高 慶，程秀蓮，唐恩凌，陳 闖，常孟周，韓雅菲

(沈陽理工大學(xué) 裝備工程學(xué)院， 沈陽 110159)

金屬/氟聚物基活性材料因具有沖擊反應(yīng)活性強(qiáng)、感度適宜、釋能效率高、反應(yīng)產(chǎn)生氣體和能量密度高等特點(diǎn)，是一類極具應(yīng)用前景的活性材料之一。同時(shí)金屬/氟聚物基活性材料也是高效毀傷領(lǐng)域的熱點(diǎn)研究方向之一[1]，其沖擊釋能特性受到廣泛的關(guān)注和研究。

Ames RG[2-3]介紹了沖擊反應(yīng)過程中的氣體焓變計(jì)算方法，得到了氣體壓力和焓變的換算關(guān)系式，對活性材料沖擊誘發(fā)反應(yīng)釋能特性進(jìn)行了研究。Hunt E等[4]認(rèn)為在加載過程中產(chǎn)生的高應(yīng)變率和應(yīng)力會將機(jī)械能轉(zhuǎn)化為熱能，從而誘發(fā)活性材料發(fā)生反應(yīng)。Mock W等[5]、Zhang X等[6]均得到了可將撞擊速度或撞擊壓力作為PTFE/Al活性材料誘發(fā)沖擊反應(yīng)判據(jù)的結(jié)論，給出了同粒徑活性材料點(diǎn)火延遲時(shí)間隨撞擊壓力的變化曲線。從曲線中可以看出在真空環(huán)境下Al粒徑越大，點(diǎn)火時(shí)間越長、點(diǎn)火壓力閾值也越高。Feng B等[7-9]通過研究結(jié)晶度對PTFE/Al在不同應(yīng)變率條件下壓縮性能的影響，證明了PTFE裂紋尖端的高溫是誘發(fā)反應(yīng)的重要促進(jìn)因素，闡釋了裂紋尖端處熱點(diǎn)的形成機(jī)理。Huang J等[10]在Al/PTFE活性材料中充填了MoO3研究了剪切誘導(dǎo)活性材料發(fā)生反應(yīng)的機(jī)制，從反應(yīng)產(chǎn)物成分獲得了該材料的反應(yīng)過程。在國內(nèi)，任會蘭等[11]采用分離式霍普金森壓桿加載方法，研究了Al/W/PTFE活性材料的沖擊反應(yīng)特性，將該活性材料的沖擊反應(yīng)過程分為變形、破壞和燃燒3個(gè)階段。烏布力艾散等[12]采用分離式霍普金森壓桿加載和高速攝影對混合壓制燒結(jié)法制備的Al顆粒增強(qiáng)聚四氟乙烯復(fù)合材料的沖擊反應(yīng)臨界條件進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)研究。結(jié)果表明PTFE/Al復(fù)合材料的沖擊反應(yīng)過程主要可分為變形、碎裂和反應(yīng)等階段，其沖擊反應(yīng)的臨界條件與應(yīng)力和應(yīng)變率相關(guān)。葛超等[13]基于16 mm口徑氣炮對鋁、鋼和低密度聚乙烯3種不同材料的靶板及不同長度的試樣在不同碰撞條件下的沖擊反應(yīng)臨界閾值進(jìn)行了研究。得到只有在加載應(yīng)力和加載應(yīng)變率同時(shí)高于某個(gè)臨界值時(shí)才能誘發(fā)沖擊反應(yīng)的結(jié)論。

目前各項(xiàng)研究主要針對Al/PTFE活性彈丸在不同速度和不同添加劑下的釋能效率，對組分粒徑影響釋能效率的研究鮮見報(bào)道，而在制備彈丸工藝中PTFE顆粒將經(jīng)歷熔融整合過程，所以組分粒徑中Al顆粒粒徑對活性彈丸沖擊釋能的影響是相對顯著的。本研究提出了一種活性彈丸沖擊釋能的計(jì)算方法，依據(jù)計(jì)算參數(shù)構(gòu)建了準(zhǔn)密閉容器釋能評價(jià)系統(tǒng)，利用2種不同Al顆粒粒徑的Al/PTFE活性彈丸的爆燃參數(shù)，基于兩種彈丸的釋能對比綜合評價(jià)了Al顆粒粒徑對Al/PTFE活性彈丸沖擊釋能的影響規(guī)律。

