鎢合金破片對固體推進裝置的毀傷效應實驗

湯鈞暉，王金濤，沈 飛,2，余文力，沈慧銘，杭貴云

(1.火箭軍工程大學，陜西 西安 710025；2.西安近代化學研究所，陜西 西安 710065)

引 言

國內外已經有許多學者對固體推進裝置展開了相關研究，陳廣南等[1-2]依據相關實驗現象，提出并研究固體推進劑在撞擊變形過程中基體黏性加熱及氧化劑熱分解問題，并探討了固體推進裝置撞擊安全性分析理論和方法；陳林泉等[3]針對使用HMX高能復合固體推進劑的固體推進裝置，采用解析計算法，推導出其爆炸后的安全范圍；溫瑞珩等[4]采用了故障分析方法，對固體推進裝置的結構破壞問題進行分析，羅列了對固體推進裝置結構破壞的相關因素，為固體推進裝置的設計更新提供參考；楊明等[5]改進了落錘實驗，對HTPB推進劑的沖擊發火臨界條件進行更精確的判定，并確定了K值；伍俊英等[6]建立了固體推進劑沖擊起爆數值計算模型，對HTPB固體推進劑的沖擊起爆過程進行了模擬計算，標定了該推進劑的沖擊起爆集散模型參數。CHYUAN S W[7]分析了溫度載荷對固體導彈發動機推進劑藥柱的結構影響，同時采用有限元方法，對固體導彈發動機推進劑藥柱的內壓載荷進行了仿真分析，發現在固體導彈發動機工作過程中，其推進劑藥柱結構會受固體推進劑泊松比大小的影響。學者們通過理論與實驗相結合的方式對固體推進劑材料的沖擊發火臨界條件、力學性能、危險性評估和藥柱結構等方面進行了研究，也從理論層面上對固體推進裝置的安全性分析、結構破壞問題進行論述。但關于如何對固體推進裝置完成毀傷方面的研究較少，且由于受到條件局限，相應的實驗較少，因此難以從實驗角度來驗證理論的準確性。

本研究以防空反導攔截導彈的推進裝置為對象，設計固體導彈發動機等效靶標，選取球形鎢合金破片作為毀傷元，在多種典型工況條件下開展對固體導彈發動機等效靶標的毀傷效應實驗，觀察靶標受到破片打擊后的毀傷情況，分析鎢合金破片在不同速度條件下對靶標的毀傷機理。

1 實 驗

1.1 等效靶標設計

反導陣地中的攔截導彈[8]通常裝備于導彈發射車的導彈發射筒內，其推進裝置的內層依次為殼體、絕熱層、推進劑，截面排布如圖1所示。

圖1 固體導彈彈體結構示意圖Fig.1 Schematic diagram of solid missile body structure

仿照典型反導陣地中的實體防空攔截導彈的推進裝置，依據功能和強度等效設計原則，設計一個具有相同功能的幾何尺寸縮比的等效固體導彈發動機靶標。由于殼體壁厚對破片侵徹過程的影響較大，因此，等效靶標的壁厚與實體推進裝置一致，所用破片也與常規戰斗部一致。

功能等效：固體發動機的功能為通過推進劑的燃燒產生推力，所以本研究在設計靶標時，整體外形與固體發動機保持一致，分為推進劑貯箱和噴管兩部分，其中推進劑貯箱為圓柱形結構，外層為殼體、絕熱層等，內部為固體推進劑及燃燒室；由于靶標中藥量較少，為使推進劑燃燒能夠產生一定的推力，噴管設計為截面收縮型結構，使燃氣的速度得到提升。靶標內部的推進劑被點燃后，能夠在燃燒室穩定燃燒，燃燒氣體能夠從噴管高速噴出，產生一定的推力。

強度等效：在極限穿透速度相等的條件下，對于球形破片侵徹作用下不同材質靶板之間的等效關系，可用式(1)進行換算[9]：

(1)

式中：h0為原靶板的厚度；σ0為原靶板材料的強度極限；ρ0為原靶板材料的密度；σ為等效靶板的強度極限；ρ為等效靶板的材料密度；h為等效靶板的厚度；E為等效靶板材料的彈性模量；E0為原靶板材料的彈性模量；k為等效復合系數。

2)輔助資料數據。本系統使用的輔助資料數據包括林業經營類的數據如林班、樹種、樹齡、行間距和樹種各年齡段需要的養分特性等，這些數據是進行土壤養分查詢和施肥決策的重要依據。輔助資料數據還包括一些行政區劃、林班數據等林業設施類數據，主要用于統計分析。

