緩釋結構對B炸藥烤燃響應烈度的影響

2021-07-16 03:02:24智小琦

高壓物理學報 2021年3期

徐瑞，智小琦，王帥

（1.中北大學機電工程學院，山西太原 030051；2.湖北航天化學技術研究所，湖北襄陽 441000）

降低彈藥在烤燃試驗中響應烈度的方法是彈藥設計研究的重點課題之一。彈藥在熱刺激作用下的響應烈度受到炸藥種類、裝藥品質、彈藥尺寸[1]、殼體約束[2]、升溫速率[3]等多種因素的協同影響，國內研究者[4–5]對相關內容進行了大量試驗及仿真研究，得到了許多有價值的結論。泄壓技術是降低彈藥在熱刺激作用下響應烈度的重要技術措施，相關研究國外開展得較早。2010年Kelley[6]進行泄壓試驗時，對BLU-110、BLU-111等戰斗部增設了排氣孔，試驗結果表明，排氣孔可以有效降低彈藥的響應等級。Madsen 等[7]對不同升溫速率、不同裝藥尺寸和不同泄壓孔尺寸情況下彈藥的烤燃特性進行了研究，分析了泄壓結構對彈藥響應劇烈程度的影響。沈飛等[8]設計了HMX 基含鋁壓裝藥的彈藥緩釋結構，并通過試驗研究驗證了緩釋結構的可靠性。

關于緩釋結構的設計依據及在緩釋裝置作用下炸藥的響應機理的報道較少。本研究將通過理論計算并結合烤燃彈尺寸結構設計彈藥緩釋裝置，分析緩釋裝置作用下裝藥的響應機理。由于鈍感炸藥本身在熱刺激作用下的響應烈度較低，采用鈍感炸藥難以研究泄壓孔對降低彈藥響應烈度的作用機理，為此采用烈性B炸藥進行慢速烤燃試驗研究。

1 彈藥泄壓孔的理論計算

烤燃彈殼體外徑為35 mm，殼體壁厚為4 mm，內部藥柱為 ?27 mm ×108 mm，藥柱長徑比為4∶1，兩側端蓋采用螺紋連接，螺紋規格為M1×0.2 mm，螺紋連接深度12 mm，裝填炸藥為B炸藥（60%RDX，40%TNT）。

對于泄壓孔尺寸的設計，可以通過彈藥響應時刻的壓力平衡來計算。Graham 等[9]利用泄壓孔面積與炸藥表面積的關系，分析了炸藥表面積為81和71 cm2時炸藥點火時刻的壓力平衡。炸藥燃燒時的壓力增長率為[10]

式中：TB為炸藥燃燒時的火焰溫度；R為普適氣體常數，取8.314 J·mol?1·K?1；V為體積，單位m3； ρ為炸藥的密度，單位kg·m?3；M為燃燒時氣體分子的平均摩爾質量，單位kg·mol?1；T0為點火處炸藥溫度，單位K；SB為裝藥的表面積，單位m2；P為絕對壓強，單位bar； α、A和B為炸藥燃燒速率與溫度關系的常數，α=10?2m·s?1·MPa?1，A=12.04，B=0.0235 K?1。

在泄壓孔作用下，彈體內部氣體的壓力釋放率為

式中：AV為泄壓孔面積，單位m2；CD為排氣系數，取0.6～1.0；a?為氣流通過氣孔的速度，裝藥為B炸藥時，a?=725 m/s。為使炸藥可以穩定燃燒而不發生爆轟反應，氣體的壓力釋放率需要大于或等于炸藥燃燒的氣體壓力增長率，由此可得到泄壓孔的最小面積為

