楊 筱，智小琦,楊寶良,李娟娟

(1.中北大學(xué)地下目標(biāo)毀傷技術(shù)國防重點學(xué)科實驗室，山西 太原 030051； 2.西安現(xiàn)代控制技術(shù)研究所，陜西 西安 710065；3.晉西工業(yè)集團(tuán)有限責(zé)任公司，山西 太原 030027)

裝藥尺寸及結(jié)構(gòu)對HTPE推進(jìn)劑烤燃特性的影響

楊 筱1，智小琦1,楊寶良2,李娟娟3

(1.中北大學(xué)地下目標(biāo)毀傷技術(shù)國防重點學(xué)科實驗室，山西 太原 030051； 2.西安現(xiàn)代控制技術(shù)研究所，陜西 西安 710065；3.晉西工業(yè)集團(tuán)有限責(zé)任公司，山西 太原 030027)

利用自行設(shè)計的烤燃實驗裝置，對HTPE推進(jìn)劑小尺寸烤燃試樣分別進(jìn)行了升溫速率為1、2℃/min的烤燃實驗，以此為基礎(chǔ)，建立了小尺寸烤燃試樣和固體火箭發(fā)動機(jī)的三維計算模型，利用Fluent軟件分別對兩者不同升溫速率下的烤燃行為進(jìn)行了數(shù)值模擬計算，研究了小尺寸烤燃試樣與固體火箭發(fā)動機(jī)的裝藥尺寸及結(jié)構(gòu)差異對HTPE推進(jìn)劑烤燃響應(yīng)特性的影響。結(jié)果表明，HTPE推進(jìn)劑的烤燃響應(yīng)時間、響應(yīng)溫度隨升溫速率的變化趨勢與裝藥尺寸及結(jié)構(gòu)無關(guān)，但響應(yīng)時間和響應(yīng)溫度的絕對值與裝藥尺寸及結(jié)構(gòu)均有很大關(guān)系，升溫速率為3.3℃/h(0.055℃/min)時，小尺寸烤燃試樣的響應(yīng)時間為40.3h，響應(yīng)溫度為158℃，而固體火箭發(fā)動機(jī)響應(yīng)時間為28.83h，響應(yīng)溫度為120.13℃。推進(jìn)劑裝藥尺寸及結(jié)構(gòu)對烤燃點火位置有明顯影響，進(jìn)而影響到烤燃速度范疇的區(qū)分，小尺寸烤燃試樣慢烤升溫速率不大于2℃/min，而固體火箭發(fā)動機(jī)慢烤升溫速率為小于0.5℃/min。因此，對快速、慢速烤燃的嚴(yán)格劃分，必須結(jié)合裝藥尺寸、裝藥結(jié)構(gòu)及推進(jìn)劑種類等因素進(jìn)行。升溫速率對固體火箭發(fā)動機(jī)存在熱積累臨界位置效應(yīng)，本研究條件下影響熱積累臨界位置的升溫速率為0.5℃/min。

