唐 輝，趙麗俊，2，焦志剛

(1.沈陽(yáng)理工大學(xué) 裝備工程學(xué)院，沈陽(yáng) 110159； 2.北方華安工業(yè)集團(tuán)有限公司，黑龍江 齊齊哈爾 161000)

與傳統(tǒng)彈藥戰(zhàn)斗部不同，液體滅火戰(zhàn)斗部依靠中心爆管內(nèi)置的炸藥爆炸驅(qū)動(dòng)液體滅火劑向外拋撒，其主要用于撲滅建筑、陣地、岸灘及水面等的火障。滅火劑的拋撒特性直接決定滅火戰(zhàn)斗部的作用效能。近年來(lái)，許多科研人員對(duì)液體滅火戰(zhàn)斗部的裝填物拋撒過(guò)程進(jìn)行了相關(guān)研究[1-5]。徐豫新等[6]以毀傷判據(jù)和靜爆拋撒試驗(yàn)結(jié)果為基礎(chǔ)，提出了一種滅火戰(zhàn)斗部威力優(yōu)化設(shè)計(jì)方法，可用于指導(dǎo)工程實(shí)踐。韓寶成等[7]將滅火戰(zhàn)斗部靜爆拋撒試驗(yàn)和模擬彈動(dòng)態(tài)拋撒試驗(yàn)相結(jié)合，并據(jù)此建立物理簡(jiǎn)化模型，提出了一種液體滅火劑拋撒參數(shù)工程計(jì)算方法，計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)相吻合。然而，目前已有的液體滅火劑拋撒參數(shù)計(jì)算方法未系統(tǒng)地考慮反映戰(zhàn)斗部本身特性的物理參數(shù)對(duì)其影響，且計(jì)算過(guò)程均較為復(fù)雜。為使工程計(jì)算更為可靠，需要建立戰(zhàn)斗部各特性參數(shù)與拋撒參數(shù)間的數(shù)值關(guān)系，同時(shí)在保證精度的前提下盡可能尋求更為簡(jiǎn)便的計(jì)算方法。

本文以爆炸過(guò)程中的能量轉(zhuǎn)換為切入點(diǎn)，依據(jù)能量守恒原理建立包含液體拋撒參數(shù)的能量恒等式，合理簡(jiǎn)化后得到各拋撒參數(shù)的工程計(jì)算方法，并根據(jù)滅火戰(zhàn)斗部靜爆試驗(yàn)結(jié)果對(duì)其計(jì)算精度進(jìn)行驗(yàn)證。

1 液體滅火戰(zhàn)斗部爆轟原理

不同于裝填固體炸藥的彈藥在空氣中的爆炸過(guò)程，液體彈藥的爆炸過(guò)程類(lèi)似于炸藥在水中爆炸對(duì)靶體的毀傷過(guò)程[8-9]。液體彈藥中用來(lái)提供驅(qū)動(dòng)能量的炸藥裝填量通常較少，根據(jù)裝填物類(lèi)型和作用原理的不同，炸藥的裝填比一般為0.1%～10%。為使液體裝填物在小劑量炸藥驅(qū)動(dòng)下的拋撒過(guò)程穩(wěn)定均勻，戰(zhàn)斗部殼體通常設(shè)置多道等間距排布的預(yù)制槽。

