外部涂層及包覆層對HAE裝藥快速烤燃實驗的影響

李亮亮，沈 飛，王勝強，肖 瑋，王 中

(西安近代化學研究所，陜西 西安 710065)

引 言

隨著當前戰斗部加載環境的持續嚴苛，不敏感戰斗部研究已成為當前的研究熱點之一。戰斗部的不敏感設計主要從炸藥裝藥、戰斗部內部結構、裝藥-彈體匹配性等方面進行設計。快速烤燃實驗作為炸藥裝藥的不敏感特性評價方法，國內外已有較多報道。

國外早期主要通過實驗對裝藥的不敏感性進行評價，如Witherell等[1]對30mm口徑的炮用燃燒彈進行了快烤實驗。由于設備的限制，早期的實驗量較大、藥量高、成本昂貴，隨著計算機技術及數值仿真軟件的發展，目前主要通過模擬仿真的方法評價不敏感性能。如Aydemir等[2-7]對不同加載條件下的實驗過程進行了數值仿真，獲得了裝藥不同部位的溫度分布。國內主要從火焰的加載源[8]、約束強度[9]、端蓋的密封狀態[10-11]、殼體厚度[12-13]、裝藥密度[14]等方面進行了研究，獲得了TNT、PBX及RDX基炸藥等裝藥在快速烤燃條件下的響應規律。但從戰斗部外殼包覆及內部包覆層的導熱系數降低兩方面來研究快速烤燃條件下響應特性的資料還鮮見報道。

快速烤燃條件下，炸藥裝藥因吸收外部熱量而發生熱分解，產生高溫高壓的氣體產物，進而導致點火。因此為了降低裝藥的不敏感程度，需要對傳熱進行減緩。基于此設計，本實驗從殼體外部包覆(簡稱外殼涂層，分為無機隔熱層和高分子復合涂層)、空心玻璃微球降低包覆層導熱系數兩個角度出發，研究快速烤燃條件下HMX基含鋁炸藥裝藥的響應特性，為戰斗部炸藥裝藥的不敏感設計提供參考。

1 實 驗

1.1 材料和儀器

炸藥裝藥采用壓裝工藝，為HMX基含鋁炸藥，密度為1.85g/cm3，西安近代化學研究所提供。

D-1210型空心玻璃微球(HGMs)，粒徑10～125μm，山東淄博德潤機電設備制造有限公司空心玻璃微珠研究所。外殼涂層分為高分子復合涂層和有機隔熱層，厚度為3mm。高分子復合涂層是以高分子環氧樹脂為基體、碳纖維為填充材料的高分子復合材料，西安近代化學研究所制備；有機隔熱層為ZS-311透明隔熱涂料，北京志盛威華化工有限公司。快烤實驗系統由西安近代化學研究所自研。

1.2 實驗裝置

烤燃彈由殼體、端蓋、炸藥裝藥、包覆層及外殼涂層組成，其結構圖如圖1所示。殼體尺寸為Φ130mm×190mm，壁厚5mm，Q235鋼材質；端蓋上有5個泄壓孔，其外圍4個孔的直徑均為Φ25mm，中心孔直徑為Φ30mm；泄壓孔采用壓力膜和鋼堵頭結構進行封堵。殼體與炸藥裝藥中間部位為包覆層，厚度為3mm，主體為硅橡膠材質，采用空心玻璃微球進行替代，降低包覆層導熱系數。

圖1 烤燃彈結構圖Fig.1 Structural drawing of the roast bomb

本次實驗中，中心孔用鋼堵頭封堵，四周的泄壓孔用壓力膜進行封堵。為模擬真實戰斗部裝藥結構，設計裝藥為頭部半球型和尾部圓柱形結合的結構。半球型炸藥尺寸為Φ114mm；圓柱型炸藥尺寸為Φ114mm×110mm，整體裝藥質量約2.8kg。

