можно объяснить улучшением условий для
одновременного воспламенения за счет увеличения пористости МЗ и возможности более
глубокого проникновения продуктов горения капсюльной втулки.
Таблица 4.26
Влияние плотности заряжения на величину максимального
давления в системе АО-18А
Ртср, МПа при
∆=1000 кг/м3
Ртср, МПа при
∆ = 840кг/м3
Партия пороха
15°С -60°С 15°С -60°С
6/7 П-5 БП фл oп 4-74K
349,33 379,J5 257,71 205,42
6/7П-5БП фл оп 1-75Т
316,37 325,89 209,74 130,96

В мае 1979 года на предприятии Г-4162 при стрельбовых испытаниях из балустановки
30 мм системы 2А42 с КВ-30 зарядов серийной партии пороха 6/7 П-5 БП фл 5-79Т были по-
лучены выскоки давления при температуре минус 50 °С. Повторные испытания подтвердили
стабильность полученных аномалий на данной партии пороха, при этом 50
−
тср
Р =403,6 МПа,
∆Р = ± 3,5 %, т.е. значительно (на 9%) выше 15
тср
Р . Ранее при испытаниях в аналогичных
условиях более 60 серийных партий пороха 6/7 П-5 БП фл подобных аномалий не
наблюдалось.
Анализ пороха 6/7 П-5БП фл партии 5-79Т показал, что в результате нарушения
технологии изготовления его пористость оказалась более чем в 2 раза выше по сравнению с
другими серийными партиями и составляет 14% вместо 5.5÷6,8 % (для
нефлегматизированных партий пороха). Специальные исследования (табл. 4.27) с
нефлегматизированными порохами 6/7 П-5БП разной пористости при одинаковом вводе
порообразователя K2SO4 подтвердили влияние пористости пороха на величину давления.
Таблица 4.27
Влияние пористости пороков на величину максимального давления газов
в процессе выстрела при температуре минус 50 °С
Ртср, МПа при и температуре
Пористость
пороха в %
15 °С
-50 °С
9,50
349,1
368,66
7,22
317,8
317,55
6,14
354,9
334,03
5,93
333,7
300,87
Влияние увеличения открытой пористости на давление и аномальные явления
объясняется увеличением поверхности горения пороха, приводящим к более интенсивному
газообразованию и, следовательно, увеличению градиента давления по длине заряда.
Подтверждением этому являются снимки поверхности погашенных в процессе горения в
манометрической бомбе пороховых зерен 6/7 П-5БП фл партии 5-79Т, при испытаниях
которой, как указано выше, были получены выскоки давления при температуре минус 50 °С
(в сравнении с серийной партией данного пороха 2-77 Т с пористостью 5,5 %).
Снимки поверхности (рис. 4.6) показывают существенное различие в их структуре: у
пороховых зерен партии 6/7 П-5 БП фл 5-79 Т, вследствие большой пористости (14 %), по-
верхность очень развита, имеются отдельные кратеры, у пороховых зерен партии 2-77 Т ---
поверхность плоская.

Устранение аномалий по давлению в малокалиберных системах большой плотности
заряжания достигается обеспечением одновременности воспламенения путем введения
осевой металлической трубки, что экспериментально доказывается результатами,
приведенными в табл. 4.28.
Таблица 4.28
Результаты испытаний зарядов из пороха 6/7 П-5 БП фл с использованием осевой
воспламенительной трубки в пушке АО-18А
Порох Длина осевой
трубки, мм Т, °с
Рmcp,
МПа
Рmнб,
МПа
V0,
м/с
0
+15 342,17 346,19 927,2
-50 370,22 388,08 934,8
50
-50 285,08 292,14 892,0
25
-50 299,30 305,10 906,0
6/7 П-5 БП фл
оп1-76К
10
-50 283,99 294,39 890,6
Из результатов, представленных в табл. 4.28, для 30 мм системы АО-18 при
плотности заряжания 1000 кт/м3 следует, что применение в качестве воспламенительного
средства даже короткой 10 мм трубки исключает аномальные явления при низкой
температуре.
В этом отношении практический интерес представляет устранение подобных
аномалий за счет уменьшения затравочного отверстия в гильзе, что обеспечивает более
глубокое проникновение форса огня от капсюльной втулки ЭКВ-30 по длине заряда. Так,
при уменьшении затравочного отверстия в гильзе к системе АО-18А для зарядов из пороха
6/7 П-5 БП фл 1-76К при низкой температуре достигается такое же снижение среднего
максимального давления (до 300,18 МПа), как и в случае применения воспламенительной
трубки.Эти опыты косвенно подтверждают, что аномальное горение в малокалиберных
патронах при низкой температуре вызвано именно запаздыванием воспламенения верхней
части заряда, а не разрушением, что имеет место в МОЗ и МДЗ, т.к. в противном случае
следовало ожидать еще большего завышения давления ввиду интенсификации форса от
капсюльной втулки за счет сужения затравочного отверстия.
На основании приведенных результатов просматривается целый ряд факторов,
обуславливающих повышение давления в малокалиберных системах. К их числу относится:
флегматизация и пористость пороха, плотность заряжания и температура заряда,
интенсивность и мощность капсюльной втулки, конструкция воспламенительного узла, а
также параметры выстрела и системы. При проектировании МЗ для малокалиберных
патронов необходимо учитывать, чтобы сочетание всех факторов не приводило к аномалиям
при выстреле. Эта задача усложняется тем, что с точки зрения унификации порох должен
быть одной марки для всех видов снарядов одной артсистемы, имеющие, как правило,
разные параметры, а в некоторых случаях и высокие плотности заряжания, когда сборка
патронов производится при наличии подпрессовки. Нашими исследованиями показано, что
при определенных сочетаниях параметров выстрела коэффициент подпрессовки α в формуле
γα
=
ω
0
W
пр
,
при котором еще не происходит существенного завышения давления, может быть доведен до
1,05. Еще раньше такая возможность была показана для стрелковых систем. На практике
серийное производство некоторых 23---30 мм патронов ряда систем (AM-2J. 34-23, 2А42)
ведется при α =1,01÷1,03.

4.3.4.3. Аномальное горение метательных зарядов насыпной конструкции с высокой
плотностью заряжания для систем калибра более 45 мм
Наиболее часто «выскоки» давлений в орудиях наблюдались в 1931 и 1932 годах, т.е.
совпали с появлением в СССР более мощных артиллерийских орудий, имевших более длин-
ные зарядные каморы, большие массы зарядов и более напряженную баллистику.
Случаи разрыва стволов, вследствие аномального горения зарядов из зерненых
порохов, имели место и в США.
В зарубежной печати по этому вопросу были высказаны, в основном, две точки
зрения. Согласно одной из них (Чаппет, США), «выскоки» давления возникают в связи с
преждевременным распадом в процессе горения 7---канального зерна на отдельные
«лучинки», вследствие которого увеличивается поверхность горения и резко повышается
давление. Это повышение давления тем более опасно, чем ближе во времени моменты
распада и достижения максимального давления в каморе орудия. Эту точку зрения разделили
Дроздов Н.Ф., Граве И.П. и Беркалов Е.А.
Согласно другой точки зрения (Франция), в зарядах из зерненых порохов вследствие
запаздывания воспламенения некоторой удаленной части заряда возникает ударная волна.
Это происходит потому, что горение удаленной части заряда происходит с быстрым
газообразованием и резким повышением давления на данном участке заснарядного
пространства ввиду создавшегося значительного давления в каморе от горения прилегающих
к воспламенителю пороховых элементов заряда. Возникший перепад давления должен
вызвать волну, перемещающуюся с высокой скоростью, которая производит энергичный
удар на дно снаряда и, отразившись, движется в обратную сторону и ударяет о дно каморы, и
чем больше калибр орудия, тем более разрушительное действие ударной волны.
Данной точки зрения придерживался и Рябов А.С., который предположил, что, создав
определенные условия, исключающие задержку в воспламенении удаленной части заряда,
можно устранить выскоки давлений.
Для проведения экспериментов был выбран заряд из пороха марки 7/7 с
нафталиновым пламегасителем (пламегаситель находился на 2/3 высоты заряда от дна
гильзы, т.е. разделял заряд на две части) к 76,2 мм пушке обр. 02/30 г с длиной зарядной
каморы 4,6 калибра, при стрельбе из которой указанными зарядами был получен разрыв
казенной части ствола.
С целью выяснения причин аномального горения было принято решение отстрелять
три варианта заряда:
•заряд без гасителя;
•заряд с равномерно распределенным по всему объему порохообразным нафталином;
•заряд, в котором пламегаситель был заменен мешочком, набитым тканью вместо
нафталина.
При стрельбе зарядами первого и второго вариантов никаких аномалий не
наблюдалось, на третьем варианте был получен выскок давления.
При отработке заряда из порохов марок 12/7 и 15/7 к 107 мм пушке обр. 10/31 с
длиной зарядной каморы 4,6 калибра также наблюдались выскоки давления. Навеска пороха
марки 15/7 в картузе находилась поверх пороха 12/7, размещенного в гильзе без картуза.
Результаты испытаний представлены в табл. 4.29.
Из представленных данных видно, что на 2, 3 и 4 выстрелах имели место выскоки
давлений, которые по своей величине превосходят уровень нормального давления примерно
на 40 %. С целью проверки влияния взаимного расположения порохов 12/7 и 15/7 в заряде
относительно друг друга на выскок давления Рябовым А.С. были отстреляны следующие ва-
рианты зарядов:
• навески порохов 12/7 и 15/7 в картузах были вытянуты по высоте гильзы
параллельно друг другу;
• навески порохов 12/7 и 15/7 были размещены последовательно одна на другой,
причем порох 15/7 располагался внизу;

• навески пороха были расположены последовательно (при котором был получен
выскок давления), но с осевым воспламенителем из ДРП.
Таблица 4.29
Результаты испытаний зарядов из пороха 12/7 и 15/7 к пушке обр. 10/31
Состав заряда
V0, м/с
Pтср,
МПа
∆,
кг/м3 Характер
горения
689 238,33; 235,93
680 Нор-
мальный
244кг12/7
1/29К+0.700 кг
15/7 3/26Р+0.025 кг
709 319,81; 317,84
680 Ано-
мальный
ДРП
708 --- 320,30
680 То же
703 304.11 ---
680 Тоже
Было произведено по 50 выстрелов с каждым из отмеченных вариантов зарядов, и
никаких аномалий не наблюдалось.
Таким образом, изменения конструкции заряда, приведшие к улучшению условий
воспламенения, способствовали исключению аномального горения.
Аномальное горение метательных зарядов наблюдалось и при отработке зарядов к 45
мм пушке обр. 1932 года с длиной зарядной каморы 6,1 калибра.
Результаты стрельбы приведены в табл. 4.30.
Таблица 4.30
Результаты испытании зарядов к 45 мм пушке обр. 1932 г.
Состав заряда
V0, м/с Pтср,
МПа ∆,
кг/м3 Характер горения
0,09 кг 7/7+0,24 кг 7/1 фл
0,09кг7/7-Ю,254кг7/1фл
0,09кг 7/7+0,254кг 7/1 фл
0,13кг7/7+0,24кг7/1фл
0,134кг 7/7+0,24бкг7/1фл
680
733
721
736
755
226,12
338,45
260,95
273,70
362,97
610
640
640
680
700
Нормальный
Аномальный
Нормальный
То же
Аномальный
Из данных таблицы видно, что аномальное горение наблюдалось на 2 и 5 выстрелах.
В последующем, заменой зерненого флегматизированного пороха 7/1 фл на трубчатый (без
флегматизатора) выскоки давлений были устранены. В данном случае выскок давления был
устранен как улучшением условий воспламенения заряда, так и применением пороха с
лучшей воспламеняемостью.
В 1932 году производилось испытание корпусов снарядов к 152 мм пушке с длиной
зарядной каморы 9 калибров с уменьшенным зарядом (заряд картузного заряжания), подоб-
ранным под Ртср=305,0÷310,0 МПа и V0=925 м/с, и на втором выстреле получили выскок
давления, повлекший порчу затвора.
Результаты стрельб, включающие случай аномального горения, представлены в табл.
4.31.
Таблица 4.31
Стрельбовые испытания с аномальным горением заряда из 152 мм пушки
Состав заряда
∆, кг/м3 Рт, МПа Характер
горения
18/7 1/31 К 18,2кг+0,085 кгДРП
18/7 1/31 К 18,2кг+0,085 кгДРП
580
580 298,71
373,76 Нормальный
Аномальный
На основании проведенных работ Рябов А.С. сделал вывод, что причиной выскоков
давлений является запоздалое воспламенение части порохового заряда при относительно

длинных зарядных каморах.
Поэтому было принято решение отрабатывать схему воспламенения метательных
зарядов из зерненых порохов, исключающую запаздывание воспламенения. Был выбран
заряд к 85 мм зенитной пушке обр. 39 г с длиной зарядной каморы 6,5 калибра из
американского пороха марки 12/7, на котором при стрельбе в зимних условиях имели место
выскоки давлений, приведшие в некоторых случаях к разрыву орудий.
В результате проведенных работ и широкой экспериментальной проверки при
различных начальных температурах (в том числе при минус 50 °С), Рябовым была
предложена, для вышеуказанного заряда, схема воспламенения, состоящая из
перфорированной бумажной трубки и запальной втулки, заполненных соответственно
шрапнельными столбиками из ДРП. При этом первичным средством инициирования являет-
ся капсюль, скрепленный в корпусе капсюльной втулки KВ-4. свободной от навески
дополнительного инициатора.
На международном симпозиуме по артиллерийским порохам и зарядам, состоявшемся
в 1973 году, было отмечено, что при отработке многих зарядов из зерненых порохов в США
наблюдались «
выскоки» давления, и в качестве примера приводились материалы по
изучению причин разрыва казенной части 155 мм гаубицы ХМ 198. При стрельбе с зарядом
зерненого пороха массой 12 кг в шести случаях из 43 наблюдались выскоки давлений (от
355,3 до 457,0 МПа). Разрыв произошел при давлении 629,2 МПа. Замеренная с помощью
тензометра кривая Р=Р(τ) для этого выстрела имела явно выраженный ступенчатый
характер.
С целью выяснения причин разрыва ствола были проведены разборка и осмотр всех
оставшихся зарядов. В результате было установлено, что вследствие недостаточной
прочности конструкции зарядов произошли нарушения целостности системы
воспламенения, состоящей из донного воспламенителя у основания заряда и цельной
нитроцеллюлозной воспламенительной трубки, снаряженной ДРП.
Повреждения системы воспламенения заключались:
•в смещении донного воспламенителя относительно оси заряда на 5---7 см;
•в смещении центральной ударной трубки от оси заряда на 2---5 см и более:
•в нарушении величины зазора между донным воспламенителем и нитроцеллюлозной
трубкой;
•в повреждении самой центральной трубки (разрушения в центре сгиба, искривления,
сплющенность и т.д.).
Приведенные дефекты показывают, что эксплуатационная прочность конструкции не
была отработана. Оценка влияния отмеченных дефектов на процесс выстрела показала, что
каждый из них, в отдельности или в совокупности, может быть причиной аномального
горения.
Таким образом, аномальное горение метательных зарядов к 155 мм гаубице являлось
следствием несовершенной схемы воспламенения. Отсутствие свободного прохода в
центральной трубке, заполненной навеской ДРП, исключило передачу форса огня от
воспламенительной трубки ХМ119 по всей Длине заряда, что, в свою очередь, приводило,
по-видимому, к значительной задержке воспламенения верхней части заряда. К тому же,
наличие донного воспламенителя усугубляло этот процесс ввиду поджатия порохового
заряда образовавшимися газами и, следовательно, преждевременным нарушением цен-
тральной трубки. Таким образом, с точки зрения одновременности воспламенения при
наличии оптимальной воспламенительной трубки, донный воспламенитель нецелесообразен.
Аномальное горение наблюдалось также при стрельбе зарядами к 175 мм пушке Ml
13, по своей конструкции аналогичными заряду к 155 мм гаубице ХМ198 и, соответственно,
причиной выскоков давлений явилась несовершенная схема воспламенения.
Перечень некоторых американских систем, у которых при отработке зарядов
наблюдались выскоки давлений, представлен в табл. 4.32.

Таблица 4.32
Перечень некоторых американских систем, у которых при отработке зарядов,
наблюдались выскоки давлении
Система
∆,
кг/м3
Lk
dk
Тип воспламенителя
76 мм пушка Т-91
800
7,1
ОВМТ
105 мм пушка М68
860-880 4,9
То же
105 мм гаубица Ml 02
700
3,6
То же
5-дюймовая пушка в 38 клб 720
4,8
То же
5-дюймовая пушка в 54 клб 710
6,4
То же
155 мм гаубица М1А1
550
4,5 ОВСТ с воспламенителем
155 мм гаубица М109А1
490
4,5
То же
155 мм гаубица ХМ198
610
5,9
То же
В материалах докладов сообщалось также о наблюдавшихся выскоках давлений в
морских 2,5---дюймовых 38 клб и 8--- дюймовых 55 клб пушках. В первом случае это
явление удалось устранить, увеличив длину металлической перфорированной трубки,
снабдив ее огнепередаточными отверстиями, расположенными в средней части заряда, а во
втором --- увеличив толщину горящего свода пороха и уменьшив массу заряда, т.е. в обоих
случаях --- улучшив условия воспламенения заряда.
Проанализировать причины аномального горения других зарядов, указанных в табл.
4.32, не представляется возможным ввиду отсутствия достаточных информационных данных
по устройству и условиям испытаний.
Однако, приведенные материалы свидетельствуют, что проблема исключения
аномального горения метательных зарядов в США окончательно не решена, даже в случае
применения ОВУ.
War/ick провел ряд экспериментов на различных артиллерийских системах, используя
холодный порох NACO и сравнивая результаты с порохом PYRO. Кривые Р=Р (г) у дна ка-
моры не зависят от типа пороха, а у дна снаряда значительно отличаются от
соответствующих кривых в донной части каморы. Кроме того, показано, что скорость
движения фронта давления в каморе в значительной степени зависит от типа передаточного
отверстия. Soper провел эксперименты по анализу волн воспламенения в каморах орудий в
127 мм при использовании пороха NACO. Он показал, что в процессе воспламенения по
каморе проходит волна сжатия, отражаясь от дна снаряда и дна каморы, причем выскок
давления до 241.32 МПа имел место у дна снаряда.
Horst, анализируя воспламенение метательного заряда в морских орудиях большого
калибра с использованием ОВУ. аномальное горение их объясняет большой разницей
давлений у затвора и дна снаряда. Для сведения к минимуму волн сжатия он предлагает:
•исключение пустот в передней части гильзы;
•замену 7---канальных зерен 19---канальными зернами.
East McClure провели испытания двух различных типов зарядов к выстрелам для 76
мм орудия ОТО MELARA и двух типов зарядов к выстрелам для 127 мм орудия образца
1954 года. Рентгенограммы показали, что зерна пороха Мб разрушаются при столкновении с
донной частью снаряда при скорости 363 м/с. Кроме того, для всех испытуемых зарядов
фронт пламени совпадал (или отставал по времени) с фронтом давления, проходившим через
метательный заряд.
В последнее время случаи аномального горения имели место при отработке МЗ к 125

мм и 130 мм пушкам с более высокой, чем у Д-81 баллистикой (Рт >637,65 МПа). Незначи-
тельные изменения схемы воспламенения --- применение разрушающейся бумажной трубки
диаметром 10 мм вместо 16 мм, исключение перфорации трубки с основной полностью из
зерненого пороха части (заряд подобен заряду для пушки Д-81) --- приводили или к
повышенному разбросу начальных скоростей, или к разрушению БПС снаряда
Аномальное горение было получено и в случае комбинированного заряда (пучок по
массе составляет 25 %), в котором для поджатия пороховых зерен были использованы два
картонных кольца, одеваемых с натягом на пучок трубок. Введение дополнительного кольца
и натяг привели к изоляции основной массы заряда от верхнего воспламенителя. Следова-
тельно, при более напряженной баллистике пушки схема воспламенения должна
отрабатываться более тщательно.
Резюмируя вышеизложенное и сравнивая случаи аномального горения зарядов
насыпной конструкции с высокой плотностью заряжания зарубежных и отечественных
систем среднего и крупного калибра, можно отметить, что они явились следствием
несовершенной схемы воспламенения и устранялись при обеспечении подвода достаточного
теплового потока от воспламенителя равномерно по всей массе заряда.
4.4. Физическая модель аномального горения
метательного заряда насыпной конструкции
В предшествующих разделах настоящей главы проведен аналитический обзор работ,
посвященных исследованиям аномального горения МЗ. Несмотря на многочисленность, эти
работы не позволяют полноценно описать физическую модель и показать взаимосвязь между
параметрами заряда, что объясняется нижеследующим:
•экспериментальные исследования аномального горения МЗ в условиях натурного
выстрела были малоинформативными и проведены в малом объеме, что, кроме всего,
объясняется сложностью и опасностью постановки подобных экспериментов;
• проведенные лабораторно-стендовые эксперименты не моделируют натурных
стрельб, выполнены в большей части в замкнутом или полузамкнутом объеме на сфе-
рическом порохе, применяемом для выстрелов калибром до 23 мм и при относительно
большой массе воспламенителя (справедливость модели KV3 подтверждена именно в этих
условиях);
•теоретические и экспериментальные исследования ИХФ АН СССР по исследованию
конвективного горения проведены применительно к прессованным зарядам, пористость
которых значительно меньше, чем у разрабатываемых и принятых на вооружение МЗ.
Самое главное то, что эти исследования не позволили предложить пригодных для
решения практических задач по конструированию МЗ зависимостей, учитывающих взаимо-
связь между геометрическими, физико-химическими характеристиками пороха,
баллистическими параметрами и конструкцией заряда, сочетание которых может привести к
аномальному горению при выстреле.
С целью получения дополнительных данных, связывающих характеристики пороха и
параметры заряда, нами были проведены работы в следующих направлениях:
•экспериментальное определение гравиметрической плотности порохов различных
марок; •экспериментальные исследования горения насыпных зарядов в бомбе различной
длины с вышибной мембраной на разных марках порохов;
•стендовые исследования предварительного периода выстрела 30 мм пушки 2А42;
•стендовые исследования процессов воспламенения и горения МОЗ.
Определение гравиметрической плотности сыпучих порохов, применяемых в МЗ,

проводилось в соответствии с ГОСТ 7100-72 в гравиметрах с рабочим объемом 0.001 м3 и
0,00412 м, относительная погрешность измерений не превышала 2,5 %. Число автономных
определений в каждом гравиметре с каждой маркой пороха равнялось трем. В первой серии
определений исследуемые пороха насыпались в гравиметр свободно, без утряски и
гравиметрическая плотность рассчитывалась по формуле:
0
W
т
=
γ,
где т --- масса пороха;
W0 --- объем гравиметра.
В реальных МЗ в процессе транспортировки происходит уплотнение пороха и,
соответственно, плотность укладки пороха в заряде перед стрельбой будет больше по
сравнению с гравиметрической плотностью, установленной по ГОСТ без утряски. В связи с
этим вторая серия опытов сводилась к определению плотности укладки порохов после
утряски. Утряска проводилась на стенде имитации транспортировки СИТ согласно НО 3661-
61 по IV режиму в течение 15 минут (дальнейшее увеличение времени плотности укладки не
изменялось). Плотность укладки пороха в гравиметре после утряски определялась по
формуле:
W
W
m
−
=
γ0
,
где W --- освободившаяся в результате утряски часть объема.
Площадь свободного проходного сечения насыпного заряда с использованием
полученных данных по определению гравиметрической плотности рассчитывалась по
формулам:
до утряски

 δγ
−
π
=1
4
2
d
Sсв
после утряски

 δ
γ′
−
π
=
′
1
4
2
d
Sсв
где
δ --- плотность пороха, определяемая по ГОСТ 7101-72 с относительной
погрешностью до 0,6 %;
d --- диаметр гравиметра.
По описанной методике были исследованы наиболее широко применяемые в МЗ
одно- и семиканальные зерненые пироксилиновые пороха и нитроглицериновые
пластинчатые пороха типа НВ. Результаты сведены в табл. 4.33.
Анализ таблицы показывает, что значения плотности укладки, определенные в
гравиметрах различного объема, отличаются незначительно. Гравиметрическая плотность
порохов и площадь сечения 5о, изменяются в небольших пределах. Следовательно, степень
пористости насыпных МЗ из штатных порохов от размеров и формы пороховых элементов
существенно не зависит.
Согласно полученным данным величина относительной площади свободного сечения
(Sсв,/S0) в насыпных МЗ изменяется в небольших пределах --- 0,45...0,60.
В процессе транспортировки происходит уплотнение МЗ и, соответственно,
уменьшается величина свободного проходного сечения. В наибольшей степени (в 1.3... 1,4
раза) уплотняются пластинчатые пороха и в меньшей степени (в 1,02... 1,14 раза) пороха
семиканальные, что, по-видимому, объясняется наличием в зерненых порохах каналов,
объем которых не изменяется в процессе утряски.

Таблица 4.33
Результаты определения гравиметрической плотности порохов различных марок и
площади свободного проходного сечения зарядов на их основе
До утряски
После утряски
V
S...
Марка пороха
δ, кг/м3 γ, кг/м3 Sсв·10-4, м2 γ, кг/м3 Sсв·10-4, м2
γγ
Sсв
Sсв
Гравиметр объемом 1,0·10-3, S0=46,54·10-4
ВУ
1662 800 23,18
960
18,48
1,19
1,25
ВТМ
1660 890 21,59
1010
18,48
1,14
1,14
4/1
1630 680 27,18
810
23,46
1,19
1,14
5/1
1610 710 26,11
780
24,02
1,10
1,08
4/7
1630 850 22,29
930
20,01
1,09
1,10
9/7
1600 870 21,18
910
20,06
1,05
1,05
12/7
1590 850 21,69
950
18,71
1,12
1,14
17/7
1660 830 23,22
940
19,92
1,14
1,14
22/7
1650 800 24,21
880
22,21
1,10
1,09
НБПл 40-20
1620 750 25.57
950
19,29
1,27
1,24
НБПл 110-50
1640 820 23,36
1100
15,36
1,35
1,34
НБПл 150-50
1630 820 23,18
1070
16,06
1,31
1,31
НБПл 240-100
1640 790 23.88
1110
15,08
1,39
1,37
Гравиметр объемом 4,12·10-3, S0=109,30·10-4 м2
ВУ
1600 800 54,32
990
41,53
1,23
1,31
ВТМ
1660 860 52,36
1020
42,19
1,18
119
4/1
1630 670 64,38
830
53,45
1,24
1,17
5/1
1610 710 61,43
810
54,11
1,15
1,12
4/7
1630 860 51,48
930
46,89
1,08
1,09
9/7
1600 830 52,46
950
44,49
1,14
1,25
12/7
1590 860 49,95
880
48,86
1,02
1,02
17/7
1660 850 53,01
870
52,14
1,02
1,02
22/7
1650 840 53,56
880
51,00
1,04
1,05
НБПл 40-20
1620 750 58,48
1010
41,32
1,34
1,23
НБПл 110-50
1640 800 55,85
1100
35,96
1,37
1,36
НБПл 150-50
1630 810 54,87
1070
37,71
1,32
1,31
НБПл 240-100
1640 800 55,19
1100
36,07
1,35
1,35
Лабораторные исследования предварительного периода выстрела проводились в
специально сконструированных для этой цели бомбах с вышибными мембранами (рис 4 7)
Толщина мембраны подбиралась предварительными опытами при длине заряда равной трем
диаметрам каморы из условия обеспечения величины давления срыва мембраны Ро=28,45
34,34 МПа для бомбы диаметром 40 мм и Ро=25,51 ..26,49 МПа для бомбы диаметром 30мм,
что приближенно соответствовало величине давления форсирования медных ведущих
поясков снарядов в 23 мм и 30 мм пушках.

Средства воспламенения --- два электрозапала ЭВ-ПТ и навеска ДРП в мешочке ---
располагались на противоположном от мембраны глухом торце бомбы. Соотношение массы
воспламенителя и заряда
02
0,
з
в=

 ω
ω
сохранялось примерно постоянным, при этом
расчетное давление воспламенителя равнялось Рв=4,90 МПа.
Опыты проводились в бомбах диаметром 20, 30, 40 мм Плотность заряжания в
зависимости от вместимости порохов (без утряски) колебалась в пределах 600...800 кг/м3 В
ходе эксперимента регистрировалось изменение давления в глухом торце бомбы в месте
расположения воспламенителя и на противоположном ее торце --- у мембраны --- с помощью
тензометрических датчиков давления с полым цилиндрическим чувствительным элементом в
комплекте с чувствительным элементом в комплекте с высокочастотной электронной
аппаратурой, включающим универсальную тензометрическую установку УТС 1-ВТ-12
светолучевой осциллограф Н-117 (шлейф М004). Суммарная ошибка измерения давления
складывалась из ошибок тарирования датчика и обработки осциллограмм, а также ошибок,
связанных с расхождением частотных характеристик аппаратуры и процесса Максимальная
величина относительной погрешности при измерении давления не превышала 5 % .
Суммарная погрешность измерения времени не превышала 0,1 % С каждым образцом пороха
при данной длине заряда было сделано по 3---5 автономных опыта.
Характерная осциллограмма процесса приведена на рис. 4.8. На рис 4.9 и 4.10
приведены, соответственно, графики зависимости давления у воспламенителя Ров и
величина перепада давления по концам заряда ∆Р0 в момент срыва мембраны для пи-
роксилиновых зерненых семиканальных порохов Следует заметить, что в этой серии опытов
давление в зоне расположения воспламенителя Ров в течение всего времени процесса и в
момент срыва мембраны было неизменно выше, чем давление у мембраны Ром. Из графиков
видно, что с увеличением длины заряда и уменьшением размеров пороховых элементов ве-
личины Ров и ∆Р0 растут прогрессивно. Прогрессивный рост давления на зарядах из более
оголенных порохов начинает проявляться при меньшей длине Характер графиков в целом
свидетельствует о самоускоряющемся развитии процессов в предварительном периоде

выстрела. Величина давления срыва мембраны при постоянной ее толщине с увеличением
длины насыпного заряда растет, следовательно, и в процессе реального выстрела из орудия
величина давления форсирования Р0 существенно будет зависеть от высоты и условий
воспламенения МЗ, что никак не учитывается в практике баллистического проектирования
МЗ.
График зависимости скорости роста давления у мембраны (рис. 4.12) носит более сложный
характер и имеет участок перегиба, протяженность которого с увеличением размеров по-
роховых элементов увеличивается. Зависимость
скорости распространения волны давления по
заряду от его длины (рис. 4.13) имеет отчетливо
выраженный экстремум, совпадающий по
координате длины с областью перегиба на
кривых скорости роста давления у мембраны.
Появление этих характеристик участков на
графиках,
по-видимому,
объясняется
следующим: при небольшой длине заряда
продукты горения воспламенителя проходят
через весь слой пороха и достигают поверхности
мембраны до воспламенения заряда. В этом слу-
чае датчик давления, расположенный у
мембраны, регистрирует в начальный момент
повышение давления, вызванное газоприходом
от воспламенителя. Интенсивность роста дав-
ления и скорость распространения волны
давления падают вследствие потерь энергии на
теплоотдачу и преодоление гидравлического сопротивления порохового слоя. Потери с
увеличением длины заряда растут. Повышение скорости роста давления у мембраны после
участка перегиба и скорости распространения волны давления после участка экстремума
объясняется повышением газоприхода, обусловленным горением воспламенившейся к этому
моменту времени части заряда. Отсюда можно предположить, что в области прилегающей к
зажжению воспламенителя (по нашим опытам до 160 мм), определяющим в процессе заряда
является кондуктивная (контактная) теплопередача осаждающимися твердыми частицами
продуктов горения воспламенителя. При дальнейшем увеличении длины заряда приоритет в
теплопередаче переходит к конвективной составляющей, и горение заряда происходит в
конвсктивном режиме, подобном режиму горения пористых конденсированных систем.
Опыты с нитроглицериновыми пластинчатыми порохами проводились в бомбе с диаметром
каморы 20 мм. Результаты экспериментов приведены в табл. 4.34.

