不同約束條件下HMX基含鋁炸藥的慢烤響應特性

沈 飛，王勝強，王 輝

(西安近代化學研究所，陜西 西安 710065)

引 言

炸藥裝藥在慢速烤燃條件下的響應特性是不敏感戰斗部設計中的重要研究內容之一[1]，受到了國內外研究人員的廣泛關注。由于炸藥的慢速烤燃涉及熱傳導、化學分解、力學響應等多個過程的耦合作用[2]，并共同影響最終的響應，因此，研究過程中不僅需要關注炸藥自身特性(如配方、密度等)及升溫速率的影響，還需要考慮殼體結構特征、約束強度等方面的因素。

目前，國內外關于此方面的公開報道多為炸藥配方、裝藥密度、升溫速率等[3-5]因素的影響規律，而殼體結構方面卻較少。殼體結構對炸藥慢烤響應特性的影響因素主要包括結構形狀、約束強度、薄弱泄壓結構的尺寸等[6]，國內外科研人員在這方面進行了一些探索。Garcia等[7]、智小琦等[8]分別研究了殼體壁厚及材料種類對HMX基、RDX基PBX炸藥裝藥慢烤響應劇烈程度的影響規律，但并未量化對比不同殼體的約束強度；Madsen等[9]研究了不同尺寸排氣孔對典型熔鑄炸藥裝藥慢烤響應等級的影響，并分析了實驗彈尺寸等因素對實驗結果的影響，但由于熔鑄炸藥存在相變過程，溫度分布的均勻性及氣體的排放過程均與壓裝和澆注炸藥有明顯區別，因此其結論可能不適用于其他類型的炸藥；陳科全等[10]建立了彈體內壓強增長率與排氣孔壓強釋放率之間的平衡關系，為排氣緩釋結構的尺寸設計提供了依據，但仍主要適用于熔鑄炸藥。

本研究通過對典型HMX基壓裝含鋁炸藥裸藥柱進行慢速烤燃試驗，分析其點火過程的特征，并采用調節烤燃彈殼體強度及泄壓通道面積的方式研究了殼體薄弱結構的臨界破壞強度及預制通道的臨界面積，為相關不敏感戰斗部的設計提供了依據。

1 實 驗

1.1 實驗樣品

實驗所用藥柱均由壓裝工藝制成，其配方組成(質量分數)為:HMX，65%；Al，30%；黏結劑，5%。無約束條件下炸藥慢烤實驗所用藥柱的尺寸為Φ40mm×40mm，烤燃彈所用藥柱的尺寸為Φ25mm×25mm，藥柱密度均為1.85g/cm3。

烤燃彈結構示意圖如圖1所示，其結構主要由殼體、端蓋及炸藥藥柱組成。殼體及端蓋的材料均為45#鋼，其中，殼體的壁厚為5mm，螺紋處的壁厚為10mm，內部空腔尺寸為Φ25.1mm×50.1mm，外接螺紋為M45mm×2mm，可通過調整螺紋的總長度x以改變連接強度；端蓋的壁厚為10mm，根據實驗需要在其端部可設置不同直徑的排泄孔，以作為泄壓通道。每發烤燃彈內裝填兩發Φ25mm×25mm的藥柱，縫隙采用惰性硅橡膠封填。

圖1 烤燃彈結構示意圖Fig.1 Schematic of the cook-off bomb

當炸藥點火后，氣體產物若破壞烤燃彈結構，則主要有兩種方式，即以拉脫的方式破壞連接螺紋或將殼體撕裂。拉脫連接螺紋時，主要是螺紋的剪切破壞，根據剪切強度理論[11]，產物對端蓋的作用載荷F需滿足：

F=p(sC-sH)>xσb·ds/1.14

(1)

式中：p為炸藥點火后產物的壓力；sC為端蓋的受沖擊面積，也為藥柱的截面積；sH為端蓋上所設排泄孔的面積；σb為45#鋼的抗拉強度，為600MPa；ds為螺紋內徑，可近似為45mm。此外，為了便于分析，螺紋長度x取螺距的整數倍，當x=2mm時，即螺紋的有效圈數n=1，則F≈47.4kN。