發射筒殼體、發動機殼體、絕熱層材料系數[10-11]如表1所示。

表1 靶板材料系數Table 1 Target material coefficient

根據以上等效原則，本研究設計的固體發動機等效靶標結構示意圖如圖2所示，殼體厚度也由上述參數計算而得。

圖2 破片、發射筒殼體及發動機等效靶標實物圖Fig.2 Fragment, launch barrel shell and engine equivalent target

本實驗選取質量為3.1g與4.7g的球形鎢合金破片，將其裝在子彈發射筒內，如圖2(a)所示，固體導彈發動機等效靶標如圖2(b)所示，靶標的殼體為3mm厚的Q235鋼，絕熱層使用2～3mm的硅橡膠，包含尾噴管等零部件。推進劑等效靶標為端羥基聚二丁烯(HTPB)推進劑[12]，配方(質量分數)為：HTPB，9%～10%；鋁粉，18%～22%；AP，48%～51%；HMX，20%～24%；密度為1.82g/cm3。

為防止推進劑在破片侵徹下可能出現點火噴射竄飛，故將等效靶標固定在實驗臺上，如圖2(c)所示。因為該型防空反導系統攔截彈采用筒式發射，所以實驗臺上還設有發射筒殼體等效靶標，模擬發射筒對攔截彈的保護作用，發射筒殼體等效靶標采用厚度為3mm的LY12硬鋁。其整體結構如圖3所示。

圖3 簡易固體導彈發動機結構示意圖Fig.3 Schematic diagram of the structure of a simplified solid missile engine

1.2 毀傷實驗方案設計

實驗采用口徑14.5mm的彈道槍作為破片加速裝置；采用便攜式光學測速儀測量破片的速度值，破片穿透其測量區域時，其入口和出口處各設置一個光路通斷響應裝置，其采樣率為10MS/s，兩個通斷響應裝置間距0.5m；破片侵徹靶標的過程使用高速攝像進行記錄，便于后續分析，其中破片著靶速度通過式(2)計算得出：

vR=v0e-aR

(2)

式中：vR為測試點速度；v0為著靶速度；R為測速裝置到靶標的距離，其值為7.5m；a為速度衰減系數，3.1g和4.7g球形鎢合金破片的速度衰減系數[13]分別是0.00761m-1和0.00665m-1。

使用彈道槍對不同種類的破片進行加速，通過調整裝藥量改變破片速度，通過調整破片入射方向改變入射角度，觀察破片打擊以后發射筒殼體及固體導彈發動機等效靶標的破壞情況，目測著靶位置，使用鋼卷尺和游標卡尺測量彈坑大小與深度，分析發射筒殼體及固體導彈發動機等效靶標破壞模式，觀察推進劑是否發生燃燒或爆炸等反應并記錄，圖4為實驗布局示意圖，與實驗現場的布置相同，實驗工況如表2所示。

圖4 毀傷實驗布局示意圖Fig.4 Schematic diagram of damage test layout

表2 毀傷實驗工況Table 2 Damage test conditions

2 結果與分析

2.1 7種工況破片作用下的毀傷結果

圖5為7種工況破片作用下發射筒殼體及固體導彈發動機等效靶標的毀傷情況。可以看出破片對發射筒殼體等效靶標的破壞模式主要為瓣裂穿孔與破碎穿孔，而在貫穿殼體后對固體導彈發動機的破壞模式分為對發動機殼體的破碎穿孔和對推進劑的引燃引爆。從圖5(a)可以看出，質量為4.7g的破片在速度為1057m/s的情況下，發射筒殼體等效靶標產生了花瓣形破壞，能看到發動機明顯被爆炸破壞，達到了毀傷目的；在圖5(b)中，質量為4.7g的破片速度為800m/s，發射筒殼體等效靶標受到破碎穿孔，發動機前后壁均被破片貫穿，且有燒蝕痕跡，同樣達成了毀傷目的；在圖5(c)中，質量為4.7g的破片速度為489m/s，靶標受損情況與圖5(b)近似；在圖5(d)中，質量為4.7g的破片速度為607m/s，發射筒殼體等效靶標受到脆性穿孔，只觀察到發動機前壁被貫穿，仍有燒蝕痕跡，破片起到了毀傷作用；在圖5(e)中，質量為3.1g的破片速度為620m/s，發射筒殼體等效靶標受到破碎穿孔，只觀察到發動機前壁被貫穿，發動機有被燒蝕痕跡，破片達成毀傷目的；在圖5(f)中，質量為3.1g的破片速度為473m/s，發射筒殼體等效靶標受到沖塞破壞，破片嵌入發動機前壁中，未達成毀傷目的；在圖5(g)中，質量為3.1g的破片速度為602m/s，發射筒殼體等效靶標受到破碎穿孔，只觀察到發動機前壁被貫穿，發動機有被燒蝕痕跡，破片達成毀傷目的。