式中：B炸藥燃燒時氣體分子的平均摩爾質量M=0.028k g·mol?1，TB=2 500 K。

圖1為B炸藥在不同溫度下穩定燃燒所需的泄壓孔面積。由圖1可見，裝藥發生燃燒反應時的溫度與所需的泄壓孔尺寸呈非線性增長關系，溫度越高，泄壓孔面積的增長率越大。3.3℃/h 的升溫速率下，B炸藥響應時刻的溫度為179.4～191.1℃[7]。通過計算可得，當泄壓孔面積不小于炸藥燃燒表面積的1.8%時，B炸藥在熱刺激作用下只發生燃燒反應。Madsen 等[7]通過研究發現，彈藥尺寸越大，需要更大比例的泄壓孔才能起到降低響應等級的作用。考慮到本試驗裝藥的燃燒面積遠大于Graham 等的研究范圍，因此，實際泄壓孔的面積分別為裝藥表面積的2.0%、2.5%和3.5%。

圖1 B炸藥在不同溫度下穩定燃燒所需的泄壓孔面積Fig.1 Area of the venting structure required for the stable combustion of Composition Bat different temperatures

泄壓孔材料需要在常溫情況下保證彈藥密封性和強度，而在彈藥響應時刻達到泄壓的作用。因此泄壓孔材料選擇常溫下強度較高，熱作用下強度和熔點均較低的非金屬材料，即超高分子量聚乙烯。

試驗彈共設計4發，其中一發無泄壓孔，以比較不同狀態下的試驗結果。泄壓裝置與上端蓋采用螺紋加密封膠緊密連接。圖2為試驗彈藥的實物照片。

圖2 試驗彈體實物照片Fig.2 Physical drawing of the test ammunition

2 試驗

2.1 試驗裝置及原理

采用自行設計的烤燃裝置對裝藥進行升溫。烤燃試驗裝置主要由烤燃爐、溫控儀（型號MR13、調節精度0.1K）、FLUKE測溫儀（測量精度0.01 K）、計算機、電源線、負載線、溫度補償線、熱電偶（K 型、精度0.004 K）和烤燃彈組成。計算機與溫控儀連接并實時顯示各監測點溫度-時間歷程曲線，試驗示意圖如圖3所示。

圖3 試驗示意圖Fig.3 Schematic of test

2.2 試驗方法

從30℃開始，先以10℃/h 升至50℃并保溫1 h，再按照3.3℃/h 進行升溫至響應。炸藥內部從上至下依次設置3個測溫點，測溫點位置如圖4所示。其中，測點1距離彈藥頂部20 mm，測點2位于彈藥中心，測點3 距離彈藥底部20 mm。測點1和測點3距離測點2均為34 mm。烤燃試樣均采用豎直放置，有泄壓孔的一面朝上，通過回收破片判斷彈藥的響應等級。圖4為測點位置示意圖及實物照片。

圖4 測溫點位置及實物照片Fig.4 Locations of temperature measurement pointsand pictureof objects

3 結果及討論

3.1 響應溫度

表1 響應時刻炸藥內部各點溫度分布Table 1 Temperature distribution of each point inside the explosive at the response time

余3發烤燃彈均是測點1的溫度最高，測點2次之，測點3的溫度最低。可見，B炸藥在熱刺激作用下發生響應時的點火位置在測點1附近，即在裝藥的上部。

試驗得到的炸藥各測點溫度-時間曲線如圖5所示。

圖5 不同尺寸泄壓孔下彈藥各測點溫度-時間曲線Fig.5 Temperature history curve of ammunition with venting structureof different sizes

從圖5可以看出，3.3℃/h 的升溫速率下，無泄壓孔時，彈藥響應時刻外壁溫度最低。炸藥從162℃開始自熱反應，炸藥中心點溫度首先開始升高，但是最終的點火點在炸藥上部。