通過調整殼體連接強度及端蓋的通孔尺寸，將烤燃彈分為3類：(1)端蓋處不設置排泄孔，改變端蓋與殼體的連接強度；(2)端蓋與殼體的連接強度固定為某一較高值，改變端蓋處排泄孔的面積；(3)端蓋處排泄孔的面積固定為某一較大值，改變端蓋與殼體的連接強度。

1.2 實驗設計

1.2.1 無約束條件下HMX基含鋁炸藥慢烤實驗布局

藥柱無約束條件下的慢烤實驗布局如圖2所示。

圖2 藥柱慢烤實驗布局Fig.2 Sketch of slow cook-off experiment of explosive charge

實驗前，將Φ40mm×40mm的藥柱放置在耐熱玻璃容器中，并將該容器固定于烤燃箱內。為了保證箱體內空氣溫度分布均勻，在加熱絲附近設置小型風扇，加速箱體內氣體的循環；箱體一面設為鋼化隔熱玻璃，以便于常速攝像儀記錄實驗全過程；在箱體內盡可能遠離加熱絲的位置設置一個熱電偶傳感器，測量箱體內空氣的溫度，并將其作為加熱控制系統的反饋變量。箱體內空氣場的升溫速率控制為1℃/min。由于藥柱表面不便于設置熱電偶傳感器，且在該升溫速率下，箱體內空氣場的溫度必然高于藥柱的溫度，因此，在該實驗中主要依靠攝像儀觀測溫度上升過程中藥柱的狀態變化及點火過程。

1.2.2 烤燃彈慢烤實驗布局

由于烤燃彈的樣品種類較多，為了提升實驗效率，將采用加熱套對烤燃彈表面進行加熱，熱電偶傳感器安裝在殼體表面，整個系統放置于保溫箱內，烤燃彈慢烤實驗布局如圖3所示。實驗過程中，烤燃彈表面的升溫速率設置為1℃/min。

圖3 烤燃彈慢烤實驗布局圖Fig.3 Sketch of slow cook-off experiment of bomb

2 結果與討論

2.1 HMX基含鋁炸藥慢烤實驗結果分析

攝像儀所記錄的HMX基含鋁炸藥慢烤時藥柱的狀態變化及點火過程如圖4所示。

圖4 HMX基含鋁炸藥的點火過程Fig.4 The ignition process of HMX-based aluminized explosive

隨著箱體內溫度的上升，藥柱必然會發生物理膨脹，從視頻中剛開始難以觀察出該變化過程，但當箱體內溫度上升至150℃左右時，藥柱表面出現明顯的裂紋，如圖4(a)所示，且隨著溫度的繼續升高，裂紋不斷擴展，形成完整的斷裂面，這主要是由于石蠟等黏結劑的熔化使藥柱的強度不斷降低所致。雖然溫度較高時，HMX也會發生分解，但可能由于速率較慢，視頻中未有明顯跡象，而當箱體內的溫度上升至約230℃時，藥柱溫度接近點火溫度，藥柱的某一區域突然產生少量氣體，如圖4(b)所示，這可能是因為該區域的HMX熱分解速率加快，但這一個過程僅持續約1～2s；然后在該區域形成類似無焰燃燒的藍色反應面，如圖4(c)所示，并迅速擴展至整個裝藥；隨即突然出現火焰，藥柱發生燃燒反應，如圖4(d)所示。此外，反應后箱體內壁面存留大量“面糊”狀物質，如圖5所示，經檢驗，該物質為未反應的炸藥，因此可以判斷，在點火燃燒前，由于黏結劑的熔化，使得藥柱的強度逐漸變弱，甚至幾乎為糊狀，則局部藥柱燃燒產生的氣體可將未反應的炸藥向四周噴射。箱體前的鋼化玻璃完好，表明反應時未產生較大的沖擊力。

圖5 藥柱反應后烤燃箱內的狀態Fig.5 The state of the attemperator after ignition

根據上述裸藥柱的點火過程可以判斷，若該藥柱處于殼體約束條件下，則藥柱開始點火前，除了自身膨脹造成殼體對其形成約束力外，其狀態的變化與裸藥柱類似，鄰近點火前局部產生了少量氣體可能也難以在殼體內形成較大的壓力，主要的區別可能在于藥柱發生局部點火后，大量氣體產物及未反應的糊狀炸藥能否順利排出。若殼體的強度較高，則氣體產物難以及時排出，也難以將未反應的炸藥順利拋灑，將會造成殼體內壓力快速上升且炸藥的反應速率隨即迅速增長；若殼體存在合適的薄弱結構或預制通道，則可為氣體產物及未反應炸藥提供了一個排泄途徑，從而可避免發生更為劇烈的響應。因此，需要對具有不同強度薄弱結構或不同尺寸預制通道的烤燃彈進行慢速烤燃實驗，從而確定出避免該炸藥點火后反應速率快速增長的結構特征閾值。