Таблица 4.34
Результаты исследования характера горения зарядов из нитроглицериновых
пластинчатых порохов в бомбе с вышибной мембраной
Размеры
бомбы
НБПл 20-10,
мембрана -- 1 слой
писчей бумаги
НБПл 40-20,
мембрана --2 слоя
писчей бумаги
НБПл 90-50,
мембрана --жесть
толщиной 0,7 имм
длина,
м
объем,
10-6м3
ωз,
г
ωв,
г Р0в,
МПа Р0м,
МПа
ωз,
г
ωв,
г Р0в,
МПа Р0м,
МПа
ωз,
г
ωв,
г Р0в,
МПа Р0м,
МПа
0,16
0,10
0,14
9
33
44
17
27
--
0,8
1,3
--
21,58
177,66
--
19,72
784,8
--
16
29
40
0,8
1,4
2,0
31,20
71,71
215,62
26,98
70,93
784,8
14
26
34
0,7
1,3
1,7
25,70
45,03
76,71
24,13
40,22
784,8
Анализ таблицы показывает, что, как и в опытах с ПП, давление на концах заряда в
момент срыва мембраны с увеличением длины заряда растет. При этом, по мере увеличения

длины заряда, отчетливо проявляется тенденция к превышению давления у мембраны, а на
предельной исследованной длине заряда уровень давления у мембраны в несколько раз
превышает величину давления в зоне воспламенителя. Такое изменение соотношения
обусловлено увеличением скорости нарастания давления у мембраны и, возможно, вызвано
изменением характера передачи в энергии в невоспламененном слое, в частности, переходом
конвективного горения в режим низкоскоростной детонации, возбуждаемой и поддерживае-
мой слабыми волнами сжатия. Обращает на себя внимание также тот факт, что столь
высокие уровни давления (784,80 МПа) получены при использовании мембран, состоящих из
1---2 слоев писчей бумаги толщиной 0,12 0,14 мм. Отсюда можно сделать вывод, что при
высоких скоростях роста давления (в этих опытах скорости роста давления достигали
0,38...0,9 106 МПа/с) прочность мембраны или ведущего пояска на снаряде на развитие
давления в каморе уже существенного влияния не оказывает.
О формировании значительного перепада давления по длине насыпного заряда в
процессе реального выстрела в орудии свидетельствуют также экспериментальные данные,
полученные нами в модельной стендовой установке 30 мм авиационной пушки в ходе
выяснения причин аномального горения зарядов при низких температурах. Схема устройства
установки приведена на рис 4.14. Значения перепада давления на концах заряда в различные
моменты времени выстрела при различных температурах с различными средствами иниции-
рования представлены на рис. 4.15.
Из графиков видно, что величина перепада давления в значительной степени зависит
от начальной температуры заряда и величины начального воспламенительного импульса Для
исследования процессов, протекающих в перфорированных трубках стабилизаторов мин при
горении основного заряда, нами была сконструирована стендовая установка, имитирующая
условия работы МОЗ в процессе выстрела и позволяющая в широких пределах изменить
конструктивные параметры рабочей камеры трубки, длину, диаметр камеры, диаметр и
количество газорасходных отверстий. Схема устройства и снаряжения установки приведены
на рис 4.16. В ходе экспериментов регистрировалось изменение давления одновременно в
трех сечениях заряда (на концах и середине) с помощью индуктивных датчиков давления
типа ДДИ-20 в комплекте с высокочастотной электронной аппаратурой, включающим
индуктивный индикатор ИД-2И и электроннолучевой осциллограф Н023 с согласующим
устройством ф-012. Максимальная погрешность измерения давления не превышала 4 %.

Погрешность в определении временных параметров не
превышала 0,1 %.
В ходе исследований в первую очередь были
проведены сравнительные испытания МОЗ донного
воспламенения: из ПП 4/1 и НБл 90-50 и заряд из
ленточного пороха НБЛ-90. Масса воспламенителя из
ДРП-2 во всех опытах оставалась равной 2г. Общая
длина заряда 180 мм, толщина гильзы 1,6 мм. Диаметр
канала камеры 26,5 мм Характерные осциллограммы
приведены на рис. 4.17, результаты обработки ос-
циллограмм сведены в табл. 4.35.
Анализ осциллограмм и приведенных в
таблице данных свидетельствуют о существенном
отличии в развитии процессов в насыпном и
ленточном зарядах. Следует иметь в виду, что
значения характеристик газообразования порохов
близки (ГТср4/1= 3,4 МПа с-1, ГТсрНБП.τ-90-50 = 2,9 МПа с-1,
ГТсрНБП.τ-90 = 2,8 МПа с-1). В ленточном заряде скорость
роста давления по всей длине заряда остается
практически постоянной. В насыпном заряде из
пороха НБПл скорость роста давления на первой половине длины заряда превышается в 1,3
раза, во второй --- в 4,5 раза. В заряде из пороха 4/1 степень увеличения скорости роста
давления не выше (в 2,4 и 20 раз), что объясняется несколько большим значением его
характеристик газообразования по сравнению с порохом НБПл 90-50. Таким образом,
полученные экспериментальные данные подтверждают развитие процессов в насыпных
зарядах в самоускоряющемся режиме и в условиях перфорированной камеры со
вскрывающимися отверстиями.
Кроме результатов аналитического обзора и проведенных нами экспериментов при
создании физической модели использовался многолетний опыт конструирования МЗ, в том
числе --- факт отсутствия аномального горения МЗ из трубчатых ПП длиной 0,8 м, несмотря
на примерно одинаковую пористость (плотность укладки) с МЗ из зерненых порохов.
Наличие сквозных каналов в трубчатых зарядах позволяет обеспечить минимальный
градиент давления МЗ по всей его длине. В МЗ из зерненых порохов при малой длине или
малой пористости раздельно---картузного заряжания к гаубицам (малая длина МЗ),
благодаря расположению пучков сквозными каналами по длине, также удается избегать ано-
мального горения.
В стрелковых системах калибра 5,45-, 7,62- и 12,7 мм и авиационных патронах
калибра 23 мм, несмотря на использование в них порохов с большой оголенностью,
благодаря малой относительной длине заряда (табл. 4.36), имеют место удовлетворительные
баллистические характеристики.

Таблица 4.35
Результаты испытаний минометных основных зарядов из порохов различной
формы и природы в стендовых условиях
Параметры
Обо-
зна-
чение
Ленточ-
ный
МОЗ
НБЛ-90
Насып-
ной
МОЗ
НБПл
90-50
Насып-
ной
МОЗ
4/1 ва
1. У воспламенителя (L1=14 мм)
1.1 Максимальное давление, МПа
1
т
Р
29,72
42,97
56,90
1.2 Время достижения Pm1, м/с
1
m
t
0,80
1,05
0,93
1.3. Скорость роста давления, МПа с-1
1
1
m
m
t
P
0,37·105 0,41·105 0,61·105
2. На середине заряда (L2=81 мм)
2.1 Максимальное давление, МПа
2
т
Р
24,53
42,87
60,82
2.2 Время достижения Рm2, м/с
2
m
t
0,86
0,83
0,42
2.3 Скорость роста давления, МПа с-1
2
2
m
m
t
P
0,28·105 0,52·105 1,44·105
3. На конце заряда (L3=149 мм)
3.1. Максимальное давление, МПа
3
т
Р
27,66
73,48
142,25
3.2. Время достижения Рm3, м/с
3
m
t
0,71
0,40
0,12
3.3. Скорость роста давления, МПа с-1
3
3
m
m
t
P
0,39·105 1,84·105 11,85·105
4. Задержка времени начала подъема у
воспламенителя и у пыжа, мс
∆t1÷3
0,12
0,51
0,76
5. Средняя скорость распространения
волны давления, м/с
Vср
1250
279
171
На основании всего вышеизложенного, физическую модель аномального горения МЗ
из зерненых (насыпных) порохов при донном воспламенении можно представить
следующим образом: от лучевого импульса капсюльной втулки зажигается воспламенитель,
горение которого зажигает близлежащие слои пороха на глубину проникания твердых
частиц воспламенителя. (Глубокое проникание продуктов горения воспламенителя
невозможно из-за хаотичного, беспорядочного расположения пор во всем объеме заряда).
Образовавшиеся в районе воспламенителя газы создают градиент давления по Длине заряда,
который формирует волну, движущуюся в сторону снаряда. Одновременно в горение
вовлекается все большее количество зерен пороха, создавая более высокий уровень
давления. По мере нарастания давления увеличивается скорость горения (следовательно, и
скорость газообразования), что в свою очередь приводит к еще большему росту давления,
тем самым создается еще больший градиент давления.
Градиент давления по заряду определяется с одной стороны газоприходом, а с другой
--- газоотводом продуктов сгорания через свободное проходное сечение заряда ко дну снаря-
да
Если при этом насыпной заряд обеспечивает достаточно свободный доступ (проход)
газов ко дну снаряда (имеет малую длину или малую плотность заряжания), то это приводит
к плавному воздействию газов и началу движения снаряда и, соответственно, последующее

горение МЗ происходит нормально в условиях увеличивающегося заснарядного объема и
давления.
Картина горения МЗ резко изменяется, если при соответствующем сочетании
интенсивности газообразования (оголенности и скорости горения пороха) и газоотвода
(газопроницаемости, пористости) длина заряда превышает некоторую критическую
величину. При этом развивается критический градиент давления, обуславливающий
ускоренное горение МЗ и, соответственно, приводит к возникновению давления, пре-
вышающего расчетное значение, определяемое по зависимостям внутренней баллистики, т.е.
скорость роста давления опережает соответствующее изменение заснарядного объема
(пространства).
Если порох обладает малой ударной прочностью и под воздействием газов
воспламенителя и градиента давления может разрушаться (следовательно, усиливается его
оголенность), то это также приводит к уменьшению критической длины МЗ.
Более частые проявления случаев аномального горения МЗ при пониженных
температурах в случаях зерненых ПП можно объяснить ухудшением условий воспламенения
более отдаленной от воспламенителя части заряда, воспламеняемой конвективным способом,
из-за падения температуры доставляемых пороховых газов при прохождении извилин заряда
и увеличением времени задержки воспламенения пороха. При этом градиент давления по
заряду, определяемый величиной давления у воспламенителя и отдаленной части,
увеличивается, т к. воспламенение воспламенителя и близлежащих слоев пороха происходит
контактным (малозависящим от температуры поверхности) способом при сильном тепловом
потоке.

Таблица 4.36
Некоторые характеристики зарядов стрелковых систем
Наимено-
вание
изделий
W0,
10-6 м3
Dr,
мм
Lз,
мм
ωз,
г
Марка
продукта
2е1, мм
γ,
кг/м3
LЗар
dЗвнут
Доп.
уровень
±∆Р, %
5,45 мм
1,56
7,8
32
1,4
ВУ-545фл
0,29
920
4,1
11
7,62 мм
обр.1943г. 1,86
9,0
29
1,6
ВУфл
0,23
850
3,2
14
7,62 мм
(винтов.) 3,52
10,2
43
3,15
ВТ
0,35
900
4,2
13
12,7 мм
20,4
18,2
73
17,0
4/7Цгр
0,45
920
4,0
17
14,5 мм
37,6
23,3
81
31
5/7 н/а
0,47
900
3,5
15
В процессе воспламенения и горения МЗ, как уже было отмечено, практически
одновременно протекают следующие процессы:
•воспламенение воспламенителя и близлежащих слоев пороха основного заряда;
•проникновение продуктов сгорания воспламенителя в слой зерненого пороха;
•поджатие пороховых зерен,
•нагрев удаленных от воспламенителя пороховых зерен заряда;
•быстрое нарастание давления у дна каморы;
•распространение пикового давления по длине каморы,
•распространение фронта пламени в слое насыпного заряда.
Перечисленные явления, происходящие при выстреле, являются настолько
взаимосвязанными, что практически разделить их невозможно.
4.5. Математическая связь между характеристиками пороха и
параметрами заряда
Согласно физической модели, основным определяющим фактором в аномальном
горении МЗ является градиент давления по длине заряда, возникающий в результате
неодновременного воспламенения его и интенсифицируемый разрушением пороха
(например, в случае НБПл 20-10, увеличения пористости пороха), образованием «пробки» (за
счет «бутылоч-ности» каморы), а также факторами, ухудшающими воспламеняемость
(падение температуры, увеличение времени задержки воспламенения за счет введения
флегматизатора в состав пороха).
Некоторый градиент давления имеет место и в МЗ из трубчатого пороха, несмотря на
наличие условий одновременного воспламенения. Однако этот градиент не приводит к
нарушению законов развития давления в заснарядном пространстве (объеме).
Большие градиенты, приводящие к самоускоряющемуся горению, способны, при
большой длине МЗ, изменить и вид передачи энергии.
Градиент давления является результатом превышения газоприхода над газорасходом.
Массу газов, генерируемых при воспламенении МЗ в заснарядном объеме за единицу
времени, можно определить формулой:
δ
=SU
m1
(4.5.1)
где
S --- поверхность воспламенившейся части заряда;
U --- скорость горения пороха,
δ --- плотность пороха.
Массу газов, отходящих от района воспламенения МЗ в район дна снаряда за единицу
времени, можно определить формулой:

ρ
=
r
свU
S
m2
(4.5.2)
где
Sсв --- свободная площадь сечения заряда, определяемая плотностью заряжания или
гравиметрической плотностью и формой пороховых элементов;
Ur --- скорость отходящих газов,
ρ --- плотность отходящих газов.
Чем больше интенсивность газообразования, определяемая S1 и U1, тем больше
должен быть отток газов, определяемый Scв и Ur, и при малой площади проходного сечения
заряда (Scв) должна быть большая скорость истечения (Ur) в пределе определяемая
критической скоростью истечения:
.
RT
K
K
a
Uk
r
1
2+
⋅
=
=
ПримемUr=akсучетомU=U1P:
f
РТ
Р=
=
ρ
C
M
U
10
110
7−
⋅
=
Па-1
3
3
10
6
1
м
кг
,
n
⋅
=
δ
кг
дж
f 981000
=
К =1,23;
можно записать.
A
f
U
a
S
S
n
k
св
=
=
δ
=
928
1
.
(4.5.3)
Вместе с тем известно, что
1
1e
W
Sb
=ξ,
где
Wп --- объем пороха,
e1 --- толщина горящего свода,
ξ --- коэффициент, зависящий от формы пороховых элементов.
Площадь проходного сечения заряда можно рассматривать как поперечную площадь
свободного объема:
n
r
З
св
W
W
W
L
S
−
=
∆
=
,
где
Wr--- объем, занимаемый зарядом с гравиметрической плотностью γ,
Wn -- объем, занимаемый зарядом плотностью «монокристаллов» δ.
C учетом
γ
ω
=З
r
W
и
δ
ω
=З
n
W
,
после подстановки значений S1 и Sсв получим:
LЗ=ξА

 −
γ
δ1
1
е
.
(4.5.4)
Полученная формула находится в качественном согласии с физической моделью,

изложенной в разделе 4.4.
Следует ввести коэффициент х, учитывающий отсутствие «сквозного» канала в заряде
из зерненого пороха.
По экспериментальным результатам глубина проникания конденсированных частиц в
случае МЗ из зерненых порохов на порядок меньше, чем в случае МЗ из трубчатых порохов.
Этот факт позволяет оценить значение коэффициента х равным ~ 0,1.
LЗ=ξА

 −
γδ1
1
хе
.
(4.5.5)
С учетом того, что для пороха одной и той же природы и формы значения входящих в
формулу (4.5.6) коэффициентов постоянны, можно утверждать, что критическая длина
заряда в основном зависит от толщины горящего свода, т.е. интенсивности газообразования.
Аналогичную зависимость можно получить используя теорию зажжения Я.Б.
Зельдовича.
В зарядах из зерненых порохов с донным воспламенителем при неодновременном
воспламенении возникает условие зажигания с режимом слабого нагрева, когда толщина
прогретого слоя значительно больше, чем при оптимальном режиме.
Продукты горения воспламенителя при движении между пороховыми элементами
зерненого заряда остывают (а конденсированная часть оседает в верхних слоях) и не в
состоянии воспламенить пороховые зерна «отдаленной» части, однако температура их
достаточна для прогрева зерен до высокой температуры (до температуры воспламенения
пороха -200 °С). В дальнейшем воспламенение и горение «
отдаленной» части будет
происходить ускоренно, что может привести к аномальному развитию давления в
заснарядном пространстве (известно, что заряд с начальной температурой 50 °С имеет в
среднем величину давления на 25% выше, чем при 15 °С, при прочих равных условиях).
ЕслипридлинезарядаL=Lкр,q=qкр,топри
L>Lкр,q<qкр.
Оценим длину Lкр при превышении которой возможно аномальное горение заряда.
Рассмотрим фронт распространения продуктов сгорания воспламенительного состава
по заряду, выделив в нем элемент газа единичной массы.
Тепловой поток от элемента газа к поверхности пороха равен:
q = а(Т- Т0).
По мере движения температура газа падает:
Т= Т*-∆Т.
С учетом
r
CQ
Т=
∆
∫τ
=
0 qdt
S
Q()0
T
T
a
q
*
*
−
=
,
где
Т* --- максимальная температура газа,
С --- теплоемкость газа;
а --- коэффициент теплопередачи;
S --- поверхность, через которую передается тепло.
Имеем ∫τ
τ
−
=
0qd
C
aS
q
q*
Заменив

U
dL
d=
τ
,
где
L -- длина заряда;
U --- скорость газа;
после соответствующих преобразований имеем:
kp
*
kp
q
q
ln
aS
UC
L=
.
С учетом
;
v
;
L
S
;
F
dэ
ρ
=
π
=
π
=
1
4
где
dэ --- эквивалентный диаметр проходного канала;
F --- площадь проходного канала;
π --- периметр поперечного сечения;
ρ ---плотность газа;
имеем:
kp
*
э
kp
*
э
kp
q
q
ln
а
С
d
U
q
q
ln
aLF
UCd
L
ρ
⋅
=
⋅
=
4
1
4
1
.
(4.5.5а)
Полученная формула находится в качественном согласии с физической моделью и
опытными данными, приведенными в настоящей главе --- понижение начальной
температуры заряда, использование тонкосводных порохов (зерен малых диаметров,
следовательно, уменьшение dэ и U) уменьшают величину Lкр, и тем самым повышается
вероятность аномального горения заряда.
Для зарядов из пороха одной природы все величины, кроме dэ, можно принять
постоянными и обозначить коэффициентом M1.
Тогда
э
kpd
M
L1
=
.
При размерах значительно меньших диаметра заряда эквивалентный диаметр канала
dэ пропорционален наружному диаметру зерна, который является производным от толщины
горящего свода.
Теперь обратимся к экспериментальным данным, полученным в бомбе с вышибной
мембраной. Анализ графиков, приведенных на рис. 4.9 и 4.10 показывает, что в результате
превалирования скорости газоприхода в зоне горения в реальном заряде насыпной
конструкции формируется значительный градиент давления по длине, возрастающий по мере
увеличения длины заряда и характеристики газообразования пороха.
На графиках P(L) и AP(L) выделяются характерные участки начала резкого
прогрессивного роста величины давления в зоне воспламенения и перепада давления по
длине заряда в момент срыва вышибной мембраны. Длину заряда, соответствующую этим
участкам, можно принять в качестве предельной длины насыпного заряда донного
воспламенения, гарантирующей нормальную его работу, исключающую аномальное горение
его в процессе выстрела.
В табл. 4.37 сведены результаты обработки экспериментальных зависимостей Р0в(Lз)
и ∆P(Lз), полученных по опытам с различными порохами в бомбах различного диаметра.

Таблица 4.37
Экспериментальные данные по сжиганию насыпных зарядов в бомбах
с вышибными мембранами
Марка пороха Гτcp,
10-5Па-1с-1 S0,
10-4 м2
S'св,
10-4 м2 Lпр,
10-2 м
ГТср
S'св,
10-3Па-1с-1м2
4/1 ва
0,35
7,06
4\,2
17
8,4
4/1 ва
0,35
12,56
7,6
19
4,7
4/7 ва
0,31
7,06
3,4
15
9,5
4/7 ва
0,31
12,56
6,0
10
5,2
6/7 са
0,19
7,06
3,4
19
5,6
9/7 са
0,15
7,06
3,6
25
3,7
ВУ-фл
0,6
3,14
1,4
9
47,8
НБПЛ 22-20
1,16
3,14
1,4
8
82,3
НБПЛ 40-20
0,63
3,14
1,6
45,4
НБПЛ 90-50
0,28
3,14
1,6
15
18,9
В таблице обозначено:
1
1
e
U
Гср=
τ ξ (1+λ) --- характеристика интенсивности газообразования;
S=

 δ
γ
−1
01
S
--- площадь свободного проходного сечения в реальном заряде после
утряски;
Lnp --- предельная длина устойчивого горения насыпного заряда.
График зависимости предельной длины насыпного заряда от величины отношения
св
ср
S
Г
′
τ , построенный по приведенным в табл. 4.37 данным, представлен на рис. 4.18.
Полученная зависимость аппроксимируется уравнением вида:
ср
св
к
пр
Г
/
S
С
L
τ
=
со значением опытных параметров С = 410 и к =3. Отсюда условие устойчивого
горения насыпного заряда донного воспламенения запишется как
3 410
ср
св
np
Г
S
L
τ
⋅
≤
(4.5.6)
или --- в развернутом виде:

() 
 δγ
−
λ
+
ξ1
1
42
7
≤
1
0
1
U
S
e
,
Lnp
.
(4.5.7)
Формула (4.5.7) находится в качественном согласии с формулами (4.5.5) и (4.5.5а).
С использованием полученной эмпирической зависимости (4.5.7) нами проведен
анализ известных штатных метательных зарядов насыпной конструкции донного
воспламенения, в том числе был проведен анализ случаев аномального горения ар-
тиллерийских метательных зарядов насыпной конструкции донного воспламенения,
описанных в работе А.С. Рябова.
Использованные при анализе характеристики зарядов и результаты анализа сведены в
табл. 4.38 и 4.39.
В сущности, анализ нормального горения насыпных заря-лов, приведенных в табл.
4.38, сводился к сравнению расчетной длины с практической длиной (высотой) заряда, без
учета увеличения поверхности горения, за счет возможного «дробления» (или пористости
пороха) и бутылочности каморы, т.е. факторов, которые уменьшают допустимую длину
заряда.
Величина отношения i = Lnp/Lз служила мерой устойчивости заряда насыпной
конструкции к переходу в аномальный режим.
Можно принять, что при i >1 горение насыпного заряда устойчивое, а при i <1
горение насыпного заряда может быть неустойчивым.
Анализ табл. 4.38 показывает, что в штатных метательных зарядах коэффициент
устойчивости значительно больше единицы (i =1,0...1,97), что обеспечивает нормальное
горение в процессе выстрела. С увеличением калибра систем просматривается тенденция к
повышению запаса устойчивости. В случае i≤1 донное воспламенение насыпного заряда
может привести к аномальному горению заряда, что и подтверждается экспериментальными
данными табл. 4.3 9 в опытах А.С. Рябова.
В табл. 4.40 приведены результаты расчетов на устойчивость горения МЗ для
современных напряженных систем.
Анализ значений устойчивого горения МЗ, приведенных в табл. 4.40, показывает, что
использование в них насыпных порохов с донным воспламенением может привести к ано-
мальному горению. Подтверждением этому является то, что для штатных (из указанных)
систем заряды представляют собой конструкцию из трубчатых или комбинированных поро-
хов. Следовательно, при модернизации или создании новых выстрелов к указанным в
табл. 4.40 системам использование донного воспламенения недопустимо, особенно, если
учесть большой калибр, напряженность системы, малую величину. Допустимых отклонений
баллистических характеристик и критериев нормального горения в целом. Поэтому
нормальное горение этих метательных зарядов будет обеспечиваться использованием осевых
воспламенительных устройств, конструктивное оформление которых должно выполняться в
зависимости от назначения и вида выстрела и системы в целом.

Таблица 4.38
Характеристики штатных метательных зарядов насыпной
конструкции донного воспламенения
Система
№ чертежа
заряда
Марка
пороха
ГТср,
10-5Па-1с-1 S'cв,
10-4м2 LЗ,
10-2м LЗ/dЗ Lпр ,
10-2м Lnp
LЗ ∆,
кг/м3
5,45 мм
ВУ-545
0,52 0,22 3
4,1 5,6 1,86 920
7,62 мм
ВУфл
0,65 0,28 3,0 3,2 5,6 1,86 850
7,62 мм
ВТ
0,46 0,40 3,6 4,2 7,1 1,87 900
12,7мм
4/7Цгр
0,31 1,09 7,2 4,0 11.3 1,57 920
14,5 мм
5/7 н/а
0,22 1,70 7,7 3,5 14,6 1,91 900
30 мм АЛ АО-18
9-04598
6/7 фл
0,19 4,68 12,5 3,3 21.6 1,72 940
30 мм АЛ HP-30
9-0968
6/7 фл БП 0,19 4,68 11,5 3,0 21,6 1,88 920
37ммЗП
3-016223
7/14
0,20 5,21 20,0 5,0 22,0 1,10 780
57 мм C-60
3-021811
9/7Ц 0,15 23,54 25,0 3,0 40,0 1,60 810
57 мм C-60
3-026174
11/7
0,14 24,02 24,5 2,9 41,2 1,68 790
57 мм ПТП
3-026174
14/7
0,12 24,65 37,5 4,4 43,8 1,17 740
76ммПП
3-08875
9/7
0,15 20,85 34,0 4,2 38.4 1,13 760
85ммЗП
3-010700
9/7
0,15 29,31 42,0 4,4 43,0 1,02 440
203 мм Б-4М
3-06885
17/7
0,08 138,81 60,0 3,0 89,2 1,48 540
203 мм Б-4М
3-06886
5/1
0,26 123,16 54,5 3,1 57,8 1,06 190
Таблица 4.39
Характеристики метательных зарядов насыпной конструкции
донного воспламенения в опытах А.С. Рябова
Система
Марка
пороха
ГТср,
10-5Па-1с-1 S'cв,
10-4м2 LЗ,
10-2м LЗ/dЗ Lпр ,
10-2м Lnp
LЗ
∆,
кг/м3
45 мм ПТП обр.32г. 7/1 фл
0,20 10,00 30,5
6,1
27,3 0,89 640
76мм ТПобр.02/30г. 13/1 НГВ
0,18 22,60 36,8
4,6
37,1 1.01
680
107ммППобр.10/30г. 12/7 ва
0,13 42,74 50,6
4,6
51,1 1,01
680
152мм ПГБ-10
18/7са
0,08 30,03 144,0 4,6
77,2 0,54
580
152ммПГобр.10/30г. 20/1 НГВ
0,12 102,99 73,6
4,6
70,5 0,96
680
Таблица 4.40
Характеристики современныx систем в случае использования в них
насыпных зарядов
Система
№
чертежа
заряда
Марка
пороха ГТср,
10-5Па-1с-1 S'cв,
10-4м2 LЗ,
10-2м LС/dС Lпр ,
10-2м Lnp
LСЗ
∆,
кг/м3
76ммПП
12749 9/7 БП 0,15 30,01 40,0 4,2 43,4 1,08 770
85ммПП
6281 12/7 ва 0,15 35,10 70,0 7,0 47,9 0,68 750
100ммТП
6433 12/7 ва 0,13 54,93 62,0 4.9 55,6 0,89 750
115ммТП
4-026440 12/7 ва 0,13 68,95 67,0 4,8 60,6 0,89 800
130ммКП
5228 15/7БП 0,10 83,97 63,0 4,2 70,0 1,11 800
152ммСП2С5 4-026699 10/7
0,14 152,35 73,0 4,3 76,26 1,01 410
152ммППБК
5699 12/7 ва 0,3 104,35 75,0 4,3 52,2 0,69 390
203 мм 2С7 4-026363 15/7
0,10 174,77 93,0 4,2 89,38 0,96 400

4.6. Решение проблемы аномального горения метательных зарядов
с использованием осевого воспламенительного устройства
Согласно предложенной физической модели, аномальное горение является
следствием градиента давления. оптимальное значение которого можно обеспечить
созданием канала для отвода продуктов горения воспламенителя и близлежащих слоев
заряда, путем использования трубчатого (
ленточного) пороха или конструкцией
воспламенителя в случае зарядов насыпной конструкции.
Продукты горения воспламенителя должны достичь наиболее отдаленной части
заряда кратчайшим путем и с минимальным перепадом параметров. При всех прочих равных
условиях (эффективности продуктов горения, плотности упаковки пороховых элементов,
скорости распространения продуктов горения) воспламенитель сам должен располагаться
ближе к отдаленной части заряда. Становится очевидной (эффективность) целесообразность
использования осевого воспламенительного устройства (ОВУ), которое значительно
уменьшает расстояние от воспламенителя до наиболее отдаленной части метательного
заряда (по сравнению с донным воспламенителем), которое равно половине диаметра
каморы (кроме случаев утопания снаряда в заряде).
В соответствии с основным назначением, метательный заряд с использованием ОВУ
должен обеспечивать оптимальную баллистику V0 и Рт и разброс баллистических
характеристик rV и rP в интервале температур эксплуатации ±50ºС. при этом величины rV и
rP должны быть меньше или на уровне этих значений, получаемых при стрельбе с зарядами
из трубчатых порохов или комбинированными зарядами с донными воспламенителями.
Поэтому основным требованием, которому должны удовлетворять ОВУ является
доставка оптимального теплового потока q = 2,1·104 ÷6,3 ·104 кДж/м2 за время меньшее, чем
время предварительного периода и чем меньше время выстрела, тем должно быть меньше
время работы ОВУ. Например, с ОФС время работы ОВУ может быть больше, чем время
работы ОВУ без БПС. Воспламенительный состав в ОВУ должен сгореть за время выстрела.
С ложность заключается в том, что для достижения малого времени воспламенения, ОВУ
должно иметь воспламенитель с широким каналом или хотя бы хорошую
газопроницаемость. Крупнозерненый порох (
например, КЗДП), имея хорошую
газопроницаемость, имеет большее время горения и за время выстрела не сгорает, что
вызывает дополнительные затруднения в части явлений, сопровождающих выстрел ---
обратное пламя, загрязняемость, загазованность и т.д.
Мелкозерненый порох (ДРП-3), имея малое время сгорания, обладает малой
газопроницаемостью, вследствие чего от импульса KB будет подпрессовываться с
последующим самоускоряющимся горением, приводящим к разрушению флейты.
При использовании ДРП-1 скорость распространения газов Up=50 м/с, при КЗДП-2 Up
приблизительно 100 м/с. Некоторые авторы дают соответственно Up приблизительно 8 м/с и
Up 18м/с.
Для обеспечения доставки теплового потока за короткое время необходимо находить
определенное сочетание между величиной начального импульса KB, дисперсностью, геомет-
рией и формой воспламенительного состава, газопроницаемостью, прочностью трубки и т.д.
Стремление максимального удовлетворения этим противоречивым требованиям
привело к созданию большого разнообразия ОВУ. Однако из всех известных можно
выделить несколько основных конструкций. На рис.4.19а представлена типичная
конструкция ОВУ, широко применяемая в армии США для выстрелов раздельно-гильзового
и унитарного заряжаний, отличающиеся друг от друга по размерам, массам
воспламенительного состава, средствам воспламенения и т.д. Подобных конструкций
насчитывается свыше сорока. Следует отметить, что большинство этих ОВУ выполнено как
единое целое с капсюльной втулкой ударного или ударно--- электрического исполнения, что
создает дополнительные трудности процесса сборки метательных зарядов на потоке с точки
зрения безопасности процесса.