1 反應(yīng)釋能評價(jià)方法

Al/PTFE活性彈丸撞擊靶板誘發(fā)化學(xué)反應(yīng)的能量分配過程比較復(fù)雜，不能簡單直接的計(jì)算釋能數(shù)值。但活性彈丸的爆燃能量是狀態(tài)量，本研究采用彈丸爆燃的始末能量變化表征活性彈丸沖擊反應(yīng)釋能數(shù)值。初始動(dòng)能為能量輸入量，彈丸撞擊靶板誘發(fā)化學(xué)反應(yīng)釋放能量E，總能量在遵循能量守恒定律的前提下分配向系統(tǒng)各個(gè)部分，包括靶板變形能、靶板內(nèi)能、容器壁變形能、容器壁內(nèi)能、容器壁與外界空氣熱傳導(dǎo)產(chǎn)生的熱損失、氣體焓、氣體動(dòng)能、彈丸殘余碎片動(dòng)能和閃光輻射能。其中，實(shí)驗(yàn)用準(zhǔn)密閉容器和內(nèi)置靶板為Q235鋼材料，忽略靶板和容器壁變形能；實(shí)驗(yàn)采集7 s內(nèi)的爆燃參數(shù)變化，忽略熱損失的影響；氣體動(dòng)能、彈丸殘余碎片動(dòng)能和閃光輻射能均不大于總釋能的0.001，亦可忽略其能量占比。則總釋能E根據(jù)始末態(tài)能量差表示為：

E=E1+E2-E0

(1)

式中：E1為氣體焓變；E2為容器壁和內(nèi)置靶板增加的內(nèi)能；E0為初始動(dòng)能。

在系統(tǒng)內(nèi)氣體為理想氣體的假設(shè)下，氣體由預(yù)留彈孔的溢出量和氣體熱容的變化量均可忽略，則系統(tǒng)內(nèi)的氣體焓變[2]可表示為：

(2)

式中：ΔP為爆燃產(chǎn)生的氣體超壓；V為氣體所站體積；γ為理想氣體絕熱指數(shù)。當(dāng)系統(tǒng)氣體視為理想氣體時(shí)，絕熱指數(shù)γ取為常數(shù)1.4。在測試系統(tǒng)中，當(dāng)爆燃產(chǎn)生的氣體未影響整個(gè)容器時(shí)，顯然不能確定氣體所占體積，不能較精準(zhǔn)的求解氣體焓變。但是，當(dāng)爆燃?xì)怏w擴(kuò)散至整個(gè)容器時(shí)，容器內(nèi)超壓分布趨于平穩(wěn)，測試點(diǎn)的局部超壓可以代表容器的準(zhǔn)靜態(tài)超壓，所以本文將以這一階段的超壓信號視作氣體超壓，容器容積作為氣體體積。

彈丸爆燃后產(chǎn)生的高溫氣體以熱輻射、熱對流和熱傳導(dǎo)的方式加熱容器內(nèi)壁，引起容器壁內(nèi)能的增加，假設(shè)容器壁徑向呈線性溫度梯度，則該部分能量可表示為：

(3)

式中：c2為容器材料的熱容；m2為引起容器壁溫升的質(zhì)量；ΔT2b為容器外壁溫升；ΔT2i為容器外壁溫升。忽略容器熱容與溫度的關(guān)系，c2取為常量460 J/(kg·K)；容器的法蘭外緣和緊固件等組件不計(jì)入引起容器壁溫升的質(zhì)量，則m2取為8.7 kg。

2 實(shí)驗(yàn)

2.1 實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)