因此，殼體薄弱結構的臨界破壞強度及預制通道的臨界面積成為該炸藥應用過程中的重要參數，也是不敏感戰斗部結構設計的依據。

2.2 烤燃彈慢烤實驗結果分析

首先分析第一類烤燃彈，即端蓋處不設置排泄孔而改變螺紋連接強度的工況，共進行了兩發實驗(螺紋有效圈數n為1和2)，烤燃彈響應后的殘骸如圖6所示。

圖6 無排泄孔烤燃彈響應后的殘骸Fig.6 The wreckage of cook-off bombs without relief hole

當螺紋有效圈數n=1時，殼體溫度升至197℃后，烤燃彈發生響應，如圖6(a)所示，螺紋被拉脫，但殼體結構完整且沒有明顯膨脹變形，殼體內有少量藥粉殘留，此外，從監控中看出噴出后的藥粉有短暫的燃燒過程。對于該破壞狀況，結合公式(1)可以計算出炸藥點火后產物的壓強p大于96.5MPa，則順利拉脫螺紋，使產物泄壓、殘余藥噴出，從而避免反應進一步增長。當螺紋有效圈數n=2時，殼體溫度升至217℃時，烤燃彈發生響應，如圖6(b)所示，殼體破裂、展開，端蓋嚴重變形。這表明在炸藥點火后，產物未能立即破壞兩圈螺紋，使得炸藥的反應速率迅速增長，繼而發生爆燃。綜合這兩發實驗可以看出，對于密閉烤燃彈結構，當該含鋁炸藥點火后，若產物壓強p超過某個臨界壓力值(96.5～193MPa之間)時，則反應迅速增長，烤燃彈發生更劇烈的響應。

當繼續增加端蓋與殼體的連接強度時，若要避免烤燃彈發生劇烈反應，只能采用預設排泄孔的方式，因此，本研究中針對螺紋圈數n=7的烤燃彈，設置了4種不同排泄孔，且考慮到單個排泄孔過大時，藥柱可能容易大塊噴出，因此，盡可能分散為多個通孔。具體工況包括：(1)端蓋處設置一個Φ10mm的排泄孔，則sH/sC=16%；(2)端蓋處設置4個Φ6mm的排泄孔，則sH/sC=23%(重復實驗兩次)；(3)端蓋處設置3個Φ8mm的排泄孔，則sH/sC=30%；(4)端蓋處設置3個Φ10mm的排泄孔，則sH/sC=48%。這4個具有不同面積排泄孔的烤燃彈響應后的殘骸如圖7所示。

圖7 不同面積排泄孔烤燃彈響應后的殘骸Fig.7 The wreckage of cook-off bombs with different relief hole areas

當sH/sC=16%，殼體溫度升至207℃后，烤燃彈發生爆炸，如圖7(a)所示，端蓋孔口有明顯的隆起現象，殼體破裂為3塊，部分螺紋發生剪切破壞，這表明炸藥點火后，部分產物和殘余藥迅速從端蓋上的通孔排出，但由于孔口較小，造成殘余藥的排泄時間過長，使得殼體內更多的炸藥發生了反應，且排泄孔的堵塞也使氣體壓力難以迅速降低，使得炸藥的反應速率快速增長，繼而發生爆炸。當sH/sC=23%，殼體溫度升至197℃后，烤燃彈發生響應，如圖7(b)所示，端蓋和殼體被分離，螺紋部分拉脫，端蓋變形嚴重，孔口隆起，殼體直徑明顯增大，這表明排泄孔面積的增大一定程度上抑制了炸藥反應速率的進一步提升，但該排泄孔的面積可能處于臨界值附近，因此，本研究進行了一次重復性實驗。當殼體溫度升至215℃后，烤燃彈發生響應，如圖7(c)所示，端蓋孔口處略微隆起，殼體與端蓋可正常擰開，殼體內部有明顯的燒蝕痕跡，這表明炸藥點火后，部分殘余藥和產物順利排出，但對端蓋的沖擊力略微偏大，殼體內部殘余藥繼續燃燒，其反應速率并未增長。這兩發相同工況實驗的結果偏差較大，產生了一定的隨機性，一方面是由于排泄孔面積處于臨界狀態，另一方面可能與藥柱的點火位置有關。當sH/sC=30%，殼體溫度升至210℃后，烤燃彈發生響應，如圖7(d)所示，烤燃彈結構完整，端蓋孔口處略有隆起痕跡，端蓋和殼體可正常分離，這表明炸藥點火后，殘余藥和產物排泄時對端蓋仍有一定的沖擊力。而當sH/sC=48%時，如圖7(e)所示，烤燃彈響應后，其結構完整，無明顯變形，殼體內部有少許未反應的殘余藥，表明炸藥點火后，大部分殘余藥迅速被產物噴出，遺留在殼體內的部分藥甚至還未來得及反應。