1.3 快速烤燃實驗設計

快烤實驗系統主要由快速烤燃系統、高速攝影系統、數字測溫系統與監控錄像系統4部分組成，其示意圖如圖2所示。

圖2 快烤實驗系統示意圖Fig.2 Schematic diagram of a fast cook-off test system

快速烤燃系統中，燃料箱中加入50mm高的水，再加入35mm高的航空燃油，采用支架將烤燃彈懸掛在液體燃料上方，確保烤燃彈體下表面最低點至液面距離為450mm。在烤燃彈殼體表面布置兩個熱電偶，將其與溫度記錄儀連接并保持正常工作。通過全程實時攝像對實驗過程的現象進行觀察記錄。

本次實驗中每發彈的狀態如表1所示。

表1 實驗彈狀態

2 結果與討論

2.1 外殼涂層對裝藥快速烤燃特性的影響

烤燃彈從外部開始加熱，到發生爆轟的時間稱為耐烤燃時間，本實驗中獲得了不同外殼涂層狀態時烤燃彈的耐烤燃時間(t2)。為方便論述，將開始點火到壓力膜破裂的時間(t1)和開始點火到點火結束的時間(t3)一并記錄，列于表2。

表2 快速烤燃特性參數

從表2中可以看出，與未采用外殼涂層技術或包覆層導熱系數調節的1號烤燃彈相比，采用有機隔熱層的2號和采用高分子復合涂層的3號烤燃彈，其快速烤燃參數t1、t2、t3等均不同程度地延遲。其中2號烤燃彈的t1、t2、t3分別較1號烤燃彈延遲0.06、0.08、0.12min，而3號烤燃彈的t1、t2、t3分別較1號烤燃彈延遲1.17、1.26、2.81min。

實驗后的殘骸如圖3所示。由圖3可以看出，不同狀態的烤燃彈，其快速烤燃時的響應結果不同。分析原因可能為，2號烤燃彈所用的外部涂層為有機材料，雖然具有隔熱作用，但其不可遇明火，在外部火燒條件下，很快將其3mm厚的外部涂層燒毀、鼓包，如圖3(b)所示，成為“魚鱗”狀，隨之脫落，失去隔熱作用，因此這一涂層對烤燃彈的快速烤燃響應參數影響有限；3號烤燃彈所用的高分子復合涂層，其在明火下高分子復合涂層與明火接觸面開始燃燒，生成多孔狀、高致密性、低導熱系數的碳化物層，如圖3(c)所示，碳化物層阻止了明火向殼體方向傳遞，與此同時高分子復合涂層接近殼體部分產生熱解層，此熱解層由多種小分子如H2和CO2等組成，是高分子復合涂層熱解的產物，這些小分子通過高分子復合涂層中的空隙、缺陷及碳化物燒蝕壁面向外溢出，進入明火區域，在此過程中熱解小分子氣體帶走接近殼體的高分子復合涂層的熱量，起到降溫作用，而熱解小分子氣體溢出后包裹在碳化物表面，且厚度逐漸增大，進而減小了對流換熱系數、擴散系數等，這反過來又對碳化物層的形成起到阻礙作用。待熱解層退后到殼體表面并消失，外界明火的熱量開始以較高的傳熱速度向殼體內部傳導。因此3號烤燃彈的t1較1號烤燃彈延遲1.17min，這也直接導致3號烤燃彈的t2和t3相應延遲。

圖3 實驗后不同狀態烤燃彈的狀態Fig.3 States of the bomb in different states after the experiment

從表2及圖3(a)～(c)可以看出，不論是否采用外殼涂層，烤燃彈在快速烤燃條件下均表現出穩定燃燒特征，外殼涂層可使本次試驗的快速烤燃參量(t1、t2、t3)有不同程度的延遲。

2.2 外殼涂層/包覆層對導熱系數的影響

同時采用外殼涂層和降低包覆層導熱系數兩種方法，研究其對烤燃彈快速烤燃特性的影響，所獲得的烤燃參數列入表2。試驗后的殘骸見圖3(4號烤燃彈對應圖3(d)，5號烤燃彈對應圖3(e))。