HTPE推進(jìn)劑；固體火箭發(fā)動機(jī)；烤燃特性；小尺寸烤燃試樣；數(shù)值模擬；烤燃實驗

引 言

烤燃實驗是檢驗和評估彈藥熱易損性的重要方法[1]，對彈藥的設(shè)計、制造、運(yùn)輸、貯存及使用具有重要指導(dǎo)意義。近年來，推進(jìn)劑的熱安全性問題日益引起重視，國內(nèi)外學(xué)者對固體推進(jìn)劑的烤燃特性做了大量研究。Komai等[2]以GAP/AP推進(jìn)劑和HTPB/AP推進(jìn)劑為對象進(jìn)行了小尺寸慢烤(SCO)實驗。結(jié)果表明，GAP/AP推進(jìn)劑的慢烤響應(yīng)劇烈程度比HTPB/AP推進(jìn)劑更溫和。Rodrigo等[3]利用小尺寸慢烤裝置(SCTV)對不同組分的HTPE推進(jìn)劑響應(yīng)特性進(jìn)行了研究。結(jié)果表明，HTPE推進(jìn)劑中有機(jī)相的軟化對慢烤響應(yīng)特性有重要影響。陳中娥等[4]利用同步差示掃描-熱重聯(lián)用儀(DSC-TG)、掃描電鏡(SEM)和慢烤實驗，研究了HTPB推進(jìn)劑的熱分解特性與慢烤行為的關(guān)系。結(jié)果表明，AP熱分解形成孔隙是影響HTPB推進(jìn)劑慢烤響應(yīng)劇烈程度的主要因素，并提出了改善HTPB/AP推進(jìn)劑慢烤響應(yīng)特性的技術(shù)途徑。趙孝彬等[5]以HTPE推進(jìn)劑、GAP推進(jìn)劑的烤燃試樣為研究對象，研究了固體推進(jìn)劑慢烤特性的影響因素，包括配方組成、燃速、升溫速率、約束條件、自由體積等。丁黎等[6]以高固含量改性雙基推進(jìn)劑為研究對象，采用非限定烤燃試驗測定了推進(jìn)劑的熱爆炸臨界溫度，并通過高壓熱分解研究了固含量對臨界溫度的影響機(jī)理。陳晨等[7]開展了不同老化程度GATo-3推進(jìn)劑的熱安全性研究。結(jié)果表明，隨著貯存時間的延長，GATo-3推進(jìn)劑的安定劑含量降低，熱分解速率加快，自燃延滯期變短。楊后文等[8]以AP/HTPB復(fù)合推進(jìn)劑為研究對象，通過數(shù)值模擬，研究了慢烤、快烤環(huán)境下固體火箭發(fā)動機(jī)的烤燃特性。

目前對固體推進(jìn)劑熱安全性的研究主要以小尺寸試樣的慢烤實驗和熱分析為主。而實際的固體火箭發(fā)動機(jī)藥柱尺寸較大，結(jié)構(gòu)較復(fù)雜，且實驗難度和成本較大。因此，研究裝藥尺寸及結(jié)構(gòu)對推進(jìn)劑烤燃特性的影響對固體火箭發(fā)動機(jī)的熱安全性評估具有重要意義。

本研究以HTPE推進(jìn)劑為研究對象，分別以1、2℃/min的升溫速率對小尺寸試樣進(jìn)行烤燃實驗，在此基礎(chǔ)上，利用Fluent軟件分別對小尺寸模型和實際固體發(fā)動機(jī)模型在不同條件下的烤燃行為進(jìn)行數(shù)值模擬計算，通過研究裝藥尺寸及結(jié)構(gòu)差異對推進(jìn)劑烤燃特性的影響，以期為固體火箭發(fā)動機(jī)的熱安全性評估提供參考。

1 實 驗

1.1 實驗裝置

烤燃實驗裝置主要由計算機(jī)、MR13島電溫控儀(調(diào)節(jié)精度0.1℃)、烤燃爐及鎳鎘/鎳硅熱電偶(1級精度)組成。MR13島電溫控儀、烤燃爐和熱電偶構(gòu)成溫控反饋調(diào)節(jié)系統(tǒng)，控制烤燃試樣殼體外壁以一定的升溫速率升溫。利用自行設(shè)計的SFO計算機(jī)軟件實時采集烤燃實驗過程中溫度—時間歷程曲線。

1.2 實驗方法

用內(nèi)壁Φ19mm×38mm、壁厚3mm烤燃試件裝填HTPE推進(jìn)劑，裝藥密度為1.726g/cm3，裝藥質(zhì)量為18.6g。試件材料為45號鋼，且殼體與端蓋用螺紋連接。試件初始溫度(25±1)℃，試樣外壁分別以1、2℃/min的升溫速率慢速升溫，直至發(fā)生響應(yīng)?？救歼^程中實時采集試樣外壁的溫度—時間曲線，記錄響應(yīng)溫度、響應(yīng)時間和響應(yīng)劇烈程度。根據(jù)響應(yīng)后收集的試件破片狀態(tài)及溫度—時間曲線，評估推進(jìn)劑的響應(yīng)等級。為保證實驗數(shù)據(jù)的可靠性，每組做3發(fā)平行實驗。小尺寸烤燃試樣結(jié)構(gòu)示意圖和實物圖如圖1所示。