На рис. 4.19б представлена ОВМТ, перфорированная трубка которой снаряжена
бенитовым нитевидным порохом. Применение этого пороха объясняется желанием
улучшить условия собственного воспламенения ОВУ и необходимостью воспламенения
метательного заряда из многоосновных трудновоспламеняемых порохов типа М26, МЗО.
Для ОВУ, представленного на рис. 4.19в, характерно наличие сквозного канала,
образованного из прессованных ДРП канальных цилиндриков. Мощность капсюльной
втулки усиливается промежуточным зарядом. Представленный на рис. 4.20а ОВУ имеет
камору высокого давления, где происходит сгорание воспламенительного состава. В каморе
развивается давление до 9000 МПа, причем по природе порох такой же, что и в метательном
заряде. На наш взгляд, для обеспечения надежности работ каморы высокого давления
требуется значительной массы втулка с учетом размещения потребного количества
воспламенителя.
Известно ОВУ, называемое авторами поверхностным воспламенителем,
представленное на рис. 4.20 б. Трубки выполнены из быстроразрушающегося материала
(бумага и пластмасса), между стенками находится быстровоспламеняющийся
пиротехнический состав. Однако следует отметить, какой бы не был воспламенительный
состав и материал трубки, имеет место время задержки воспламенения материала трубки, ко-
торое больше, чем для ДРП.
На рис. 4.20в представлено ОВУ со специальным воспламенительным шнуром. Шнур
заполнен смесью октогена, центрита, силиката кальция и металлического порошка алюминия
и магния. Шнур срабатывает от средства воспламенения удовлетворительно до минус 30 °С.
По информационным данным шнур имеет время срабатывания от 0,003 до 0,005 с и имеет
хорошую воспламеняющую способность воспламенительного состава.
В переменном заряде (рис. 4.21) к израильской 155 мм гаубице картузного заряжания
центральная сгорающая трубка выполнена из двухосновного пороха и служит только для пе-
редачи форса огня от нижнего воспламенителя из дымного пороха к верхним
дополнительным пучкам заряда. Следует отметить, что трубка создает и прочностную
основу заряда. Целостность ее в условиях эксплуатации вызывает сомнение.
Для американских метательных зарядов картузного заряжания (
рис.4.22)
используются составные перфорированные сгорающие трубки, которые стыкуются между
собой при помощи раструбов, имеющихся на одном из концов трубки. Трубки

изготавливаются из полиуретана. Часть воспламенительного состава из зерненого пороха
размещается в самих трубках, большая часть --- у нижнего дна основного пакета.
Воспламенение заряда Ml19 из пороха Мб к американским 203 мм орудиям (рис. 3.5 )
осуществляется ОВУ из цельной перфорированной нитроцеллюлозной трубки, внутри
которой размещен бенитовый порох, и донного воспламенителя из бездымного пороха. В

модернизированном заряде XM123EI из пороха M30AI применяется также
нитроцеллюлозная трубка. Однако здесь использован зерненый дымный порох, часть
которого расположена на дне заряда. По нашему мнению, донное расположение большей
части воспламенителя при нарушении целостности центральной трубки (о чем известно из
материалов доклада специальной конференции) всегда приведет к выскокам давления.
Разработка ОВУ для отечественных метательных зарядов выполнялась на основе
вышеприведенного аналитического обзора и с учетом следующих требований:
• должен использоваться задел материальной части, в частности, пушки и
стреляющий механизм их, гильзы и капсюльные втулки, находящиеся на вооружении
Советской Армии;
• должна обеспечиваться технологичность сборки ОВУ и метательных зарядов с
ними. Разумеется, создать стандартное ОВУ для всей гаммы (серии) артиллерийских
выстрелов не удастся. ОВУ будут отличаться в зависимости от калибра системы, способа
заряжания выстрела, вида снаряда и т.д.
Для выстрелов унитарного и раздельно-гильзового заряжания целесообразно иметь
осевой воспламенитель в металлической трубке (ОВМТ), для выстрелов раздельно-
картузного заряжания --- осевой воспламенитель в сгорающей трубке (ОВСТ), в выстрелах в
частично сгорающей гильзе --- осевой воспламенитель в разрушающейся трубке (ОВРТ).
Для минометных основных зарядов возможно использование принципа
самоускоряющегося горения насыпных зарядов с использованием порохов различной
оголенности, физико-механики и природы.
Главное, метательные заряды с использованием соответствующих ОВУ должны
удовлетворять значениям критериев, приведенных в главе 3. Этим вопросам посвящены
следующие главы работы.

ГЛАВА 5
РАЗРАБОТКА МЕТАТЕЛЬНЫХ ЗАРЯДОВ К ВЫСТРЕЛАМ УНИТАРНОГО И
РАЗДЕЛЬНО-ГИЛЬЗОВОГО ЗАРЯЖАНИЯ
При конструировании метательных зарядов решаются следующие вопросы:
1. Выбор и обоснование расположения пороховых элементов в заряде.
2. Выбор и обоснование природы, веса и расположения дополнительного
воспламенителя.
3. Выбор и обоснование применения тех или иных дополнительных элементов
(флегматизатора, размеднителя, пламегасителей и расположение узла герметизации и
обтюрации).
Рациональное решение вышеуказанных вопросов, в совокупности с оптимальным
баллистическим решением, должно обеспечить:
• получение требуемой начальной скорости снаряда при допустимом давлении
пороховых газов на возможно меньшем весе МЗ;
•получение наименьшей величины рассеивания начальных скоростей снарядов;
•получение минимального температурного градиента давления;
•отсутствие аномальных давлений при высоких и низких температурах МЗ;
•отсутствие дыма, обратного и дульного пламени при выстреле;
•получение требуемой живучести ствола;
•удобство сборки заряда и простота обращения при боевом использовании.
Метательный заряд или выстрел должны позволять производить сборку на поточно-
механизированной линии на заводах или на сборочных базах.
Метательные заряды должны допускать транспортировку всеми видами транспорта
без нарушения целостности конструкции, что устанавливается проверкой на СИТе.
В уменьшенно-переменном заряде минимальный заряд должен располагаться на 2/3
зарядной каморы для исключения образования Вьелевских волн и должен обеспечить взве-
дение взрывателя образованием давления 500 кг<с/см2.
Априори можно сказать, что использование (
применение) осевого
воспламенительного устройства (OI3MT, ОВСТ, ОВРТ) решит не только проблему
баллистической эффективности выстрела, но и вопросы эксплуатационной надежности,
указанные выше.
5.1. Особенности конструкции метательных зарядов, выстрелов унитарного и
раздельно-гильзового заряжаний
Из имеющихся на вооружении боеприпасов артиллерии основная доля приходится на
выстрелы унитарного и раздельно-гильзового заряжания, поскольку потребность в них в
современном бою, особенно унитарных, которые используются в автоматических пушках,
огромная. Поэтому вопросы технологичности и себестоимости этих видов боеприпасов ар-
тиллерии в настоящее время приобретают решающее значение.
Как было показано выше, принятые на вооружение МЗ к выстрелам унитарного и
раздельно-гильзового заряжания, в основном, состоят из трубчатых или из трубчатых и
зерненых в комбинации порохов. Это было обусловлено отсутствием надежной схемы
воспламенения МЗ из зерненых порохов.
Отличительной особенностью МЗ к вышеуказанным выстрелам является то, что они
размещаются в металлической гильзе --- несущем элементе выстрела. Именно наличие ме-
таллической гильзы позволяет обеспечить нужное крепление осевого воспламенителя в
металлической трубке (ОВМТ) и использовать его для воспламенения зарядов из зерненых
порохов.

Преимущества использования ОВМТ можно проследить на примере унитарных
выстрелов, к которым в настоящее время предъявляются все более высокие баллистические
и эксплуатационные требования.
Использование ОВМТ в некоторых случаях является одним из путей обеспечения
большей начальной скорости снаряда за счет увеличения плотности заряжания, что
практически осуществляется только при использовании черненых порохов, к тому же, если
хвостовую часть снаряда необходимо погружать в пороховую массу.
Только использованием ОВМТ можно обеспечить эксплуатационные требования к
унитарным патронам автоматических пушек ВМС среднего и крупного калибра.
В выстрелах раздельно-гильзового заряжания, в отличие от унитарных МЗ, гильза и
снаряд раздельны. Это позволяет при необходимости изменить массу МЗ при стрельбе, так
как переменные заряды позволяют наиболее эффективно поражать укрытые цели,
обеспечивая наибольшие углы падения снаряда на всех дальностях стрельбы для данного
орудия и перекрытия дальности, что достигается посредством выбора соответствующих
номеров заряда. Вместе с тем это накладывает жесткие требования к узлу герметизации.
Гильзы к выстрелам раздельно-гильзового заряжания практически не имеют
«бутылочности», что предельно упрощает сборку метательных зарядов в них.
5.2. Разработка осевого воспламенителя в металлической трубке
Выше отмечалось, что одним из путей обеспечения технологичности является
разработка МЗ из зерненых порохов с применением ОВМТ. Работы над осевым
воспламенителем, применительно к МЗ вышеуказанных выстрелов (калибра более 57 мм), в
нашей стране велись с начала 30---х годов, однако не носили систематического характера.
Работу в этой области вели Слухоцкий В.Е., Смирнов Н.В., Першанин А.С., Работин В.Д.,
Рябов А.С. и ряд других исследователей. При этом исследователи размещали
воспламенитель в картузе по оси заряда в картонные, латунные, жестяные или стальные
трубки. Длина трубки, число отверстий, диаметр и расположение их были разнообразными.
Из отмеченных выше трубок испытание выдержали лишь стальные. Остальные виды трубок
при эксплуатационных испытаниях разрушались, приводя к ухудшению баллистических
характеристик МЗ.
После Великой Отечественной войны работы над осевыми воспламенителями были
продолжены и наиболее близко к решению этой задачи подошли Работин В.Д. и Георгиев-
ский B.C.
В результате проведенных работ авторы пришли к выводу, что для обеспечения
нормального горения МЗ из зерненых порохов с ОВМТ необходимо использовать
воспламенитель с большим временем горения. Увеличение времени горения воспламенителя
ими было реализовано полной перфорацией металлической трубки, применением КЗДП
вместо ДРП и заменой капсюльной втулки КВ-4 менее мощной КВ-2. Совокупность
отмеченных изменений привела к положительным результатам при стрельбе зарядами под
ОФС к 85-122 мм пушкам. Было найдено техническое решение по способу воспламенения
МЗ из зерненых порохов, которое позволило бы осуществить широкое внедрение их на
вооружение. Однако исследователями не были решены вопросы обеспечения нормального
горения при температуре минус 40 °С и надежного соединения ОВМТ с гильзой,
технологичности и безопасности сборки МЗ. Кроме того, вызывает сомнение возможность
использования КЗДП-1 и КВ-2 с учетом явлений, сопровождающих выстрел.
В связи с актуальностью вопросов снижения трудоемкости, механизации и
автоматизации сборки МЗ и обеспечения однообразия баллистических характеристик при
эксплуатации (попадание зерен в очко под капсюльную втулку и в связи с этим ухудшение
rV) в последние годы вновь вернулись к проблеме создания МЗ из зерненых порохов.
При этом предстояло решить ряд довольно сложных вопросов, связанных с
установлением конструктивных параметров перфорированной трубки, выбором

воспламенительного состава и плотности заряжания трубки, выбором капсюльной втулки,
креплением ОВМТ к гильзе.
Зарубежные конструкции ОВМТ (в частности ОВМТ, применяемые в боеприпасах
США) не могли быть использованы в наших разработках, поскольку они являются
небезопасными в зарядном производстве и эксплуатации ввиду того, что капсюльная втулка
в них непосредственно соединена с перфорированной трубкой. К тому же, из литературных
источников известны случаи аномального функционирования МЗ США в ряде систем.
Известно, что в боеприпасах США применяются различные по конструкции ОВМТ, которые
отличаются диаметром и длиной трубки, длиной перфораций трубок, количеством,
диаметром и шагом отверстий, массой и природой воспламенительного состава, первичными
средствами инициирования (в общей сложности 40 разновидностей).
Вышеуказанные различия свидетельствуют об отсутствии единого метода выбора
конструкции ОВМТ для МЗ.
В результате большого количества лабораторных, стендовых и стрельбовых
испытаний и исследований, проведенных на предприятии п/я В-2281 с 1969 года, нами были
найдены технические решения по конструкции ОВМТ, обеспечившие применение их в МЗ к
выстрелам унитарного и раздельно-гильзового заряжания для систем калибров 76-152 мм.
Схематически конструкция ОВМТ представлена на рис. 5.1.
Осевое воспламенительное устройство состоит из металлической перфорированной
трубки 1 внутренним диаметром 16 мм, обтюрирующего медного кольца 2, переходной
втулки 3, картонного пыжа 4, бумажной прокладки 5, воспламенительного состава 6 из
КЗДП-2. В нижней части трубки имеется резьба Ml 8х1 для соединения с переходной
втулкой. В верхней части предусмотрена проточка для закрепления картонных пыжей.
Внутрь трубки вставляется в один слой обкладка из патронной бумаги во избежание
высыпания воспламенительного состава и создания давления форсирования.

Воспламенительный состав внутри трубки размещается россыпью и закрепляется в ней
картонными пыжами на эпоксидном клее.
В качестве первичного средства инициирования в ОВМТ используется капсюльная
втулка ВК-3-1. Выбор капсюльной втулки ВК-3-1 обусловлен оптимальностью
воспламенительного импульса для надежного воспламенения КЗДП-2 в температурном
интервале ±50 °С и малыми габаритами, обеспечивающими ее применение совместно с
переходной втулкой инд. 4А34 без доработки очка гильз к системам калибра 85-152 мм.
Осевое воспламенительное устройство в гильзе крепится с помощью переходной
втулки инд. 4А34, имеющей обратный конус.
Данная конструкция осевого воспламенительного устройства отработана
многочисленными экспериментами и используется в настоящее время в штатных зарядах,
которые обеспечивают при выстреле максимальное давление пороховых газов до 500 МПа.
Представленная конструкция осевого воспламенительного устройства обеспечивает:
•применение штатных гильз с минимальными доработками очка гильзы;
•унификацию воспламенителя для выстрелов калибра 85-152 мм;
•надежность стопорения резьбовых соединений при применении клея, состоящего из
компаунда К-201, полиэтиленполиамина и талька.
5.3. Разработка метательных зарядов к системам калибров 100,115,152 мм
5.3.1. Разработка метательного заряда для выстрела с бронебойно-оперенным
подкалиберным снарядом (БОПС) повышенной бронепробиваемости к 100 мм
танковой пушке Д-10Т
Метательный заряд под БОПС к танковой пушке Д-10Т был одним из первых зарядов,
отрабатываемых полностью из зсрненых порохов с ОВМТ и, соответственно, при его
разработке необходимо было практически доказать состоятельность взглядов по
исключению аномального горения МЗ с использованием ОВУ, изложенных в главе 4, для
баллистически напряженного выстрела с обеспечением основных баллистических
характеристик и их разбросов на уровне лучших МЗ из трубчатых порохов. Кроме того,
требовалось решить ряд вопросов, связанных с явлениями, сопровождающими выстрел, в
свою очередь обусловленными параметрами ОВМТ и временем работы последнего, которые
не могли быть проверены в стендовых условиях отработки ОВМТ.
Из приведенных расчетных значений критической длины заряда при использовании
соответствующего баллистическим характеристикам выстрела пороха марки 12/7 (табл. 4. 40
главы 4) следует, что нормальное горение заряда обеспечивается только при использовании
ОВУ. Осевое воспламенительное устройство с металлической трубкой, изложенное в настоя-
щей главе, отрабатывалось в стендовых условиях, следовательно, необходимо было добиться
согласованной работы его с МЗ, с учетом всех дополнительных требований ТТЗ на выстрел.
Решение проблемы устранения явлений, сопровождающих выстрел, сводилось,
прежде всего, к исключению обратного пламени, искрения, повышенной загазованности.
Существенным фактором, влияющим на перечисленные явления, оказалось время
собственного горения воспламенительного состава, расположение перфорированных
отверстий, общая длина трубки и длина перфорированной части. Влияние отмеченных
параметров ОВУ на функционирование МЗ изложено ниже.
Отработка МЗ для БОПС массой 5,02 кг проводилась под следующие баллистические
характеристики: V0 = 1435 м/с, rV ≤ 5 м/с,
o
48
тср
Р ≤ 344,33 МПа.
Все остальные параметры системы не изменялись (см. рис. 5.2).
На этапе технического проектирования работа проводилась на двух вариантах
конструкции МЗ:
•на комбинированном варианте МЗ;

• на МЗ, состоящем из зерненого пороха марки 12/7 с ОВМТ, снаряженной 70 г
воспламенителя из КЗДП-1.
Сравнительные испытания показали, что на зерненом заряде с ОВМТ заданная ТТЗ,
начальная скорость обеспечивается при давлении на 4,90 МПа меньшем, чем на
комбинированном заряде.
На основании вышеизложенного и учитывая лучшую технологичность, для проверки
баллистической стабильности был выбран заряд из зерненого пороха.
Испытания показали, что заряд баллистически стабилен в интервале температур ±40
°С. Однако заряд оказался на пределе по вместимости, поэтому для дальнейшей отработки
использовался высокоазотный порох 12/7 ва.
На заводском этапе при подборе массы заряда из пороха марки 12/7 ва была получена
повышенная загрязняемость гильз. При этом наблюдались остатки флегматизатора, мате-
риала картуза (ткани), пламегасителя, повышенная загрязняемость гильзы и обратное пламя.
С целью исключения отмеченных явлений, навеска КЗДП-1 была уменьшена до 50 г и
бязь картуза пламегасителя заменена на миткаль. Тем не менее, искрение, обратное пламя и
загрязняемость не были исключены. Искрение было недопустимо, так как при попадании
искр на замасленные тряпки, х/б концы и др., находящиеся в обитаемом отсеке танка (на
«юбке»), они загорались. В дальнейшем, только заменой КЗДП-1 на КЗДП-2, а также
расположением пламегасителя с навеской ДРП в 4---х секционном картузе вокруг
перфорированной трубки (в нижней части) удалось исключить искрение и несколько
уменьшить загрязняемость гильз и каморы орудия.
Требования ТТЗ по обратному пламени, загрязняемости и загазованности
окончательно удалось обеспечить только после введения двух дополнительных отверстий на
нижней части перфорированной трубки в области расположения пламегасителя и,
следовательно, более ранним включением в процесс горения пламегасителя и
интенсификацией его горения.
В результате был отработан заряд, удовлетворяющий всем требованиям ТТЗ. На
полигонный этап был рекомендован заряд из пороха 12/7 ва с 2е1 = 1,25÷1,35 мм с
пламегасителем из смеси порохов 5/1 Х-20 и ДРП в 4---х секционном картузе, размещенном
вокруг ОВМТ с гасителем дульного пламени из K2S04 с воспламенительным составом в
ОВМТ из КЗДП-2; флегматизатором ФЛ-106, с баллистическими характеристиками V0 =
1430 м/с, rV = 5 м/с,
o
15
тср
Р =300,19 МПа,
o
40
тср
Р 344,33 МПа снаряда массой 5,02 кг.
Полигонные испытания подтвердили соответствие заряда всем требованиям ТТЗ.
На основании положительных результатов испытаний на этапах технической,
заводской и полигонной отработки по баллистическим характеристикам, в том числе по
плавной, без пиков кривой давления P=P(t) на дно каморы, явлениям, сопровождающим
выстрел (живучесть ствола, загазованность, загрязняемость, обратное и дульное пламя) и
эксплуатационным качествам, в том числе и по гарантийным срокам хранения,
разработанные изделия были приняты на вооружение.
На рис. 5. 2 представлен разработанный метательный заряд и соответствующие ему
значения критериев нормального горения.
Числовые значения критериев и опыт серийного производства подтверждают
правильность и эффективность научно-технических решений, реализованных нами в
конструкции МЗ.
5.3.2. Отработка метательного заряда к выстрелу с осколочно-фугасным
снарядом для 152 мм СП 2С5
В последние годы большое значение придается разработке мощных буксируемых и
самоходных артиллерийских установок, обеспечивающих увеличение дальности стрельбы и
подвижности по сравнению со штатными системами. К такому типу систем относится СП

2С5 с большим диапазоном стрельбы (от 8 до 28 км при стрельбе с ОФС), который значи-
тельно превышает диапазон дальностей стрельбы из существующих орудий 152 мм калибра.
С целью обеспечения большого диапазона дальности стрельбы предстояла разработка
двух конструкций метательных зарядов (полного и уменьшенного переменного) к выстрелу с
осколочно-фугасным снарядом весом 46 кг, следовательно, необходимо было решить
проблему нормального горения заряда из зерненого пороха при большой плотности за-
ряжания и большой массе (полный) и заряда при малой плотности и при местном
расположении малой массы пороха. Минимальное крешерное давление в канале ствола при
температуре минус 50 °С должно быть не менее 49,05 МПа. Максимально допустимое
отклонение давления пороховых газов для отдельных выстрелов в группе --- не более ±5 %
от среднего давления.
Следует отметить, что к отрабатываемым зарядам были предъявлены высокие
баллистические, эксплуатационные и технико-экономические требования, обеспечение
которых представило значительные трудности. Не останавливаясь подробно на этапах
отработки зарядов, отметим лишь, в чем заключались в основном эти трудности:
1. В отработке нормально работающего заряда из зерненого пороха при большой
массе и плотности заряжания в интервале температур ±50 °С (что, согласно главе 4,
считалось проблемой) с одновременной отработкой технологии производства толстосводных
зерненых порохов. По мнению профессора Серебрякова, для пушек калибра более 100 мм, у
которых коэффициент могущества (
3
2
2gd
qV
СЕ=
тм/дм3) более 600, должны применяться
исключительно пороха трубчатой формы, с целью обеспечения нормальной работы зарядов.
Коэффициент могущества для полного заряда «Гиацинта» составляет 597 тм/м . Как следует
из рис. 5.3 , разбросы в давлении в группе выстрелов при -50 °С составляет 2,7%, абсолютное
значение разброса составляет 67 кг/см2. Эти цифры показывают хорошую работу МЗ.
2. В обеспечении надежной герметичности зарядов в гильзе вообще и герметичности
узла обтюрации в особенности, поскольку существующий способ герметизации штатных за-
рядов в металлической гильзе к выстрелам раздельно-гильзового заряжания с помощью двух
картонных крышек на цапон-лаке и смазке ПП-95/5 не обеспечивает выполнение со-
временных ТТТ по герметичности и усилию извлечения усиленной крышки из гильзы.
Кроме того, важность решения этого вопроса заключается в обеспечении сохранности балли-
стических характеристик, с учетом расширения температурного интервала эксплуатации и
длительного хранения во всех климатических зонах РФ.
3. В обеспечении требований по пламенности, дымности выстрелов и загрязняемости
канала ствола.
4. В отработка флегматизаторов, работающих в интервале температур ±50 °С и
обеспечивающих необходимую живучесть ствола.
На основании проведенных, на этапе технического проектирования и заводском
этапе, баллистических расчетов, стрельбовых и эксплуатационных испытаний, на
полигонные испытания были рекомендованы МЗ:
1. Полный МЗ (рис.5.3), состоящий из:
•пироксилинового среднеазотного зерненого пороха 22/7 с толщиной горящего свода
2e1=2,15÷2,30 мм;
•ОВМТ, снаряженного 100 г КЗДП---2;
•пламегасителя обратного пламени из пламегасящего пороха ВТХ-20 с 80 г ДРП;
•гасителя дульного пламени из 400 г K2SO4 и 30 г ДРП-2;
•листового вкладного флегматизатора ФП-52 массой 520 г;
•размеднителя в виде свинцовой проволоки массой 50 г;

• узла герметизации из крышки-пыжа из бумлитья с резиновой манжетой.
Метательный заряд обеспечивает получение V0 = 945 м/с при
o
15
тср
Р =313,92 МПа,
o
50
тср
Р =392,40 МПа.
2. Уменьшенный переменный заряд (рис. 5.4), состоящий из:
•основного пакета из среднеазотного ПП 9/7 штатного состава в картузе;
• трех дополнительных взаимозаменяемых пучков из среднеазотного ПП 12/7 в
секционных картузах с вложенным листовым флегматизатором инд. 4А4-22 массой 100 г в
каждом картузе;
•ОВМТ, унифицированного с полным зарядом;
•пламегасителя дульного пламени из 200 г сернокислого калия для заряда № 1 (в
зарядах № 2, 3, 4 отсутствует);
•размеднителя из свинцовой проволоки массой 50 г;
•узла герметизации, унифицированного с полным зарядом.
Метательный заряд обеспечивает при температуре 15°С получение шкалы начальных
скоростей:
Номер заряда
Характеристика
№1 №2
№3
№4
Начальная скорость, м/с 775 670
560
435
Основной пакет уменьшенного переменного заряда имеет высоту 260 мм, что
составляет несколько менее 1/3 длины каморы орудия. В то же время из опыта отработки
известно, что во избежание вьелевских волн, длина заряда должна быть не менее 2/3 длины
каморы. Отмеченное явление при стрельбе зарядом № 4 удалось исключить благодаря
наличию зарядом № 4 удалось исключить благодаря наличию ОВМТ, имеющему высоту 606
мм и выступающего над зарядом примерно на 340 мм. В этом проявилось еще одно
преимущество, связанное с применением ОВУ.
На основании проведенной НИР, а также исследовании на этапах технической,
заводской, полигонной отработки и положительных результатов по баллистическим
характеристикам, в том числе по характеру кривых давления P=P(τ) на дно каморы; по
явлениям, сопровождающим выстрел (по живучести ствола, загрязняемости при стрельбе,
отсутствии обратного пламени); по эксплуатационным качествам, в том числе по
сохранности баллистических характеристик после длительного хранения, изделия были
приняты на вооружение.
На рис. 5. 3 и 5.4 представлены разработанные полный и уменьшенный переменный
МЗ и соответствующие значения критериев их нормального горения. Числовые значения
критериев и опыт серийного производства подтверждают правильность и эффективность
научно-технических решений, реализованных нами в конструкциях МЗ.
5.3.3. Разработка метательного заряда для выстрела с бронебойно-подкалиберпым
снарядом повышенной бронепробиваемости к танковой пушке У-5ТС
Модернизация выстрела к танковой пушке У-5ТС предусматривала значительное
повышение эффективности БПС за счет увеличения массы и улучшения конструктивных
параметров снаряда, повышение уровня допустимых давлений на 10% и повышение
эффективности метательного заряда. Основным направлением улучшения работы заряда был
переход на высокоазотный прогрессивно горящий 7---канальный формы порох, при

одновременном повышении плотности заряжания за счет исключения поджимающих и
обтюрирующих картонных прокладок, т.е. переход на МЗ из зерненых порохов.
Одновременно было необходимо обеспечить нормальное воспламенение и горение
удлиненного МЗ из зерненого пороха (согласно главе 4), часть которого располагалась на
хвостовой части снаряда в непосредственном контакте с гильзовым флегматизатором,
приводящим при высоких температурах к флегматизации пороха и ухудшению его
воспламеняемости. Вместе с тем, необходимо было отработать технологию сборки выстрела,
которая предусматривает в качестве одной из обязательных операций погружение
собранного с трассером снаряда в порох.
Согласно техническому заданию предусматривалась разработка порохового заряда,
обеспечивающего БПС массой 6,2 кг получение следующих баллистических характеристик:
V0=1600м/с, rV=5м/c,
o
15
тср
Р =397,30 МПа,
o
50
тср
Р =451,26 МПа, ∆Рт = 5 %, при сохранении
габаритов выстрела и остальных параметров пушки.
В соответствии с требованиями технического задания и на основании баллистических
расчетов и условий обеспечения нормального горения, согласно главе 4, на этапе
технического проектирования была принята конструкция заряда с ОВМТ и высокоазотным
порохом марки 12/7 ва. Осевой воспламенитель в металлической трубке имел длину трубки
385 мм и снаряжался КЗДП-2 массой 58 г.
Стрельбовые испытания подтвердили возможность получения на данной конструкции
заряда требуемых баллистических характеристик.
Анализ результатов также показал, что, с целью снижения давления пороховых газов
и уменьшения rV, необходимо скорректировать 2е1 и сократить длину перфорированной час-
ти трубки ОВМТ за счет исключения перфорации в нижней части трубки на длине 70 мм.
Кроме того, во избежание появления обратного пламени (обратное пламя зависит от многих
факторов, носит вероятностный характер, в настоящее время не прогнозируется посредством
каких-либо расчетных формул) в заряд был введен пламегасящий порох марки 5/1 Х-20.
Первоначально, в целях обеспечения технологичности сборки патронов с БПС,
предусматривалось размещение части пороха 12/7 ва в картузе на запоясковой части снаряда
аналогично штатному заряду комбинированного варианта. Однако такое изменение
приводило к отрыву дульца гильзы по закаточным канавкам или между ними. Такое
разделение заряда приводит к значительному неодновременному воспламенению и горению
зерненого пороха, что было подтверждено записью кривых Р=Р(τ) при выстреле. Следует
заметить, что «погружение» снаряда в заряд лишает возможности использования ОВУ
оптимальной длины и обеспечения одновременности воспламенения МЗ в целом.
Изъятие картуза и исключение тем самым разделения заряда, улучшение условий
воспламенения заряда обеспечило плавное изменение давления пороховых газов,
действующих на снаряд, при нормально работающем флегматизаторе при температурах
±40 °С.Так как использование зерненых порохов повышает геометрическую
прогрессивность, был проведен сравнительный анализ баллистических характеристик МЗ
зерненой с ОВУ и комбинированной (штатной) конструкций. Согласование расчетных
характеристик с опытными проводилось по величине Jk пороховых газов, зависящей от
конструкции заряда и способа его воспламенения и коэффициента фиктивности массы
снаряда.
Результаты расчетов представлены в табл.5.5а.

Таблица 5.5а
Сравнительные расчетные баллистические характеристики
комбинированного и с ОВУ метательных зарядов
q=5,34 кг
q =6,2 кг
Заряды
№№
пп
Наименование
характеристик
комбинир.
с ОВУ
комбинир.
с ОВУ
1 ∆·10-3, кг/м3
0,82
0,82
0,80
0,80
2 Ртср, МПа
358,06
358,06
392,40
392,40
3 ω/q
1,50
1,50
1,30
1,30
4 Jk·10-3,Н·с/м2
1177,20
1041,81
1165,43
1061,44
5 lk,м
3,304
2,199
2,220
1,723
6 ∆lk,%
-
33,3
-
22,7
7 V0, М/С
1627
1684
1594
1607
8 ∆V0,%
-
3,50
-
0,80
9η
0,6162
0,6401
0,5953
0,6051
10 ∆η,%
-
3.8
-
1,60
11 ∆rд, %
-
5,7
-
0.20
При наивыгоднейшей плотности заряжания
12 ∆т·10-3,кг/м3
0,82
0,90
0,85
0,92
13 ω/q
1,50
1,64
1,40
1,48
14 V0, м/с
1627
1703
1612
1647
15 ∆V0, %
-
4,6
-
2,2
Как видно из таблицы, имеется прирост скорости БПС с зарядом из зерненого пороха
с ОВМТ, причем величина прироста при различных условиях заряжания различна, что сви-
детельствует о сложной зависимости баллистических характеристик от совокупности
одновременно действующих факторов. В конкретном случае прирост VQ БПС q =5,34 кг с
зарядом из зерненого пороха с ОВУ достигал 3,5 %, а при наивыгоднейшей плотности 4,6 %.
Заметные различия наблюдаются и в величинах энергетических показателей.
С целью подтверждения расчетных характеристик нами были проведены
баллистические стрельбовые испытания.
Результаты испытаний представлены в табл. 5.56.

Таблица 5.56
Результаты сравнительных баллистических испытаний из пушки У-5ТС
заряда с ОВУ и комбинированного варианта
№№
пп
Заряд
ω/q
Т,°С V0,м/с rV ,м/с
Pmcp,
МПа
∆Pm ,
,МПа
комбинированный
q=5,34кг
1
23
4
5
12/7ва+18/1тр
12/7ва +18/l тp ва
12/7+18/1тр
12/7ва +18/l тp ва
тоже
1,47
1.47
1,51
1.51
1,51
15
15
15
15
40
1604
1638
1603
1680
1697
2,50
1,90
1,48
2,95
4,13
351,79
368,56
346,78
402,31
435,96
6,57
9,02
3,63
13,73
2,94
с ОВМТ
q=5,34 кг
6
12/7
1,58
15
1694
2,36 379,06 2,94
7
12/7ва
1,58
15
1765
2,14 429,09 7,95
8
то же
1,51
15
1721
2,71 405,45 11,57
9
то же
1,51
15
1709
1,26 398,68 5,69
10
то же
1
,51
40
1741
0,95 448,61
1,67
комбинированный
q=6,2кг
1
12/7ва+15/1тр ва
1,20
15
1576,4 5,24 401,52
2,15
2
то же
1,20
15
1595,1 1,78 412,22
2,03
3
то же
1
,20
15
1587,72
,29 400,25
с ОВМТ
q=6,2кг
4
12/7ва
1,24
15
1600,0 2,45 400,15
1,33
5
то же
1,24
15
1587,0 1,89 398,68 0,58
6
то же
1,24
15
1594,5 3,04 400,25
2,19
7
то же
1.24
40
1612,3 1,08 443,41
1,79
8
то же
1,24
40
1618,9 0,67 444 ,59 0,79
9
то же
1,30
15
1611,4 1,12 403,97
1,76
10
то же
1,30
15
1600,0 1,19 393,38 0,88
11
то же
1.30
15
1604,7 0,92 399,07 0,78
12
то же
1,30
15
1600,0 0,99 395,93 1,19
Из экспериментальных результатов, приведенных в табл. 5.56 следует, что заряд из
зерненого пороха с ОВМТ при массе снаряда 5,34 кг позволяет получить начальную
скорость при прочих равных условиях на 1,5÷2,0 % больше, чем на комбинированном
заряде. Это объясняется геометрической прогрессивностью зерненного заряда и
возможностью получения большой плотности заряжания при использовании данной
конструкции. При массе снаряда 6,2 кг, благодаря этим же преимуществам заряда, удалось
сохранить высокую начальную скорость.
На рис. 5.5 представлен разработанный нами МЗ и соответствующие ему значения
критериев нормального горения.
Числовые значения критериев и опыт серийного производства подтверждают
правильность и эффективность научно-технических решений, реализованных нами в
конструкции МЗ.

