約束方式和強度對HMX基壓裝含鋁炸藥慢烤響應特性的影響

董澤霖,屈可朋,胡雪垚,沈 飛,肖 瑋

(西安近代化學研究所,陜西 西安 710065)

引 言

隨著軍事技術的發展,現代戰場環境日趨復雜,對戰斗部戰場生存能力的要求越來越高,不敏感戰斗部已成為戰斗部發展的必然方向。慢速烤燃實驗是考核戰斗部在熱刺激下不敏感性的重要方法,而炸藥裝藥是影響戰斗部不敏感性的主要因素之一,獲取不同約束方式和強度下慢速烤燃炸藥裝藥的反應特性是開展不敏感戰斗部設計的基礎[1-3]。

國內外有關學者多以熔鑄和澆注炸藥為對象,獲取了不同炸藥組分[4-6]、加熱條件[7-8]、裝藥尺寸[9-10]、約束狀態[11-13]下炸藥裝藥慢速烤燃響應參量及其反應烈度的變化規律;而炸藥在特定戰斗部中應用時,其炸藥組分、裝藥尺寸、殼體約束條件已相對固定,此時殼體約束強度將直接影響其最終反應烈度。沈飛等[14-15]研究了不同排泄通道面積對HMX基含鋁炸藥慢烤響應特性的影響規律,設計了兩級密封慢烤緩釋結構并進行了實驗驗證;徐瑞等[16]分析了B炸藥在慢速烤燃作用下泄壓裝置對響應烈度的影響,得到了B炸藥在泄壓結構作用下的升溫曲線與響應結果。上述研究主要側重于獲取臨界泄壓面積,進而降低戰斗部反應烈度。但針對結構強度要求較高的戰斗部,如超音速反艦、反深層工事鉆地/侵爆類戰斗部,端蓋泄壓結構可能降低其結構強度,進而影響侵徹能力,科研人員往往更為關注戰斗部自身約束強度對其反應烈度的影響,且此類戰斗部主要裝填壓裝炸藥,裝藥長徑比普遍較大(一般為5～6∶1)。趙亮等[17]研究表明,裝藥長徑比影響裝藥點火位置及裝藥內部溫度分布規律,在升溫速率1℃/min下當裝藥長徑比大于2時,其點火位置由中心向邊緣發展,點火時刻軸向溫度差增大,這使得其點火增長過程可能與小長徑比裝藥存在較大差異,但目前關于大長徑比壓裝炸藥慢速烤燃響應特性的研究較少,尤其是強約束下的響應特性研究更為缺乏。

本研究以超音速鉆地/侵爆戰斗部為背景,選擇典型HMX基壓裝含鋁炸藥為對象,開展了無約束和烤燃彈殼體約束下裝藥慢速烤燃實驗,分析了無約束炸藥反應歷程,獲取了不同殼體壁厚、端蓋連接強度下炸藥裝藥慢速烤燃響應特性及反應烈度變化規律,以期為侵徹戰斗部不敏感性能設計提供參考。

1 實 驗

1.1 材料與烤燃彈

HMX基壓裝含鋁炸藥由西安近代化學研究所提供,其配方(質量分數)為:58%HMX、35%鋁粉和7%黏結劑,試樣采用模具壓制成型,密度為1.86g/cm3。

因真實戰斗部裝藥尺寸較大,試驗費用高、風險大,故本研究采用縮比裝藥開展試驗。文獻[17]表明,裝藥慢速烤燃實驗存在臨界裝藥直徑,臨界值在Ф20～30mm之間;參考文獻[14-15],本研究取裝藥直徑為Ф25mm;參考典型鉆地/侵爆類戰斗部結構,取裝藥長徑比為5∶1?？救紡椨蓺んw和端蓋組成,采用熱處理后的30CrMnSi高強度鋼加工而成。殼體內腔直徑Ф25.1mm,內部裝填5節Ф25mm×25mm的炸藥柱,縫隙采用惰性硅橡膠封填,殼體壁厚(δ)可根據實際需要進行調節;端蓋與殼體采用螺紋連接,螺紋規格為M27×2mm,螺紋長度(L)可根據需要進行調節?？救紡椊Y構如圖1所示。

