戴湘暉， 段建， 沈子楷， 王可慧， 李名銳， 李鵬杰， 鄭亞峰， 周剛

(1.西北核技術(shù)研究院 強動載與效應實驗室， 陜西 西安 710024； 2.西安近代化學研究所， 陜西 西安 710065)

0 引言

侵徹彈體在貯存、運輸、裝卸和使用過程中必須保證安全，并在使用壽命周期內(nèi)不得降低其安全性。熱載荷是影響彈體安全性的危險源之一，現(xiàn)代戰(zhàn)爭對武器彈藥的熱安全性要求越來越高，武器彈藥一旦遇到外界意外熱刺激，就有可能發(fā)生點火乃至爆炸等嚴重事故，其熱安全性問題受到越來越多關(guān)注?？救紝嶒炇菣z驗和評估彈藥易損性的重要方法，可以模擬火焰燒烤、庫房緩慢升溫、戰(zhàn)場暗火加熱等刺激條件。通過測試裝藥在不同升溫速率下的溫度及壓力變化、反應等級、爆炸時間等數(shù)據(jù)，可以確定彈藥在受到外部緩慢及快速加熱時的反應類型。烤燃實驗根據(jù)考核目的不同分為慢速烤燃實驗和快速烤燃實驗，其中慢速烤燃實驗是獲取彈藥在緩慢升溫條件下響應特性的一種有效手段，對彈藥的易損性能評估和熱安全性研究具有重要現(xiàn)實意義。慢速烤燃過程可簡化為熱傳導、化學分解、力學響應等多個物理過程和化學過程，這些過程的相互作用和耦合最終影響彈體的響應溫度和響應類型。侵徹彈體慢速烤燃響應特性一般按照相應標準進行考核，需要將其置于慢烤箱中預熱至55.5 ℃，然后經(jīng)受3.3 ℃/h的升溫速率緩慢加熱，獲取彈體發(fā)生反應的加熱時間和溫度，以及確定彈體裝藥隨熱環(huán)境逐步上升時的響應特性[1]。

關(guān)于彈藥慢速烤燃響應特性研究國內(nèi)外已有諸多報道。Ho[2]研究了慢速烤燃條件下高氯酸銨/端羥基聚丁二烯推進劑的反應劇烈程度，并分析了推進劑的熱力學性質(zhì)與烤燃行為的聯(lián)系；Gillard等[3]詳細分析了高氯酸銨/端羥基聚丁二烯在慢速烤燃條件下的分解反應過程，考慮了高氯酸銨與端羥基聚丁二烯間的質(zhì)量和熱量傳遞作用，對其過程進行了數(shù)值模擬；Caro等[4]利用小尺寸慢速烤燃裝置，分析了推進劑端羥基聚丁二烯和端羥基聚醚在相同慢速烤燃條件下的響應程度，發(fā)現(xiàn)端羥基聚丁二烯中有機相的液化是兩種推進劑在慢烤條件下響應程度差異的重要影響因素；Komai等[5]對縮水甘油疊氮聚醚/ 高氯酸銨推進劑和高氯酸銨/端羥基聚丁二烯復合推進劑進行慢速烤燃實驗，發(fā)現(xiàn)縮水甘油疊氮聚醚/高氯酸銨推進劑的熱反應比高氯酸銨/端羥基聚丁二烯復合推進劑更溫和，后者烤燃裝置的破壞程度更嚴重；陳中娥等[6]利用同步差示掃描/熱重聯(lián)用儀和掃描電鏡，對比分析了端羥基聚丁二烯推進劑和高能硝酸酯增塑聚醚推進劑在慢速烤燃條件下的熱分解特性和烤燃行為的關(guān)系，認為高氯酸銨分解形成的多孔性物質(zhì)是導致端羥基聚丁二烯烤燃響應劇烈的主要因素；趙孝彬等[7]利用慢速烤燃裝置研究了端羥基聚醚和縮水甘油疊氮聚醚推進劑的慢速烤燃特性的影響因素，發(fā)現(xiàn)配方和約束條件對慢速烤燃特性影響較大；智小琦等[8]、李娟娟等[9]和胡雙啟等[10]研究了以黑索今為主的高能炸藥裝藥密度對慢速烤燃響應特性的影響，研究結(jié)果表明當裝藥密度在理論最大密度的80%左右時響應最為劇烈；張亞坤等[11]采用以黑索今為基的高能炸藥進行了慢速烤燃實驗和數(shù)值仿真，研究結(jié)果表明烤燃溫度對凝聚炸藥的熱分解有重要影響；馮曉軍等[12]利用自行研制的實驗裝置，選用JB-B、TNT、R852等3種炸藥，研究探討了炸藥裝藥尺寸對慢速烤燃響應特性的影響，得出了隨著炸藥裝藥尺寸的增大，炸藥慢速烤燃反應的環(huán)境溫度和發(fā)生反應的劇烈程度都會增大的規(guī)律；高峰等[13]通過慢速烤燃實驗和FLUENT數(shù)值模擬，研究了空氣、T-09耐燒蝕隔熱涂料和GPS-2硅橡膠涂料等3種物理界面對炸藥慢速烤燃特性的影響；田軒等[14]利用慢速烤燃實驗和沖擊波感度實驗研究了二氨基-2，2-二硝基乙烯和黑索今不同混合比例對炸藥響應特性的影響。