5.3.4. Разработка метательного заряда к унитарному выстрелу
для 130 мм автоматической артустановки А-217
Наличие в артустановках автоматических систем с большими скоростями подачи и
досыла в камору орудия выдвигает ряд новых требований по жесткости, прочности
конструкции и надежности действия, предъявляемых к выстрелам при эксплуатации на
кораблях. Кроме того, по условиям эксплуатации на кораблях выстрел должен обладать
минимальным демаскирующим эффектом от дульного пламени, эффективное снижение
которого достигается введением пламегасителя не только в состав заряда, но и основного
пороха, например, канифоли. Введение пламегасящих добавок, как правило, увеличивает
время задержки воспламенения. следовательно, в этом случае требовалось обеспечить
нормальное горение МЗ из зерненных порохов, имеющих худшую воспламеняемость.
В целом, разработанный МЗ показал удовлетворительные результаты на этапе
полигонных испытаний, имеет удовлетворительные критерии нормального горения,
представленные на рис. 5.5а.

5.4. Проектирование осевых воспламенителей в металлической трубке
5.4.1. Физическая модель действия осевого воспламенителя
в металлической трубке
На основании литературного обзора, стендовых и стрельбовых испытаний,
проведенных нами, внутрикамерные процессы, происходящие в перфорированной трубке, по
своему физическому содержанию могут быть описаны следующим образом.
От импульса капсюльной втулки зажигается воспламенительный состав, в результате
чего происходит его горение и распространение продуктов горения KB и воспламенительно-
го состава в свободном объеме. При этом тепловая энергия, передаваемая к незажженному
еще воспламенителю посредством контактной, а также конвективной теплопередачи,
обеспечивает постепенный прогрев поверхностных слоев до их загорания. Время от начала
взаимодействия продуктов сгорания с поверхностью пороха до его воспламенения со-
ставляет время задержки. По мере продвижения продуктов горения по длине
перфорированной трубки постепенно воспламеняется вся поверхность воспламенительного
состава. Эксперименты показывают, что время включения всего воспламенительного состава
в процесс составляет существенную долю от общего времени работы ОВУ и может
превышать время горения отдельных гранул воспламенительного состава. В зависимости от
скорости газообразования происходит нарастание давления в трубке, и при достижении
давления «форсирования» происходит прорыв обкладки, прикрывающей перфорированные
отверстия, и начинается истечение продуктов горения воспламенительного состава в
свободный объем зарядной каморы. При этом давление в трубке будет определяться как
газоприходом, так и расходом продуктов сгорания через перфорационные отверстия и,
соответственно, устанавливается режим работы ОВУ, аналогичный стационарному режиму
работы камеры сгорания РДТТ. Стационарный режим работы характеризуется условием
dP/dτ=0 и соответствует максимуму давления в сечении трубки. Запись процесса работы
ОВУ в атмосферных условиях показывает, что стационарный режим, ввиду большого
проходного сечения перфорационных отверстий и малой начальной толщины горящего
свода гранул воспламенителя, устанавливается лишь на небольшом участке, и последний
перемещается по длине трубки вслед за распространением фронта пламени. Продукты
сгорания воспламенителя, проникшие в зарядную камору, вступают во взаимодействие с
поверхностью пороховых элементов, и по истечении времени задержки происходит
воспламенение заряда в месте расположения первых перфорационных отверстий.
Разумеется, вся поверхность МЗ в горение включается постепенно, при этом последующие
части заряда воспламеняются как от продуктов горения воспламенителя, так и от продуктов
горения основного пороха. Развитие процесса горения по поверхности заряда идет ускоренно
ввиду роста давления в каморе, в то время, как скорость распространения фронта вскрытии
перфорационных отверстий замедляется из-за выравнивания давлений внутри перфораци-
онной трубки. Расстояние, на котором происходит совмещение фронтов пламени в заряде и
вскрытия отверстий, определит целесообразную длину перфорационной части трубки.
Как уже было показано в главе 4, необходимым условием нормального
функционирования заряда является его достаточно одновременное воспламенение, которое в
свою очередь зависит от времени собственного воспламенения и скорости вскрытия
перфорационных отверстий ОВМТ. Скорость вскрытия самих отверстий определяется
скоростью нарастания давления по длине перфорационной трубки.
Одним из основных факторов, влияющих на скорость нарастания давления по длине
трубки, является дисперсность воспламенительного состава. Оказалось, что чем меньше дис-
персность, тем более одновременно воспламеняется воспламенительный состав по длине
трубки. Например, сравнительные испытания ОВМТ, снаряженных ДРП-2 и КЗДП-2, при
прочих равных условиях показали, что с повышением дисперсности воспламенительного
состава увеличивается неодновременность нарастания давления (вскрытия отверстий) в

крайних сечениях трубки. Отмеченная характеристика для перфорированной трубки,
снаряженной ДРП-2 и, соответственно, имеющей меньшее проходное сечение для газов при-
мерно на 21 %, оказалась выше, чем для трубки с КЗДП-2. Попытка уменьшить время
собственной работы ОВМТ с ДРП-2 за счет мощного импульса привела к разрушению пер-
форированной трубки.
Важным является также место расположения отверстии. Представим физическую
картину действия ОВУ с полной перфорацией трубки в составе заряда. От импульса
капсюльной втулки зажигается воспламенитель нижней части трубки, где, соответственно,
происходит нарастание давления при одновременном распространении газов по
воспламенительному составу, а при достижении давления «форсирования» бумажная
обкладка внутри трубки прорывается и начинается течение продуктов сгорания
воспламенителя в свободный объем заряда, под действием которых нижняя часть заряда
воспламеняется. Следовательно, истечение продуктов сгорания через последующие
отверстия трубки будет происходить в условиях противодавления, возникающего внутри
гильзы, и, соответственно, процессы горения заряда и воспламенителя будут протекать
одновременно. Если к моменту достижения в каморе орудия давления порядка 98,1 МПа
воспламенительный состав в трубке не сгорит полностью, то продукты его сгорания будут
накапливаться внутри трубки, поскольку примерно на этом уровне давления ПП «догоняет»
по скорости горения дымный порох и начинает его опережать. Поэтому газоприход в каморе
будет расти быстрее, чем трубки, и это обстоятельство приводит к накоплению продуктов
сгорания воспламенителя в трубке, которые в камору орудия истекают при спаде давления
по вылете снаряда из канала ствола. Об этом свидетельствуют следы истечения на
поверхности перфорированной трубки в верхней ее части.
Истечение из трубки раскаленных частиц при спаде давления (в конце выстрела)
может явиться причиной искрения или появления обратного пламени при выстреле.
Элементарный расчет времени сгорания воспламенителя, например КЗДП-1, с
использованием закономерностей, приведенных в работах, показывает, что время сгорания
крупных гранул значительно превосходит время выстрела.
Этим обстоятельством объясняется имевшее место искрение и обратное пламя при
стрельбе зарядами с ОВУ, снаряженными КЗДП-1, т.к. замена его на КЗДП-2 или ДРП-2 пол-
ностью исключает эти явления.
Выше отмечалось, что после воспламенения пороховых зерен в нижней части заряда
процессы горения в трубке и заряде протекают одновременно, т.е. фронт пламени движется
по заряду и воспламенительному составу. Из литературных источников и
экспериментальных данных известно, что фронт пламени по заряду движется быстрее, чем
по воспламенительному составу. Поэтому фронт пламени, движущийся по заряду на
некотором расстоянии, совместится с фронтом пламени в трубке, что и определит
целесообразную (оптимальную) длину перфорированной трубки. Следовательно, даль-
нейшее увеличение длины трубки нежелательно во всех отношениях из-за появления
обратного пламени, загрязняемости каморы, технологичности сборки ОВУ, заряда и т.п.
Из вышесказанного следует, что для зарядов с ОВМТ большое значение имеет
сокращение как собственного, так и совместного горения воспламенителя с пороховым
зарядом. Одним из путей сокращения времени совместного горения воспламенительного
состава с пороховым зарядом является применение трубок с частичной перфорацией. При
этом процесс горения воспламенительного состава идет в замкнутом объеме в
неперфорированной части без участия заряда в этом процессе. Развивающееся высокое
давление способствует быстрому воспламенению остальной части воспламенительного
состава (так как развитие давления идет за счет собственного горения, градиент давления не
вызывает значительной «подпрессовки» воспламенительного состава), вскрытию отверстий
и соответствующему интенсивному истечению продуктов сгорания воспламенителя в объем
заряда. Образовавшийся при этом фронт пламени в заряде движется во взаимопро-
тивоположных направлениях в отличие от заряда, имеющего полностью перфорированную

трубку, способствуя тем самым более одновременному воспламенению и улучшению харак-
теристик заряда. Например, при отработке заряда с ОВУ, имеющим полностью
перфорированную трубку для БПС к 115 мм танковой пушке У-5ТС, наблюдался
повышенный разброс начальных скоростей. Исключением перфорации в нижней части
трубки на длине 70 мм повышенный разброс был устранен.
Эксперименты показывают, что сократить время работы ОВМТ можно и за счет
снижения плотности его заряжания. Замечено, что ОВУ оказывает влияние и на
функционирование снаряда. Например, в процессе отработки МЗ для БПС к танковой пушке
Д-10Т с ОВУ, имеющим полностью перфорированную трубку, имело место нарушение
функционирования снаряда. Нарушение функционирования снаряда наблюдалось и при
попытках применения в указанном заряде перфорированной трубки длиной 365 мм вместо
425 мм. Этот факт следует объяснить тем, что при применении полностью перфорированной
трубки появляется эффект, возникающий при донном воспламенении, т.е. продукты
сгорания воспламенителя и газы, образовавшиеся от воспламенения пороховых зерен,
поджимают заряд к дну снаряда вследствие более высокой скорости распространения волн
сжатия по невоспламеняющемуся пороху. Следовательно, распатронирование снаряда (или
начало движения снаряда) может произойти под действием усилий, передаваемых
последнему через пороховые элементы, а не под воздействием равномерного давления
пороховых газов. В этом случае может нарушиться функционирование снаряда при
выстреле. В отмеченных выше случаях нормальное функционирование снаряда было
обеспечено использованием в МЗ частично перфорированных трубок, при применении
которых сокращается путь пороховых газов к дну снаряда и, соответственно, продвижение
снаряда происходит под преимущественным воздействием газов. Следует отметить, что
степень перфорации трубки имеет существенное значение для выстрелов с БПС, имеющим
короткое время выстрела. Анализ отработки зарядов с ОВМТ показывает, что их
проектирование в конструктивном отношении, в отличие от штатных систем, например, по
размещению пламегасителей, имеет свои особенности.
По классической схеме гаситель обратного пламени совместно с воспламенителем
располагается в донной части заряда и поскольку процесс горения заряда начинается именно
здесь, гаситель успевает сгорать и выполнить свою функцию. В случае МЗ с ОВМТ,
имеющим частичную перфорацию, донное расположение пламегасителя неприемлемо, ввиду
более позднего включения донной части заряда в процесс горения, вследствие чего
пламегаситель не успевает сгорать и несгоревшие остатки могут быть причиной искрения
или загрязнения каморы орудия. Задача гашения обратного пламени в зарядах с ОВМТ
решается размещением гасителя в кольцеобразном картузе вдоль перфорированной части
трубки (рис. 5.2), имеющей два отверстия с целью ускорения начала горения пламегасителя.
Как показывает опыт отработки зарядов к системам Д-10Т, У-5ТС с различными снарядами,
при таком размещении гаситель своевременно вступает в процесс горения и обеспечивает
гашение обратного пламени при выстреле.
Из вышеизложенного следует, что внутрикамерные процессы ОВУ определяются
закономерностями горения воспламенительного состава и заряда, параметрами и условиями
заряжания перфорированной трубки, и весьма сложны по своей физико-химической и
газодинамической природе.
5.4.2. Одномерная теория осевого воспламенителя в металлической трубке
Математическое описание внутрикамерных процессов ОВУ согласно принятой
физической модели составим при следующих допущениях:
1. Воспламенительный состав равномерно распределен в объеме трубки и сохраняет
свое положение при горении.
2. Известны законы горения и газообразования.

3. Площадь перфорационных отверстий равномерно распределена по длине трубки
(например, в виде щели).
4. Справедливы законы равновесного истечения и состояния газов.
5. Основной МЗ не участвует в процессе. Для сферической формы гранул
воспламенительного состава имеем:



 −
−
=
Ψ
3
1
1
3
Z
Z
Z
,
(5.1)
1
1
1e
P
U
e
U
ddZ
r
=
=
τ
,
(5.2)
где
τr = τ -- ∆τ --- время горения в расчетном сечении,
P
Ul
2
=
τ
∆
--- время задержки воспламенения,
U2P --- скорость распространения фронта воспламенения по длине трубки.
При равномерном истечении расход газа в направлениях
I =1,2 и 3 (см. рис. 5.6) равен
()
λ
=
τ
ω
=
Pq
AS
d
d
G
i
i
,
(5.3)
где
f
K
K
A
K
K1
1
21
1
−
+

 +
=
,
q(λ) -- газодинамическая функция расхода,
Si -- площадь сечения.
Уравнения материального баланса:
()
τ
+
−
Ψ
ω
=
ω∫d
G
G2
1
0
,
(5.4)
3
2ω
−
ω
=
ω′
,
(5.5)
где
ω′ -- масса газа в расчетном сечении каморы.
Уравнение состояния:
f
PWω
=
,
(5.6)
f
W
Pkω′
=
′
,
(5.7)
где
WK -- свободный объем каморы в расчетном сечении,
Р' -- давление в каморе в расчетном сечении.
Введем безразмерные переменные:
,
,
Ll
l
,
S
S
S
,
G
G
G
,
Р
Р
Р
min
р
mP
m
т
τ
τ
=
τ
=
=
=
=
τ
где
max
min
m
p
max
m
G
,
P
AS
G
,
f
P
0
ω
=
τ
=
∆
=
τ
.
Уравнения 5.2÷5.7 в безразмерной форме приводится к виду (черточки для упрощения
пропущены):

()
[]
()
()
() 




λ
′
=
τ
ω
λ
=
τ
ω
λ
Ψ
−
−
=
τ
ω
3
5
3
2
4
2
3
1
1
1
q
P
A
d
d
Pq
A
d
d
Pq
A
d
d
,
(5.9)
()
2
1ω
+
ω
−
Ψ
=
ω
,
(5.10)
3
2ω
−
ω
=
ω′
,
(5.11)
()
Ψ
−
−
ω
=
1
13
А
Р
,
(5.12)
5
А
Рω′
=
′
,
(5.13)
где
,
e
U
L
U
A
,
K
K
e
f
L
U
А
p
K
K
p
1
2
1
2
1
1
1
1
1
1
2
τ
−
+
τ
=

 +
∆
=
2
2
5
2
2
4
3
1
D
D
A
,
H
D
d
L
А
,
А
r
p

 δ
∆
−
=
=
δ∆
=
τ
.
Обозначения d, D, H, Dr показаны на рис. 5.6.
На рис. 5.7, 5.8, 5.9 представлены результаты численного эксперимента с системой
уравнений 5.1, 5.8÷5.13 для трубки, перфорированной по всей длине и имеющей значение
коэффициентов А1 = 0,42; А2 = 0,08; А3 = 0,36; А4 = 6,7; А5 = ∞.
5.4.3. Методика расчета параметров перфорированной трубки
Система уравнений 5.8÷5.13 содержит пять безразмерных комплексов А1÷А5, которые
являются критериями подобия рассматриваемой системы, и газодинамические
характеристики перфорированной трубки являются функциями этих комплексов.
Следовательно, трубки с одинаковыми значениями А1÷А5 будут подобны в
газодинамическом смысле.
Рассмотрим ОВУ с воспламенительным составом одной породы (U1, U2, f, δ, K -
постоянные).
Условия газодинамического подобия запишутся системой уравнений:
1
1П
e
Lp=
τ
2
2
2П
H
D
d
Lp=
τ
(5.14)
3
2
1
П
D
Dr
=

 δ∆
−
.

При этом плотность заряжания воспламенительной трубки ∆ = const.
Влияние критериев подобия П1÷П3 на газодинамические характеристики ОВУ
иллюстрируют опытные зависимости (см. рис. 5.10, 5.11, 5.12), полученные при отработке
экспериментальных данных, приведенных в работе. Выбрав значения П1÷П3з, мы однозначно
определяем относительные конструктивные параметры трубки с заведомо известными
относительными характеристиками процесса развития и истечения продуктов горения
воспламснительного состава.
Длину перфорированной части трубки LП определим из уравнения движения фронта
пламени по заряду и фронта вскрытия перфорационных отверстий трубки. На рис. 5. 13
представлены диаграммы этих движений в предположении постоянства скоростей
распространения фронтов. Имеем
()τ
∆
−
τ
=
τ
=
3
U
U
Lв
П
,
где
Uв--- скорость вскрытия отверстий по длине трубки,
U3 --- скорость распространения фронта пламени по пороховому заряду,
∆τ --- время задержки распространения фронта пламени.
Исключив время τ, получим:
τ
∆
−
=
в
в
П
U
U
U
U
L3
3
.
(5.15)
Определим время задержки ∆τ как время, необходимое для распространения
продуктов горения воспламенительного состава по пороховому заряду до стенки гильзы и
обратно, поскольку объемное выравнивание газодинамических параметров обычно
завершается к моменту прихода отраженной волны давления
r
r
U
D
=
τ
∆
,
где Ur ---скорость распространения пороховых газов по заряду.
Принимая U3 = Ur, получим:
r
в
r
в
П
D
U
U
U
L
−
=
.
(5.16)
Из литературных источников и экспериментальных данных имеем для КЗДП-2
Uв ≅ 200 м/с, Ur ≅ 300 м/с. Тогда из уравнения 5.16 имеем:
r
pD
L2
=
τ
.
(5.17)
Длину трубки определим из условия центрального расположения ее перфорированной
части относительно заряда
2
3П
pl
l
L+
=
τ
,
(5.18)
где l3 ---длина заряда.
Диаметр трубки определяется значениями критерия подобия П3
3
21
П
D
Dr

 δ∆
−
=
.
(5.19)
Суммарная площадь отверстий перфорации определяется значением критерия /72:

2
2
2
2
4
4
4
П
D
H
L
d
n
d
F
p
отв
π
=
π
=
π
=
τ
.
(5.20)
Толщина свода горения воспламенительного состава определяется значением
критерия П1:
1
1П
L
е
p
τ
=
.
(5.21)
В таб. 5. 8 представлены параметры расчетных и штатных ОВУ для одних и тех же
систем, найденных при критериях подобия П2=1 и П3=30, при этом длина перфорированной
части трубки LП принята равной 20.
Необходимо отметить, что рассчитанные ОВУ газодинамически подобны между
собой и по своим параметрам наиболее близки ОВУ для заряда под БПС к системе Д-10Т.
Сравнительные испытания опытных (табл.5.8) и расчетных ОВУ показали, что
расчетные трубки обеспечили получение требуемых баллистических характеристик заряда,
состоящего из многокомпонентного пороха, содержащего инертные добавки (церезин, тальк
и Рв;04), т.е. имевшего худшую воспламеняемость по сравнению со штатным порохом.
Причем масса воспламенителя в расчетном ОВУ составила 66% от массы воспламенителя в
опытном ОВУ.

Выше отмечалось, что время работы ОВУ имеет большое значение для нормального
функционирования заряда и чем оно меньше, тем лучше.
Из графика, представленного на рис.5.11 следует, что чем меньше параметр П2
трубки, тем быстрее «работает» ОВУ, тем меньше собственное время воспламенения и
горения.
С учетом отмеченного был рассчитан ряд опытных трубок с малым временем работы
и проведены сравнительные стендовые испытания их со штатными ОВУ.
Запись процесса в соответствующих сечениях в ОВУ осуществлялась с помощью
комплекса измерительной аппаратуры и датчиков давления ДД-10. Результаты
сравнительных испытаний представлены в табл. 5.9.
Анализ полученных данных показывает, что скорость вскрытия фронта отверстий у
опытных ОВУ примерно в два раза больше, чем у штатных.
Таким образом, выбором критериев /72 и /7з можно в необходимых для конкретного
выстрела пределах варьировать временем работы ОВМТ и соответственно обеспечить нор-
мальное функционирование заряда из зерненого пороха.

Таблица 5.9
Результаты сравнительных испытаний опытных и штатных ОВУ
Виды трубок D,
мм Lτp,
мм
п
ω,
г
Рт,
МПа
τ,
мс ∆τ,
мс Uв,
м/с
16 365 38 60 27,47 3,5 1,50 180
штатные
трубки
16 425 38 70 34,33 3,5 1,50 180
12 420 24 28 35,31 2,0 0,60 320
16
16
20
420
500
500
24
24
24
50
60
94
45,61
45,12
63,76
2,5
2,5
3,0
0,75
0,70
1,00
385
415
380
опытные
трубки
20 580 24 110 53,95 3,0 1,00 380
5.5. Лабораторно-стендовая проверка осевого воспламенителя
в металлической трубке
На основании расчетно-теоретических проработок и разработки технической
документации нами с целью сокращения количества дорогостоящих натурных испытаний и
исключения ненормальностей работы МЗ за счет ОВУ рекомендовано оценивать прочность
конструкции и некоторые параметры ОВМТ в лабораторно-стендовых условиях. При этом
проверяются:
1. Сохранность целостности конструкции ОВМТ после эксплуатационных испытаний в
составе МЗ.
Эксплуатационные испытания, проводимые в соответствии с ТЗ по специально
составленным программам, включают:
•
имитацию транспортировки на станке СИТ в соответствии с нормалью НО 3661-61;

•имитацию воздушной транспортировки на высоте до 12000 м в барокамере;
•проведение вибрационных испытаний на кораблях;
•проверку скоростным досылом в соответствии с ТЗ.
После перечисленных испытаний должна обеспечиваться:
• сохранность конструкции ОВМТ в целом и отсутствие отворачивания трубки от
переходника;
•отсутствие пыли КЗДП-2 в огнепередаточных отверстиях переходной втулки;
• целостность бумажной прокладки. 2. Прочность металлической трубки в процессе
горения воспламенительного состава.
Проверка проводится в стендовых условиях. Методика проведения экспериментов
заключается в следующем. Выбираются трубки с минимальной толщиной стенки (допускаемых
по чертежу) и проводится их сборка в соответствии с чертежом с насыпкой максимальной
навески воспламенителя. Затем в переходник вворачивается охолощенная капсюльная втулка.
Собранная таким образом трубка вворачивается в поддон гильзы (для удобства сборки,
проведения опытов и обеспечения киносъемки корпус гильзы обрезается). Затем на трубку
надевается переходник с датчиками ДД-10 и датчики закрепляются с таким расчетом, чтобы их
газоотводные каналы совпали с соответствующими отверстиями в начале трубки (около KB), в
начале и конце перфорации.
Запись кривых нарастания давления Р=Р(τ) в трех сечениях по высоте трубки ведется с
помощью осциллографа К-105.
Отсутствие разрушения и трещин после 5---кратных испытаний является критерием
пригодности трубки для натурных испытаний в составе выстрела.
3. Время работы ОВМТ
Время работы ОВМТ складывается из времени собственного зажжения воспламенителя
по высоте трубки и времени сгорания наиболее удаленной (и наибольшей толщины) гранулы
воспламенителя.
Условие, которому должно удовлетворять ОВУ по времени сгорания, запишется:
выстрела
r
в
τ
<
τ
+
τ
,
τв --- время воспламенения.
τr --- время горения.
Время зажжения воспламенителя по высоте трубки фиксируется на осциллограмме
одновременно с записью кривых P=P(τ) при проведении работ по п. 2.
Время воспламенения определяется с помощью фотодиодов, закрепленных на
переходниках для датчиков давлений. Фотодиоды вворачиваются на противоположных от
датчиков давлений сторонах переходников. Сигналы от фотодиодов фиксируются на тех же
осциллограммах, что и кривые P=P(t).
Далее расчетным путем определяется время сгорания воспламенительного состава в
трубке.Расчет ведется по следующей схеме.
Скорость горения гранулы воспламенителя равна
τ
= dde
U.
Разделив переменные и проинтегрировав в пределах от 0 до е1 и от τв до τr , получим:
∫τ
τ
=
r
вUdt
e
.
(5.22)
Имея закон скорости горения воспламенителя и зависимость изменения давления по

времени в каморе орудия (по среднебаллистической кривой) и подставив их в уравнение (5.22),
можно определить время сгорания воспламенителя.
После соответствующих преобразований уравнение (5.22) принимает вид
()cp
n
i
v
i
P
B
e∑=
=
τ
∆1
1
,
(5.23)
где
В и v --- соответствующие коэффициент и показатель степени в законе скорости горения
воспламенителя;
∆τ --- интервал времени, на которые разделена кривая выстрела;
Рi ---давления, соответствующие интервалам ∆τi.
Так как левая часть уравнения (5.23) известна, можно подсчитать значение п, при
котором, подставляя последовательно соответствующие значения Рicp, правая часть уравнения
будет равна левой.
Окончательно время сгорания воспламенителя определяется из выражения:
τ
∆
=
τn
r
.
(5.24)
5.6. Результаты отработки осевых воспламенителей в металлической трубке и
метательных зарядов с ними к некоторым системам
По вышеописанной методике были выбраны параметры и отработаны конструкции
ОВМТ для МЗ из зерненого пороха к системам калибра 76÷100 мм, в частности:
•заряд под кумулятивный снаряд к танковой пушке Д-10Т(рис.5.14);
• заряды под кумулятивный, осколочно-фугасный и бронебойно-оперенный
подкалиберный снаряды к 85мм противотанковой пушке (рис. 5.15, рис. 5.16, рис.5.17);
•заряд под бронебойно-подкалиберный снаряд к 100 мм противотанковой пушке Т-12
(рис. 5.18);
•заряд под осколочно-фугасный снаряд к 76 мм зенитной пушке (рис. 5.19).
Перечисленные МЗ по своим баллистическим характеристикам удовлетворяют
требованиям ТЗ. Численные значения критериев, характеризующих их функционирование при
выстреле, представленные на вышеприведенных соответствующих рисунках, подтверждают
правомерность физической и математической моделей.
На основании проведенных работ, представленных в главе 5, разработана инженерная
методика проектирования ОВМТ для использования в МЗ из зерненых порохов.

ГЛАВА 6
РАЗРАБОТКА МЕТАТЕЛЬНЫХ ЗАРЯДОВ К ВЫСТРЕЛАМ РАЗДЕЛЬНО-
КАРТУЗНОГО ЗАРЯЖАНИЯ
Особенность МЗ к выстрелам раздельно-картузного заряжания, как было показано в
главе 3, заключается в возложении формирования конструкции его на картуз, порох и вос-
пламенительное устройство и отсутствие экстрактируемых элементов.
Согласно физической модели и математической зависимости, изложенных в главе 4, для
обеспечения нормального горения МЗ из зерненых порохов с требуемой толщиной горящего
свода, длины и плотности заряжания необходимо использование ОВУ. Разумеется,
использование ОВМТ, о котором говорилось в главе 5, невозможно, поскольку он является
экстрактируемым элементом. Следовательно, необходимо использование осевого
воспламенителя в сгорающей трубке (ОВСТ). Поэтому при конструировании МЗ из зерненых
порохов к выстрелам раздельно-картузного заряжания необходимо решить комплекс вопросов
по определению материала трубки, расположению воспламенителя, конструкции и параметров
трубки и воспламенителя и т.д.
6.1. Выбор материала сгорающей трубки
Выбор материала сгорающей трубки (СТ) осевого воспламенительного устройства
обуславливается условиями эксплуатации МЗ. С одной стороны, СТ в составе заряда должна
обладать достаточной прочностью и сохранять свою целостность при динамических нагрузках
эксплуатационного характера и в начальный момент горения воспламенителя, а с другой, она
должна сгорать или, разрушаясь, выбрасываться в процессе выстрела, чтобы исключить
возможность получения несгоревших остатков в каморе и канале ствола орудия. Учитывая, что
МЗ для артиллерийских систем картузного заряжания эксплуатируются в области низких
давлений (49,05--- 68,67 МПа) и температур (минус 50 °С), во избежание появления
несгоревших остатков, мешающих последующему заряжанию, воспламенительную трубку
следует изготавливать из сгорающего материала.
В США в МЗ к 175 мм пушке Ml 13 сгорающие трубки изготавливаются из вспененной
термореактивной смолы, которая включает полиуретановые, эпоксидные, фенольные и другие
смолы.В переменном заряде к израильской 155 мм гаубице картузного заряжания СТ выполнена
из двухосновного пороха типа отечественного нитроглицеринового.
В качестве материала ОВСТ нами выбрано пироксилино-целлюлозное полотно (ППЦ),
имеющее сырьевую и производственную базу, широко проверенное в составах сгорающих гильз
МЗ танковых пушек. Трубки из него готовятся методом намотки.
6.2. Обоснование геометрии, массы и месторасположения
воспламенителя в ОВСТ
Анализ конструкции существующих артиллерийских зарядов, как с донной схемой
воспламенения, так и с ОВУ, показали, что КЗДП следует применять при разработке МЗ из
толстосводных порохов (2е1>l,2 мм), а ДРП различных марок --- при 2е1<1,2 мм.
Воспламенитель целиком должен располагаться в сгорающей трубке. Расположение
воспламенителя полностью у дна трубки, как это имеет место у 155 мм израильской гаубицы,
частичное расположение воспламенителя у дна трубки, как у 175 мм американской пушки Ml13,
ухудшает эксплуатационные качества заряда, становится затруднительным обеспечение