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

1.2 實驗方法

首先,參考文獻[14]的無約束裝藥慢速烤燃實驗方法,開展無約束HMX基壓裝含鋁炸藥慢速烤燃實驗,獲取炸藥點火過程,所用樣品為軸向疊放的兩節Ф30mm×30mm藥柱,加熱速率與烤燃彈慢速烤燃實驗相同;而后開展烤燃彈慢速烤燃實驗,約束條件分為兩類:一是固定端蓋螺紋長度(L)為14mm(即7圈螺紋),殼體壁厚(δ)分別為4、10、16和20mm;二是固定殼體壁厚(δ)為10mm,端蓋螺紋長度(L)分別為10、12和14mm(分別為5、6和7圈)。

實驗時,采用加熱套對烤燃彈進行加熱,在加熱套外部包裹保溫石棉。先以3℃/min升溫至120℃,然后在120℃保溫1h,再以0.5℃/min升溫直至裝藥反應;通過溫控系統測量獲得殼體外壁的溫度—時間曲線,并通過攝像頭觀察烤燃彈反應情況,實驗布局如圖2所示。

圖2 實驗布局示意圖Fig.2 Schematic diagram of experiment layout

1.3 仿真模型

根據烤燃彈實際尺寸,應用Design Modeler軟件建立物理模型。由于烤燃彈為圓柱體軸對稱結構,因此將模型簡化為1/2烤燃彈。應用結構體網格劃分軟件ICEM對其進行網格劃分,得到烤燃彈的有限元模型。為了確保仿真結果和網格數量無關,對網格數量的獨立性進行了計算,以精密網格(網格數量為354600)模型為對照組,分別計算了粗糙網格(網格數量為26600)及中等網格(網格數量為106600)模型的相對偏差,發現當選用粗糙網格時,模型的點火溫度及點火時間的相對偏差分別為1.5%、1.1%;當選用中等網格時,模型的點火溫度及點火時間的相對偏差分別為0.3%、0.2%。因此,綜合考慮后選用中等網格作為仿真模型的網格劃分的標準。

炸藥、殼體及端蓋的材料參數見表1,其中烤燃彈殼體及端蓋材料均為30CrMnSi。為了獲得實驗彈不同位置處時間—溫度變化曲線,在實驗彈內部分別設置了A、B、C、D、E 5個監測點,徑向監測點C、D、E分別位于裝藥中心、裝藥邊緣和殼體外壁,軸向監測點A、B分別距裝藥中心(監測點C)60mm和30mm,各監測點位置如圖3所示。

表1 材料參數Table 1 Material parameters

圖3 監測點示意圖Fig.3 Schematic diagram of monitoring point

烤燃過程中,熱量自殼體向炸藥內部傳遞,同時炸藥受熱后將產生化學反應,釋放熱量,當殼體內部熱量的產生速率遠遠大于其散熱速率時,將導致炸藥內部發生點火反應。應用Fluent軟件可對其內部熱量傳遞進行計算模擬,得到其溫度分布及點火時間?；跓醾鲗ё饔煤驼ㄋ幾陨淼幕瘜W反應放熱,烤燃彈升溫過程可表示為[18]:

(1)

式中:ρ為炸藥密度,kg/m3;C為比熱容,J/(kg·K);T為環境溫度,K;t為時間,s;λ為導熱系數,J/(m·K);S為自熱反應源項。

其自熱反應源項S表達式為:

(2)

式中:Q為放熱量,J/kg;α為反應深度。

炸藥自熱反應遵循Arrhenius方程,對應的反應速率可表示為[19]:

(3)

式中:Z為指前因子,s-1;E為活化能,J/mol;R為普適氣體常數,8.314J/(mol·K)。

采用DSC技術測量該HMX基壓裝含鋁炸藥熱分解的相關參數,進而計算得E為3×105J/mol,Z為1.2×1029s-1,Q為1.27×106J/kg。

在仿真過程中,模型初始溫度為30℃,將殼體外壁設為壁面邊界條件,通過用戶自定義函數(UDF)加載至殼體外壁,使其按照升溫策略加熱;炸藥裝藥與殼體內壁及端蓋接觸區域設為耦合傳熱。