實(shí)驗(yàn)于沈陽理工大學(xué)強(qiáng)動(dòng)載研究中心進(jìn)行，活性彈丸的系統(tǒng)發(fā)射由一級輕氣炮實(shí)現(xiàn)，測速系統(tǒng)采集彈丸飛行速度?；诎踩紤]將準(zhǔn)密閉容器置于靶室內(nèi)，發(fā)射的彈丸穿過預(yù)留彈孔后撞擊容器底部靶板。用于采集爆燃參數(shù)的測試系統(tǒng)由超壓傳感器、紅外熱像儀及瞬態(tài)響應(yīng)熱電偶組成。其中超壓傳感器采集容器內(nèi)超壓信號；SC7700BB中波紅外熱像儀為美國FLIR公司生產(chǎn)，用于拍攝容器外壁的溫升過程；瞬態(tài)響應(yīng)熱電偶置于容器內(nèi)壁的軸向中部位置，采集容器內(nèi)壁的平均溫升時(shí)程，結(jié)合紅外熱像儀評估容器壁的總體平均溫升。加載和測試系統(tǒng)如圖1所示。

圖1 加載和測試系統(tǒng)示意圖

2.2 實(shí)驗(yàn)基本參數(shù)

彈丸的制備原料為2種組分的粉體產(chǎn)品，其中PTFE粉主要影響粉料的混合流動(dòng)性，所以采用較細(xì)的34 μm粒徑PTFE粉；因?yàn)锳l粉顆粒和PTFE顆粒在真實(shí)密度和黏度等物性參數(shù)的差異，不宜采用同粒徑的Al粉顆粒，否則容易形成粒度偏析產(chǎn)生結(jié)構(gòu)缺陷，所以本文采用小于PTFE粒徑一定量級的1.5 μm粒徑Al粉作為Al原料之一，借助PTFE粉本身的黏度粘接小顆粒Al以減少粒度偏析的程度。根據(jù)本文研究內(nèi)容，彈丸的制備原料中需要改變Al粉顆粒的粒徑作為實(shí)驗(yàn)變量，為了體現(xiàn)一定的粒徑跨度，遂選取100 μm粒徑的Al粉作為Al原料之二，并且這一Al原料混合時(shí)顆粒間隙大，PTFE粉以填充間隙的方式參與混合，亦可減少粒度偏析的程度。

2種Al粉分別與PTFE粉以零氟平衡(ωAl=26.5%)混合，經(jīng)冷壓燒結(jié)工藝(最高燒結(jié)溫度為375 ℃)制備2種彈丸材料。針對活性材料應(yīng)用于武器戰(zhàn)斗部作為預(yù)制破片的應(yīng)用背景，在500 m/s速度下進(jìn)行了2次測試實(shí)驗(yàn)，實(shí)驗(yàn)基本參數(shù)如表1所示。

表1 實(shí)驗(yàn)基本參數(shù)

3 結(jié)果與分析

3.1 爆燃超壓曲線

由式(2)易知求解氣體焓變需要?dú)怏w超壓、氣體體積和絕熱指數(shù)3個(gè)參數(shù)。圖2為2種活性彈丸沖擊爆燃過程的超壓曲線。針對氣體的擴(kuò)散過程，具體考量以容器容積作為氣體體積時(shí)的對應(yīng)超壓。