сохранения целостности воспламенителя и безопасности в обращении, и самое главное ---
может иметь место донное воспламенение.
После заряжания МЗ в камору орудия форс огня от средства инициирования непременно
должен попасть на воспламенитель в сгорающей трубке, что должно обеспечиваться строгим
соответствием геометрии ОВСТ и заряда в целом.
Оптимальное однообразие зажжения воспламенителя достигается при условии
свободного доступа форса пламени к возможно большему количеству зерен воспламенителя.
Созданию таких условий способствует наличие по всей длине воспламенителя, помещенного в
сгорающую трубку, центрального канала. Подтверждением этому являются результаты
стендовых испытаний различных конструкций ОВСТ. Оценка работы ОВСТ проводилась по
времени, характеризующему процесс от начала горения до разрушения трубки, стабильности
этого времени и по истечению горячих газов из перфорации трубки при различном времени
горения в ней воспламенителя.
Наименьшее время и стабильная работа воспламенительных трубок обеспечивается при
применении воспламенителей из ДРП в футлярах или картузах из легко сгораемого материала
(миткаль, нитропленка) с центральным каналом по всей длине диаметром 5---7 мм. Так, при
использовании воспламенителей с каналами диаметром 7---25 мм максимальное время
воспламенения и горения получено 22-Ю'5 с при наибольшем отклонении ±5-10-5 с, тогда как
без каналов это значение существенно больше --- 46·105 с и 18·10-5 с соответственно. При
обеспечении только щелевого зазора (2---4 мм) заметной стабилизации воспламенения и
горения ОВСТ не происходит.
С целью получения удовлетворительной жесткости воспламенителя из ДРП и получения
устойчивого центрального канала, воспламенитель в тканевом картузе выполняется сек-
ционным, с поперечным расположением секций.
С целью улучшения одновременности воспламенения МЗ, воспламенитель должен
располагаться в нижней и верхней частях сгорающей трубки.
Массу воспламенителя можно рассчитывать по вышеприведенным формулам 3.42 и 3.43.
В первом приближении массу воспламенителя можно брать равной 1,2---1,45% от
максимальной массы пороха в заряде.
Следует отметить, что масса воспламенителя рассчитывается исходя из наибольшей
массы переменного заряда, при переходе к наименьшим номерам масса воспламенителя должна
быть снижена. Такие МЗ в картузном исполнении известны как в нашей стране, так и за
рубежом.
Однако, в целях унификации, желательно использование воспламенителя одной массы
для всех номеров уменьшенного переменного заряда. Такая возможность подтверждается и ре-
зультатами большого объема стрельбовых испытаний МЗ с ОВСТ с расположением
воспламенителя постоянной массы в верхней и нижней частях.
6.3. Обоснование длины и диаметра сгорающей трубки
Сгорающая трубка ОВУ должна проходить по всей длине заряда и иметь перфорацию,
при такой конструкции ОВУ в заряде обеспечивается оптимальное распределение теплового
потока от сгорания воспламенителя. Значительное уменьшение длины СТ, по сравнению с МЗ,
может ухудшить баллистические характеристики. Например, при стрельбе из 152 мм пушки-
гаубицы Д-20 зарядами из зерненого ПП марки 15/7 массой 7,3 кг со сгорающими трубками
длиной от 400 до 200 мм в объеме 20 выстрелов получено увеличение значения rV c 1,3 до 2,5
м/с. Сгорающую трубку необходимо выполнять цельной, в отличие от американских
переменных зарядов, имеющих составные трубки. Цельная СТ обеспечивает однообразие за-

жжения от средства инициирования независимо от номера заряда, так как при
механизированном заряжании орудия наименьшими номерами зарядов выступающая СТ,
упираясь в дно снаряда, выполняет роль фиксатора заряда. Цельная СТ, проходящая по всей
длине МЗ, улучшает его прочностные качества, осевую жесткость за счет исключения всяких
поперечных перемещений, одетых на трубку пакетов с пороховыми элементами, что особенно
важно для переменных зарядов.
Составная трубка из трех частей, применяемая в американском переменном заряде, сама
не обладает достаточной осевой жесткостью, в результате чего заряд не гарантирован от
поперечных перемещений в нем дополнительных пакетов в процессе эксплуатации. В этом
случае возможно смещение СТ от своего осевого положения, что может быть причиной
получения аномальных явлений при выстреле.
Следовательно, при разработке МЗ из зерненых порохов с ОВУ, сгорающую трубку
необходимо выполнять цельной и располагать по всей длине. Допускается, практически без
ущерба для баллистических и прочностных характеристик заряда, укорочение СТ на 15---20 %
от общей длины МЗ, но не более 0,3---0,5 высоты верхнего пакета в случае переменного МЗ.
Внутренний диаметр СТ устанавливается, исходя из плотности заряжания МЗ и, в целом,
из технологических возможностей размещения в ней кольцевых воспламенителей и заполнения
оболочек зернами ДРП. При применении КЗДП в кольцевой оболочке внутренний диаметр
трубки целесообразно принять 40---50 мм, при использовании ДРП он может быть уменьшен до
25---30 мм.
По технологическим соображениям следует отдать предпочтение трубке с диаметром
40---50 мм. Кроме того, должно быть гарантировано попадание луча огня от средства
инициирования.
6.4. Определение параметров ОВСТ
При большом импульсе от капсюльной втулки сгорающая трубка ОВУ может
разрушаться в начальный момент. Об этом свидетельствуют результаты испытаний из пушки Д-
20 с инертным зарядом без воспламенителя. В этих опытах под воздействием газов мощной
капсюльной втулки КВ-4 (воспламенительный состав массой 6,1 г) происходило разрушение
СТ, что при работе с натурными зарядами приводило к разбросу rV до 2,65 м/с, тогда как при
использовании менее мощной капсюльной втулки КВ-13У (воспламенительный состав массой 3
г) разрушения не было и rV имело величину 1,43м/с.
Кроме того, перфорированная трубка должна сохранять целостность под действием
давления пороховых газов воспламенителя в начальный момент его функционирования. Для
этого необходимо, чтобы максимальное давление пороховых газов при горении воспламенителя
(Рв) не превышало предельного внутреннего давления (Рпр), выдерживаемого трубкой до се
разрушения, т.е. соблюдалось условие Рпр ≥ Рв.
Невыполнение этих требований приводит к ухудшению воспламенителя и горения
заряда, поэтому эти условия приняты в основу расчета параметров ОВСТ.
6.4.1. Расчет сгорающей трубки на прочность
Наиболее выгодным с точки зрения сохранения прочностных качеств трубки является
нанесение перфорации на ее поверхность по винтовой линии со смещением каждого после-
дующего отверстия на 120°, когда в любое поперечное сечение попадает не более одного
отверстия. В этом случае внутреннее предельное давление, выдерживаемое трубкой, может
быть рассчитано по формуле:

D
К
Р
d
пр
пр δσ
=2
,
(6.1)
где
δ --- толщина стенки трубки;
σпр --- предельное напряжение для материала ППЦ;
Kd --- экспериментально установленный коэффициент, учитывающий ослабление стенки
трубки при увеличении диаметра перфорации;
D --- внутренний диаметр.
С целью определения значений σпр для материала трубки и коэффициента Кd
проводились специальные опыты на разрывной машине в соответствии с методикой.
Экспериментально полученные значения Р, σпр и Kd представлены в табл. 6.1.
Таблица 6.1
Основные характеристики сгорающей перфорированной трубки
Количество
слоев ППЦ δ,
мм dпeрф,
мм S·404,
м2
Р,
МПа
σпр,
МПа
Кd
0,56 11,17 21,09
5
0,48 9,71 20,20 0,82
10
0,39 8,14 20,60 0,69
3
1,4
15
0,32 6,77 21,48 0,58
---
0,69 14,42 20,79
---
5
0,58 11,96 20,50 0,83
10
0,47 9,91 21,18 0,69
4
1,8
15
0,40 8,34 20,99 0,58
---
0,86 0,18 21,28
---
5
0,73 15,11 20,69 0,83
10
0,60 0,12 20,89 0,68
5
2,2
15
0,51 10,30 20,40 0,57
Из результатов, приведенных в табл. 6.1, следует:
• σпр для материала ППЦ находится в пределах 20,09--- 21,58 МПа;
•коэффициент Kd зависит от диаметра отверстий перфорации и может быть представлен
в виде
d
,
Кd
03
0
1−
=
.
(6.2)
Учитывая необходимость при проектировании зарядов данного класса реализации
одновременно двух противоречивых требований --- высокую прочность и полноту сгорания,
целесообразно толщину стенки трубки принять 1,8÷2,0 мм, то соответствует 4 слоям ППЦ.
С увеличением диаметра перфораций с 5 до 15 мм прочность трубки уменьшается на 30
%. Учитывая уменьшение при этом давления пороховых газов в трубке от воспламенителя и
снижение интенсификации процесса воспламенения заряда, диаметр перфораций должен быть

не более 15 мм.
Шаг нанесения перфорации может быть записан в следующем виде:
c
d
t
3
3+
=
,
(6.3)
гдес=3÷10мм.
Количество отверстий может быть рассчитано по формуле:
c
d
L
,
n
p
+
=
τ
95
0,
(6.4)
где Lτp--- длина сгорающей трубки.
6.4.2. Расчет максимального давления в сгорающей трубке при горении
воспламенительного состава
Давление внутри перфорированной сгорающей трубки, развиваемое при сгорании
расположенного в ней воспламенителя, можно определить из условия равенства прихода и
расхода рабочего тела для систем с полузамкнутым объемом, и используемое в ракетной
технике.
()v
кр
п
г
в
A
U
S
Р
−

 σ
α
γ
=
1
1
1
,
(6.5)
где
Sг --- поверхность горения воспламенителя;
γп --- плотность воспламенительного состава;
U1, v--- коэффициент и показатель степени в законе скорости горения
воспламенительного состава;
α(А) --- коэффициент истечения продуктов сгорания;
σкр---суммарная площадь отверстии перфорации, из которых происходит истечение
продуктов сгорания воспламенительного состава.
Для проведения расчетов необходимо определить значения Sг , v, α(А) и σкр.
Принимаем, что зерна пороха имеют сферическую форму одинаковых размеров. Для
пороха КЗДП-2 диаметр сферических частиц принимают равным 4,0÷4,4 мм.
Переменная поверхность горения зерен пороха будет определяться по формуле
()
2
114
в
max
n
iг
г
e
e
S
S
−
π
=
=∑=
,
(6.6)
где
Sг1 --- поверхность горения одного зерна;
max
е --- начальная толщина горящего свода зерна, равная радиусу сферической частицы;
ев --- текущее значение толщины горящего свода зерна. Из среднего значения диаметра
зерен для КЗДП-2 получаем max
е =2,0мм.Знаяmax
е , можно определить начальную
(максимальную поверхность горения одного зерна Sг1, и начальный объем зерна Vmax1= 4/3π max
е.
Вычислив массу одного зерна и зная его начальную поверхность горения, можно определить
количество зерен в воспламенителе и суммарную поверхность горения КЗДП-2 в зависимости
от его массы.
Максимальное давление, развиваемое внутри трубки воспламенителем, определяется
суммарной площадью отверстий перфорации, расположенных на части трубки, соответствую-
щей длине воспламенения и двух площадей перпендикулярного сечения трубки.

4
4
2
2
2
d
n
Dв
p
кр
π
+
π
=
σ
τ
,
(6.7)
где
Dτp --- внутренний диаметр воспламенительной трубки;
nв --- число отверстий на части трубки;
d --- диаметр перфорации.
Закон скорости горения дымных порохов авторами принимается:
9
0
70
0
238
0
6
1
92
2
21
1
,
a
,
,
P
P
,
U
,
P
,
U
,
P
,
U


=
=
=
τ
,
что в основном можно объяснить колебаниями плотности пороха.
В связи с тем, что давление воспламенителя Рв, определенное из условий прочности
трубки, должно находиться в пределах 0,29÷1,18 МПа, для такого узкого диапазона давлений
путем усреднения двух, указанных в работе законов скорости горения, был определен закон
горенияU =0,82Р0,5 (0,29 <Р< 1,12),
(6.8)
рекомендуемый для использования при расчетах сгорающих трубок из ППЦ.
Коэффициент истечения ^А) определяется по формуле, принятой для дозвукового режима
истечения:
()
()
1
2
1
1
2−
+

 +
ϕ
ϕ
=
α
K
K
кв
рв
K
RT
К
А
,
(6.9)
при





 +
≤
+1
1
2К
K
вK
P
P
,
где
φрв --- коэффициент расхода воспламенительной трубки (φрв =0,98÷1,0);
φкв ---коэффициент тепловых потерь воспламенительной трубки (φкв=0,94÷0,98), К=Ср/Сv.
Как указывалось ранее, из условии нормального воспламенения МЗ, давление
воспламенения Рв, развиваемое внутри трубки, не должно превышать значений предельного
давления Рпр, определяемого из условия прочности трубки. Учитывая возможность разброса как
прочностных характеристик материала, из которого изготовлена трубка, так и максимального
давления внутри трубки, можно записать:
в
пр КР
Р≥,
(6.10)
где К=1,1 --- коэффициент запаса прочности.
Как было показано выше, предельное давление рассчитывается:
()
p
пр
пр
D
,
Р
τ
−
δε
=
03
0
1
2
.
(6.11)
С учетом, что величины δ, εпр, и Dτp определяются ранее, данную зависимость можно
представить в виде
()
d
Рпр ϕ
=
.
(6.12)
В то же время давление воспламенения можно записать в следующем виде:

() ()
()














+
+
π
α
γ
=










π
−
π
α
γ
=

 σ
α
γ
=
τ
−
τ
−
2
2
1
1
1
2
21
1
1
1
95
0
2
4
4
4
2
d
c
d
L
,
D
A
U
S
d
n
D
A
U
S
A
U
S
P
в
p
г
v
в
p
г
v
kp
г
в
(6.13)
или представить в виде
()
d
f
Рв=
.
(6.14)
Так как величины Рпр и Рв являются функциями диаметра перфораций, этот диаметр
можно определить по формуле (6.10), подставив в нее выражения для Рпр и Рв (6.11, 6.13).
Однако необходимо учитывать, что в связи с возможным выбросом зерен пороха из
отверстий перфорированной трубки и рассеивания их по ее длине, а также возможным измене-
нием диаметра указанных отверстий в процессе истечения через них продуктов сгорания
пороха, действительные значения коэффициента истечения α(А)оп могут существенно отличать-
ся от своего расчетного значения. Для количественной оценки величины α(А)оп нами были
проведены экспериментальные исследования, результаты которых изложены в работах.
6.5. Лабораторно-стендовая проверка пригодности ОВСТ
для метательных зарядов
С целью сокращения дорогостоящих натурных испытаний, сконструированные на основе
расчетов, элементы МЗ должны проверяться в лабораторно-стендовых условиях. В частности,
проверяемые в лабораторно-стендовых условиях параметры ОВСТ должны гарантировать
эксплуатационную надежность зарядов и получение при натурной стрельбе требуемых бал-
листических характеристик.
В качестве таких основных требований, которым должны удовлетворять
спроектированные ОВУ, согласно нашей работе, можно принять следующие:
1. Осевое воспламенительное устройство должно сохранять свою конструкцию в
целостности в составе заряда при всех условиях эксплуатации в диапазоне температур ±50 °С.
Проверку ОВУ на соответствие указанному требованию следует проводить на специальных
стендах: станке СИТ, вибростенде по режимам, имитирующим транспортировку определенным
видом транспорта на требуемые расстояния, сбрасыванием зарядов на различные основания
(бетон, стальная плита). Целесообразно, в целях упрощения и безопасности для проверки ОВУ,
применять габаритно-весовые (инертные) макеты.
2. Сгорающая трубка ОВУ и воспламенитель из ДРП должны полностью сгорать за
время выстрела. Это требование обуславливается как с точки зрения явлений, сопровождающих
выстрел, так и безопасности эксплуатации САУ.
Для проверки соответствия этому требованию необходимо определить время выстрела τв
и время собственного горения трубки τтτ и дымного пороха τтд.
Довольно точно τв можно определить по формуле:
τв=τзв+τф+τд
где
--- время задержки воспламенения пороха заряда;
τф --- время от момента зажжения пороха заряда до момента форсирования снаряда;
τд --- время движения снаряда по стволу.
τзв можно определить приближенно по формуле

()в
ч
m
k
ж
зв
q
K
P
S
K
t
В
q
ω
=
τ
Σ
1
0
2
,
(6.16)
где() ( ) 
 −
+
β
−
−
=
15
1
15
10
s
t
t
t
В
;
qж--- критическое значение тепла в прогретом слое;
qч = 1776,56 кДж/кг;
S1 --- площадь поверхности пороха;
Кк --- коэффициент, учитывающий конструкцию заряда;
КΣ --- коэффициент, зависящий от доли тепла, передаваемого газами продуктов сгорания
или путем сжигания в манометрической бомбе. Обычно величина для зерненых пирок-
силиновых порохов находится в пределах от 0,007 до 0,01 с.
Величина τф определяется по известной формуле:
в
ср
ф
P
P
lg
Г
f
,
0
1
1
303
2
∆
∆
α
−
=
τ
.
(6.17)
Расчет τд проводится по формуле:
()
0
82
1
67
1
V
l
,
,
д
д
÷
=
τ
.
(6.18)
Время собственного горения дымного пороха рассчитывается по формуле:
д
тд
U
,
е
375
3
21
=
τ
,
(6.19)
где д
U --- средняя скорость горения ДРП.
Время собственного горения сгорающей трубки ОВУ можно приближенно определить по
формуле:
τ
τ
τδ
=
τU
т
.
(6.20)
Наиболее точные значения τтτ и τтд можно получить при сжигании трубки и ДРП в
манометрической бомбе.
3. Сгорающая трубка ОВУ не должна разрушаться от действия средства инициирования
(KB) и давления газов воспламенителя, т.е. максимальное давление горения воспламенителя (),
определенное формулой (6.13), не должно превышать внутреннее предельное давление,
выдерживаемое трубкой Рпр определяемой формулой (6.1).
Оценку выполнения требования Рпр > Рв целесообразно проводить на стенде. С этой
целью ОВСТ помещают в макет заряда с инертными элементами основного заряда. При этом тс-
плофизические характеристики и габариты инертного заряда должны соответствовать боевому
заряду.Определение Рв проводится путем подсоединения к отверстиям ОВУ датчиков давления
в трех сечениях трубки, подключенных к осциллографу.
Воспламенение ОВУ осуществляется воспламенительной трубкой И-19 (в зависимости
от стреляющего механизма пушки). В результате сжигания ОВСТ в стендовых условиях (с
последующим гашением горения трубки) определяется Рвт, заряд разбирается и осматривается
состояние трубки ОВУ. Если произошло ее разрушение, проводится доработка СТ, утолщение
стенки трубки, увеличение диаметра перфорации и т.д., с учетом выполнения полноты сгорания
в условиях выстрела и прочности при эксплуатации и т.д.

4. При срабатывании ОВУ должна обеспечиваться одновременность истечения газов
воспламенителя через перфорацию на всей длине трубки (или время срабатывания ОВУ по всей
длине должно быть минимальным).
Оценку выполнения этого требования проводят поджиганием ОВСТ на стенде с замером
времени начала истечения газов из перфорации в верхней и нижней частях трубки и со съемкой
на скоростную кинокамеру.
Согласно нашим исследованиям разница во времени срабатывания воспламенителя в
нижнем конце трубки длиной 900 мм и верхнем должна быть не более 0,01 с. Такое время
обеспечивает нормальное функционирование МЗ в составе выстрела с осколочно-фугасным
снарядом.
Время можно регулировать корректировкой конструкции воспламенителя (например,
изменением диаметра проходного отверстия и расположением воспламенительного состава
внутри ОВСТ).
5. В процессе эксплуатации переменных зарядов (при обращении с ними на производстве
или на позиции), в частности, при обращении с наименьшим номером заряда (рис. 6.1),
выступающая часть ОВУ может воспринимать существенный изгибающий момент от массы
наименьшего номера заряда, например, при переносе его за ОВУ. Поэтому прочность ОВУ
должна обеспечивать эксплуатацию наименьшего номера заряда в этих условиях. Проверка
выполнения этого требования в лабораторных условиях трудности нс вызывает.
6.6. Результаты разработки метательных зарядов
к 152 мм и 203 мм самоходным пушкам
С использованием вышеизложенных расчетов и инженерной методики были разработаны
ОВСТ для уменьшенных переменных метательных зарядов к 203 мм и 152 мм самоходным
пушкам к выстрелам раздельно-картузного заряжания с осколочно-фугасными снарядами.
Конструктивные параметры указанных ОВУ приведены в табл. 6.2.
Таблица 6.2
Основные конструктивные параметры ОВСТ
Наименование
к203мм
системе
к152мм
системе
Длина сгорающей трубки, мм
900
740
Толщина стенки, мм
2,0
2,0
Внутренний диаметр, мм
50,0
50,0
Диаметр перфорации, мм
10,0
10,0
Количество перфорации, мм
47
39
Марка пороха воспламенителя
Масса воспламенителя, кг
КЗДП-1
0,200+0,100
КЗДП-2
0,075+0,075
Длина наименьшего пакета, мм
410
415
Масса наименьшего пакета, кг
12,0
6,0

Таблица6.3
Основные характеристики ОВСТ
для метательных зарядов к 203 и 152 мм системам
№
№
п/п
Наименование характеристик
203 мм
система
152 мм
система
1 Время горения ДРП, τтд, с
0,031
0,018
2 Время горения трубки, τтτ, с
0,022
0,022
3 Внутреннее предельное давление, вы-
держиваемое трубкой, Рпр, МПа
10,39
10,39
4 Максимальное давление пороховых
газов воспламенителя, Рв , МПа
7,85-8,83
5,10-5,29
5 Прочность трубки в первоначальный
момент от действия И-19 и газов вос-
пламенителя
обеспечивается
обеспечивается
6 Время от начала истечения газов из
нижних и верхних перфорации, с
0,015
0,014
7 Изгибающий момент от массы заряда,
Мв, Нм
2413,26
1221,34
8 Изгибающий момент, при котором
происходит слом трубки, Мдоп, Нм
2648,7
2648,7
9 Прочность ОВСТ в составе заряда при
тряске на СИТ и сбрасывании
обеспечивается
обеспечивается
10 Время выстрела, с
0,0320
0,0233
В табл. 6.3 представлены характеристики ОВСТ к 203 мм и 152 мм системам,
определяемые расчетами и по опытам в лабораторно-стендовых условиях.
Из результатов, приведенных в табл. 6.3, следует, что ОВСТ удовлетворяет всем
изложенным выше требованиям, следовательно, разработанные ОВСТ пригодны для
стрельбовых испытаний в составе выстрела. С использованием вышеприведенных ОВСТ нами
были разработаны метательные заряды к выстрелам раздельно-картузного заряжания 203 и 152
мм систем.
Конструктивное оформление и критерии нормального горения испытанных зарядов
представлены на рис. 6.1 и 6.2.
Числовые значения критериев и опыт серийного производства подтверждают
правильность и эффективность научно-технических решений, реализованных нами в
конструкции МЗ.

ГЛАВА 7
РАЗРАБОТКА МЕТАТЕЛЬНЫХ ЗАРЯДОВ ИЗ ЗЕРНЕНЫХ ПОРОХОВ
В ЧАСТИЧНО-СГОРАЮЩЕЙ ГИЛЬЗЕ РАЗДЕЛЬНОГО ЗАРЯЖАНИЯ
Положенное по норме количество возимых в танке боеприпасов составляет его боевой
комплект. Боевой комплект состоит в основном из пулеметных патронов и артиллерийских
выстрелов.
Пулеметные патроны (а также патроны к автоматическим пушкам) размещаются либо в
дисках (магазинах), либо в лентах. Действие пружины магазина или движение ленты обес-
печивает подачу патрона в патронник при открывании затвора (после каждого выстрела).
Артиллерийский выстрел, состоящий из снаряда, метательного заряда и некоторых
дополнительных веществ, может быть объединен в унитарном патроне (выстрел унитарного
заряжания) или разделен на снаряд и заряд (выстрел раздельного заряжания --- гильзового и
картузного). В обоих случаях полуавтоматические и не автоматические заряжаются вручную.
Конечно, зарядить пушку унитарным выстрелом можно гораздо быстрее, чем вкладывать
в ствол в два приема снаряд и заряд с гильзой. Для танковой пушки, скорострельность которой
является одним из важнейших требований, преимущества унитарного выстрела очевидны, а его
основной недостаток --- невозможность изменять величину заряда и тем более воздействовать
на вид траектории (линии полета снаряда) не существенен. Однако при больших калибрах
(более 100 мм), вес и размеры выстрела настолько увеличиваются, что невозможно зарядить
пушку унитарным выстрелом вручную, да и разместить такие выстрелы в танке весьма
затруднительно. С целью уменьшения трудностей при заряжании пушек таких калибров
переходят к выстрелам раздельного заряжания.
Величина боевого комплекта теоретически определяется количеством боеприпасов,
необходимых танку на период напряженного боя. При этом, разумеется, учитывая потребность в
снарядах различного типа, прежде всего, БПС, кумулятивных --- для борьбы с танками,
осколочно-фугасных -- для живой силы, артиллерии, огневых точек. Практически, величина
боевого комплекта определяется условиями его размещения в боевом отделении. Боекомплект
должен быть размещен так, чтобы можно было достать унитарный выстрел или снаряд и заряд
из гнезда, вынести на линию заряжания и подать в ствол.
Для 75 мм пушки боевой комплект может достичь 100 выстрелов и больше. С
увеличением калибра пушки, боекомплект резко уменьшается, часто он не превышает 20---30
выстрелов.
Боекомплект на один пулемет нормального калибра составляет две---три тысячи
патронов, для крупнокалиберного орудия --- значительно меньше.
С целью повышения эффективности выстрелов за счет калибра (калибр 120, 125, 140) и
массы, а также решения проблемы заряжания в целом в этих калибрах, переходят к выстрелам
раздельного заряжания.
7.1. Особенности метательных зарядов в частично сгорающей гильзе
Применение МЗ в частично сгорающей гильзе у нас и за рубежом обусловлено, главным
образом, необходимостью уменьшения загазованности боевого отделения танков и самоходных
артиллерийских установок. Для современных танков с возросшей мощью артиллерийских
орудий и, следовательно, габаритов МЗ, при повышенных требованиях к скорострельности,
обеспечить допустимые нормы загазованности боевого отделения при стрельбах зарядами в
металлических гильзах не удается.

Не исключается возможность создания механического устройства, обеспечивающего
выброс и металлических стреляных гильз, заполненных пороховыми газами, из боевого отде-
ления танка, но в этом случае при движении по зараженному радиоактивностью участку поля
боя будет иметь место периодическая разгерметизация боевого отделения и поражение экипажа
танка, если даже создавать некоторое избыточное давление в обитаемом отсеке танка. Кроме
того, наличие экстрактируемых элементов (длинных гильз) с большими давле-ниями пороховых
газов в канале ствола затрудняет создание механизма экстракции гильз --- полуавтоматического
затвора --- в связи с большими усилиями защемления гильз при выстреле. Поэтому задача
уменьшения загазованности в настоящее время решается применением частично сгорающих
гильз, т.е. когда основная часть гильзы сгорает при выстреле, а в боевое отделение
экстрактируется только поддон.
Большие габариты выстрелов для современных танковых пушек и применение
сгорающих гильз, в свою очередь, не позволяют конструировать выстрелы для унитарного
заряжания, затрудняют создание механизированной боеукладки. Кроме того, такие выстрелы
вряд ли выдержат эксплуатационные испытания. Поэтому, если для МЗ предусмотрена частично
сгорающая гильза, то выстрел, в целом, должен быть раздельного заряжания. Под такой выстрел
разрабатывается соответственно механизированная боеукладка танка, механизм подачи и
досылания и устройство для улавливания поддонов после их экстракции. При конструировании
улавливателя поддонов принимается в расчет масса, габарит и скорость полета поддонов после
экстракции.
Принятые на вооружение отечественные танковые пушки укомплектованы МЗ из
трубчатых или комбинированных порохов. Применение экономически целесообразных МЗ из
зерненых порохов в них также требует решения проблемы нормального воспламенения их,
особенно для БПС, где напряженность выстрела наибольшая. Использование ОВУ с метал-
лической трубкой, изложенное в главе 5, в МЗ в частично сгорающей гильзе невозможно по
эксплуатационным причинам, т.к. большая, чем высота поддона, металлическая трубка ис-
ключает нормальную экстракцию поддона. Трубка длиной, равной высоте поддона, не
обеспечивает нормальное воспламенение МЗ. Использование ОВУ со сгорающей трубкой, из-
ложенное в главе 6, требует значительного объема для ее размещения и имеет значительное
собственное время воспламенения, что вполне допустимо было для выстрелов с ОФС с
большим временем выстрела, а уменьшение времени собственного воспламенения, за счет
повышения давления, невозможно из-за малой прочности сгорающей трубки, что затрудняет
применение их в МЗ с БПС с малым временем выстрела и при жестких ограничениях по
габаритам выстрелов.
Таким образом, условия эксплуатации, высокие баллистические параметры ряда
современных танковых пушек с выстрелами в частично сгорающих гильзах требуют при созда-
нии МЗ из зерненых порохов разработки ОВУ с разрушающейся трубкой (ОВРТ).
7.2. Обоснование схемы воспламенения осевых воспламенителей
в разрушающейся трубке
Анализ экспериментальных данных показывает, что для выстрелов с БПС время
выстрела имеет очень малую величину, поэтому даже незначительные отклонения
составляющих времени выстрела могут привести к неудовлетворительному функционированию
выстрела. Одновременность воспламенения МЗ определяется скоростью распространения
продуктов горения воспламенителя, а у воспламенителя --- от скорости распространения газов
капсюльной втулки. Нами в главе 5 было показано, что в ОВУ с металлической трубкой лучшие
результаты по времени работы получены при использовании в качестве воспламенителя
КЗДП-2. Например, при Рср=4,90... 9,81 МПа, для ДРП-1 Up =50...100 м/с, а для КЗДП

Up =100...200 м/с.
В случае использования ОВУ с металлической трубкой Up может достичь больших
значений за счет высоких уровней давления. Разрушающаяся трубка не выдерживает высоких
давлений, поэтому использование в качестве воспламенителя в таких трубках КЗДП также не
представляется возможным. Опытные данные показывают, что Up для разрушающейся трубки
на порядок меньше (Up~15 м/с). Например, от воспламенителя из КЗДП в разрушающейся
трубке Lτp= 0,32 м, τрв~0,02с.
Возможность уменьшения неодновременности воспламенения при использовании ОВРТ
с КЗДП нами была проверена в натурных условиях из 130 мм артиллерийской установки.
Учитывая, что Up для КЗДП в ОВМТ составляет 100...200 м/с и при этом БПС будет
функционировать нормально, для ОВРТ также необходимо иметь Up>l00 м/с.
Скорость истечения продуктов сгорания KB можно определить по формуле:
ист
ист U
S
Gρ
=
,
(7.1)
а максимальное значение Uucm из формулы:
Кf
К
Uкр
.
ист
1
2
+
=
,
(7.2)
Для гальваноударной капсюльной втулки ГУВ-7, используемой в большинстве танковых
пушек, Uucm ~180 м/с, Uucm.кр~535 м/с. Если на пути потока продуктов сгорания KB не будет
перегородок и сечение в воспламенителе равно сечению KB, то будет обеспечена Up >100 м/с,
что необходимо для удовлетворительного функционирования воспламенителя. Таким образом,
возникает необходимость разработки ОВРТ с центральным каналом в воспламенителе, т.е.
канальных прессованных цилиндриков из ДРП.
7.3. Время предварительного периода горения метательного заряда
к танковой пушке Д-81
Среди современных танковых пушек с выстрелами в частично сгорающей гильзе
наиболее мощной является 125 мм танковая пушка (т.п.) Д-81. Особенностью МЗ к т.п. Д-81 яв-
ляется, как было отмечено в главе 4, раздельное заряжание и
наличие двух частей (рис. 7.1): основной части --- единой для ОФС
и КС и дополнительной --- размещенной на запоясковой части --
БПС. Система воспламенения такого МЗ должна обеспечивать
нормальное воспламенение как основной, так и дополнительной
части заряда. Практика подтвердила, что наибольшую трудность
составляет отработка МЗ к БПС, т.к. он является наиболее напря-
женным. Поэтому целесообразно отработку технологического МЗ
из зерненых порохов производить применительно к БПС. Верхняя
часть штатного заряда из трубчатого пороха сохранена, т.к.
расположенная по оси заряда хвостовая часть БПС исключает воз-
можность применения ОВУ, а расположение по перфорации
зерненого поpoxa потребует отработки трудоемкой, сложной
схемы воспламенения. Надежное воспламенение дополнительной
части должно обеспечиваться за счет применения верхнего
воспламенителя в основной части из ДПР массой 50 г.
Одной из основных характеристик действия МЗ является
время предварительного периода выстрела Го, которое зависит от
конструкции воспламенителя и МЗ, природы воспламеняемого и
воспламеняющего порохов. При экспериментальных проверках