上述文獻研究了裝填少量推進劑或炸藥的簡易彈體在慢速烤燃條件下的響應特性，而目前關(guān)于厚殼體、強約束及大裝藥量全尺寸侵徹彈體的慢速烤燃響應特性研究報道較少。為獲取侵徹彈體在慢速烤燃條件下的響應特性，設計了一整套慢速烤燃實驗裝置，精確記錄了慢速烤燃溫度時程曲線，重點對彈體破片、反射沖擊波峰值超壓、反應機理及響應類型進行了分析，以期為侵徹彈體在儲存、安全使用等方面提供技術(shù)支持。

1 實驗部分

1.1 彈體設計

彈體為卵形頭部、圓柱彈身結(jié)構(gòu)，由殼體、裝藥、面漆、尾蓋和堵蓋組成，如圖1所示，總質(zhì)量為290 kg. 殼體和尾蓋材料均為35CrMnSiA高強鋼，主裝藥為HA-3澆注型溫壓炸藥，面漆為JLGM型草綠色漆，堵蓋材料為2A12鋁合金。HA-3溫壓炸藥澆注于殼體內(nèi)腔中，尾蓋與殼體通過螺紋連接，并在外螺紋上涂硫化硅橡膠進行密封，4個堵蓋通過螺紋沿圓周均布安裝在尾蓋上。彈體長度為1 250 mm，外徑為242.4 mm，內(nèi)腔直徑為194 mm，面漆厚度為0.2 mm.

圖1 彈體結(jié)構(gòu)示意圖Fig.1 Schematic diagram of experimental penetrator structure

HA-3是一種以奧克托今為基的富金屬燃料型抗過載澆注溫壓炸藥，具有良好的低易損性能，密度為1.84 g/cm3，當量為1.8倍TNT. 彈體裝藥量為35.3 kg，裝藥TNT當量為63.54 kg.

殼體力學性能參數(shù)通過對隨爐熱處理試件的檢測獲得。采用4組標準試件分別綁在殼體頭部、身部和尾部不同位置，與殼體隨爐進行熱處理。表1為隨爐試件力學性能檢測結(jié)果，4組隨爐試件的力學性能參數(shù)基本一致，說明殼體熱處理較為均勻，屈服強度平均值為1 282.5 MPa，沖擊功平均值為68.65 J.

表1 隨爐試件力學性能檢測結(jié)果Tab.1 Properties of heat treated specimens

1.2 實驗方案設計

慢速烤燃實驗裝置主要由侵徹彈體、慢烤箱、測溫熱電偶、控溫熱電偶、溫控儀、溫度記錄儀、沖擊波超壓傳感器、視頻監(jiān)控等組成，實驗現(xiàn)場布局如圖2所示。慢烤箱采用45號優(yōu)質(zhì)碳素結(jié)構(gòu)鋼加工而成，外形直徑為1 m，長度為2 m，烤箱壁厚為2 mm，通過電熱絲為慢烤箱提供熱源，加熱功率為3 800 W；測溫和控溫均采用K類熱電偶；溫控儀采用可編程的PID自整定控制儀，可通過調(diào)節(jié)比例、微分、積分參數(shù)來獲得不同的升溫速率，控溫精度可達±0.2 ℃/min；采用溫度記錄儀連續(xù)記錄實驗過程中的溫度時程曲線；沖擊波超壓傳感器選用壓電式壓力傳感器，搭配電荷放大器進行沖擊波超壓測量；采用視頻監(jiān)控對整個實驗過程進行全程攝像。