當泄壓孔為2.0%時，炸藥內部3個測點溫度從164.5℃開始突然升高，達到193.3℃時又突然降低到189.1℃，在炸藥內部溫度降低前，炸藥內部測點1的溫度最高，其次是測點2，測點3的溫度最低。由于測點1靠近泄壓孔，因此降溫過程中其溫度下降最大。隨后炸藥繼續較緩慢地自熱反應，溫度升高到204.6℃時開始發生響應。可見，炸藥內部從164.5℃開始發生自熱反應，當內部溫度達到193.3℃時，炸藥熱分解反應產生的壓力將泄壓裝置沖開，熱氣體外泄，導致內部溫度突然降低，自熱反應減緩。可見，泄壓孔的存在延緩了自熱反應的發生時間，降低了溫度，然而由于泄壓孔尺寸較小，最終未降低彈藥的響應烈度。

當泄壓孔為2.5%時，炸藥內部3個測點溫度從163.3℃開始突然升高，達到193.5℃時沖開泄壓孔，隨后降低到188.6℃，再以較緩慢的自熱反應升高到223.5℃后開始發生響應，由于泄壓孔尺寸較大，自熱反應的產熱速率上升較緩慢，最終發生燃燒反應。

泄壓孔為3.5%時，內部3 個測點從162.5℃開始突然升高，達到191.6℃后沖開泄氣孔，溫度隨即降低到187.7℃，然后與2.5%時一樣以較緩慢的自熱反應升高到225.2℃并發生燃燒反應。由此可見，163℃左右是B炸藥發生自熱反應的拐點，223℃是B炸藥發生燃燒反應的拐點。不同尺寸的泄壓孔均延緩了發生響應的時間，當泄壓孔尺寸大于某一定值時，泄壓裝置可以有效地降低彈藥的響應烈度。

炸藥的放熱反應受到氣體壓力的影響，封閉條件下炸藥放熱反應迅速進行，直至響應；半封閉條件下RDX 分解時放熱反應減緩，炸藥的放熱過程持續時間更長。在泄壓孔作用下，炸藥頂部泄壓孔形成排氣通道，壓力被釋放，炸藥自熱反應放出的熱量也通過泄壓孔散失。因此，含泄壓孔的彈藥響應時刻炸藥內部溫度比無泄壓孔響應時刻的溫度高。

3.2 響應烈度

試驗后收集的彈體殘骸如圖6所示。從圖6可以看出：在無泄壓以及泄壓孔面積為裝藥表面積的2.0%的情況下，彈體碎裂成大小不一的數十個破片，此時判定為爆轟反應；當泄壓孔面積分別為裝藥表面積的2.5%和3.5%時，響應后彈體結構完整，殼體內部殘留著部分燃燒后的炸藥殘物，此時判定為燃燒反應。

圖6 響應后的破片與彈體Fig.6 Fragments and ammunition after response

由于試驗得到的數據相對較少，無法獲得炸藥內部溫度分布的具體情況及響應時刻炸藥反應情況，因此需要通過數值模擬計算炸藥內部的反應過程。

4 仿真分析

4.1 模型建立

計算時，為方便求解，對烤燃彈做如下假設：

(1)對于烤燃過程中的傳熱方式，僅考慮熱傳導與對流傳熱兩種，忽略輻射傳熱對溫度場的影響；

(2)忽略炸藥相變過程中的體積變化；

(3)液相炸藥為不可壓縮流，密度僅與溫度有關，不考慮密度隨壓力的變化；

(4)B炸藥的自熱反應為零級反應，溫度是影響反應速率的唯一因素。

炸藥烤燃過程中在烤燃彈內部系統中質量、動量、能量的連續方程可以用以下通用形式來表示[11]

式中： ?為通用變量，包含質量、動量、能量等； ρ為流體密度； Γ為通用的擴散系數； μ為黏度，kg· m?1；S代表炸藥自熱反應源項，J。為使計算結果更精確，采用多步反應動力學模型描述B炸藥的分解過程。

RDX 的分解機理為[12]

式中：r為反應速率，單位為mol·L?1·s?1；Z為指前因子， s?1；E為活化能，單位為 J·mol?1；R為普適氣體常數，R=8.314J ·mol?1·K?1；A 為RDX 炸藥，B為固體中間產物，C為氣體中間產物，D為氣體終產物，[A]、[B]、[C]為對應的質量分數。