圖1 小尺寸烤燃試樣圖Fig.1 The pictures of small size cook-off sample

2 數(shù)值模擬

2.1 烤燃物理模型

2.1.1 小尺寸烤燃模型

由圖1烤燃試樣可知，小尺寸烤燃試樣為軸對稱結(jié)構(gòu)，為簡化計算，取1/4三維烤燃模型進(jìn)行數(shù)值模擬，不考慮端部螺紋連接對計算結(jié)果的影響。

2.1.2 固體火箭發(fā)動機(jī)模型

裝填HTPE推進(jìn)劑的固體火箭發(fā)動機(jī)結(jié)構(gòu)簡圖如圖2所示。燃燒室材料為40SiMnMoV，外徑Φ170mm，壁厚2.5mm，圓柱內(nèi)壁有3mm厚隔熱層。推進(jìn)劑裝藥為整體澆注結(jié)構(gòu)，總長1400mm，裝藥質(zhì)量5075g，裝藥形狀分別為單孔管(A段)、星形過渡段(B段)和星孔形裝藥(C段)3部分。單孔管內(nèi)徑50mm，長985mm，過渡段長125mm，傾角為16°，星孔段長290mm。噴管壁厚2.5mm，喉部用2.5mm厚堵蓋密封。燃燒室、噴管、堵蓋三者構(gòu)成密封模型，密封空間的氣體為空氣。發(fā)動機(jī)為旋轉(zhuǎn)對稱結(jié)構(gòu)，為簡化計算，取1/9三維模型進(jìn)行數(shù)值模擬計算。

圖2 固體火箭發(fā)動機(jī)結(jié)構(gòu)簡圖Fig.2 Schematic drawing of solid rocket motor

發(fā)動機(jī)三維烤燃模型如圖3所示。

圖3 發(fā)動機(jī)三維烤燃模型Fig.3 Three-dimensional cook-off model of rocket motor

2.2 理論模型與計算方法

2.2.1 理論模型

為簡化計算，根據(jù)烤燃模型做以下基本假設(shè)： (1)烤燃過程中推進(jìn)劑各物理化學(xué)參數(shù)保持不變；(2)推進(jìn)劑不發(fā)生相變且化學(xué)反應(yīng)為零級放熱反應(yīng)；(3)推進(jìn)劑的自熱反應(yīng)遵循Arrhenius方程；(4)發(fā)動機(jī)內(nèi)密封氣體為理想氣體。

固體推進(jìn)劑遵循Frank-Kamenetskii方程[9]，柱坐標(biāo)系下表達(dá)式為

(1)

式中：ρ為反應(yīng)物密度(kg/m3);cv為比熱容(J·kg-1·K-1);λ為熱導(dǎo)率(J·kg-1·K-1·s-1);Q為反應(yīng)物反應(yīng)熱(J/kg);A為指前因子(s-1);E為活化能(J/mol),R為普適氣體常數(shù)(J·mol-1·K-1);f(a)為反應(yīng)功能函數(shù)，所用計算模型為零級反應(yīng)模型，故f(a)=1。

發(fā)動機(jī)內(nèi)密封空氣域因受熱不均、密度差異及重力作用，出現(xiàn)自然對流傳熱，其控制方程[10]見式(2)～式(4)。

質(zhì)量守恒方程：

(2)

動量守恒方程：

(3)

能量守恒方程：

(4)

式中:ρ為密度(kg/m3);Si為動量守恒方程的廣義源項(包括重力項);k為導(dǎo)熱系數(shù)(J·m-1·K-1·s-1);c為比熱容(J·kg-1·K-1)。

2.2.2 計算方法

圖4 小尺寸烤燃試樣網(wǎng)格模型Fig.4 Grid model of small size cook-off sample

推進(jìn)劑的自熱反應(yīng)源項，由C語言編寫子程序，以子函數(shù)形式通過用戶自定義(UDF)功能導(dǎo)入軟件。小尺寸模型只考慮殼體、推進(jìn)劑的熱傳導(dǎo)。固體火箭發(fā)動機(jī)模型除考慮推進(jìn)劑、隔熱層、殼體的熱傳導(dǎo)外還考慮空氣域的熱傳導(dǎo)。因固體火箭發(fā)動機(jī)內(nèi)部空氣域存在自然對流傳熱和輻射傳熱，在模擬時需設(shè)置重力加速度項，并采用理想氣體狀態(tài)方程模擬自然對流，采用Rosseland輻射模型[11]模擬輻射傳熱。