2.2 破片對實驗靶標的毀傷閾值

觀察記錄7種工況下發射筒殼體及固體導彈發動機等效靶標的毀傷情況，結果如表2所示。針對上述7種工況，選取燃燒過程具有特殊性的3種情況進行具體分析。

已知比動能殺傷標準e的定義式[14]為：

(3)

(4)

易得：

(5)

依據該公式可計算某一工況中鎢合金破片的侵徹比動能。

工況1中質量為4.7g的破片在1057m/s的初速條件下，侵徹比動能為5.22×107J/m2，此時入射角為90°，為正侵徹。在貫穿發射筒殼體與發動機前壁后，立刻引燃推進劑，如圖6(a)和(b)所示；固體推進劑被引燃后穩定燃燒，在噴管處形成柱狀火焰，并噴射燃燒氣體，如圖6(c)所示；而后推進劑燃燒逐漸充分，導致實驗臺無法固定住發動機靶標的竄飛，如圖6(d)所示。

圖6 推進劑立即燃燒的實驗現象Fig.6 Experimental phenomenon of immediate combustion of propellant

隨著破片動能減小，破片雖能引燃推進劑，但無法貫穿發動機前后壁。在工況6中，質量為3.1g的破片在473m/s的初速條件下，侵徹比動能為9.02×106J/m2，考慮到破片此時為斜侵徹，對計算得到的比動能進行分解，得出侵徹比動能在垂直于靶標方向上的分量為7.81×106J/m2。破片貫穿推進劑外層的發射筒殼體、發動機前壁及絕熱層后，嵌入推進劑內，推進劑僅發生結構損傷，未被引燃。

比較工況3與工況7，可以發現兩種工況破片發射筒靶板與發動機殼體的毀傷程度相似，不同點在于工況7中推進劑出現延遲燃燒現象，實驗現象見圖7。

質量為3.1g的破片在602m/s的初速條件下，侵徹比動能為1.46×107J/m2，在該條件下破片也是斜侵徹，同理對侵徹比動能進行分解，得到垂直分量為1.03×107J/m2。發動機靶標受到打擊的瞬間，無明顯反應，如圖7(a)所示；大約2.47s之后，推進劑開始燃燒，出現微弱火光，如圖7(b)所示；推進劑受到破片侵徹后出現大量裂縫，隨著燃燒逐漸充分，碎裂成塊狀，燃燒面增大，大量燃燒氣體伴隨未燃燒充分的塊狀固體推進劑從噴管處噴出，如圖7(c)所示；推進劑徹底燃燒，提供給發動機靶標的推力掀翻實驗臺，但未竄飛，如圖7(d)所示。與加熱導致推進劑燃燒的機制不同，達到一定初始條件時，破片貫穿發射筒殼體和發動機前壁后會先對固體推進劑的結構造成破壞，同時該過程中破片的動能衰減量轉化為推進劑的內能，引燃推進劑。將固體推進劑擊碎成塊狀，會大大提升反應面積，短時間內燃燒氣體及其他產物增加，推進室內壓強增加，若推進劑藥量足夠，發動機殼體不足以承受劇增的壓強，則會導致發動機爆炸。

圖7 推進劑延時燃燒的實驗現象Fig.7 Experimental phenomenon of delayed combustion of propellant

3 結 論

(1)當鎢合金破片侵徹比動能在垂直靶標方向上的分量小于7.81×106J/m2時，破片貫穿推進劑外層的發射筒殼體、發動機殼體及絕熱層后，嵌入推進劑內，在推進劑內部的侵徹深度約為破片特征尺寸，推進劑僅發生結構損傷，未被引燃。

(2)當鎢合金破片侵徹比動能在垂直靶標方向上的分量大于5.22×107J/m2時，侵入固體推進劑內部后仍具有較高的動能，固體推進劑結構損傷為侵徹通道，并被立即引燃形成穩定的燃燒，燃燒氣體通過噴管和彈體殼體的侵徹貫穿孔高速噴出。

(3)當鎢合金破片侵徹比動能在垂直靶標方向上的分量為1.03×107J/m2時，侵入固體推進劑后僅剩余較少的動能，推進劑經過2～3s的激發增長期，逐漸從點燃燒開始擴展，同時由于推進劑受到的結構損傷除了侵徹通道外，還有大量裂縫，使推進劑在燃燒增長過程中，迅速破裂成大量碎塊，使燃燒面急劇增大，隨著高壓燃氣的噴射，大量燃燒的推進劑碎塊從噴管中噴射而出。