2 結果與討論

2.1 無約束條件下HMX基壓裝含鋁炸藥反應過程

常速攝像頭記錄的HMX基壓裝含鋁炸藥反應過程如圖4所示。從圖4可知,隨著加熱溫度上升,并未發現炸藥藥柱發生明顯的物理或化學變化,直到箱體內溫度約升至230℃時,藥柱上端面附近突然產生大量氣體[見圖4(a)],氣體在箱體內快速彌散約10s后,該位置出現明顯火光[見圖4(b)],但其燃燒烈度不大,約持續20s后熄滅[見圖4(c)]。圖4(d)為藥柱燃燒后的殘骸,該殘骸強度較低,因鋁粉在慢速烤燃過程中不參與熱分解反應,分析認為殘骸主要為鋁粉燃燒生成的三氧化二鋁等凝聚燃燒產物?？梢?該HMX基壓裝含鋁炸藥在無約束條件下的反應烈度較低、燃燒過程緩慢且燃燒不充分。造成該現象的原因可能包括兩個方面,一是該炸藥為鉆地/侵爆類戰斗部用炸藥,自身較為鈍感,反應速率低;二是無約束狀態下燃燒產物能夠即時釋放,無法形成高壓反應環境,其反應速率難以進一步提升。因此,需要結合炸藥在侵徹戰斗部中的使用環境,開展殼體強約束下裝藥慢速烤燃實驗,從而確定約束方式和強度對其反應烈度的影響規律。

圖4 無約束炸藥反應過程Fig.4 Reaction process of unconstrained explosives

2.2 殼體壁厚對烤燃彈反應烈度的影響

2.2.1 實驗結果

當端蓋螺紋長度(L)為14mm不變,4種殼體壁厚(δ=4、10、16、20mm)的烤燃彈實驗結果見表2,烤燃彈破壞情況如圖5所示。由表2和圖5可知,隨著殼體壁厚增加,試驗測試獲得的烤燃彈點火溫度(T)和烤燃時間(ti)變化不明顯,點火時間在13470～14130s之間,點火溫度在186.7～192.3℃之間,但增加烤燃彈的殼體厚度意味著增加其徑向約束強度,烤燃彈的破壞位置由殼體轉變為端蓋,反應等級由爆燃發展為爆炸,殼體厚度達到16mm以上時反應等級轉變為燃燒。當δ為4mm時,殼體在靠近盲孔一端撕開一個長度約70mm的裂口,端蓋連接完好,現場未找到殘留藥粉[見圖5(a)],判斷其反應等級為爆燃;δ為10mm時,殼體中間撕裂并對折,并形成3個較大的碎片,現場未找到殘留藥粉,端蓋連接完好,判斷其反應等級為爆炸[見圖5(b)];δ為16mm時,殼體中部膨脹約0.5mm,端蓋噴出,螺紋呈剪切破壞,在殼體內收集到約10g殘留藥粉[見圖5(c)],判定其反應等級為燃燒;δ為20mm時,實驗現象與16mm相似,殼體中部膨脹約0.3mm,螺紋也呈現剪切破壞,殼體內收集到少量殘留藥粉[見圖5(d)],這可能是由于反應時端蓋泄壓面積較小,裝藥反應殘骸難以全部被拋出所致,判定其反應等級也為燃燒。

表2 不同壁厚烤燃彈的實驗結果Table 2 Experimental results of slow cook-off bomb with different thickness

圖5 不同壁厚的彈體殘骸Fig.5 Wreckage with different thickness bomb

2.2.2 數值模擬結果

為分析不同壁厚烤燃彈慢速烤燃響應烈度變化的原因,分別計算了殼體壁厚4、10、16、20mm烤燃彈的烤燃過程,5個監測點的點火溫度(T)和點火時間(ti)見表3,裝藥內部溫度分布云圖如圖6所示。因不同殼體壁厚烤燃彈內部溫度分布規律相近,圖7給出了壁厚為10mm時裝藥內不同監測點溫度隨時間的變化規律。

圖6 不同壁厚藥柱溫度分布云圖Fig.6 Cloud diagram of temperature distribution of explosive cylinders with different thickness

圖7 10mm壁厚烤燃彈不同監測點溫度—時間曲線Fig.7 Temperature—time curves of different monitoring points of 10mm wall thickness slow cook-off bomb

從表3和圖6可知,隨著殼體壁厚增加,烤燃彈烤燃時間增長,這是由于單位時間內傳熱量與殼體壁厚成反比,殼體壁厚增加使得單位時間內傳遞給藥柱的熱量減少。不同殼體壁厚烤燃彈點火時刻溫度分布規律相近,最高點均在裝藥中心C點處,高溫區域沿裝藥軸線呈長條狀對稱分布,點火時刻監測點A、D和E的溫度變化不大,而監測點B和監測點C的溫度明顯增加。結合不同監測點的溫度—時間變化曲線(見圖7),可以判定裝藥反應開始于12388s、178℃后,點火位置位于中心B點和C點。