圖2 慢速烤燃實驗現(xiàn)場布局示意圖Fig.2 Layout of slow cook-off experiment

將慢烤箱放置在實驗場中央，彈體水平放置在慢烤箱內(nèi)支架上，保證彈體基本位于慢烤箱中央，由慢烤箱持續(xù)給彈體加熱；通過控溫熱電偶和溫控儀控制慢烤箱溫度，控溫范圍為0～800 ℃；在距彈體質(zhì)心水平7 m的圓周上布置3個沖擊波超壓傳感器，順時針依次為1號傳感器、2號傳感器和3號傳感器，測量彈體反應時的反射沖擊波峰值超壓，φ為沖擊波入射角；在彈體尾部表面沿圓周方向均布6個熱電偶，將其與工控機連接并對彈體表面溫度進行實時采集，每10 min采集一次數(shù)據(jù)；在距彈體質(zhì)心20 m處布置3路視頻監(jiān)控，對實驗過程進行多方位全程攝像；在慢烤箱上方布置一盞探照燈，保證夜間實驗現(xiàn)場的照明。實驗過程中，啟動慢烤箱對彈體預熱至55.5 ℃，從55.5 ℃開始以3.3 ℃/h的速率升溫并開始計時，綜合加熱時間、彈體表面溫度、實驗現(xiàn)場破壞情況和反射沖擊波峰值超壓對彈體的反應機理及響應類型進行分析判斷。

2 結(jié)果與討論

2.1 加熱過程分析

圖3為慢速烤燃實驗過程錄像。將彈體表面溫度達到55.5 ℃時計為0 h0 min0 s；彈體裝藥在42 h45 min23 s時發(fā)生了燃燒，可清晰看到黑煙從慢烤箱中冒出；42 h45 min25 s時慢烤箱后蓋被沖開，可清晰看到熊熊燃燒的火焰，且慢烤箱后蓋未發(fā)現(xiàn)撞擊痕跡；42 h46 min3 s時火焰逐漸變小，且伴隨有黑煙從慢烤箱中冒出；42 h46 min4 s時發(fā)生了更為劇烈的反應，并導致錄像中斷。

圖3 慢速烤燃實驗過程錄像Fig.3 Photographs of slow cook-off experiment

圖4為熱電偶獲取的彈體表面溫度時程曲線。慢烤箱預設溫度與熱電偶獲取的溫度較為一致，彈體表面溫度以3.3 ℃/h的速率保持直線上升。42 h40 min0 s時刻溫度曲線停止，此時對應的彈體表面溫度約190 ℃，42 h50 min0 s時刻未能采集到有效數(shù)據(jù)。這是因為測溫熱電偶每10 min采集一次數(shù)據(jù)，當彈體發(fā)生劇烈反應時，熱電偶被破壞，數(shù)據(jù)采集出現(xiàn)了異常；同時也間接表明彈體在42 h40 min0 s至42 h50 min0 s之間發(fā)生了劇烈反應，這與采用實驗錄像分析得到的結(jié)果是吻合的。

圖4 彈體表面溫度時程曲線Fig.4 Penetrator surface temperature vs. time

2.2 實驗后現(xiàn)場破壞情況分析

圖5為慢速烤燃實驗后的現(xiàn)場照片。實驗現(xiàn)場遭受了嚴重破壞，實驗裝置被完全炸碎，未見明顯炸坑，地表較實驗前覆蓋了一層浮土；慢烤箱筒體破裂成大塊破片，撕裂痕跡明顯，并發(fā)生了嚴重的褶皺扭曲變形；慢烤箱后蓋脫落且結(jié)構(gòu)完整，未見撞擊痕跡；在土壤表面回收到了彈體尾部殘骸和2個較大的殼體破片，尾蓋上的堵蓋盲孔(厚度為2 mm)被貫穿，彈體尾部在尾蓋底端面處斷裂；在慢烤箱正下方的土壤中挖出了8個尺寸相對較小的殼體破片。