圖2 超壓曲線

將圖2分為2個(gè)階段進(jìn)行描述：階段I時(shí)彈丸動(dòng)能轉(zhuǎn)化為反應(yīng)活化能，引起PTFE裂解，產(chǎn)生大量氣相基團(tuán)，在稀疏波作用下基團(tuán)被釋放至容器內(nèi)與飛散的Al顆粒接觸反應(yīng)。顯然基團(tuán)釋放促進(jìn)超壓增加，接觸反應(yīng)和氣體擴(kuò)散促進(jìn)超壓下降，并且在實(shí)驗(yàn)No.1中爆燃階段Ⅰ內(nèi)明顯的超壓波動(dòng)說明爆燃過程是分立進(jìn)行的，始終有1個(gè)為主導(dǎo)地位，即Al/PTFE活性彈丸的爆燃是非勻速、反復(fù)進(jìn)行的。由于PTFE裂解的速率變化范圍有限，大量的接觸反應(yīng)消耗大量的解裂氣會導(dǎo)致超壓驟降，接觸反應(yīng)速率亦驟降，則出現(xiàn)了超壓的突躍變化。大顆粒Al的比表面積低，組分接觸有效面積小，實(shí)驗(yàn)No.2的爆燃總體速率相對較低，超壓波動(dòng)亦不明顯。彈丸爆燃能力殆盡時(shí)反應(yīng)停止，超壓將因氣體在容器內(nèi)的軸向自由擴(kuò)散迅速下降，當(dāng)氣體擴(kuò)散至預(yù)留彈孔形成阻塞流，超壓下降速率將立即減緩，如階段Ⅱ所示。實(shí)驗(yàn)No.1在21 ms處的曲線下降分界點(diǎn)為阻塞流的形成點(diǎn)，所以該點(diǎn)代表了容器以容積作為氣體體積時(shí)能夠存留的最大氣體焓，本文將以該點(diǎn)的超壓作為容器的準(zhǔn)靜態(tài)超壓?；趩我蛔兞康目刂?，實(shí)驗(yàn)No.2以相同時(shí)間的超壓作為容器的準(zhǔn)靜態(tài)超壓。

3.2 容器壁溫升

爆燃能量傳遞給容器壁形成溫度梯度，容器內(nèi)壁溫升由爆燃?xì)怏w與容器內(nèi)壁間的界面?zhèn)鳠峥刂疲萜魍獗跍厣扇萜鞑牧系臒醾鬟f控制，所以彈丸的爆燃影響至容器整體內(nèi)能變化需要經(jīng)歷一定的弛豫過程。材料介質(zhì)的熱傳遞是容器壁間斷式溫度梯度向線性溫度梯度的轉(zhuǎn)化過程，為了減小計(jì)算誤差，需要采用容器壁更接近線性溫度梯度的測試參數(shù)代入式(3)。為了保證熱像儀的成像準(zhǔn)確性，根據(jù)紅外成像原理，以黑色PVC材料標(biāo)定容器發(fā)射率為0.99。紅外熱像儀監(jiān)測容器外壁平均溫度和瞬態(tài)響應(yīng)熱電偶監(jiān)測內(nèi)壁測試點(diǎn)平均溫度同步進(jìn)行，圖3為2次試驗(yàn)外壁溫升和內(nèi)壁溫升曲線，單位以開氏度K表示。

實(shí)驗(yàn)No.2的爆燃總體速率相對較低，弛豫時(shí)間約為No.1的4倍，但兩組曲線均在各自特征時(shí)間段(圖3標(biāo)識處)內(nèi)達(dá)到了一定的熱穩(wěn)態(tài)，即容器內(nèi)能由內(nèi)壁向外壁傳遞的效果與各自內(nèi)能傳導(dǎo)至環(huán)境的熱損失達(dá)到平衡狀態(tài)。且各溫度相對不變，則熱損失效率不變，亦有與之平衡的熱傳遞速率不變，所以這一特征時(shí)間段內(nèi)容器壁的溫度將相對接近線性梯度，對應(yīng)特征溫度為式(2)的代入?yún)?shù)值。

圖3 容器內(nèi)外壁溫升曲線

3.3 沖擊總釋能

確定式(1)、式(2)各常數(shù)和測試參數(shù)后，以v2/2計(jì)算單位質(zhì)量動(dòng)能(v為彈丸加載速度)，代入求解評價(jià)2種活性彈丸沖擊的釋能分配情況，活性彈丸的單位質(zhì)量沖擊釋能如表2所示。