本文主要研究液體滅火戰(zhàn)斗部的初始拋撒階段，即液體裝填物從開(kāi)始運(yùn)動(dòng)到其擴(kuò)散至預(yù)定半徑的過(guò)程，其本身不參與爆轟反應(yīng)。中心爆管裝藥瞬時(shí)爆轟，產(chǎn)生大量高溫高壓的氣態(tài)爆轟產(chǎn)物，爆轟產(chǎn)物在液體中急劇膨脹形成氣泡；高壓作用下的液體裝填物為可壓縮流體[10]，爆轟產(chǎn)物急劇壓縮液體并在其中形成強(qiáng)沖擊波向外傳遞，使得液體壓力升高[11]；持續(xù)膨脹的爆轟產(chǎn)物氣泡與壓力大幅增強(qiáng)后的液體裝填物共同推動(dòng)殼體向外膨脹，戰(zhàn)斗部殼體中產(chǎn)生的環(huán)向拉應(yīng)力導(dǎo)致殼體瞬時(shí)破裂；超高壓的液體接觸空氣后急劇膨脹，在空氣中形成沖擊波，同時(shí)稀疏波侵入液體，導(dǎo)致液體呈放射狀噴射并在空氣中快速擴(kuò)散，其中徑向擴(kuò)散速度最高，且遠(yuǎn)大于軸向和環(huán)向擴(kuò)散速度，文中液體拋撒初速即指其徑向擴(kuò)散速度的最大值。氣-液界面運(yùn)動(dòng)速度的不斷降低以及因重力作用導(dǎo)致的自由沉降決定了液體的最終拋撒半徑。

液體的環(huán)向擴(kuò)散將逐步彌合因預(yù)制槽導(dǎo)致的液體分布間隙。向液體裝填物中傳播的徑向稀疏波逐步衰減，導(dǎo)致液體徑向擴(kuò)散速度分布存在中心低邊界高的特點(diǎn)，因此液體裝填物劑量沿徑向由內(nèi)向外逐步遞減，爆轟產(chǎn)物導(dǎo)致液體裝填物分布中心存在一定的空白區(qū)。

2 拋撒參數(shù)計(jì)算方法

為確定液體滅火戰(zhàn)斗部各拋撒參數(shù)之間的數(shù)值關(guān)系，對(duì)戰(zhàn)斗部爆炸過(guò)程中的能量轉(zhuǎn)換進(jìn)行分析。中心爆管炸藥起爆后，爆轟產(chǎn)物瞬時(shí)膨脹，來(lái)不及與其他介質(zhì)發(fā)生熱交換或熱交換量極小而忽略，故將液體初始拋撒階段視為絕熱過(guò)程；考慮到滅火劑在初始拋撒過(guò)程中沖擊波主要在液體內(nèi)傳播，故空氣沖擊波能量可忽略不計(jì)；在爆炸載荷作用下，戰(zhàn)斗部殼體發(fā)生變形和破裂，考慮到殼體較薄，且殼體壁上的預(yù)制槽處存在應(yīng)力集中現(xiàn)象，殼體變形和破裂所需能量占比極少，故殼體變形功和破裂能也忽略不計(jì)。根據(jù)能量守恒原理，中心爆管炸藥爆炸過(guò)程中所釋放能量的轉(zhuǎn)換關(guān)系式為

meQv=Ei+Egk+El+Ed

(1)

式中：me為中心爆管炸藥質(zhì)量；Qv為炸藥爆熱；Ei為爆轟產(chǎn)物內(nèi)能；Egk為爆轟產(chǎn)物動(dòng)能；El為液體裝填物動(dòng)能；Ed為破片動(dòng)能。式(1)中各部分能量的計(jì)算式分別為

(2)

(3)

(4)

(5)

式中：r0為殼體初始半徑；rt為殼體破裂半徑(根據(jù)前期靜爆試驗(yàn)結(jié)果取經(jīng)驗(yàn)值，本文取為1.5r0)；vd為破片初速；ml為液體裝填物質(zhì)量；vl為液體裝填物拋撒初速；ms為戰(zhàn)斗部殼體質(zhì)量。