烤燃彈的反應等級不僅與裝藥反應位置有關,還與其殼體約束強度相關。胡海波等[20]研究表明,裝藥局部區域發生點火反應后,在殼體約束力作用下反應壓力驅動炸藥斷裂、燃燒比表面積增加,燃燒產物進入裂紋形成對流燃燒,引發當地反應壓力急劇升高,反過來又促進炸藥斷裂、分叉或破碎,為對流燃燒提供更多的通道和表面積,這種反饋機制是引發高烈度反應的直接原因。由上述圖4可知,本研究所用HMX基壓裝含鋁炸藥燃燒反應過程具有明顯的斷裂、分叉特征。當殼體壁厚(δ)為4mm時,裝藥首先在中心高溫區域發生燃燒反應,而后燃燒反應向其他區域擴展,但因殼體約束強度較弱,在反應壓力作用下過早解體,使得反應壓力難以繼續增長,故整體反應烈度較弱。由于殼體破壞缺口較大,現場也未能回收到殘留藥粉。當殼體壁厚(δ)為10mm時,烤燃彈烤燃時間和監測點B、C溫度均升高,說明殼體壁厚的增加為裝藥反應過程提供了更強的約束條件,延長了燃燒反應的時間,使得更多的裝藥發生反應,導致烤燃彈內部反應壓力能夠持續增加,最終引發了更為劇烈的爆炸反應。當殼體壁厚(δ)增加至16和20mm時,雖然烤燃彈烤燃時間和中心區域溫度升高,但由于烤燃彈殼體約束強度超過端蓋連接強度,使得反應壓力從端蓋處瀉出,后續難以繼續增長破壞殼體,故僅發生了低等級的燃燒反應。由于端蓋部分破壞缺口較小,現場回收到了破碎的殘留藥粉,這也進一步驗證了胡海波等的結論。

2.3 螺紋長度對烤燃彈反應烈度的影響

當殼體壁厚(δ)為10mm不變,不同端蓋螺紋長度(L=10、12、14mm)烤燃彈響應情況見表4,破壞情況如圖8所示。

表4 不同螺紋長度烤燃彈的實驗結果Table 4 Experimental results of slow cook-off bomb with different thread length

圖8 不同螺紋長度烤燃彈的殘骸Fig.8 Wreckage of slow cook-off bomb with different thread length

由表4和圖8可知,當殼體壁厚(δ)為10mm不變,隨著端蓋螺紋長度增加,烤燃時間和點火溫度均增加,裝藥反應烈度由燃燒轉變為爆炸。當L為10mm時,烤燃彈殼體結構完整,殼體中間部位外徑膨脹約2.1mm,端蓋整體噴出,端蓋螺紋完全被剪切破壞[見圖8(a)],在殼體內收集到少量殘留藥粉;當L為12mm時,烤燃彈破壞情況與10mm時相似,殼體中間部位外徑膨脹約2.2mm[見圖8(b)];而當L為14mm時,烤燃彈殼體結構發生了破壞,端蓋連接完好[見圖8(c)]。

分析認為,隨端蓋螺紋長度(L)增加,提升了烤燃彈約束強度,延長了烤燃彈烤燃時間(ti),使得更多的裝藥發生反應,進而影響裝藥內部溫度及反應壓力分布,最終導致烤燃彈反應烈度的差異。δ為10mm時烤燃彈不同時刻溫度分布云圖如圖9所示。由表4、圖7和圖9可知,當L為10mm時,烤燃時間約為12760s,此時裝藥內部熱分解速度增加(見圖7),但整體溫度較低,溫度梯度較小,炸藥尚未發生快速分解反應,裝藥兩端形成的反應壓力即可將弱連接的端蓋推出,裝藥內部壓力無法繼續增長,使得裝藥僅發生燃燒反應。當L為12mm時,烤燃時間約為13020s,此時,裝藥溫度分布與10mm時相近,尚未達到裝藥快速反應發生的臨界時間13170s(見圖7),故反應等級仍為燃燒。當L為14mm時,烤燃時間13500s明顯超過裝藥發生快速分解反應臨界時間13170s,裝藥內部壓力迅速上升,裝藥發生了更為劇烈的爆炸反應。

圖9 10mm壁厚烤燃彈不同時刻的溫度分布云圖Fig.9 Temperature contours of 10mm-wall-thickness slow cook-off bomb at different time