обычно определяется полное время выстрела τв (время от момента накола KB до момента
прохождения снарядом дульного среза ствола):
д
в
τ
+
τ
=
τ
0
,
(7.3)
где τд --- время от момента форсирования пояска снаряда до момента прохождения им
дульного среза ствола.
Величину τд можно определить решением ОЗВБ или по приближенной формуле:
()
0
82
1
67
1
V
l
,
,
д
д
÷
=
τ
.
(7.4)
Выполнение условия V0 = const для данной артиллерийской системы ведет к τд = const.
Следовательно, изменение времени выстрела для различных схем воспламенения заряда при
прочих равных условиях происходит за счет изменения времени предварительного периода τ0.
Время предварительного периода для МЗ может включать в себя следующие
составляющие:
1. Часть времени действия KB (∆τcр.кв)
кв
.
сраб
кв
кв
.
ср
τ
η
=
τ
∆
.
(7.5)
2. Время достижения продуктов сгорания KB воспламенителя М3(τд.кв)
ср
.
ист
квВ
кв
.
дU
l
=
τ
,
(7.6)
где
lкв --- расстояние от KB до воспламенителя,
Uucm.cp --- средняя скорость истечения продуктов сгорания из КВ.
Очевидно, что τд.кв зависит от конструктивных параметров самой втулки, конструкции
воспламенителя и МЗ, т.е., в основном, от условий, определяющих движение потока продуктов
сгорания. По-видимому, можно предъявлять следующее требование, ограничивающее величину
τд.кв:
τд.кв < τcраб.кв
3. Время распространения продуктов сгорания KB по воспламенительному заряду τр.кв.
Эта величина определяется конструктивными параметрами воспламенительного заряда и его
оболочки (размерами зерен, плотностью заряжания, прочностью трубки и др.),
ср
.
р
кв
.
рU
l0
=
τ
,а
также потоком продуктов сгорания КВ, параметры которого существенно определяются τср.кв и
τд.кв. 4. Время задержки зажигания воспламенителя
в
•
τ , которое для ДРП при
соответствующем тепловом потоке q• мало. Однако и малые значения в
•
τ будут отрицательно
сказываться на одновременность зажигания воспламенительного заряда при больших τр.кв в
силу чего необходимо наложить требование τр.кв ≤ τр.в.
5. Часть времени горения воспламенителя Лг,", которая входит в TO как некоторая доля
отτт,т.е.∆τт=ηтτт ,где∆< ηт≤1.
В случае разрушающейся трубки τт, зависит как от воспламенителя (геометрии и формы
пороховых элементов и их массы), так и от параметра, характеризующего условия заряжания
МЗ. 6. Время распространения продуктов сгорания воспламенителя по заряду τр.в Величина
τр.в определяется скоростью распространения продуктов сгорания воспламенителя по МЗ и
расстоянием от воспламенителя до самой удаленной точки МЗ:

ср
.
в
.
р
max
з
в
.
рU
l
=
τ
.
(7.7)
Очевидно, что τр.в < τт . Уменьшение τр.в может достигаться за счет уменьшения lзmax
или однозначно за счет деления навески воспламенителя и размещения их по длине заряда в не-
скольких местах. Тот же результат в зарядах из зерненого пороха достигается использованием
ОВУ. 7. Время задержки зажигания пороха МЗ τ•.Для более одновременного воспламенения
МЗ необходимо, чтобы время τр.в< τ• <τт, а величина τ•будет характеризовать длительность
процессов.
8. Время горения МЗ от момента его зажжения до полного форсирования ведущих
поясков снаряда τф определяется по формуле:
в
ф
ср
ф
Р
P
lg
Г
а
а
,
1
1
303
2
∆
∆
−
=
τ
,
(7.8)
где
Рф--- давление форсирования;
Рв --- давление воспламенителя.
При заданных ∆ и Рт для различных форм порохов Гcp = const и, как следует из (7.8),
величина τф не будет зависеть от формы пороха. При проведении расчетов по формуле (7.8)
можно использовать Гср для трубчатого пороха, для которого
1
1
1
e
U
J
Гk
ср
=
=
.
Из формулы (7.8) следует, что если Рф>>Рв, то при значительных изменениях Рв
величина τф будет изменяться в меньшей степени, чем в случае равенства этих величин. Это зна-
чит, что выстрел с ОФС и КС к пушке Д-81, где Рф≈ 24,52 МПа, менее чувствителен к
параметрам воспламенителя, чем выстрел с БПС, где Рф=1,96...2,94 МПа. Из этого следует, что
в целях обеспечения баллистической стабильности выстрелов с БПС к пушке Д-81 нс
желательно увеличивать Рв или иначе --- массу воспламенителя.
Полное время предварительного периода можно записать
ф
в
.
р
в
кв
.
р
кв
.
д
кв
.
ср
кв
τ
+
τ
+
τ
+
τ
+
τ
+
τ
+
τ
η
=
τ
•
•
0
.
(7.9)
Если пять первых слагаемых обозначить через τ пред.вос, то (7.3) можно записать в виде:
д
ф
вос
.
прер
в
τ
+
τ
+
τ
+
τ
=
τ
•
.
(7.10)
Составленное временное распределение процесса воспламенения показывает, что
параметры
д
ф,
,τ
τ
τ•
отражают влияние природы пороха, условий заряжания, условии вос-
пламенения, начальной скорости снаряда и длины пути, давления форсирования и зажжения
порохового заряда и показывают возможные пути уменьшения τ0 при конструировании ОВРТ и
сохранения разницы во времени воспламенения МЗ для крайних зон. Время предварительного
периода (τ0) для выстрелов с ОФС и КС составляет примерно половину всего времени выстрела.
Для БПС τ0 составляет ~2/3 τв. Это указывает на большое значение этого периода на весь
процесс и особенно в случае выстрела с БПС. Время зажигания пороха в выстрелах с ОФС и КС
примерно в два раза превышает время от момента зажигания до полного форсирования, а в
случае с БПС τв практически полностью определяет продолжительность предварительного
периода, что также свидетельствует о большом значении процессов зажигания пороха в
процессе самого выстрела.
Соотношение времени

К
д
=
τ
τ•
.
(7.11)
характеризует «чувствительность» выстрела к процессам, протекающим в предварительном
периоде, и, в том числе, к воспламенению заряда. Поэтому этот критерий для обеспечения
удовлетворительного функционирования выстрела должен удовлетворять следующим
соотношениям:
для заряда с ОФС и КС 0,4 <К•<0,7;
для заряда с БПС
1,2 <К•<1,6.
7.4. Время задержки воспламенения заряда
Развитие процесса в зарядной каморе до момента зажжения МЗ определяется давлением
воспламенителя из дымных порохов Рв = Рв(τ). Для этого необходимо иметь уравнение скорости
сгорания ДРП или (τ). Для получения последнего, как известно, необходимо иметь закон
скорости горения ДРП U=U(P) и зависимость изменения поверхности горения пороховых
элементов σ=σ(Ψ). Следующим важным моментом в построении математической модели
являются уравнения, описывающие теплообмен между продуктами сгорания воспламенителя и
порохом МЗ. Кроме того, необходимо определить условия, при которых произойдет зажигание
МЗ. Исходя из необходимости решения прикладных задач и разработки инженерной методики,
при описании процессов стремились к максимальному упрощению соответствующих уравнений
и зависимостей. Подробный анализ возможности упрощений изложен в наших работах.
Скорость притока продуктов горения ДРП описывается известной зависимостью
U
S
S
S
d
d
1
1
1=
λ
=
τ
Ψ
,
(7.12)
где
1
1
λ
S --- начальная оголенность зерна ДРП, зависящая от формы и размеров зерна;
1
SS --- относительная поверхность ДРП (о);
U --- средняя скорость горения, для которой в работе установлены зависимости
U=U(P,ρ,Т):
m
P
,
,
U
5
10
415
0
015
0
−
⋅
+
=
;
(7.13)
()
()
3
3
10
75
1
10
75
1
10
5
1
1
3
3
⋅
⋅
+
=
ρ
−
⋅
=
ρ
,
,
U
U
м
кг
,
.
(7.14)
Зависимостью скорости горения ДРП от температуры в диапазоне температур ±40 °С и ее
влиянием можно пренебречь.
Путем ряда преобразований и учитывая, что при Ψ=1 значение τ = τт будем иметь
U
е
ср
т
1
2
2
1ξσ
=
τ
.
(7.15)
Таким образом,
m
τ
1 характеризует среднюю интенсивность образования продуктов
сгорания воспламенителя также, как и величина Гср = еξ σсрU в методе решения ОЗВБ

А.С.Рябова характеризует среднюю интенсивность газообразования при Р=9,8·104 Па.
Величина, обратная 1/τm ,т.е. rm равна времени сгорания пороха в случае, если бы скорость и
поверхность горения оставались постоянными и равными, т.е. U = Ucp , σ= σср . Принимая для
канальных цилиндриков ξ σср = 1, а для пороха зерненой формы ξ = 3, будем иметь:
для ДРП в виде канальных цилиндриков
1
2
2
1
e
U
т
=
τ
,
(7.16)
для ДРП россыпью
1
2
775
3
1
e
U
,
т
=
τ
.
(7.17)
В случае использования воспламенителя из ДРП разных марок массой ω′ и ω ′
′ будем
иметь
Ψ′
′
α′
′
+
Ψ′
α′
=
Ψ
,
(7.18)
где
α′
−
=
ω
ω′
′
=
α′
′
ω
ω′
=
α′
1
,
,
τ


τ′
′
α′
′
+
τ′
α′
=
Ψ
т
т
1
1
(7.19)
или
τ
τ
=
Ψ комб
.
т
1.
(7.20)
Для воспламенительного заряда, состоящего из двух марок ДРП, получим
()()



″
α′
−
+
′
α′
=
τ
1
12
1
2
775
3
1
e
e
U
,
комб
.
т
.
(7.21)
Для случая воспламенительного заряда, состоящего из ДРП в виде зерна (со ) и
канальных цилиндриков ( ω′ ) будем иметь
()
() ()



α
+
″
α
−
=
τ
ц
ц
ц
комб
.
т
e
e
,
U
1
12
2
1
775
3
1
,
(7.22)
Используя различные марки ДРП или канальные цилиндрики различной геометрии и
меняя их массовые соотношения, можно изменять процесс образования продуктов горения вос-
пламенителя и, следовательно, процесс развития давления Р=Р(τ).
В случае горения в постоянном объеме расчет Рт производится по формуле Шишкова---
Нобеля:
∆
α
−
∆
=1f
Рт
.
Величину Рт, в перфорированной трубке при сжигании в ней цилиндриков можно
рассчитать по следующим формулам:


⋅
−
⋅
=
τ
6
1
3
10
14
8
2
10
62
19
37
1
,
e
K
,
PmT
для Рт до 2,94 МПа;
(7.23)



⋅
−
⋅
=
τ
6
1
3
10
13
50
2
10
62
19
8
23
1
,
e
K
,
,
PmT
для Рт до 9,81 МПа;
(7.24)


⋅
−
⋅
=
τ
6
1
3
10
01
180
2
10
62
19
6
13
1
,
e
K
,
,
PmT
для Рт до 49,051 МПа.
(7.25)
Здесь

 ω
=
τ
τF
К
ц
Fτ--- суммарная площадь отверстий на трубке;
ωц --- масса цилиндриков в трубке.
Пользуясь рядом представлений, результатами опытов, проведенных П.А. Воробьевым
при сжигании ДРП в манометрической бомбе, также уравнением баланса энергии для бомбы
постоянного объема с учетом теплоотдачи можно оценить количество тепла, передаваемого
продуктами сгорания воспламенителя пороху метательного заряда. Количество тепла,
затраченное на нагрев инертного заряда (Q3), можно рассматривать как сумму тепла,
передаваемого газообразными продуктами (QГ)3 и конденсированными частицами (Qч)3
()()
3
3
3
Г
чQ
Q
Q
+
=
Количество тепла, аккумулированное конденсированными частицами продуктов
сгорания 1 г ДРП, будет в соответствии с
кг
кДж
,
Q
qч
ч
5
1776
=
ω
=
.
Величина Q3 вычисляется:
ч
ч
q
K
Q
K
Q
ω
=
=
Σ
Σ
3
.
(7.26)
Для характеристики условий, в которых происходит теплопередача от продуктов
сгорания к заряду, введена величина, характеризующая площадь поверхности заряда в единице
объема каморы:
0
1
W
S
Ks=
,
где
S1 --- площадь поверхности всего пороховою заряда;
или
3
2
2
ρ
∆
ξ
=e
Ks
.
В соответствии с принятыми допущениями, доля тепла, переданная заряду
конденсированными частицами, можно рассчитать по формуле:
для трубчатого заряда Кч.τр = 0,17 Кs при Кs < 60 м-1
Кч.τр=1при Кs≥60м-1
для зерненого заряда Кч.3 =1 при Кs ≥ 25 м-1.
Доля тепла, передаваемого газообразными продуктами воспламенителя заряду, как из
трубчатого, так и зерненого порохов, будет Кτ = 0,03 Кs τт, где τт --- время сгорания ДРП.
С учетом зависимостей коэффициент К∑ для зерненых К∑3. и трубчатых К∑тр зарядов
будет
m
s
К
,
,
К
τ
+
=
Σ
02
0
0
1
3
дляКs >25м-1;
(7.27)
()
s
m
р
К
,
,
К
τ
+
=
τ
Σ
02
0
0017
0
дляКs <60м-1.
(7.28)

Эти зависимости дают возможность рассчитать количество тепла, передаваемое за все
время горения воспламенителя τт всей поверхности заряда. Среднее количество тепла, которое
воспринимает единица площади за единицу времени (q3), можно определить:
m
kS
KQ
q
τ
=
Σ
1
3
,
(7.29)
где Кк--- коэффициент, учитывающий, что не вся поверхность является доступной для
осаждения на ней К-частиц.
Анализ опытов по сжиганию навески ДРП в гильзах с инертными зарядами показал, что
величину Кк можно оценить следующим образом: для зарядов из зерненых порохов с донным
воспламенителем Кк ≤0,3, с ОВУ Кк ≥0,5, для заряда из трубчатого пороха Кк→ 1.
Используя соотношение
Ψ
τ
=
τ т , можно получить
Ψ
ω
=
1
3S
К
q
К
q
к
ч
к
,
(7.30)
а подставляя значение QΣ, можно определить
()
0
0
W
q
K
f
W
q
K
f
Р
ч
k
cм
ч
cм
тх
ω
θ
−
=
ω
θ
−
ω
=
Σ
,
или
o
k
mxW
f
P
ω
=
,
(7.31)
где
()Σ
Σ
−
=
θ
−
=
К
,
,
q
К
f
f
ч
см
k
76
1
7
155925
.
По этим соотношениям можно вычислить силу ДРП и максимальное давление с учетом
теплоотдачи.
Следуя К.К. Андрееву и О.И. Лейпунскому, за критическое (необходимое для зажжения)
количество тепла принимается количество тепла в прогретом слое при стационарном горении
()
0
t
t
U
q
s−
λ
=
•
.
Экспериментальные значения указанных параметров для пироксилинового и
нитроглицеринового порохов приведены в табл. 7.1.
Таблица 7.1
Образец
пороха
С,
кДж/кг·К
λ·10-2,
ВТ/К·М
7
10
С
ρ
λ
=
α
,
м2/м
U·102,
v/c
tS,
°C
q•
,
к
дж/м2
пироксили-
новый
1,21
21,45
1,20
0,051
252±48 106,84±21,79
Нитрогли-
цериновый
1,42
18,72
0,87
0,045
330±45 139,11±20,95
Анализ имеющихся экспериментальных данных показывает, что влиянием t0 и Р на
параметры λ и tS в условиях нашей задачи можно пренебречь, т.е. можно полагать в последую-
щем: (
)() ,
const
Pt
t
C
t
,
МПа
,
P
t
s
s
=
=
=
=
0
015
0981
0
o
(
)()const
Pt
C
t
,
МПа
,
P
=
λ
=
=
=
λ
0
015
0981
0
o
.
Закон скорости горения принимаем в виде

()
P
t
U
U
cT 15
10
1
−
β
−
=
.
(7.32)
По В.Е. Слухоцкому β=0,0027 град -1 для пироксилиновых порохов и β =0,0035 град-1 для
нитроглицериновых порохов. Записав для t0 = 15°С и PcT = 0,0981 МПа (стандартные условия) q•
и произвольного значения, t0 n P0, q• (Р, t0) и произведя ряд преобразований, получим
соотношение для критического значения тепла в прогретом слое в зависимости от давления и
температуры
() ()
[] 


 −
−
−
β
−
=•
•
cT
s
cT
P
P
t
t
t
q
t
,
P
q
1
15
15
1
15
1
0
0
или вводя сокращенное обозначение, можно записать:
()
P
t
B
q
qcT0
•
•=
.
(7.33)
Учитывая, что до момента воспламенения пороха МЗ давление в каморе будет
определяться продуктами сгорания воспламенителя Р = РтхΨ или
Ψ
=mx
P
P
, то можно записать
()
•
•
•
Ψ
=
тх
cT
P
t
B
q
q
0.
(7.34)
Время задержки воспламенения (τ•) можно определить, исходя из последнего
соотношения и выражения для q3
()Ψ
ω
=
Ψ
Σ
•
•
S
К
q
К
P
t
B
q
к
ч
тх
cT0
;
тогда ()ω
=
Ψ
Σ
•
ч
тх
k
cTq
К
P
S
K
t
B
q
1
0
2
.
(7.35)
Подставляя в это выражение
m
τ
τ
=
Ψ , получим соотношение для времени задержки
зажигания
()ω
=
τ
τ
=
τ
Σ
•
•
•
ч
тх
k
cT
m
q
К
P
S
K
t
B
q
1
0
2
2
2
или
()ω
=
τ
=
τ
Σ
•
•
ч
тх
k
cT
m
q
К
P
S
K
t
B
q
1
0
2
2
.
(7.36)
Таким образом, время задержки зажигания зависит от параметров, характеризующих как
природу пороха и условия заряжания, так и воспламенителя и условия его использования.

7.5. Выбор основных параметров осевого воспламенителя
в разрушающейся трубке
При выборе принципиально конструктивного решения ОВУ с целью обеспечения
нормального воспламенения верхней части заряда верхний воспламенитель, расположенный в
основной части заряда, из ДРП массой 50 г, сохранен. Таким образом, задача сводится к выбору
массы, толщины свода и плотности канальных цилиндриков и параметров трубки. Исходными
данными для расчета будут: площадь поверхности заряда из зерненого пороха для расчета
параметра
3
1
3
/
n
W
S
K=
,
(7.37)
где
Wп/з -- для орудий раздельно гильзового заряжания --- это объем гильзы.
Площадь S1 находится из решения ОЗВБ или приближенно
095
1,
S
Sp
n
τ
=
,
получаемой из условия ( ) ( )7
ср
р
срГ
Г=
τ
с учетом того, что для стандартного
семиканального зерна (σср)7 =1,095.
Для получения близкого характера развития давления воспламенителя и его абсолютного
значения естественно принять для предварительного расчета ( ) ( )П
в
ц
в
ω
=
ω
, также учитывается
равенство времени сгорания воспламенителя ( ) ( )в
т
р
т
τ
=
ττ
.
Результаты расчетов представлены в табл. 7.2 .
Результаты расчета основных параметров предварительного периода для штатного и
зерненого зарядов с БПС к танковой пушке Д-81 представлены в табл. 7.3.
Для получения одинакового характера развития процесса в предварительном периоде
зерненого заряда и штатного устанавливается
() () 0077
0
3,
шт
=
τ
=
τ
•
•
c
Тогда определяется время горения комбинированного воспламенителя
() 021
0
3
3,
тх
=
Ψ
τ
=
τ
•
•
с.
(7.38)
Теперь расчет проводится при τт= 0,021 с.
При этом КΣн =1,234, КΣв, = 0,973, fxн=82,04 кДж/кг, fxв = 122,75 кДж/кг, fхоб = 105,71
кДж/кг, Ртх = 1,45 МПа, Ψ•
= 0,375, Р•= 0,54 МПа, τ• = 0,0079 с.
При этих значениях τтх = 0,021 с и 1/ τтх = 47,62 с-1.
Зная массовые доли канальных цилиндриков и верхнего воспламенителя, определяется
время горения канальных цилиндриков
() 29
17
1
1
1
1
1
,
тДРП
ц
мк
ц
тц
=


τ
α
−
−
τ
α
=
τ
с-1,
(7.39)
τтц = 0,058c.
Если пороховые цилиндрики сжигались без оболочки в объеме заряда, т.е. при
Рт= 1,47 МПа, то при плотности ρ=1750кг/м3 U = 0,0184 м/с.

Таблица 7.2
Исходные данные для расчета зерненого заряда
№№
п/п
Наименование параметра
Числовые значения
параметров зарядов
сБПС
1 Масса пороха, ω, кг
5,000+3,350
2 Свободный объем под заряд, Wт/3 10-6 м3
7000+6100
3 Поверхность пороха в единице объема,
КS·10-2, м-1
5,57+4,59
4 Свободный объем каморы, W0, 10-6 м3
13100
5 Объем каморы без объема заряда, W∆ , 10-6 м3
6250
6 Масса воспламенителя, кг
нижнего, ωв.к
0,035
верхнего, ωв.в
0,050
Таблица 7.3
Результаты расчетных значении параметров заряда
Числовые значения
параметров с БПС
№№
п/п
Параметры
штатный зерненый
1 Ртв, МПа
3,75
3,74
2 τт,приРт=1,47МПа,с
0
,0144
0,0144
3 1/τт при Рт = 1,47 МПа, с-1
69,49
69,49
4 Доля тепла КΣ
от нижнего воспламенителя
от верхнего воспламенителя
1,165
0,912
1,160
0,912
5 Сила ДРП с учетом теплопотерь, кДж/кг
fк.н
fк.в
fк.об
92,80
132,27
116,01
93,59
132,27
116,34
6 Ртв, с учетом теплопотерь
16,1
16,2
7 Коэффициент конструктивности по основному
заряду Кк
1,0
0,5 ,
8 Доля воспламенителя, сгоревшего
к моменту зажжения пороха МЗ по формуле
(7.35)
0,535
0,372
9 Давление в каморе в момент зажжения пороха
Р•, МПа
0,85
0,6
10 Время задержки зажжения, с, при Т=15°С, г.
0,0077
0,0053

Значение толщины свода канального цилиндрика определяется из
() 00213
0
2
21
,
U
е
тц
ц
=
τ
=
м.
Однако необходимо учитывать, что канальные цилиндрики горят в трубке (до момента ее
разрушения) при давлении, отличном от давления в каморе. Экспериментальными данными
установлено, что давление в разрушающихся трубках не превышает 9,81 МПа. Исходя из этого
граничного условия, уточняется толщина свода канального цилиндрика
() 00325
0
21
,
ец=
м приU=0,028м/с.
(7.40)
Исходя из этих же условий по формуле (7.24) определяется параметр трубки
Кτ = 47 кг/м2.
(7.41)
Площадь истечения продуктов сгорания воспламенителя определяется из соотношения
00075
0,
К
Fц=
ω
=
τ
τ
м2.
(7.42)
При диаметре отверстии dотв= 4мм количество отверстий на трубке
60
0
=
=τ
T
F
F
n
.
Для исключения задержки срабатывания верхнего воспламенителя необходимо, чтобы
разрушающаяся трубка (для верхнего воспламенителя она лучепередающая трубка) ОВУ
проходила через весь заряд, от KB до верхнего воспламенителя. Поэтому длина трубки
выбирается исходя из габаритов заряда.
Анализ литературных материалов показал, что одним из сложных вопросов при создании
МЗ из зерненых порохов (в том числе и при отработке МЗ в частично сгорающей гильзе»
является способ крепления ОВУ с гильзой. Узел соединения ОВУ с гильзой необходимо
рассматривать в зависимости о способа заряжания, типа выстрела и т.д. Поэтому, основываясь
на результатах наших ранее проведенных работ, применительно к МЗ в частично сгорающей
гильзе, определенно можно сказать, что трубка ОВУ должна соединяться с металлическим
поддоном посредством металлического переходника Принципиальная конструкция ОВРТ
показана на рис. 5.1. Переходник имеет сосок для приклейки к нему трубки и наружную резьбу
для крепления ОВУ в поддоне. Трубка с переходником соединяется клеем, например, состава К-
201 с полиэтиленполиамином.
Для обеспечения своевременной и надежной передачи форса огня от KB к пороху
воспламенителя в целом переходник должен иметь цилиндрический осевой канал с диаметром,
соответствующим запальному отверстию КВ. Уменьшение сечения канала переходника
приведет к росту скорости потока продуктов сгорания KB, что должно благоприятно сказаться
на одновременности срабатывания ОВУ, однако может привести к развитию высоких давлений
на возможных участках торможения, которое приведет к нежелательному преждевременному
разрушению трубки.
С целью повышения технологичности сборки ОВРТ, постоянного месторасположения и
исключения перегородок на пути луча от KB, должен быть выбран оптимальный способ
крепления канальных цилиндриков, например, при помощи бумажных цилиндриков или
полосок.
Внутренний диаметр разрушающейся трубки определяется наружным диаметром
канальных цилиндриков. Материал трубки --- патронная бумага, оптимальная по прочностным
соображениям. Толщина стенки трубки ОВУ выбирается конструктивно, ее можно принять
δ=0,1dτ (dτ --- наружный диаметр трубки). Стендовыми сжиганиями и эксплуатационными
испытаниями определили, что толщины стенки в пределах δ =1,0÷2,5 мм достаточно при
условиях снаряжения, изложенных выше. Кроме того, по возможности должно учитываться

использование унифицированного очка поддона.
При выстреле же, улучшающим прочностные характеристики трубки фактором является
окружающая ее среда, т.е. масса пороховых зерен МЗ.
Собранная вышеизложенная конструкция ОВРТ (рис. 5.1 ) должна ввертываться в гильзу
через очко поддона.
7.6. Лабораторно-стендовые исследования ОВРТ
Целью лабораторно-стендовых исследований явилась проверка ОВРТ на соответствие
расчетно-конструктивным требованиям, в том числе одновременности воспламенения, со-
хранности трубки от действия KB в начальный момент, работы перфорации и т.д. В целом
лабораторно-стендовые и эксплуатационные испытания должны обеспечить максимум ин-
формации о работе ОВРТ с целью обеспечения нормальной (в части зависящей от конструкции
воспламенителя) работы МЗ в натурных условиях и сокращения стрельбовых испытаний. Кроме
того, эти испытания должны определить основные виды контрольных испытаний в условиях
серийного производства с учетом надежности работы МЗ в войсках.
Вместе с этим стендовые испытания преследовали следующие цели: изучить действие
ОВРТ в целом, подтвердить выбор материала трубки, диаметр перфорации, оптимальность
начального импульса, диаметр канала переходника и цилиндриков и т.д.
Сущность опытов сводилась к следующему: собранные ОВРТ закреплялись в
специальном приспособлении, которое представляет укороченный ниже уровня соска поддон с
зажимным устройством. Начальный импульс подавался от ГУВ-7. Для съемки процесса
использовалась скоростная камера СКС-1.
Анализ испытаний проводился по характеру функционирования устройства, по
характеру истечения продуктов сгорания, задержки воспламенения различных частей ОВРТ и
нарушения целостности трубки. При проведении опытов проводилось также визуальное
наблюдение, осмотр и фотографирование ОВУ после опыта. Подробно условия проведения
опытов, результаты опытов и многократного просмотра кинолент изложены в наших работах.
Основные результаты лабораторно-стендовых и эксплуатационных испытаний сводятся к
нижеследующему.
Мощность гальвано-ударной втулки ГУВ-7 достаточна для надежного воспламенения
верхнего воспламенителя, расположенного на торце лучепередающей трубки, как с перфора-
цией, так и без нее. Продукты сгорания верхнего воспламенителя распространяются, в
основном, вверх и частично в сторону и вниз. Однако в натурных условиях характер
распространения продуктов несколько изменится вследствие наличия перегородок (например,
крышка с насечкой) на пути. ОВРТ в целом срабатывает практически одновременно.
Распространение продуктов горения канальных цилиндриков происходит интенсивно и
равномерно радиально во все стороны.
Трубка из сгорающего материала (например, ППЦ) преимуществ в части улучшения
времени задержки воспламенения основного пороха перед разрушающейся трубкой не имеет,
т.к. она загорается после сгорания воспламенителя. Трубка из патронной бумаги с перфорацией
и без нее показала удовлетворительную механическую прочность. На трубках с перфорацией
замечено некоторое увеличение времени зажжения верхнего воспламенителя по сравнению с
цельной трубкой. Однако в реальных условиях наличие перфорации необходимо для зажжения
МЗ, а время зажжения верхнего воспламенителя должно сокращаться за счет уменьшения
расхода продуктов горения в отверстии трубки, находящейся в среде основного пороха МЗ.
Заметного влияния изменения диаметра перфорации от 4 до 8 мм на процесс
воспламенения не обнаружено.
Расположенные в переходнике два поперечных отверстия (рис. 5.1) обеспечивают

эффективное зажжение гасителя обратного пламени, расположенного в секционном мягком кар-
тузе на высоте от 70 до 210 мм.
Были проведены опыты по определению действия ОВРТ с различными соотношениями
диаметров каналов переходника и цилиндриков ДРП. Диаметр канала переходника 3---9 мм,
диаметр канала цилиндриков 6---9 мм. Этими опытами установлено, что при уменьшении
диаметра канала переходника происходит резкое увеличение дробимости трубки и цилинд-
риков, что связано с увеличением скорости истечения продуктов сгорания ГУВ-7.
Обнаружено влияние толщины полоски, поджимающей канальные цилиндрики и
состояние ее торца. При плохом срезе торца имеет место расслоение полоски, что приводит к
уменьшению проходного сечения газам ГУВ-7. Влияние полоски увеличивается с уменьшением
диаметра канала цилиндриков.
В результате стендовых и эксплуатационных испытаний (имитации на СИТе, перегрузки
при досыле, падения и т.д.) был отработан ОВРТ, удовлетворяющий требованиям расчета и
конструкции и который можно допускать для отработки МЗ стрельбовыми испытаниями из
пушек и баллистических установок. В целом конструкция ОВРТ представлена на рис. 7.1.
7.7. Полигонные испытания выстрелов с метательными зарядами с ОВРТ
Испытания проведены в соответствии с ОСТ В 84-564-72 в части внсшнебаллистичсских
испытаний снарядов, явлений, сопровождающих выстрел (живучесть пушки, обратное и
дульное пламя), и загазованности в обитаемом отсеке танка.
Результаты испытаний показывают, что
•разработанные с ОВРТ заряды обеспечивают требуемые соответствующими чертежами
баллистические характеристики для всех типов снарядов, заряды со всеми типами снарядов
работают стабильно;
•в диапазоне температур ±50 °С МЗ во всех типах снарядов работает нормально;
•загазованность в обитаемом отсеке удовлетворяет требуемым ОСТ нормам;
• результаты по полноте сгорания СГ после имитации длительного хранения
удовлетворительные;
•функционирование пушки, снарядов, поддонов и других элементов во всем диапазоне
температур удовлетворительное.
На рис. 7. 2 и 7.3 представлены разработанные нами, с использованием ОВРТ,
метательные заряды с соответствующими им критериями нормального горения, числовые
значения которых показывают хорошее качество отработки МЗ.

ГЛАВА 8
РАЗРАБОТКА МЕТАТЕЛЬНЫХ ЗАРЯДОВ
К МИНОМЕТНЫМ ВЫСТРЕЛАМ
8.1. Особенности минометного выстрела
Минометный выстрел по сравнению с артиллерийским выстрелом имеет ряд
отличительных особенностей.
Метательный заряд состоит из основного заряда, помещенного в картонную гильзу,
которая вставляется в трубку стабилизатора мины и дополнительного, размещенного на трубке
стабилизатора мины (рис. 8.1).
Порох дополнительного заряда воспламеняется под
действием газов основного заряда, и движение мины
происходит под действием суммарного давления газов.
Процесс воспламенения дополнительного заряда происходит
при переменном замкнутом объеме, так как отсутствие
ведущих поясков на мине и значительный зазор между
корпусом мины и каналом ствола приводит к тому, что
движение мины начинается под действием давления газов ос-
новного заряда до момента полного воспламенения дополни-
тельного заряда.
Максимальные плотности заряжания в минометах
превышают в 20÷22 раза их минимальные плотности (в
классической артиллерии в 5÷7 раз), оставаясь, в то же время,
небольшими по абсолютной величине.
Для минометного выстрела характерны весьма малые
плотности заряжания (Д=10 кг/м3), при которых горение по-
роха сопровождается значительными потерями тепла, что
может привести к неустойчивому горению пороха. Столь
значительный диапазон плотностей заряжания на различных
номерах заряда при одной и той же мине и системе оказывает
влияние на конструкцию заряда и выбор марки пороха. Кроме
того, воспламенение дополнительного заряда происходит при
больших скоростях истечения газов воспламенителя, что накладывает повышенные требования
на прочность дополнительных зарядов.
8.2. Конструкция метательного заряда к минометным выстрелам
8.2.1. Конструкция дополнительных зарядов
Для стрельбы из минометов на промежуточную и на максимальную дальность в
отечественных минометах применяются два вида метательных зарядов --- переменный (умень-
шенный переменный) и специальный дальнобойный (полный). Переменные заряды включают в
себя заряд основной и пучки дополнительного заряда, состоящего из равновесных пучков одной
марки пороха. В зарубежных системах используются разновесные пучки.
В дополнительных зарядах используются пластинчатые, кольцевые баллиститные и
зерненые пироксилиновые пороха.