圖5 慢速烤燃實驗后現(xiàn)場照片F(xiàn)ig.5 Photographs of experimental site after test

圖6為該侵徹彈體慢速烤燃實驗得到的破片與空氣中靜爆(完全爆轟)得到的破片對比。破片均為長條狀的剪切破片，因殼體脹裂導致；慢速烤燃實驗最大破片尺寸約為300 mm×160 mm，最小破片尺寸約為80 mm×60 mm；靜爆實驗最大破片尺寸約為90 mm×40 mm，最小破片尺寸約為10 mm×10 mm；慢速烤燃實驗破片尺寸明顯大于靜爆實驗破片尺寸。

圖6 彈體破片對比Fig.6 Comparison of penetrator fragments

通過對實驗現(xiàn)場的破壞情況及破片尺寸的對比分析可以得出以下結(jié)論：1)彈體慢速烤燃反應程度比完全爆轟要溫和；2)彈體尾蓋上的堵蓋盲孔和彈體尾部(靠近尾蓋底端面處)為彈體的薄弱部位，高壓氣體易從該處薄弱部位脹裂并泄壓；3)由于慢烤箱后蓋上未發(fā)現(xiàn)撞擊痕跡，可以判斷慢烤箱后蓋是由高壓氣體沖開而不是由斷裂的彈體尾部撞開導致，說明彈體尾蓋上的堵蓋盲孔首先被高壓氣體貫穿，高壓氣體從盲孔中泄露并不斷在慢烤箱中累積，最終超過慢烤箱后蓋的承受極限而將其沖開。

2.3 反射沖擊波峰值超壓分析

地面沖擊波超壓傳感器測得的是反射沖擊波超壓。3個傳感器均成功獲取到7 m處的反射沖擊波超壓，結(jié)果如圖7所示。3個傳感器測得的沖擊波超壓波形極為相似，正壓持續(xù)時間約3 ms.

圖7 反射沖擊波超壓結(jié)果Fig.7 Reflected shock wave overpressure

反射沖擊波峰值超壓結(jié)果如表2所示，3個峰值超壓較為接近，算術(shù)平均值為0.065 MPa.

表2 反射沖擊波峰值超壓測試結(jié)果Tab.2 Peak values of reflected shock wave overpressure

侵徹彈體在空氣中爆炸的反射沖擊波峰值超壓一般采用我國國防工程設計規(guī)范中規(guī)定的經(jīng)驗公式[15]進行計算。殼體破壞耗能后留給爆炸產(chǎn)物的等效裸露炸藥在空氣中爆炸產(chǎn)生的沖擊波峰值超壓Δp為

(1)

式中：R′為比例距離(m/kg1/3)，

(2)

R為沖擊波超壓傳感器距爆心的距離(m)，ωbe為殼體破壞耗能后留給爆炸產(chǎn)物的等效裸露炸藥TNT當量(kg)，k為與壓力傳感器安裝地面有關(guān)的系數(shù)(對于混凝土、巖石等剛性地面，k=2；對于土壤地面，k=1.8)。

地面反射沖擊波峰值超壓Δp′為

Δp′=Δp(1+cosφ)，

(3)

式中：φ為沖擊波入射角(測點和彈體質(zhì)心之間連線與豎直方向的夾角)，如圖2所示。

采用(1)式～(3)式求得等效裸露炸藥當量與反射沖擊波峰值超壓的關(guān)系，如圖8所示，反射沖擊波峰值超壓隨等效裸露炸藥當量的增大呈對數(shù)增加。慢烤實驗獲得的反射沖擊波超壓峰值0.065 MPa對應的等效裸露裝藥當量為4.153 kg，約為實際裝藥當量的1/15.

圖8 等效裸露炸藥當量與反射沖擊波峰值超壓曲線Fig.8 Peak overpressure of reflected shock wave vs. exposed explosive equivalent

該侵徹彈體在空氣中靜爆且完全爆轟時(實驗條件：彈體頭部朝下豎放，質(zhì)心距地面高度2.5 m)，測得7 m處的反射沖擊波峰值超壓分別為0.29 MPa、0.24 MPa、0.28 MPa、0.28 MPa和0.25 MPa，算術(shù)平均值為0.268 MPa，由(1)式～(3)式計算得到等效裸露炸藥當量為30.025 kg. 若忽略慢烤箱(壁厚為2 mm)破壞耗能對沖擊波峰值超壓的衰減，慢烤實驗反應時對應的等效裸露炸藥當量約為靜爆實驗的1/7，說明很大一部分炸藥消耗在燃燒過程中且未形成爆轟，同時也說明彈體裝藥未發(fā)生完全爆轟反應。