液體戰(zhàn)斗部起爆后，液體裝填物和殼體先經(jīng)歷極短時(shí)間的加速過(guò)程，受空氣阻力和液體黏性等因素的作用，二者在獲得最大徑向速度后開(kāi)始減速。文獻(xiàn)[12]的研究結(jié)果表明，在強(qiáng)沖擊載荷作用下，液體裝填物在起爆后2～4ms內(nèi)獲得最大速度。在液體獲得最大拋撒初速時(shí)，殼體破片隨液體一同運(yùn)動(dòng)，但其速度小于液體拋撒速度，為此引入速度修正系數(shù)k(根據(jù)前期試驗(yàn)結(jié)果，取經(jīng)驗(yàn)值0.3)來(lái)描述破片初速與液體裝填物拋撒初速的關(guān)系，即

vd=kvl

(6)

將式(2)～式(6)代入式(1)，整理得

(7)

液體在空氣中噴射和擴(kuò)散過(guò)程非常復(fù)雜，為簡(jiǎn)化計(jì)算，忽略液體沿徑向預(yù)制槽的噴射，液體裝填物以柱面形式向外擴(kuò)散，氣-液界面的徑向擴(kuò)散速度按指數(shù)規(guī)律迅速衰減。以液體拋撒速度的微分定義式為基礎(chǔ)，經(jīng)積分運(yùn)算整理后得到拋撒半徑R與殼體初始半徑、液體拋撒初速之間的關(guān)系為

(8)

式中ω為引入的修正系數(shù)，可根據(jù)靜爆試驗(yàn)結(jié)果擬合得到，本文取為32。

3 驗(yàn)證試驗(yàn)

3.1 試驗(yàn)方法

液體滅火戰(zhàn)斗部靜爆拋撒試驗(yàn)布置如圖1所示。試驗(yàn)戰(zhàn)斗部采用兩種不同的殼體材料，分別為鋁合金2A12和45鋼，殼體外形為圓柱形，內(nèi)部裝填液體滅火劑，殼體中央設(shè)置的中心爆管內(nèi)部裝有TNT炸藥藥柱。試驗(yàn)采用高速攝影機(jī)記錄滅火戰(zhàn)斗部整個(gè)爆炸過(guò)程及液體滅火劑拋撒過(guò)程，然后利用Matlab軟件對(duì)高速攝影圖片進(jìn)行圖像處理[13]，測(cè)算出液體滅火劑拋撒初速及拋撒速度衰減規(guī)律。

圖1 試驗(yàn)布置圖

3.2 試驗(yàn)現(xiàn)象與結(jié)果

滅火戰(zhàn)斗部靜爆試驗(yàn)后搜集到的部分鋁合金2A12殘余殼體如圖2所示。

圖2 靜爆試驗(yàn)后戰(zhàn)斗部殘余殼體

由圖2可以看出，液體滅火戰(zhàn)斗部爆炸瞬間，其殼體表面的預(yù)制槽處存在應(yīng)力集中現(xiàn)象，使得殼體沿預(yù)制槽規(guī)則斷裂，有利于滅火劑均勻擴(kuò)散。

以中心爆管炸藥質(zhì)量為273g的戰(zhàn)斗部靜爆試驗(yàn)為例，其靜爆過(guò)程如圖3所示。

圖3 滅火戰(zhàn)斗部靜爆過(guò)程

由圖3可以看到，中心爆管炸藥起爆后，液體滅火劑沿戰(zhàn)斗部中心軸對(duì)稱(chēng)拋撒。在拋撒初始階段，液體輪廓飽滿(mǎn)且呈棗核狀(圖3a)；沖出殼體時(shí)，其外緣明顯發(fā)亮，表明此時(shí)外緣液體由于空化現(xiàn)象導(dǎo)致其性質(zhì)發(fā)生改變，滅火劑已不再是連續(xù)的液環(huán)(圖3b)；隨著爆炸擴(kuò)散的持續(xù)進(jìn)行，液環(huán)直徑加速擴(kuò)大(圖3c～3e)；靜爆5ms時(shí)，由圖3f中可觀察到液體在重力作用下開(kāi)始發(fā)生較為明顯的沉降。