В качестве материала картуза используются аммиантин, перкаль, миткаль, эксцельсиор.
Дополнительный заряд крепится к трубке стабилизатора мины с помощью различного
рода привязок.
В зарубежных дополнительных зарядах применяются баллиститные мелкие
пластинчатые пороха, засыпанные в картузы, крупные пластинчатые пороха, сшиваемые в
пучки и пороха кольцевой формы в тканевых картузах.
Наиболее прогрессивными с точки зрения эксплуатации и производства являются
дополнительные заряды в жестких подковообразных сгорающих картузах (рис. 8.2).
С целью повышения эксплуатационных характеристик дополнительных зарядов и
обеспечения возможности производства их на высокопроизводительных поточно-механизи-
рованных линиях, нами разработан дополнительный заряд к 120 мм минам в жестком
сгорающем картузе.
Разработанный специально для картузов отечественный материал МГС-4 представляет
собой тонкую пороховую пленку, дублированную разряженной трикотажной капроновой
пленкой. Для изготовления дублированного материала также была разработана и смонтирована
на серийном заводе линия.
Баллистические характеристики переменного заряда из пироксилинового пороха марки
ВТМ, засыпанного в жесткий сгорающий картуз с разработанным нами (рис. 8.2) основным
зарядом (2 гр ДРП+8,5 гр НБПл 20-20+25 гр ВТМ), удовлетворяют требованиям, установленным
для штатного заряда. Кроме того, была проверена эксплуатационная надежность и полнота
сгорания после проверки на СИТе и после выдержки в камере повышенной влажности.
Штатный дополнительный заряд к 120 мм миномету состоит из нитроглицеринового
пороха марки НБЛ-40+20 или из пироксилинового пороха марки ВТМ, помещенных в картузе
из миткаля.
Пучки дополнительного заряда привязывались к трубке стабилизатора над перьями
против отверстий.
В случае нитроглицериновых порохов, при отрицательных температурах из-за малой
ударной вязкости пороха под давлением струи газов разрушались, что приводило к повышению
давления и ухудшению функционирования мины или к ее разрушению, что было изложено в
главе 4.При использовании в дополнительном заряде картуза из дублированного материала и
пороха ВТМ, максимальное давление в канале миномета прямо пропорционально начальной
температуре заряда.
Дополнительный заряд в жестком картузе по влагостойкости, быстроте и удобству
одевания на стабилизатор значительно превосходит штатный дополнительный заряд в матер-
чатом картузе (время на снаряжение мины опытным зарядом в 2,5-3,5 раза меньше, чем на
снаряжение штатным зарядом).
8.2.2. Конструкции минометных основных зарядов
Штатные образцы отечественных минометных основных зарядов (МОЗ) к минам всех
калибров по конструкции аналогичны между собой (рис. 8.1).
До войны 1941 г. в основных зарядах к 120 и 82 мм минометам
использовались
нитроглицериновые пороха НБПл 40-20 т НБПл 14-10. Эти заряды, как было показано в главе
4, давали случаи аномального горения при температуре ниже минус 30 °С и поэтому были
сняты с вооружения.
Для зарубежных образцов МЗ к минометам характерно большое разнообразие
конструктивных схем основных зарядов.
В английских, французских и израильских образцах находят широкое применение

стержневые воспламенительные устройства.
Применение ленточных порохов в основных минометных зарядах, а также введение
осевых воспламенительных устройств в основные заряды с пластинчатыми порохами обеспе-
чивают одновременное воспламенение и нормальное горение МОЗ.
Роль основного заряда исключительно важна для получения стабильных баллистических
характеристик минометного выстрела. Время приложения воспламенительного импульса
является одним из решающих факторов при отработке минометных дополнительных зарядов.
Правильный выбор параметров основного заряда: массы, марки пороха, размеров
огнепередаточных отверстий, толщины гильзы и др. --- определяет стабильность работы всего
заряда, как при высоких, так и при низких температурах. Благодаря своему расположению в
трубке стабилизатора, независимо от плотности заряжания и условий горения заряда в
замкнутом объеме, основной заряд создает устойчивые однообразные условия воспламенения
дополнительных зарядов при различных температурах, чем обеспечивает стабильную работу
всего заряда в миномете.
8.3. Разработка минометного основного заряда насыпной конструкции
8.3.1. Конструирование минометного основного заряда
Также как и в случае артиллерийских МЗ, конструирование минометных основных
зарядов (МОЗ) базируется на результатах баллистических расчетов с установлением величин ω,
2е1, суммарной площади отверстий S в трубке при выбранных характеристиках пороха (f, α, θ ,
æ и т.д.). Однако, в отличие от артиллерийских МЗ, существенной особенностью является
необходимость расчета геометрических характеристик стабилизатора, являющегося каморой
сгорания МОЗ.
В общем случае выбор конструкции МОЗ определяется принятой схемой воспламенения

как самого МОЗ, так и всего метательного заряда, способом заряжания мины, наличием нарезов
в стволе и эксплуатационными характеристиками.
Выбор средств воспламенения определяется способом внешнего воздействия и
соответствием мощности KB для данной природы и массы пороха МОЗ. Малая мощность вос-
пламенителя может приводить к отказам воспламенения МОЗ при низких температурах.
Большая мощность может приводить к аномальному повышению давлений в трубке стабили-
затора мины. Поэтому при выборе KB необходимо соизмерять его мощность с геометрией и
массой пороха МОЗ.
При штатном стреляющем механизме и использовании переходного воспламенителя из
ДРП-2 массой 1÷2 г оптимальным является КВМ-3. В случае использования в МОЗ пла-
стинчатого баллиститного пороха типа НБ с толщиной горящего свода 2e1=0,2÷0,3 мм
представляет интерес использование более мощного, чем КВМ-3, источника воспламенения,
который бы обеспечивал оптимальный градиент давления, чем в случае переходного
воспламенителя ДРП-2 массой 2 г.
Применение ленточного пороха и введение осевых воспламенительных устройств, в
случае использования пластинчатых порохов в МОЗ, создают условия одновременного вос-
пламенения и стабильной работы их во всем интервале температур эксплуатации ±40 °С, что
нами было показано ранее.
Однако использование ленточных порохов и ОВУ в основных зарядах исключает
возможность создания автоматизированной линии их сборки, для чего необходимо соблюдение
следующих условий:
•минимальное количество деталей и сборок;
• удобство соединений деталей в сборке, удобства межоперационных перемещений
деталей и сборок без нарушения их целостности, отсутствие мелких деталей и деталей,
деформирующихся при перемещениях;
•пороха, входящие в сборку МОЗ, должны обеспечивать возможность их весовой или
объемной дозировки без нарушений целостности пороховых элементов;
• в конструкции МОЗ должны быть исключены сборки, осуществляемые перевязкой
нитями пучков пороховых лент.
Наиболее рациональным путем решения вопроса по механизации сборки МОЗ является
замена ленточного пороха на сыпучие: сзерна, пластинка. Но применение их ограничено в связи
с трудностью обеспечения удовлетворительного воспламенения и горения пластинчатых
(зерненых) порохов, особенно при низких температурах, что было показано в главе 4.
Применение осевых воспламенительных устройств, широко используемых в зарубежной
практике в таких малых габаритах, по мнению конструкторов автоматизированной линии,
затрудняет создание автоматов.
Пироксилиновые зерненые пороха при применении их в МОЗ, при чертежной длине не
приводили к образованию выскоков давления. Однако, эти МОЗ могут не удовлетворять
требованиям чертежа, предъявляемым к нулевому заряду по уровню минимальных давлений,
устанавливаемому с учетом обеспечения надежного взведения взрывателя.
Длина МОЗ определяется баллистическими характеристиками мины, что, в свою
очередь, определяет конструкцию МОЗ.
Исследования «
насыпных зарядов», изложенные в главе 4, показали, что до
определенной длины они горят без аномалий.
Критическая длина определяется эмпирической формулой, полученной нами (см. главу
4):
3
3 410
ср
св
kp
Г
S
L
τ
⋅
≤
,
(8.1)

где
Scв --- приведенная площадь свободного от пороховых элементов сечения гильзы;
Гτср --- удельная средняя интенсивность газообразования:

 δ
−
γ
ω
=
1
1
l
Sсв
.
(8.2)
Поскольку использование зерненого пироксилинового пороха при низкой температуре не
обеспечивает минимального давления, необходимого для взведения взрывателя, представляет
интерес разработка комбинированного заряда, состоящего из пластинчатого
нитроглицеринового и зерненого пироксилинового порохов, разделенных между собой
прокладкой из нитропленки (рис. 8.2).
Массу заряда, необходимую для обеспечения заданной начальной скорости мины при
стрельбе одним основным зарядом, рассчитываем из условия равенства потенциальных энергии
штатных основных зарядов из пороха НБл и насыпных зарядов из ПП:
θω
=f
П.
(8.3)
Массу пироксилинового заряда вычисляем из соотношения
6
θ
δθ
=
ω
П
П
Пff,
(8.4)
где
fП = 971190 Дж/кг и f6 = 1128150 Дж/кг --- сила пироксилинового и баллиститного
порохов;
ω6--- масса штатных основных зарядов из баллиститных порохов, равная 7,7 и 32 г.
Высоту порохового слоя в зарядах рассчитываем по формуле:
∆
ω
=
0
S
LП
сл
,
(8.5)
где S0--- площадь поперечного сечения штатных гильз.
Высота порохового слоя в пироксилиновых основных зарядах для 82 и 120 мм мин будет
равна соответственно 42 и 105мм.
Первая часть навески из нитроглицеринового пластинчатого пороха с малым сводом
размещается в глухой зоне и служит для быстрого подъема давлений до определенного уровня;
и способствует уменьшению падения давления при низкой температуре за счет эффекта
предварительного дробления пластинок под воздействием продуктов горения воспламенителя.
Однако длина части заряда из пластинчатого пороха должна быть вполне определенной. Она
должна исключать выскоки давлений за счет самоускоренного горения при положительных
температурах.
В качестве второй навески целесообразно применять пироксилиновые зерненыс пороха.
Для сохранения неизменным давления в трубке стабилизатора мины, при переходе от
ленточного к комбинированному заряду, необходимо выполнить следующее равенство:
срл
срК Г
Г
τ
τ
=
,
(8.6)
где ()
λ
+
ξ
=1
k
срJ
Г
.
С целью улучшения процесса воспламенения и горения МОЗ, используется
дополнительный воспламенитель из ДРП, масса которого рассчитывается по следующей
формуле:


 σ
∆
−
=
ω
0
055
0W
,
в
.
(8.7)
Прочность гильзы МОЗ обеспечивается выбором материала и толщиной ее стенок.
Обычно используются бумажные гильзы с толщиной стенки не менее 1 мм. Толщиной гильзы,
при всех прочих равных условиях, определяется давление пробития гильзы, которое делит
процессы работы МОЗ на два периода: пиростатический и период истечения газов через от-
верстия трубки, протекающий одновременно с горением заряда. От величины давления
пробития гильзы зависит масса сгоревшего заряда в пиростатическом периоде и развитие
процесса горения в периоде истечения.
Величина давления пробития стенок гильзы при заданном материале гильзы, ее толщине,
диаметре и количестве отверстий в трубке, зависит от скорости нагружения (времени
нагружения, что следует из флуктуационной теории температурно-временной зависимости
прочности полимерных тел), скорости нарастания давления в конце пиростатического периода,
которая в свою очередь зависит от параметров заряжания МОЗ:
λ
τ


+
=
dt
dP
A
P
Pc
np
.
(8.8)
Экспериментальные данные зависимости давления пробития гильзы от скорости роста
давления приведены в табл. 8.2.
Повышение давления пробития гильзы ведет к увеличению скорости роста
максимального давления в трубке МОЗ в периоде истечения. С повышением давления пробития
гильзы величина градиента давления по длине трубки увеличивается при неравномерном
распределении отверстий.
Таблица 82
Зависимость давления пробития гильзы от скорости роста давления
в пиростатическом периоде
Скорость роста давления,
МПа-с-1105
Давление пробития гильзы,
МПа
1,96
30,41
3,92
44,14
5,89
61,31
7,85
76,51
Таблица 8.3
Зависимость максимального давления в трубке от давления пробития
Рпр гильзы, МПа
Рт МОЗ, МПа
24,52
51,01
54,94
73,57
73.57
94,18
Экспериментально установлено, что происходит выброс несгоревших частиц пороховых
элементов в заминный объем, который зависит от давления пробития.
Массу сгоревшего в трубке стабилизатора пороха приближенно можно определить из

соотношения:
0
ω
=
ω
k
П
сJ
J,
(8.9)
где
ω0 --- начальная масса пороха МОЗ;
JП --- величина полного импульса, полученного экспериментально при горении МОЗ в
трубке;JК ---расчетная величина полного импульса.
Экспериментальные и расчетные величины J, полученные в бомбе с конструктивными
параметрами трубки стабилизатора 120 мм ПМ, приведены в табл. 8.За.
Таблица 8.3
Экспериментальные и расчетные значения импульса
для минометных основных зарядов
Марка пороха МОЗ S·104,
м2 Роб,
МПа
JK,
МПа-с
JП,
МПа-с JП/JK
Штатный МОЗ к 120мм 12 14,13 0,13 0,030 0,23
ПМ (НБл-34) НБл-34
19 14,13 0,13 0,024 0,19
НБл-34
12 7,85 0,13 0,025 0,20
ВТМ
12 7,85 0,18 0,019 0,10
НБПл20-20+ВТМ(1:3) 12 14,13 0,13 0,033 0,21
Результаты испытаний показывают:
•в трубке сгорает от 10% до 23% массы пороха МОЗ;
• увеличение Рпр гильзы или уменьшение количества отверстий в трубке повышают
полноту сгорания МОЗ;
• в насыпных зарядах (ВТМ) масса сгоревшего пороха значительно ниже, чем в
ленточном;
•штатный и «насыпной комбинированный» МОЗ имеют примерно равную величину JП и
отношение JП/JK, поэтому можно показать, что они создают одинаковые условия воспламенения
дополнительного заряда.
Влагостойкость МОЗ обеспечивается за счет лакировки наружной поверхности гильзы
лаками ХВ5107, 192 П и шеллачными. Однако окончательное решение проблемы влагостой-
кости МОЗ возможно при использовании алюминиевых или пластмассовых гильз с
одновременным расположением перфорации на трубке вне зоны МОЗ.
Применение комбинированных основных зарядов позволит также путем варьирования
навесками исключить влияние отклонений по своду пороховых элементов на работу
воспламенительного заряда.
Определение других параметров МОЗ изложены в разработанной нами инженерной
методике.

8.3.2. Экспериментальная отработка метательного основного
заряда насыпной конструкции
В конструкции основного комбинированного заряда к 120 мм полковому миномету были
использованы: штатная гильза. капсюль КВМ-ЗМ, дополнительный воспламенитель из ДРП-2 в
ампуле из нитропленки. Порох НБл-34 заменен на порох НБПл 22-20 --- 8, 5г, расположенный в
нижней части гильзы над воспламенителем из ДРП-2 массой 2,0 г. Над порохом НБПл
помещалась прокладка из нитропленки и сверх нее навеска пороха пироксилинового марки
ВТМ массой 25 г (рис. 8.2). Временные и силовые характеристики штатного и опытного МОЗ
замерялись в стендовой установке, имитирующей трубку стабилизатора штатной 120 мм ПМ,
описанной в главе 4. Результаты приведены в табл. 8.4.
Таблица 8.4
Временные и силовые характеристики штатного и опытного
минометного основного заряда
№№
п/п
Замеряемые параметры
Штатный
МОЗ
Основной
комбини-
рованный
МОЗ
1 Время срабатывания КВМ-3, м-с
0,82
0,70
2 Время задержки зажигания заряда, м-с
0,15
0,13
3 Давление в момент зажигания заряда. МПа
7,35
9,41
4 Время распространения волны давления
--
0,32
по заряду, м-с
5 Средняя скорость распространения волны
давления по заряду, м/с
234
6 Давление в трубке стабилизатора в момент
пробития отверстий в гильзе:
а) в первом ряду отверстий, МПа
б) у воспламенителя, МПа
в) у пыжа, МПа
53,56
55,52
46,60
40,42
45,12
--
7 Параметры около воспламенителя:
а) Рт, МПа
б) время достижения Рт, м·с
в) скорость роста Рт, Па·с-1
г) полное время процесса, м·с
74,75
0,33
3747
1,52
70,44
0,39
2805
1,40
8 Параметры около пыжа:
а) Рт, МПа
б) время достижения Рт, м·с
в) скорость роста Рт, Па·с-1
г) полное время процесса, м·с
58,07
0,29
4022
1,47
105,95
0,16
8809
1,11
Из приведенных в таблице экспериментальных результатов следует, что горение
комбинированного заряда происходит с самоускорением, характерным для зарядов насыпной

конструкции. Однако значения максимального давления (Рт) в рассматриваемых условиях не
превышают допустимого чертежного значения.
Основной комбинированный заряд отрабатывался также в штатной манометрической
бомбе, применяемой при приемных испытаниях штатных основных зарядов к 120 мм полковому
миномету, а также стрельбой из 120 мм баллистической установки минами массой 16 кг на
соответствие требованиям чертежа 4-026414.
Оценка нормальной работы комбинированного МОЗ в манометрической бомбе
проводилась согласно ОСТ В 84-550-72. Испытания стрельбой из баллистической установки
проводились согласно ОСТ В 84-564-72.
Сравнительные результаты испытаний в манометрической бомбе штатных и
комбинированных основных зарядов к 120 мм ПМ приведены в табл. 8.5.
Таблица 8.5
Сравнительные стендовые характеристики штатных и модернизированных МОЗ
Р, МПа
Наименование
заряда
Т, °С
Количество
групп
Среднее
Наибольшее Наименьшее
Опытный
штатный
+15
+15
5
57
85,44
80,15
111,44
107,12
72,89
Опытный
штатный
+50
+50
5
12
87,40
91,33
107,42
116,05
69,65
70,93
Опытный
штатный
-50
-50
5
12
76,91
85,84
91,23
113,10
73,57
66,71
Требования
чертежа
4-026414
+15
1
73,57÷112,81
≤117,72
≥68,67

ГЛАВА 9
ПРИНЦИПЫ УСТРОЙСТВА МЕТАТЕЛЬНЫХ ЗАРЯДОВ
К СТРЕЛКОВОМУ ОРУЖИЮ
9.1. Пистолетные метательные заряды
Пистолетные метательные заряды состоят из быстрогорящего пироксилинового или
нитроглицеринового пороха дегрессивной формы. У нас применяется пироксилиновый порох
марки П-45. В иностранной армии для пистолетов часто применяются нитроглицериновые
высококалорийные пороха в виде пластинок, дисков и
других дегрессивных форм. Применение в патронах
пистолетов и автоматов быстро-сгорающего дегрессивного
пороха обусловлено тем, что у данного вида оружия очень
короткий ствол и относительно низкое давление пороховых
газов. Следовательно, сгорание заряда должно произойти на
коротком пути и за малый промежуток времени. Для
обеспечения полного сгорания пороха в стволе и быстрого
нарастания давления пороховых газов в начальный период
выстрела применяют пороха с тонким сводом или большой поверхностью горения (пористые) и
с высокой калорийностью.
Таким образом, достигается большая массовая скорость горения пороха и высокая газо-
образующая способность заряда.
Устройство пистолетных зарядов показано на рис. 9.1.
9.2. Заряды винтовочным и пулеметным патронам
Заряды к винтовочным и пулеметным патронам состоят обычно из пироксилинового
пороха прогрессивной формы или из пироксилинового пороха в виде пластинок или зерна с
одним каналом, у которого поверхностные слои содержат флегматизатор.
У нас для винтовочных патронов применяются пиооксилиновые
пороха с одним каналом, флегматизированные камфорой. Для патронов к
пулеметам калибра 12,7 и 14,5 мм наряду с флегматизированными порохами
применяются пороха прогрессивной формы (например, 4/7).
В других странах для винтовочных патронов находят применение
пироксилиновые пороха, флегматизированныс динитротолуолом и
централизм.
Применение в патронах к винтовкам и пулеметам порохов
прогрессивной формы и пороха с прогрессивной скоростью горения связано с
необходимостью увеличения начальной скорости пуль за счет увеличения
веса заряда без повышения давлении пороховых газов в канале ствола.
Длинный ствол у винтовки и пулемета позволяет увеличить время сгорания
пороха, перенести положение максимального давления ближе к дульной час-
ти, увеличить площадь заполнения индикаторной диаграммы, и таким
образом повысить работоспособность заряда в заданном давлении
пороховых газов (рис. 9.2).
Заряды к патронам стрелкового оружия, как правило, должны
проектироваться из зерненых порохов с высокой гравиметрической
плотностью и хорошей сыпучестью, позволяющие производить снаряжение
на автоматизированных линиях.

9.3. Воспламенение метательного заряда
Воспламенение -- инициирование метательного заряда к стрелковому оружию --
производится капсюлем-воспламенителем, размещенном в патроне, и который срабатывает от
внешнего механического импульса, удара бойка стреляющего механизма затвора (рис. 9.3).
Отсюда основные требования к патронным капсюлям-воспламенителям следующие:
•безотказность действия при ударе бойка,
•безотказность воспламенения метательного заряда,
•однообразное действие,
•безопасность в обращении и транспортировке и др.
Действие порохового заряда зависит от воспламеняющей способности капсюля и от вос-
пламеняемости метательного заряда. При недостаточной воспламеняющей способности не
обеспечивается одновременное воспламенение всей поверхности
пороховых зерен, процесс сгорания метательного заряда
замедляется, получается так называемый затяжной выстрел. При
быстрой стрельбе стрелок, приняв затяжной выстрел за отказ,
преждевременно открывает затвор, вследствие чего пламя
вырывается из казенной части оружия и может обжечь стрелка.
Известные в настоящее время однородные инициирующие
ВВ в чистом виде непригодны для применения в качестве
ударных составов: они либо слишком оризантные (например,
гремучая ртуть), либо дают слишком слабое пламя (например,
тетразен), либо недостаточно чувствительны к удару или наколу.
Наиболее употребительными компонентами ударных составов
являются бертолетовая соль и трехсернистая сурьма (антимоний,
вводится для повышения жгучести).
Вес заряда для ружейных капсюлей-воспламенителей 0,03 г, для револьверных --- 0,02 г.
Наименьший заряд требуется для воспламенения дымного пороха, несколько больший --- для
пироксилинового пороха; наибольший заряд требуется для воспламенения нитроглицериновых
порохов с одинаковой величиной зерна. С уменьшением величины зерна воспламеняемость
пороха увеличивается, и, наоборот, с увеличением размеров порохового зерна
воспламеняемость пороха уменьшается, и, начиная с определенного размера, необходимо пламя
капсюльной втулки, а при дальнейшем увеличении зерна требуется добавочный воспламенитель
от капсюльной втулки. Вес переходного воспламенителя составляет от 0,5 до 2,5 % веса полного
заряда.
Таблица 9.
Характеристики некоторых основных средств воспламенения
артиллерийских метательных зарядов
Название средств
воспламенения
Воспламенительный
состав
Вес воспл.
состава, г Qw (ж)
в кал W1,
вмл
Патронный капсюль-
воспламенитель
Гремучая ртуть,
бертолетовая соль,
трсхсернистая
сурьма
0,02
6,8 3,7
Винтовочный капсюль-
воспламенитель
То же
0,03
10 5,6
Капсюль-воспламенитель к
14,5 мм патронам
То же
0,04 13,6 7,4
Минометный капсюль-
воспламенитель (жевело)
То же
0,05 17,0 9,3
Капсюльная втулка (КВ-4) Ударный состав и
дымный порох
7,5
5250 2025

Таблица 9.2
Характеристики некоторых метательных зарядов
к патронам стрелкового оружия
Название
патрона
Марка
пороха
ω,
г
q,
г W0,
cм3 ∆,
г/см3
V,
м/сек
Рcp,
кг/см2
7,62 мм патрон
к пистолету обр.
1930г.
П-45 0,53 5,5 0,90 0,59 435(10) 2070(10)
7,62 мм укоро-
ченный патрон ВУфл 1,67 7,9 1,94 0,86 735(25) 2800(10)
7,62 мм
винтовочно-
пулеметный
патрон
ВТ 3,08 11,8 3,75 0,85 782(25) 2940(10)
12,7 мм патрон к
пулемету ДК
4/7 20,0 49,3 20,6 1,00 850(25) 3100(10)
14,5 мм патрон к
пулемету КПВ
4/7 29,0 63 39,5 0,9 988(25) 3300(10)
Основные воспламенители сообщают начальный импульс или непосредственно
метательному заряду или дополнительному воспламенителю. К ним относятся капсюли
воспламенители, капсюльные втулки ударного и электрического действия.
Средства воспламенения находятся в начале огневой цели артиллерийского выстрела, как
стрелкового, так и крупного калибра. На них возлагается очень ответственная задача, со-
ответственно их конструкция сложная и описана в соответствующих курсах.
9.4. Устройство метательного заряда к орудиям
малокалиберного патронного заряжания
В Советской Армии в большей части метательных зарядов к пушкам мелких и средних
калибров применяются зерненые пироксилиновые пороха с семью каналами. Значительно реже
применяются комбинированные трубчатые пироксилиновые и зерненые пороха. Как уже было
отмечено, преимуществом зерненых пироксилиновых порохов является их высокая
гравиметрическая плотность, удобство изготовления зарядов и возможность применения одной
и той же марки вороха к различным орудиям, и самое главное, экономические преимущества.
Недостатком зерненых порохов является сложность воспламенения длинного заряда
вследствие хаотического расположения пороховых элементов. Однако эта трудность преодо-
левается путем применения осевых воспламенительных устройств (как это было показано в гл. 5
в клб 76 и 85 мм) или направляющих пучков из трубчатого пороха.
Воспламенение метельного заряда к пушкам мелких калибров патронного заряжания
осуществляется одной капсюльной втулкой (рис.9.4, 9.5, 9.6) или капсюльной втулкой и
дополнительным воспламенителем, расположенном во флейте в случае осевого
воспламенительного устройства.
Устранение аномалий по давлению в малокалиберных системах (30 мм большой
плотностью (∆≥1,0) достигается также обеспечением одновременного воспламенения путем
введения осевой метательной трубки или устранения аномалий за счет уменьшения диаметра
затравочного отверстия в гильзе (гл. 4).
В преобладающей части зарядов данной группы имеются флегматизаторы и, как правило,

введенные в состав пороха метательного заряда размеднители.
Заряд к 37 мм зенитной пушке обр. 1939 г. состоит из зерненого пироксилинового пороха
марки 6/7 или 7/14, насыпанного в гильзу.
Воспламенение заряда производится капсюльной втулкой КВ-2 и дополнительным
воспламенителем из дымного пороха. В заряде имеется флегматизатор, расположенный во внут-
ренней поверхности гильзы, размеднитель, помещенный в верхней части заряда.
К 85 мм пушке могут готовиться также заряды из трубчатого нитроглицеринового
пороха марки НДТ-3 14/1 и нитродигликолевого пороха марки ДГТ-3 14/1.
Средством воспламенения служит капсюльная втулка КВ-4 и дополнительный
воспламенитель из ДРП-1, пришитый в донной части картуза заряда.
В заряде имеется флегматизатор, размеднитель, кроме того, в заряде имеется
пламегаситель обратного пламени.
Приведенные примеры показывают, что с увеличением калибра орудия и длины зарядной
каморы ухудшаются условия воспламенения, вызывается необходимость перехода к ОВУ в
случае зерненых пироксилиновых порохов с параллельным решением проблем,
сопровождающих явление выстрела и механизированной сборки метательного заряда в целом
или переход к трубчатым баллиститным порохам с решением проблем, сопровождающих
явление выстрела.