表2 活性彈丸的單位質(zhì)量沖擊釋能

表2顯示2種彈丸沖擊釋能過程中總能量由容器吸收最多，容器吸收總能量約為爆燃?xì)怏w焓變的5～6倍，至少為80%的彈丸釋能。并且在500 m/s速度加載下，實(shí)驗(yàn)No.2的活性彈丸不僅爆燃速率慢，表2顯示其能量釋放效率亦低，單位質(zhì)量沖擊釋能僅為實(shí)驗(yàn)No.1的0.44倍。假設(shè)在等量級應(yīng)力波加載下，2種活性彈丸具有同體積的參與反應(yīng)量，在混合均勻前提下亦有同體積Al顆粒成分的參與反應(yīng)量，并假設(shè)2種彈丸撞擊產(chǎn)生了等效果的PTFE裂解氣氛，則Al顆粒外表層將有相同厚度的Al成分與PTFE裂解基團(tuán)參與反應(yīng)，Al顆粒的反應(yīng)厚度x將是影響2種活性彈丸釋能能力的主要原因，能量釋放將是Al顆粒實(shí)際反應(yīng)量的正比例函數(shù)，并且100 μmAl顆粒和503倍數(shù)量的2 μm Al顆粒體積相等，則為不同粒徑Al顆粒的實(shí)際反應(yīng)量的體積關(guān)系如圖4所示。

根據(jù)兩種彈丸能量釋放的倍數(shù)關(guān)系，反應(yīng)厚度x與Al成分真實(shí)反應(yīng)量的關(guān)系可表示為：

(4)

方程中，r=1 μm為彈丸No.1的Al顆粒半徑，R=50 μm為彈丸No.2的Al顆粒半徑，解得反應(yīng)厚度x=8.8 μm，即活性彈丸No.1的反應(yīng)Al顆粒整體參與反應(yīng)，而活性彈丸No.2的反應(yīng)Al顆粒僅外層8.8 μm厚的Al成分參與反應(yīng)，所以活性彈丸No.2的單位質(zhì)量沖擊釋能較低。

圖4 不同粒徑Al顆粒的反應(yīng)對比

4 結(jié)論

以Al粉粒徑分別為2 μm和100 μm的活性彈丸為研究對象，采用理論分析與實(shí)驗(yàn)測試相結(jié)合的方法對活性彈丸沖擊反應(yīng)過程進(jìn)行了系統(tǒng)研究，對沖擊反應(yīng)釋能進(jìn)行了定量評價(jià)。得出如下結(jié)論：

1) 以準(zhǔn)密閉容器實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)測試了500 m/s加載下2種活性彈丸的沖擊反應(yīng)釋能參數(shù)，包括爆燃超壓和容器溫升，在實(shí)驗(yàn)測試中容器溫升有明顯的時(shí)間弛豫，所以爆燃?xì)怏w焓變在ms量級時(shí)間內(nèi)體現(xiàn)，而熱傳導(dǎo)效應(yīng)在s量級時(shí)間內(nèi)體現(xiàn)。

2) 由動(dòng)態(tài)超壓曲線可知，沖擊反應(yīng)中化學(xué)鍵的解離和化合是分立進(jìn)行的，吸能、放能過程交替主導(dǎo)反應(yīng)進(jìn)行，所以活性彈丸的沖擊反應(yīng)是非穩(wěn)態(tài)的，爆燃過程是非勻速、反復(fù)進(jìn)行的。

3) 2種活性彈丸爆燃總能量中引起容器內(nèi)能變化的部分占比最多，至少為80%的彈丸釋能，約為爆燃?xì)怏w焓變的5～6倍，是最不容忽視的一部分。

4) 2種活性彈丸相比，100 μm Al粉粒徑彈丸沖擊釋能較低，約為2 μm Al粉粒徑的0.44倍，產(chǎn)生這一區(qū)別的原因在于微觀Al粉顆粒的反應(yīng)厚度約8.8 μm，即2 μm的Al顆粒能夠反應(yīng)完全，而100 μm的Al顆粒僅反應(yīng)了外層的球殼部分，反應(yīng)不充分，反應(yīng)效率低，沖擊釋能亦低。為了促進(jìn)材料的充分利用，活性彈丸的Al原料顆粒半徑選擇應(yīng)小于反應(yīng)厚度。