從表2可以看出，與未采用外殼涂層技術或包覆層導熱系數調節的1號烤燃彈相比，采用有機隔熱層/包覆層降低導熱系數(以質量分數為5%的HGMs替代包覆層中的硅橡膠，下同)的4號烤燃彈和采用高分子復合涂層/包覆層降低導熱系數的5號烤燃彈，其快速烤燃參數t1、t2、t3等均有不同程度的延遲。其中4號烤燃彈的t1較1號烤燃彈延遲2.43min，而5號烤燃彈的t1、t2、t3分別較1號烤燃彈延遲6.03、6.14、5.85min。

分析原因可能為，外殼涂層為有機材料，內部包覆層為含有HGMs的硅橡膠，因HGMs中空，內部含有氣體，氣體的導熱系數很小，故此包覆層具有隔熱作用，且隨著HGMs含量及包覆層厚度的增加，包覆層的導熱系數降低，同時在加熱條件下HGMs中的氣體膨脹，相當于增加了包覆層的厚度，也有利于隔熱。上述兩種作用導致4號烤燃彈的t1較1號烤燃彈延遲，結合上述1號和2號烤燃彈的討論可知，引起4號烤燃彈t1延遲的最主要原因是包覆層導熱系數的降低。對烤燃彈開始加熱，外殼的有機材料逐漸燒毀、脫落，熱流開始快速加熱殼體和包覆層，包覆層溫度上升，HGMs中的氣體膨脹，包覆層厚度增加，包覆層的內應力快速上升(假定殼體和主裝藥均體積不變)，待此應力達到端蓋上壓力膜的屈服強度時，壓力膜破碎，但圖3(d)中壓力膜破碎、固定螺絲拉斷，整個端蓋均被拋出，說明包覆層的內應力上升速度非常快，在達到壓力膜屈服強度時，很快也達到螺絲的屈服強度，導致固定螺絲拉斷、壓力膜破碎，端蓋及裝藥在內應力卸載的過程中拋出。

由圖3(e)可知，5號烤燃彈的包覆層與4號相同，區別在于外殼涂層為高分子復合材料，其烤燃特征為裝藥穩定燃燒。在快速烤燃開始階段，5號烤燃彈外殼的高分子復合涂層通過自身的燃燒碳化，以及涂層內部的小分子溢出，對烤燃彈進行降溫，待高分子復合涂層的熱解厚度減小到某一數值時，包覆層的溫度逐漸升高，在這一階段，高分子復合涂層的碳化物阻擋了部分熱量，因此包覆層內HGMs因氣體緩慢膨脹而體積緩慢增大，待包覆層體積增大到某一程度時，內應力超過壓力膜的強度，導致壓力膜破碎，外界的熱流進入烤燃彈內，導致裝藥穩定燃燒。由此可見，4號烤燃彈和5號烤燃彈的隔熱模式不同，4號烤燃彈主要通過包覆層降低導熱系數，而5號烤燃彈前期主要為高分子復合涂層的碳化阻熱，后期主要通過包覆層降低導熱系數。

3 結 論

(1)包覆層為硅橡膠、外部涂層為有機隔熱層或高分子復合涂層時，HAE裝藥的快速烤燃結果均為穩定燃燒，烤燃彈的破膜時間(t1)及耐烤燃時間(t3)均比無外部涂層的對比配方延遲，但兩種涂層的作用機制不同，導致外部涂層為高分子復合涂層的烤燃彈，其t1和t3比有機隔熱層延遲時間更長。

(2)HGMs部分取代硅橡膠的包覆層分別與有機隔熱層或高分子復合涂層同時使用時，烤燃彈的t1比對比配方的延遲時間顯著增加，分別延遲2.43min和6.03min，且烤燃彈狀態分別為裝藥噴出和穩定燃燒，其響應等級稍有降低，因此可通過降低包覆層導熱系數并結合有機隔熱層或高分子復合涂層設計不敏感戰斗部。