2.4 烤燃彈殼體和端蓋破壞壓力分析

在烤燃過程中,由于炸藥裝藥受熱膨脹,熱分解產物不斷積累,烤燃彈內部壓力將不斷升高,直至烤燃彈結構發生破壞。由實驗結果可知,烤燃彈結構破壞主要分為兩種,一是殼體破壞,二是端蓋螺紋破壞。因此,分別計算破壞殼體和端蓋所需臨界壓力。

通過彈性力學相關理論[21]對殼體破壞所需內部壓力進行估算。殼體橫截面受力示意圖如圖10所示。

圖10 殼體橫截面受力示意圖Fig.10 Schematic diagram of stress on the cross section of the shell

以截面A為參考面,考慮截面上力的平衡,從而得到殼體內應力(σ)與殼體內部壓力(p)的關系:

(4)

當殼體內應力(σ)超過殼體的抗拉強度(σb)時,殼體發生破裂,殼體斷裂時,壓力(p1)應滿足:

(5)

式中:δ為殼體壁厚,mm;d為殼體內徑,mm。

烤燃彈慢速烤燃實驗結果表明,烤燃彈端蓋破壞均為螺紋剪切破壞,可依據侵徹戰斗部端蓋強度校核理論[22],估算其破壞所需壓力。當螺紋部位發生剪切破壞時,其受到的剪切應力(τ)應滿足:

(6)

式中:n為螺紋圈數;s為螺距(此處為2mm),mm;di為螺紋內徑,mm;τb為許用剪切應力,MPa,動態條件下一般取0.4σb;Fs為端蓋螺紋連接位置所受載荷,即端蓋所受壓力與受壓面積的乘積,故此時殼體內部壓力(p2)應滿足:

(7)

假設殼體破裂所對應的內部壓力(p1)與螺紋剪切破壞對應的內部壓力(p2)相等,可推導出殼體壁厚(δ)與螺紋圈數(n),螺距(s)之間存在以下關系:

(8)

利用式(8)可將端蓋螺紋長度(L)換算為等效殼體壁厚(δe)。針對此類HMX基壓裝含鋁炸藥,可通過對比殼體壁厚(δ)和等效殼體壁厚(δe)確定烤燃彈的薄弱位置,預估其破壞程度和反應等級。當δ遠小于δe時,此時殼體為烤燃彈約束的薄弱位置,當裝藥發生快速分解反應時,殼體在初始較低的反應壓力作用下先于端蓋發生整體破壞,反應等級較低;同理,當δ遠大于δe時,端蓋處為烤燃彈約束的薄弱位置,初始較低的反應壓力易于從端蓋處瀉出,文獻[13-15]就是基于減弱端蓋強度的思想設計泄壓結構進而降低烤燃彈反應等級。而當δ與δe相當時,裝藥發生點火后,烤燃彈約束強度較為均勻,初始較低的反應壓力能夠促使更多的裝藥發生反應,導致內部壓力急劇升高,壓力的升高又反向促進裝藥反應速率的提升,最終導致烤燃彈發生高等級的反應。不同δ和δe時烤燃彈慢速烤燃反應情況見表5。

表5 不同δ和δe時烤燃彈反應情況Table 5 Reaction states of slow cook-off bomb with different δ and δe

從表5可知,上述分析計算結果與實驗結果符合較好,但因裝藥反應存在尺寸效應,后續還需結合大尺寸裝藥的實驗進行驗證。

3 結 論

(1)該HMX基壓裝炸藥在無約束狀態下,慢速烤燃時反應過程可分為3個階段,即生成氣體、端面燃燒和火焰熄滅;反應后回收到鋁粉燃燒生成的三氧化二鋁等凝聚燃燒產物。

(2)以超音速鉆地/侵爆戰斗部為背景,設計了裝藥長徑比5∶1的縮比烤燃彈。當螺紋連接長度(L)為14mm不變時,殼體厚度(δ)由4mm增加至20mm,烤燃彈破壞位置由殼體轉變為端蓋,反應等級由爆燃發展為爆炸而后降低為燃燒;當δ為10mm不變時,L由10mm增加至14mm,烤燃彈反應等級由燃燒轉變為爆炸。

(3)基于烤燃彈殼體和端蓋破壞臨界壓力分析,可將L換算為等效殼體壁厚(δe)。如δ與δe兩者相差較大,則烤燃彈易于在初始較低反應壓力下破壞兩者中的薄弱位置,反應壓力不易增長,烤燃彈反應等級為爆燃或燃燒;而當兩者相近時,反應壓力可在烤燃彈內部不斷增長,最終導致烤燃彈發生爆炸反應。