基于圖7(e)的工況，若保持排泄孔的面積為sH/sC=48%的設置，而大幅降低連接強度(將有效螺紋圈數設置為n=1和n=2)，其烤燃彈響應后的殘骸如圖8所示。

圖8 有排泄孔而螺紋數少的烤燃彈響應后的殘骸Fig.8 The wreckage of cook-off bombs with relief holes and less thread turns

從圖8中可以看出，當sH/sC=48%，有效螺紋圈數n=1和n=2時，雖然殼體結構變形較小，其內部仍有部分殘余藥，但螺紋均被拉脫，這表明即便排泄通道面積較大，該含鋁炸藥點火時，其殘余藥和產物仍具有明顯的破壞力。此外，圖6(b)中的兩圈螺紋破壞，根據公式(1)可計算出，端蓋的作用載荷F大于94.8kN，且產物的壓強p大于378MPa，而圖6(b)的分析顯示，對于密閉烤燃彈結構，產物壓力若大于其臨界壓力值(96.5～193MPa之間)時，則反應便會迅速增長，這表明烤燃彈是否具有排泄孔對炸藥反應速率快速增長的臨界壓力將會產生較大影響，但其機理問題還需要進一步的深入研究。

綜上3類工況的烤燃彈慢烤實驗結果，可將其約束狀況與響應特征的關系匯總為圖9所示規律。

圖9 不同約束特征的烤燃彈響應狀態Fig.9 Response status of cook-off bombs under different constraint conditions

從圖9中可以看出，若該烤燃彈未預設排泄通道，則當螺紋圈數為2時，便會發生爆燃；當烤燃彈約束較強時，隨著預設排泄通孔面積的增大，則炸藥反應的劇烈程度逐漸降低，當通孔面積與裝藥截面面積的比值大于30%后，炸藥僅發生燃燒反應，且殼體結構基本完好；而此時若降低烤燃彈的強度，雖然炸藥仍發生燃燒反應，但泄壓過程會對殼體的薄弱部位產生破壞。雖然該研究中的排泄通道的面積要求可作為戰斗部預設薄弱結構的設計依據，但這僅為小型烤燃彈的響應規律，若改變裝藥形狀特征或大幅提升裝藥尺寸后是否會產生較大差異，還有待于進一步的實驗研究。

3 結 論

(1)通過對HMX基含鋁炸藥裸藥柱進行慢速烤燃實驗發現，在升溫過程中藥柱會逐漸產生裂紋并形成較完整的斷裂面，其點火包含3個階段，即局部區域生成少量氣體、無焰燃燒面擴展、明火燃燒過程，且持續時間較短，隨后對未反應炸藥具有明顯的拋灑作用。

(2)對于Φ25mm×50mm裝藥的烤燃彈，若未預設排泄通道，彈體內壓力大于其臨界壓力值(96.5～193MPa之間)時，則該HMX基含鋁炸藥反應速率便會迅速增長，產生爆燃；若烤燃彈結構約束較強，則排泄通道面積與裝藥截面面積的比值須大于30%，才能較好地控制其響應等級，且殼體結構完好；但即便排泄通道的面積較大，該炸藥點火后拋灑泄壓過程仍能對強度較低的殼體產生破壞。