TNT的分解機理為[13]

式中：E為TNT炸藥，F和G 為中間產物，H 為氣體終產物，[E]、[F]、[G]為其對應的質量分數。

對于每一步反應，反應的熱量生成速率可表示為

式中：Q為反應熱，J·kg?1；i表示多步反應動力學的第i步，i=1,2,3。因此，RDX 和TNT 在多步反應中生成的熱量為

采用Fluent 軟件進行數值模擬，利用多組分網格單元計算方法[14]，對B炸藥的自熱反應過程進行計算。網格尺寸為0.3 mm，殼體外壁為壁面邊界條件，調用C語言編寫的udf 程序，使殼體外壁按照試驗的升溫速率進行升溫，殼體內壁與藥柱表面為耦合邊界條件，藥柱區域設置為流體材料，殼體為固體材料。將計算網格設為RDX 和TNT的混合熱分解單元，RDX 和TNT 反應吸收或釋放的熱量作為各自多步反應吸收或釋放的熱量，單元總熱量為RDX 和TNT 吸收或釋放熱量的和。因此，炸藥熱分解過程中生成的總熱量為

液態的B炸藥在熱作用下具有Bingham 流體的性質，Bingham 流體在應力較低時表現為類固體性質，當應力大于某一臨界值時，就會發生屈服而出現黏性流動[15]。根據周捷等[16]對B炸藥流變特性的研究，B炸藥的黏度 μ可以表示為

式中： μc為無固相粒子溶劑的黏度，對于B炸藥，為TNT 的黏度； δ為固相粒子體積分數； δmax為不同應變率下懸浮液體系中最大固相粒子體積分數； γ為剪切應變率； δc為逾滲閾值；C和n為常數。基于文獻[13]與文獻[17]中RDX 與TNT的物性參數與反應動力學參數，根據炸藥烤燃實驗結果，通過大量計算，反復與實驗結果進行比較，對部分參數進行了修正，修正后的參數如表2所示。

表2 炸藥和殼體的材料參數及化學反應動力學參數Table 2 Material parametersand chemical reaction kinetic parameters of explosives and shells

4.2 仿真結果

表3為B炸藥仿真與試驗結果。從表3可以看出，仿真與試驗結果的相對誤差較小，均在5%以內，參數取值可信，仿真結果可以較準確地反映炸藥內部的情況。

表3 試驗與仿真結果Table 3 Experimental and simulation results

圖7為仿真得到的不同時刻溫度云圖。由圖7可知，炸藥剛完全熔化后，內部溫度場與固相溫度場類似，炸藥沒有明顯的流動，即表現為類固相。McClelland 等[18]通過試驗也觀察到了相同的現象。這是因為B炸藥完全熔化后在相當長的時間內炸藥內部流場強度很小，只有當炸藥發生自熱反應后，炸藥內部出現較明顯的溫度差，浮升力所引起的剪切應力高于此時的屈服應力閾值，炸藥才開始出現較明顯的黏性流動，從溫度云圖可看到，炸藥出現液相分布特性即層狀分布。對流傳熱的產生導致炸藥內部的高溫區域隨之發生上移，故響應時刻點火點出現在炸藥頂部，響應點溫度為207.1℃。

圖7 不同時刻的溫度云圖Fig.7 Temperature cloud diagram at different time

圖8為炸藥各組分含量的變化曲線，A～H分別為RDX 和TNT 及其反應產物。B炸藥組分中，RDX 的響應溫度較低，TNT的響應溫度較高。至點火時刻，RDX 分解的質量分數為6.5%，質量為6.8 g；TNT分解的質量分數為0.1%，質量為0.1 g。因此，B炸藥的點火主要是由RDX 分解放熱引起的。炸藥分解產生的氣體產物總質量分數達到0.05%時，炸藥點火。可以認為，當氣體產物的質量分數為0.05%時，炸藥分解生成的氣體產物可以沖開泄壓孔，達到泄壓的目的。