ГЛАВА 10
ПОЛИГОННАЯ ПРАКТИКА
10.1. Общие сведения
Все элементы артиллерийского вооружения перед их поступлением на вооружение или
на хранение проходят всесторонние испытания с целью установления соответствия их качества
технической документации, что обеспечивает надежность и безотказность их действия в
условиях боевого применения, т.е. выстрела. Стрельбой проверяются надежность и
безотказность действия всех механизмов материальной части, баллистические качества порохов,
изготовленных из них зарядов, поведение снаряда на полете и действие его по цели.
Все эти испытания производятся на научно-испытательных полигонах. Испытания
можно разделить на две категории по их назначению, а именно:
1. Испытание опытных образцов.
2. Контрольные испытания.
При проектировании артиллерийской системы исходят из некоторых заданных величин
начальной скорости и наибольшего давления, которые являются отправными, как при про-
ектировании ствола орудия, так и его прочих механизмов. Определенный при проектировании
орудия вес заряда ω является величиной, ориентирующей при оценке эффективности
использования заряда, проектировании зарядной каморы и гильзы и требующей уточнения
стрельбой. На определенный при проектировании артиллерийского орудия заряд следует
смотреть как на приближенную величину, даже если производился специальный расчет заряда
(пороха), так как при расчете принимают некоторые средние величины геометрических
размеров зерна и средние значения физико-химических и баллистических характеристик
пороха, которые должны быть проверены и уточнены стрельбой из орудия. Артиллерийская
система, как комплекс материальной части снаряда и заряда, рождается тогда, когда подобран
заряд, позволяющий получить заданную начальную скорость, не превосходя заданного рабочего
давления.
Можно отметить четыре основных случая полбора заряда:
1. Для новой артиллерийской системы, поступающей для испытания на артиллерийский
полигон после се изготовления.
2. При приемных испытаниях партии порохов валового производства и при испытании
опытных МЗ.
3. При изменении веса снаряда или его запоясковой части (объема зарядной каморы), или
того и другого одновременно.
4. Для целей специального опыта (испытание преград, испытание бронебойных и
бетонобойных снарядов, испытание материальной части).
10.2. Подбор заряда для пушек
При подборе заряда для новой артиллерийской системы. прежде всего, встает вопрос о
выборе соответствующей марки пороха, при которой можно надеяться получить заданную на-
чальную скорость, нс превосходя величины допустимого давления.
При выборе марки пороха ориентируются на существующие артиллерийские системы
подобные той, к которой требуется подобрать заряд (с достаточной для практики точностью
можно ориентироваться на систему примерно геометрически подобную данной). Так как из
теории баллистического подобия известно, что для баллистически подобных систем гео-
метрические размеры порохового зерна должны быть пропорциональны калибру, то, исходя из

этого, можно наметить марку пороха, при которой следует ожидать получения заданных
величин начальной скорости и давления.
Для ориентировки при назначении марки пороха, в случае применения ПП, можно
использовать таблицы АНИИ.
Естественно, что при выборе марки пороха приходится ориентироваться на принятые на
вооружение или на опытные образцы пороха с определенной толщиной сводов и, следова-
тельно, нс всегда придется оперировать с порохом, геометрические размеры которого
соответствовали бы теоретическим предположениям. Кроме геометрических размеров зерна, ко-
нечно, нужно принимать во внимание и природу пороха, т.е. является ли данный порох
пироксилиновым или нитроглицериновым.
Простейшим случаем подбора заряда для новой артиллерийской системы является
случай подбора заряда для пушки с одним зарядом. В этом случае заданными величинами явля-
ются только начальная скорость и наибольшее допустимое давление. Задача может быть
поставлена двояко:
•получить заданную V0, не превосходя допустимого Рт;
•получить наивысшую V0, не превосходя допустимого Рт.
После того, как выбрана марка, необходимо решить вопрос о весе заряда, при котором
будет произведен первый выстрел из орудия. Поскольку до испытания стрельбой неизвестно по-
ведение пороха и орудия при выстреле, то рекомендуется производить первый выстрел при
плотности заряжания не выше 0,50.
Осторожность в назначении первого заряда диктуется исключением возможности
получения аварии и необходимостью постепенного увеличения нагрузки на все механизмы
орудия.Полученные после первого выстрела скорость и давление дают возможность судить о
величине следующей, увеличенной навески заряда. К назначению навески нужно также под-
ходить с осторожностью, которая диктуется теми же соображениями, что и при первом
выстреле. Обычно при назначении веса заряда для второго выстрела определяют по
поправочной формуле величину поправки в заряде, при котором давление газов не должно
превзойти допустимого. Затем поправку в заряде уменьшают наполовину.
Подобранным зарядом производят выстрел. Результаты двух выстрелов дают
возможность иметь приближенное представление о зависимости скорости и давления от
величины заряда и более решительно подойти к назначению очередного веса заряда.
Подойдя близко к заданным значениям скорости и давления (~3 %), для дальнейшей
корректировки заряда применяют поправочные формулы испытательной комиссии Охтенского
порохового завода:
ω
ω
∆
=
∆ω
0
04
3V
V
,
(*)
ω
ω
∆
=
∆ω
m
mP
P2
,
(**)
причем следует иметь в виду, что как Vд, так и Рт, могут давать отклонения в ту или другую
сторону от некоторой средней величины в силу разнообразия действия заряда (при раздельном
заряжании --- разнообразия досылки снаряда) и т.д., а также --- в силу ошибок приборов,
регистрирующих начальную скорость и давление. Поэтому более надежных результатов при
корректировании заряда следует ожидать тогда, когда оно будет производиться, по крайней
мере, на основании двух наблюдений при одном и том же весе заряда.
Если в процессе подбора заряда величина допустимого давления будет достигнута при
начальной скорости, меньше заданной, то это указывает на то, что при выбранной марке пороха
не может быть выполнена поставленная задача и следует перейти к марке пороха менее

быстрогорящей (с большей толщиной свода). Получив величину начальной скорости, близкую к
заданной (~0,5 %) при давлении, не превосходящим допустимого, следует перейти к счетным
выстрелам, на основании которых производится подсчет средней величины начальной скорости
V0 и средней величины давления пороховых газов Рт.
Число счетных выстрелов колеблется в пределах от 5 до 20, в зависимости от калибра,
причем с уменьшением калибра число счетных выстрелов увеличивается. Счетные выстрелы
производятся отдельно для определения V0 и Рт и для определения только V0. В орудиях
крупного калибра (более 152 мм), вследствие малого влияния на результаты стрельбы, наличия
в зарядной каморе крешерного прибора, сравнительно малой живучести орудий и большой
стоимости отдельного выстрела, счетные выстрелы с определением только скоростей не про-
изводятся. Для большей надежности суждения о давлении в этом случае обычно пользуются
двумя крешерными приборами одновременно.
При подобранной величине заряда производят стрельбу в три разных дня, и на основании
полученных результатов выводят среднее значение скорости и давления.
Для орудий калибра меньше 152 мм в каждый день стрельбы производятся по две группы
счетных выстрелов --- одна с определением скоростей и давлении, а другая --- только с оп-
ределением скоростей. Если полученное среднее значение скорости будет отличаться от
заданной, то производят перс-счет заряда по формуле (*). Определенный таким образом вес
заряда будет окончательным. Во всех случаях полученные значения начальной скорости и
давления приводятся к температуре +15 °С по поправочным формулам:
0
0 0011
0tV
,
Vt
∆
=
∆
,
m
mt
tP
,
P
∆
=
∆
0011
0
.
Для морских и стрелковых систем значения начальной скорости и давления приводятся к
температуре +20 °С. При стрельбе с определением давлении вводится поправка и на изменение
Vд и Рт за счет изменения объема каморы при помещении в каморе крешерного прибора по
формулам:
0
0
0
03
1
W
W
V
Vkp
∆
−
=
∆
,
0
0
3
4
W
W
P
P
m
mkp
∆
−
=
∆
.
Изложенная выше методика относится к нормальному случаю подбора заряда для новой
пушки, когда требуется подобрать заряд для заданной начальной скорости, не превосходя
допустимого давления.
Второй случай подбора заряда, когда ставится задача получения наивысшей начальной
скорости при давлении, не превосходящем допустимого, может иметь место при первона-
чальном испытании опытной системы. Методика подбора заряда остается той же, только
главной ориентирующей величиной будет являться давление.
10.3. Подбор заряда для гаубиц
При подборе заряда для гаубиц, в зависимости от устройства заряда, могут иметь место
два случая:
•заряд из пороха одной марки;
•заряд, комбинированный из пороков разных (двух) марок.
Вся шкала начальных скоростей осуществляется на двух зарядах --- уменьшенном
переменном и полном переменном, причем каждый из зарядов имеет деление на меньшие
заряды и состоит из пороха одной марки.

Заряды могут быть с равновесными пучками и неравновесными.
Заряд, состоящий из равновесных пучков, имеет то преимущество, что технология его
изготовления проще, чем заряда с неравновесными пучками. Кроме того, заряды с равно-
весными пучками проще в боевом применении.
Число пучков в заряде определяется заданной шкалой скоростей, которая, в свою
очередь, определяется тактико-техническими требованиями. При назначении числа начальных
скоростей для уменьшенных зарядов (шкалы скоростей) задаются определенной величиной
перекрытия дальности при навесной стрельбе на двух соседних начальных скоростях, равной
разности горизонтальных дальностей.
Подбор заряда начинают с подбора наименьшего заряда. При этом заданными
величинами являются наименьшая V0 и наименьшее Рт, которые должны обеспечить
взводимость взрывателя при температуре -40 °С.
Марку пороха выбирают, ориентируясь на существующие системы, имеющие
подобранные заряды, пользуясь таблицами АНИИ.
При назначении веса исходного наименьшего заряда можно исходить из плотности
заряжания ~0,1. На основании результатов первых выстрелов корректируют заряд из расчета
получить заданную начальную скорость. Если при заданной начальной скорости полученное
давление удовлетворяет заданному условию, то переходят к подбору наибольшего из
переменных уменьшенных зарядов. В противном случае переходят к более быстро горящей
марке пороха или комбинированному заряду.
Для ориентировочной прикидки веса заряда можно воспользоваться формулой
Гейденрейха:
m
V
V

 ω
ω
=
2
1
02
01
,
где
V01 --- скорость при подобранном наименьшем заряде,
ω1--- вес наименьшего заряда,
V02 --- начальная скорость при подбираемом заряде,
ω2--- вес искомого заряда.
Для более точного учета влияния изменения веса заряда, особенно при больших его
изменениях, следует воспользоваться таблицами для решения задач внутренней баллистики
проф. Н.Ф. Дроздова.
Определив вес наибольшего уменьшенного переменного заряда, производят первый
выстрел. По результатам первого выстрела корректируют заряд и, получив скорость, близкую к
заданной, переходят к счетным выстрелам. При подборе наибольшего уменьшенного заряда
следует учитывать схему устройства (конструкцию) заряда, обеспечивающую получение
заданных промежуточных начальных скоростей при помощи уменьшения заряда. Для этого он
должен состоять из основного пучка, соответствующего наименьшей скорости, и числа
дополнительных пучков по числу заданных скоростей без одной. При равновесных пучках вес
дополнительного пучка определяется как разность наибольшего и наименьшего весов пучков
заряда, деленная на число скоростей без одной.
На подобранных таким путем зарядах производится стрельба в три различные дня.
По результатам стрельб определяется среднее значение начальных скоростей,
полученных на крайних зарядах, и если необходимо, то производят пересчет зарядов по
формуле (*).
При определении веса заряда, для получения наименьшей скорости полного переменного
заряда, можно исходить из величин зарядов, соответствующих скорости, близкой к заданной,
или назначить заряд, исходя из плотности заряжания ~0,25. В дальнейшем методика подбора

заряда остается прежней.
При подборе заряда с неравновесными пучками идут от наименьшего заряда, подбирая
заряды в порядке возрастания скоростей. Величину очередного увеличенного заряда и ожи-
даемое на нем давление можно ориентировочно определить по приведенным выше формулам
Гейденрейха. Ввиду отсутствия опасности превзойти допустимое рабочее давление на
промежуточных зарядах, прикидку добавки к меньшему заряду можно производить по формуле
(*). Подбор переменного заряда для пушки ничем нс отличается от подбора заряда с
неравновесными пучками для гаубиц. Подбор комбинированного заряда из двух марок порохов
начинается с подбора наименьшего заряда. Общий вес наименьшего заряда назначается из тех
же соображений, что и при подборе заряда из пороха одной марки. Соотношение между весом
более тонкого и более толстого пороха таково, что веса их нормально относятся как 1:2, но, в
зависимости от толщин горящего свода того и другого пороха и их физико-химических качеств,
могут быть отклонения в ту или другую сторону.
При подборе наименьшего заряда заданными величинами являются начальная скорость и
то наименьшее давление, которое необходимо для обеспечения взводимости взрывателя.
На основании полученных при первом выстреле значений начальной скорости и
давления производят корректирование заряда, причем в зависимости от соотношения
полученных значений скорости и давления производят изменение веса тонкого или толстого
пороха, или того и другого одновременно. В двух первых случаях общий вес заряда может или
измениться, или остаться неизменным, т.е. может изменяться лишь соотношение между весами
тонкого и толстого пороха без изменения суммарного веса заряда.
При изменении соотношения между весами порохов разных марок, при оставлении
общего веса заряда неизменным, нужно иметь в виду, что, увеличивая количество тонкого по-
роха, следует ожидать наряду с увеличением давления и некоторого увеличения V0.
Для изменения соотношения между весами тонкого и толстого пороха в зависимости от
желаемого соотношения скорости и давления нет каких-либо норм или эмпирических за-
висимостей, а потому получение желаемого результата достигается рядом попыток.
Корректирование суммарной навески наименьшего заряда производится по указанным ранее
формулам.
Получив скорость, близкую к заданной, при давлении, немного большем или равном
заданному, производят проверку подобранного заряда, по крайней мере, двумя выстрелами.
После этого переходят к подбору полного заряда, определяя его вес для первого выстрела одним
из методов, указанных ранее.
Если при подборе полного заряда давление окажется выше допустимого, то это
указывает на невозможность подбора заряда для данной системы из принятой комбинации
марок порохов. Для выполнения поставленной задачи нужно в качестве быстрогорящей добавки
в наименьшем заряде принять поpox с меньшей скоростью газообразования, что может быть
достигнуто или за счет применения пороха с большей толщиной горящего свода, или за счет
применения другой партии той же марки с меньшей скоростью горения. Как правило, в качестве
быстрогорящей добавки применяется соседняя или на одну ниже марка пороха по отношению к
толстому пороху, принятому при подборе заряда.
10.4. Подбор заряда при изменении веса снаряда
Подбор заряда для нового снаряда при стрельбе из системы, имеющей штатный снаряд и
заряд, можно разбить на два основных случая, а именно:
1. Подбор заряда для снаряда измененного веса с неизменной запоясковой частью.
2. Подбор заряда для снаряда с измененной запоясковой частью при неизмененном весе.

Кроме этих двух основных случаев, возможен случай подбора заряда при изменении веса
и запоясковой части одновременно. Изменения в начальной скорости и давлении при изменении
веса снаряда могут быть подсчитаны по формулам:



∆
=
∆
∆
−
=
∆
q
q
P
P
q
q
V
,
V
m
mg
q
4
3
4
00
0
.
(***)
Для определения изменений Рт и V0, при изменении веса снаряда q, особенно при
больших изменениях q, когда приведенные выше формулы могут оказаться неудовлетворитель-
ными, следует воспользоваться таблицами для решения задач внутренней баллистики проф.
Н.Ф.Дроздова.
Для того, чтобы не превзойти допустимого давления на исходном заряде при подборе
заряда для утяжеленного снаряда, определяют изменение давления по формуле (***), а необхо-
димую поправку в заряде, подобранном для штатного снаряда, находят по формуле (**), или по
формуле:
q
q
∆
−
=
ω
ω
∆
8
3,
которая получается из первых двух при условии ∆Рт= 0.
По результатам первых выстрелов судят о необходимом изменении заряда для того,
чтобы давление пороховых газов было не выше допустимого. На определенном при таких ус-
ловиях заряде производят в три различных дня стрельбы с положенным числом счетных
выстрелов с определением скоростей и давлении и только скоростей. По результатам стрельб
находят среднее значение скорости и давления.
При сравнительно небольшом изменении веса снаряда может иметь место равенство
средних величин давления пороховых газов при стрельбе легким и тяжелым снарядом, что
следует объяснить разбросом давлении при отдельных выстрелах.
При подборе заряда для снаряда с измененной запоясковой частью следует учесть
изменение объема каморы за счет изменения запоясковой части. Если при этом изменена и вели-
чина форсирования ведущего пояска, то происшедшее за счет этого изменение объема каморы
также должно быть учтено. Поправка на изменение давления, вследствие изменения объема
каморы, учитывается по соответствующей формуле испытательной комиссии Охтенского
порохового завода.
10.5. Подбор заряда для целей специального опыта
Заряд для целей специального опыта, в котором соотношение между скоростью снаряда
и давлением должно отличаться от соотношения этих величин при нормальном использовании
системы, предназначается для испытания материальной части, преград, снарядов и взрывателей.
При подборе заряда для целей специального опыта решающее значение имеет удачный
выбор марки пороха, позволяющий получить малые скорости при больших давлениях.
Естественно стремление получить заданную начальную скорость при возможно меньшем
рабочем давлении (нижний предел давления определяется величиной, необходимой для
обеспечения работы автоматики и условиями взводимости взрывателя). Для целей специального
опыта давление должно быть больше или равно рабочему давлению при скорости, большей или
меньшей штатной, и для верного решения задачи нужно выбрать порох с толщиной горящего
свода меньшей, чем у пороха нормального заряда.
Процесс подбора ничем не отличается от процесса подбора заряда при нормальном

соотношении давления и скорости. Для определения условий заряжания для исходного
выстрела можно воспользоваться формулами Ледюка (М.Е. Серебряков, К.К. Гретен, Г.В.
Оппоков. Эмпирические методы решения основной задачи внутренней баллистики //Внутренняя
баллистика. --- Издательство оборонной промышленности, Москва, 1939 ).
10.6. Баллистические испытания пороков и зарядов
Технологический процесс производства порохов довольно сложен, и получение в
результате ряда последовательных процессов производства пороха, обладающего в точности за-
ранее заданными свойствами, представляет при массовом производстве чрезвычайно сложную
задачу.Различные партии одной и той же марки пороха различаются между собой
геометрическими размерами, содержанием летучих веществ, содержанием азота и т.д. Чтобы
получить баллистически однородный порох, малые партии порохов смешиваются в одну общую
партию.Баллистические характеристики порохов определяются стрельбой из орудия, для
которого порох предназначается. Основными характеристиками, определяющими баллисти-
ческие качества пороха, являются:
1. Получение на заряде из данной партии пороха заданной начальной скорости, не
превосходя определенной средней величины давления пороховых газов.
2. Отклонение давления пороховых газов на отдельных выстрелах от средней величины
для группы выстрелов. Допустимое отклонение задается в процентах от средней величины
давления пороховых газов и колеблется в пределах 5---8 % (зависит от однообразия физико-
химических характеристик).
3. Вероятное отклонение начальных скоростей от среднего значения, определяемое по
формуле:
1
6745
0
2
−
Σ∆
=
′
n
,
rl
,
где
п --- число счетных выстрелов,
()
2
0
0
2
cp
iV
V−
Σ
=
Σ∆
--- сумма квадратов разностей начальной скорости отдельного
выстрела и средней величины начальной скорости, полученных на счетных выстрелах.
На баллистические показатели пороха, помимо его физико-химических качеств, влияет
устройство заряда, а потому испытание порохов производится при определенном устройстве
заряда, согласно чертежу последнего Чертежом заряда также определяется и марка пороха,
ориентировочный вес заряда, вес воспламенителя, размещение заряда в каморе, чертежа гильзы
и снаряда, начальная скорость, величина rV, допустимое максимальное давление и число
счетных выстрелов при проведении баллистических испытаний.
Баллистические испытания порохов производятся стрельбой из стволов с определенными
баллистическими характеристиками, проверяемыми стрельбой «нормальными выстрелами».
«Нормальный выстрел» состоит из заряда образцового пороха, нормального снаряда и
нормальных обтюрирующих устройств (гильз).
Образцовым порохом называется порох валового производства, показавший при
испытаниях стабильность своих баллистических характеристик (постоянство V0 и Рт, малое
значение rV). Заряды из образцовых порохов подбираются стрельбой из новых стволов.
Нормальным снарядом называется штатный снаряд установленного чертежа,
откалиброванный и приведенный к табличному весу. Материал ведущих поясков должен быть

однородного качества.
Нормальным обтюрирующим устройством называется штатная для данного орудия
обтюраторная система установленного чертежа, обладающая однородностью действия.
Гильзы применяются новые или стреляные, но нс более чем с 10 обжатиями для мелких и
средних калибров и 5 обжатиями для крупных калибров
Проверка баллистических характеристик ствола (отклонение их от нормальных)
производится тремя стрельбами в разные дни комплектными «нормальными выстрелами». По
полученному среднему результату из всех трех стрельб устанавливаются баллистические
данные системы. Для определения средней величины наибольшего давления пороховых газов
производятся в те же дни стрельб выстрелы с определением давлений и скоростей отдельно от
выстрелов, произведенных только с определением скоростей.
Если полученная начальная скорость будет отличаться от установленной для
нормального выстрела (табличной) не более, чем на 0,5 %, то ствол признается годным для
баллистических испытаний, и никаких поправок в результаты стрельб не вводится.
При скорости, отклоняющейся от установленной более, чем на 0,5 %, но не выше
определенной величины, ствол признается пригодным для баллистических испытаний, но в ре-
зультаты баллистических стрельб вводится поправка. При отклонениях в начальных скоростях
свыше определенной величины ствол считается непригодным для проведения приемных
испытаний порохов или установления веса заряда.
Назначение величины заряда при приемном испытании порохов производится, исходя из
имеющихся данных о величине заряда из пороха данной марки при предыдущих партиях. При
этом учитывается изменение толщины горящего свода, изменение содержания летучих веществ
и изменение процентного содержания азота.
Изменение толщины горящего свода учитывается поправочными формулами:
1
1
0
1
03
1
e
e
V
Vl
∆
−
=
∆
,
1
1
13
4
e
e
P
P
m
ml
∆
−
=
∆
Изменение процентного содержания летучих веществ Н % учитывается поправочными
формулами:
H
V
,
VH
∆
−
=
∆
0
0
04
0
,
H
P
,
Р
m
H
m
∆
−
=
∆
15
0
.
Если испытание производится в холодное время года, то отобранные для стрельбы ящики
с порохом выдерживаются в помещении с температурой, близкой к 15 °С нс менее трех суток
одновременно с ящиками образцового пороха. Такому же выдерживанию в теплом помещении
подвергаются гильзы и снаряды.
Перед стрельбой зарядами испытуемой партии пороха производится стрельба
нормальными выстрелами.
Стрельба нормальными выстрелами имеет целью проверку работы хронографов и
баллистических характеристик ствола.
После проверки орудия и работы хронографа стрельбой нормальными выстрелами
производится подбор заряда, а затем производится положенное число счетных выстрелов при
условиях, определяемых чертежом заряда.
При производстве счетных выстрелов заряды попеременно берутся из различных
ящиков, предъявленных к сдаче. Если при приемных испытаниях порох дал результаты,
удовлетворяющие техническим условиям, то он поступает для комплектации выстрелов.
Изготовленные из валовых партий пороха заряды хранятся в условиях,

предусматривающих сохранение их баллистических качеств. Но в силу несовершенства методов
хранения с течением времени происходит изменение их баллистических качеств, а поэтому для
учета происшедших изменений периодически производятся контрольные испытания зарядов
стрельбой.
Показателями, по которым судят о степени изменения баллистических характеристик
зарядов, являются:
•отклонение начальной скорости от ранее установленной (табличной);
•величина вероятного отклонения начальных скоростей;
•средняя величина давления пороховых газов на наибольшем и наименьшем зарядах.
С течением времени больше всего изменяется начальная скорость, а потому за основной
показатель, характеризующий баллистические качества зарядов, принимается отклонение
начальной скорости от табличной.
Принимается, что начальная скорость, определяемая стрельбой из ранее подобранных
зарядов, может колебаться в различные дни стрельбы на ±0,5% от табличной скорости. Это
допустимое отклонение средних значений начальных скоростей является так называемой
ошибкой дня, происходящей в определении начальных скоростей от неучета особенностей
применяемой партии снарядов, различных метеорологических условий и отклонений в работе
баллистической цепи.
Заряды, дающие отклонение средней величины начальной скорости свыше ±0,5 % от
ранее установленной, в зависимости от величины отклонения, разбиваются на категории, кото-
рыми определяется их использование.
Результаты контрольных стрельб заносятся в формуляры зарядов. При отклонении
скорости свыше определенной нормы, заряды подлежат исправлению. Исправление зарядов
производится подбором заряда, дающего табличную скорость, для чего используется порох из
подлежащей исправлению партии зарядов.
10.7. Влияние износа ствола на баллистические характеристики заряда
Процесс выстрела, продолжительность которого измеряется сотыми и тысячными
долями секунды, неизбежно связан с воздействием пороховых газов высокой температуры на
стенки канала ствола. Кроме того, снаряд, при прохождении по каналу, воздействует на конус
форсирования каморы и на нарезную часть канала своими ведущими частями. Это кратко-
временное и мощное воздействие пороховых газов и снаряда на канал приводит к изменению
основных размеров канала ствола --- объема зарядной каморы W0, длины пути снаряда по
каналу lд и поперечного сечения канала S.
Изменение внутренних размеров канала связано с изменением его баллистических
данных. Степень изменения внутренних размеров канала характеризуется процентным падени-
ем дульной скорости и увеличением рассеивания скоростей, следовательно, уменьшением
дальности стрельбы и увеличением рассеивания снарядов по местности.
В процессах, происходящих в стволе, следует различать:
1. Механическое изнашивание.
2. Разгар (эрозия).
3. Кольцевание.
Исследованиями показано, что боеспособность ствола понижается сравнительно
медленно в том случае, когда износ сводится только к механическому истиранию и
образованию трещин (стволы малой и средней мощности). В стволах большой мощности,
вследствие выкрашивания металла и других причин, имеют место разрушения канала
эрозионного характера (разгар), что приводит к быстрому падению боеспособности. В стволах
наиболее крупных калибров, обладающих максимальной мощностью, разрушение канала в

форме образования трещин сводится к минимуму и даже совершенно отсутствует.
Источником постепенного разрушения ствола являются непосредственно раскаленные
пороховые газы и медные ведущие пояски, вдавливаемые в нарезы канала. При воздействии
пороховых газов разрушающими факторами являются: давление, температура, скорость и
химическая природа газов.
При учете влияния пояска подобными факторами являются материал и размеры пояска.
Пассивными факторами являются материал орудийного ствола и состояние канала
ствола.Давление пороховых газов предопределяет значение силы на боевой грани, величину
сопротивления нарезов и работу трения, а вместе с тем, и степень износа. Так как этот процесс
происходит при весьма больших скоростях, то при нем, естественно, развиваются те явления
наклепа, которые наблюдаются при всяких работах, сопровождающихся ударами. Под ударом
пояска, а также под воздействием пороховых газов, поверхность канала как бы покрывается
тонкой коркой, свойства которой резко отличаются от свойства остальной части орудийного
металла. Этот слой при повышенной твердости имеет пониженную пластичность, и в нем
постепенно развивается хрупкость, особенно вредная ввиду частых периодически следующих
расширений и сжатий термического и механического характера и способствующая начальному
возникновению мелких трещин.
Высокая температура пороховых газов, превосходящая температуру плавления стали,
является вторым крупным фактором, влияющим на износ канала. Высокая температура ускоряет
процесс разогревания стали в глубину и усиливает падение ее механической сопротивляемости.
Она же способствует размягчению и даже оплавлению металла и вызывает в поверхностном
слое значительные деформации, проявляющиеся в появлении сети мелких трещин, как в
поперечном, так и продольном направлениях, образующих в совокупности сетку разгара.
Разница в теплосодержании и в температуре продуктов горения различных порохов
достаточно объясняет разницу в износе, получаемом при применении различных порохов.
Скорость пороховых газов, зависящая от порождающего ее давления, влияет как при
непосредственном ударе газов о поверхность, так и при трении газов. Работа трения представля-
ет довольно значительную величину, большая часть которой расходуется на износ нагретого
поверхностного слоя канала быстро движущимися газами. Такой износ должен быть тем более
значителен, чем более нагрета поверхность, чем больше скорость газов и их плотность и чем
более шероховата поверхность.
В теории Шарбонье главным фактором является скорость движения струи, и эта теория
хорошо согласуется с наблюдаемыми явлениями, объясняя, например, факт большого износа
пушек не только большей продолжительностью действия вихря, но и большей, в случае более
длинных орудий, скоростью газовой струи.
Точно так же она дает объяснения и явлению кольцевания. При переменной скорости
газовой струи вдоль ее неизбежно должны быть места, соответствующие наименьшей и наи-
большей скорости, аналогичные узлам и кучностям в стоячих волнах. Так как струя увлекает с
собой отделившиеся частицы стали и меди, то эти частицы при движении могут осаждаться
скорее всего в тех сечениях, где скорость струи становится минимальной.
При размягченном металле стенки и под давлением эти частицы не только осаждаются,
но и глубоко проникают внутрь металла, вдавливаясь во все щели и трещины, причем явление
это при одних и тех же условиях заряжания происходит всегда в определенном районе, чем и
объясняется постепенное уменьшение диаметра канала в соответствующих сечениях. К разряду
физико-химических процессов, развивающихся в стали под влиянием горячих и плотных газов,
относится еще явление окклюзии, заключающееся в проникновении газов внутрь металла под
большим давлением и последующем разрыхлении металла, происходящем при расширении
газов и обратном выходе их при падении давления в канале.

Кроме отмеченных факторов на износ ствола влияют:
•материал орудийного ствола, устройство нарезов, их очертание и размеры, термическая
обработка;
•материал ведущего пояска и его размеры;
•степень стягивания трубы при скреплении.
Из всего изложенного следует, что хотя явление износа ствола и является неизбежным,
но степень его и быстрота развития, обусловленные рядом переменных факторов, могут быть
ослаблены как мерами конструктивного характера, так и применением чисто технологических
приемов.
Из конструктивных мер можно отметить следующее:
1. Выбор стойкого тугоплавкого орудийного металла.
2. Выбор наиболее выгодного метода скрепления трубы.
3. Специальная обработка внутренней поверхности трубы (хромирование, азотирование и
т.д.). 4. Применение пороха с меньшей температурой горения.
5. Рациональный выбор профиля нарезки и размеров пояска.
К технологическим приемам могут быть отнесены:
1. Уменьшение (насколько это допускается боевой обстановкой) числа выстрелов в
минуту.2. Применение смазки канала и промывание канала.
3. Периодическое применение после стрельбы полным зарядом стрельбы уменьшенными
зарядами. Данная мера, как показала практика, ведет к постепенному уменьшению колец
омеднения.
4. Применение особых составов, прибавляемых к заряду, например, размеднители.
5. Осмотр канала и снаряда перед выстрелом в целях обнаружения присутствия случайно
попавших посторонних тел (песок и др.) и удаление их.
6. Своевременный и тщательный уход за каналом после стрельбы.
К факторам, приводящим к уменьшению износа канала, следует отнести применение
картонных обтюраторов и просальников.
Как следует из вышеизложенного, процесс износа приводит к весьма сложным
изменениям внутренних размеров канала, и учет влияния этих изменений на баллистические
данные орудия не может быть произведен путем обмеров и соответствующих вычислений. Как
на попытку создания прибора, учитывающего изменения баллистических данных ствола в
зависимости от его износа, можно указать на прибор инженера Высоцкого, дающий изменения
длины каморы в зависимости от износа начала нарезов, от которого можно легко перейти к
падению начальной скорости.
Но баллистические качества ствола характеризуются нс только величиной начальной
скорости при данном заряде и снаряде, но и величиной рассеивания начальных скоростей, а
также величиной наибольшего давления пороховых газов.
Степень износа орудийного ствола определяется путем обмера канала, снятия слепков с
разгоревших мест и стрельбой нормальными выстрелами. Стрельба нормальными выстрелами
даст баллистические характеристики ствола, которые характеризуют его боеспособность и
подлежат учету при стрельбе обиходными боеприпасами.
Важной характеристикой МЗ является их эксплуатационная надежность, т.е. сохранность
конструкции после транспортировки различными видами транспорта, а также стабильность
баллистических характеристик после воздействия различных климатических условий.
Эксплуатационная прочность МЗ проверяется на станке имитации транспортировки
(СИТе). При этом заряд подвергается вибрационным нагрузкам различной частоты и амплиту-
ды.

Климатическое воздействие имитируется в термокамерах и холодильниках.
10.7.1. Обследование чрезвычайных происшествий
На стадии разработки нового орудия и выстрелов к нему иногда наблюдаются
чрезвычайные происшествия, объяснение которых не вызывают особых затруднений.
Неожиданные происшествия происходят также при стрельбе штатными выстрелами из
находящихся на вооружении орудий, которым оперативно дать объяснение бывает невозможно.
К таким случаям могут быть отнесены: получение очень высоких или слишком низких
начальных скоростей и давлений, преждевременные разрывы снарядов в канале ствола и т.п.
При обследовании чрезвычайных происшествий поступают в основном следующим
образом: прежде всего, обстоятельно исследуют место происшествия, тщательно осматривают
орудие, приборы и оставшиеся боеприпасы. На основании результатов обследования пытаются
установить возможные причины, приведшие к конкретному происшествию.
Часто бывает трудно выдвинуть какую-либо гипотезу, а иногда их возникает несколько.
Для обследования привлекается весь наличный остаток боеприпасов. В том случае, если
их не окажется, необходимо найти по возможности соответствующие боеприпасы.
Рассмотрим случай разрыва ствола. Причина разрыва может заключаться:
а) во взрывателе,
б) в метательном заряде,
в) в корпусе снаряда (раскол),
г) во взрывчатом веществе снаряда,
д) в способе снаряжения снаряда,
е) в слишком высоком давлении пороховых газов,
ж) в повреждении ствола,
з) в наличии посторонних тел в канале ствола.
Полная детонация снаряда в канале ствола наводит на мысль, что вероятной причиной
происшествия может быть взрыватель (пункт «
а»), но не исключаются также и другие.
Неполная детонация снаряда исключает причину по пн. «а», а также практически полностью
причину по пн. «з».
Если разрыв снаряда произошел в канале ствола, то причина по пн. «а» почти
исключается, поскольку к этому моменту уже уменьшается.
Если авария произошла по причине по пн. «ж», то иногда можно установить, что снаряд
вылетел из ствола раньше, чем ствол успел разрушиться. При этом часто снаряд достигает
заданной дальности. Однако в большинстве случаев снаряд падает на близком расстоянии.
Для того, чтобы убедиться, что причиной аварии был не заряд, производят стрельбу
оставшимися или подобными боеприпасами с определением давления пороховых газов. Если
при их испытаниях будет получено нормальное давление пороховых газов, и разброс давлений
будет находиться в обычных границах рассеивания, то причину преждевременного разрыва
следует искать не в заряде.
Получение выскока давления пороховых газов будет свидетельствовать о том, что
причина аварии заключалась в метательном заряде и, что, соответственно, нужно изменить его
конструкцию.
Для установления причины разрыва ствола требуются повторные испытания каждого
элемента выстрела в отдельности.
К чрезвычайным происшествиям необходимо отнести и недолеты снарядов, которые
также неприятны, как и разрывы снарядов в стволе, т.к. при этом подвергаются опасности по-
ражения свои войска.
Причины недолетов не всегда заключаются в метательных зарядах. Недостатки ведущих

поясков, отрывы деталей корпуса, неправильный полет снаряда ведут к недолетам. Путем по-
вторных проверочных испытаний эти факторы должны быть исключены.
Иногда вероятную причину недолета снаряда можно установить расчетом, с
последующим экспериментальным подтверждением.
Причиной демонтажа БПС с последующей деформацией ствола может являться
метательный заряд при раздельном заряжании выстрелов с использованием порохов с малой
ударной вязкостью при отрицательных температурах ввиду их разрушения и возникновения
высоких давлении, превышающих допустимые значения.
В общем, для возможно более точного установления причин аварий, необходимо
обладать большим опытом в работе и соответствующими знаниями, особенно в области физики
горения и взрыва.