2.4 彈體反應機理分析

彈藥的慢速烤燃過程實際上是炸藥受熱后的熱分解過程，目前普遍被接受的響應機制是二階段理論，即熱點火階段和由熱點引起的化學反應轉(zhuǎn)變?yōu)楸Z階段的理論。影響熱點火階段的主要因素是炸藥顆粒間的凹穴和氣孔。在壓藥過程中，構(gòu)成孔隙凹穴的形成或氣孔的產(chǎn)生必須要有另外的附加能量，這些能量儲存在凹穴或氣孔的表面，稱為表面能。當彈體受熱后，炸藥裝藥經(jīng)受殼體傳導傳熱、輻射傳熱的共同作用后發(fā)生分解放出熱量，使凹穴或氣孔破壞，表面能釋放，釋放的表面能又反過來加熱凹穴或氣孔周圍的介質(zhì)，使溫度升高，發(fā)生點火。由于炸藥的熱傳導系數(shù)小，點火產(chǎn)生的熱量不能及時釋放，熱積累和自加熱進一步加劇炸藥的反應速度，產(chǎn)生大量高溫氣體，導致殼體內(nèi)部壓力急劇增長。當高溫氣體的壓力達到殼體的強度極限而未達到爆轟所需的壓力時，堵蓋底部盲孔發(fā)生壓力脹裂；高壓氣體從4個通孔中噴出，不斷在慢烤箱中累積，最終將慢烤箱后蓋沖開；裝藥燃燒導致放出氣體的速率進一步加快，引起彈體內(nèi)部壓力增速提高，另外由于彈體主體部分未發(fā)生脹裂，約束仍較強，且氣體釋放能力有限，彈體內(nèi)部壓力越來越高，最終導致更為劇烈的反應，產(chǎn)生較大的彈體及慢烤箱破片。

2.5 彈體響應類型分析

根據(jù)美國軍用標準MIL-STD-2105D對鈍感彈藥反應的評估標準，將響應類型分為6個等級：Ⅰ級為爆轟反應；Ⅱ級為部分爆轟反應；Ⅲ級為爆炸反應；Ⅳ級為爆燃反應；Ⅴ級為燃燒反應；Ⅵ級為無響應[1]。

彈體慢速烤燃響應類型通過實驗錄像、實驗后現(xiàn)場的破壞情況和反射沖擊波峰值超壓綜合分析確定。首先，從實驗錄像可看出彈體最先發(fā)生燃燒，緊接著由燃燒轉(zhuǎn)爆炸或爆轟；其次，通過反射沖擊波超壓峰值反推該侵徹彈體反應時對應的等效裸露裝藥當量，并與實際裝藥當量和完全爆轟時的等效裸露裝藥當量進行對比，可判斷彈體的劇烈響應為爆炸或部分爆轟；最后，由于實驗現(xiàn)場回收到的彈體和慢烤箱破片尺寸較大且未見明顯炸坑，可斷定彈體的劇烈響應為爆炸而不是部分爆轟。綜合以上分析結(jié)果并對照響應類型的等級，將侵徹彈體慢速烤燃響應類型定性為Ⅴ級燃燒轉(zhuǎn)Ⅲ級爆炸反應。

3 結(jié)論

本文設計并開展了全尺寸侵徹彈體慢速烤燃實驗，對彈體慢速烤燃過程、實驗后現(xiàn)場的破壞情況、反射沖擊波峰值超壓、反應機理及響應類型進行了詳細分析。得到主要結(jié)論如下：

1)全尺寸侵徹彈體從55.5 ℃開始以3.3 ℃/h的速率升溫，加熱42 h45 min23 s后發(fā)生燃燒，對應的彈體表面溫度約為190 ℃，41 s后發(fā)生了更為劇烈的反應，彈體和慢烤箱被炸裂成大塊破片。

2)通過反射沖擊波超壓峰值反推該侵徹彈體劇烈反應時對應的等效裸露裝藥當量為4.153 kg，遠小于該侵徹彈體實際裝藥當量和完全爆轟時的等效裸露裝藥當量。

3)對于本文所述厚殼體、強約束及大裝藥量的侵徹彈體，慢速烤燃響應類型為燃燒轉(zhuǎn)爆炸。