液體滅火戰(zhàn)斗部靜爆拋撒參數(shù)的計(jì)算值與試驗(yàn)實(shí)測(cè)值對(duì)比如表1所示。

表1 拋撒參數(shù)計(jì)算值與試驗(yàn)實(shí)測(cè)值對(duì)比

對(duì)比表1中第1發(fā)和第2發(fā)、第4發(fā)至第7發(fā)的試驗(yàn)結(jié)果可以看出，在戰(zhàn)斗部殼體材料和殼體結(jié)構(gòu)參數(shù)一致的前提下，隨著中心爆管裝藥質(zhì)量增加，液體滅火劑的拋撒初速和拋撒半徑均隨之增加，這是滅火劑獲得了更多拋撒動(dòng)能導(dǎo)致的直接結(jié)果。對(duì)比表1中第4發(fā)和第5發(fā)的試驗(yàn)結(jié)果可以看出，在殼體材料、結(jié)構(gòu)參數(shù)和中心爆管裝藥質(zhì)量均一致的起爆條件下，二者的實(shí)測(cè)拋撒半徑存在差異，這是雷管起爆能量、同種材料殼體力學(xué)性能以及實(shí)時(shí)氣象條件等的微小差異綜合作用導(dǎo)致的結(jié)果。對(duì)比表1中第2發(fā)和第3發(fā)的試驗(yàn)結(jié)果可見(jiàn)，在殼體結(jié)構(gòu)參數(shù)和中心爆管裝藥參數(shù)均一致的情況下，第2發(fā)的液體拋撒初速和拋撒半徑均略大于第3發(fā)，主要原因是鋁合金2A12的密度低于45鋼[14]，兩種殼體質(zhì)量不同，使得第2發(fā)戰(zhàn)斗部的破片動(dòng)能更小，液體拋撒動(dòng)能更大，同時(shí)由式(7)和式(8)也可看出，殼體質(zhì)量ms越小，液體拋撒初速vl越高，進(jìn)而使拋撒半徑R越大。除第4發(fā)液體初速實(shí)測(cè)值未測(cè)出外，其余6發(fā)滅火戰(zhàn)斗部的液體初速計(jì)算值與實(shí)測(cè)值的相對(duì)誤差均小于18.8%，拋撒半徑的相對(duì)誤差均小于17.6%。

4 結(jié)論

以能量守恒和爆轟原理為基礎(chǔ)，結(jié)合靜爆試驗(yàn)，建立了一種拋撒參數(shù)的工程計(jì)算方法，并得到以下結(jié)論。

(1)在一定裝藥質(zhì)量范圍內(nèi)，當(dāng)滅火戰(zhàn)斗部殼體材料和殼體結(jié)構(gòu)參數(shù)相同時(shí)，液體滅火劑的拋撒初速和拋撒半徑均與中心爆管裝藥質(zhì)量成正相關(guān)關(guān)系。

(2)按照本文提出的計(jì)算方法，液體滅火劑拋撒初速的工程計(jì)算值與試驗(yàn)實(shí)測(cè)值的最大相對(duì)誤差為18.8%，最小相對(duì)誤差為2.2%，拋撒半徑的工程計(jì)算值與試驗(yàn)實(shí)測(cè)值的最大相對(duì)誤差為17.6%，最小相對(duì)誤差為2.2%，工程計(jì)算值與試驗(yàn)實(shí)測(cè)值之間的誤差滿(mǎn)足滅火戰(zhàn)斗部工程設(shè)計(jì)中的誤差控制要求。

(3)滅火戰(zhàn)斗部拋撒參數(shù)與殼體、液體裝填物和中心爆管炸藥性能等因素緊密相關(guān)，在其余參數(shù)已知的前提下，可根據(jù)本文提出的計(jì)算方法對(duì)任意兩項(xiàng)拋撒參數(shù)進(jìn)行校核，在拋撒參數(shù)指標(biāo)約束下，亦可依據(jù)本文建立的工程計(jì)算方法對(duì)中心爆管裝藥量進(jìn)行估算。