模型中不同材料(殼體、隔熱層、推進(jìn)劑、空氣)間的接觸面為耦合邊界。小尺寸1/4模型的截面設(shè)置對稱邊界條件，而固體火箭發(fā)動機(jī)1/9模型的截面設(shè)置周期邊界條件。兩個烤燃模型的外壁都為溫度邊界條件，初始溫度為25℃，升溫速率設(shè)定為0.055～2.0℃/min，加熱至推進(jìn)劑發(fā)生點火。

推進(jìn)劑化學(xué)反應(yīng)動力學(xué)材料參數(shù)由DSC熱分析實驗測得，反應(yīng)熱為6.348×106J/kg，指前因子為7.25×108s-1，為提高數(shù)值模擬結(jié)果與實驗結(jié)果的吻合度，以此為基礎(chǔ)，對活化能做了適當(dāng)修改，由所測值101761J/mol修改為114261J/mol。而計算過程所需的材料物性參數(shù)見表1。

表1 材料物性參數(shù)

3 結(jié)果與討論

3.1 實驗結(jié)果分析

HTPE推進(jìn)劑的小尺寸烤燃實驗結(jié)果如表2所示。

表2HTPE推進(jìn)劑慢速烤燃實驗結(jié)果

Table2Theexperimentresultofslowcook-offofHTPEpropellant

β/(℃·min-1)t/minT/℃實驗終態(tài)響應(yīng)等級1139．8165．0端蓋沖開，殼體完好燃燒273．3171．6端蓋沖開，殼體完好燃燒

注：t為烤燃響應(yīng)時間；T為烤燃響應(yīng)環(huán)境溫度。

由表2可見，升溫速率1℃/min時，響應(yīng)溫度為165℃；升溫速率2℃/min時，響應(yīng)溫度為171.6℃。

除臭規(guī)?？傦L(fēng)量Q為13 000 m3/h，共計2套處理系統(tǒng)，其中，一期設(shè)計風(fēng)量9 000 m3/h，二期設(shè)計風(fēng)量4 000 m3/h，除臭工藝采用生物土壤濾池除臭技術(shù)。首先將O池中的惡臭氣體密封加蓋，防止惡臭氣體外溢，采用不銹鋼收集風(fēng)管進(jìn)行收集，通過引風(fēng)機(jī)將惡臭氣體引至生物土壤濾池進(jìn)行處理，處理后的氣體無組織達(dá)標(biāo)排放。

烤燃試樣響應(yīng)后破片狀態(tài)如圖5所示。

圖5 烤燃試樣實驗后狀態(tài)Fig.5 Status of cook-off sample after test

由圖5可見，升溫速率為1和2℃/min時，除端蓋沖開外，試件都無明顯變形，響應(yīng)等級均為燃燒。同時，小尺寸烤燃試樣與固體火箭發(fā)動機(jī)的裝藥尺寸及結(jié)構(gòu)有顯著不同，因此，該實驗所得推進(jìn)劑烤燃響應(yīng)等級并不適用于固體火箭發(fā)動機(jī)。

3.2 計算結(jié)果分析

不同升溫速率下小尺寸烤燃試樣和固體火箭發(fā)動機(jī)烤燃的計算結(jié)果如表3所示。

表3 不同升溫速率下烤燃計算結(jié)果

Table3Calculatedresultsofcook-offatdifferentheatingrates

β/(℃·min-1)t1/ht2/hT/℃烤燃試樣固體火箭發(fā)動機(jī)0．05540．3028．83158．00120．130．08326．7319．72158．63123．620．10022．3616．75159．17125．510．5004．574．21162．00151．241．0002．352．32166．00164．271．5001．591．64167．77172．482．0001．201．28169．50178．68

注：t1為小尺寸烤燃試樣響應(yīng)時間；t2為固體火箭發(fā)動機(jī)響應(yīng)時間；T為烤燃響應(yīng)環(huán)境溫度。

由表3可知，當(dāng)升溫速率為1℃/min時，小尺寸烤燃試樣的計算響應(yīng)溫度為166℃，升溫速率為2℃/min時，計算響應(yīng)溫度為169.5℃，與實驗結(jié)果吻合較好，說明推進(jìn)劑參數(shù)可用于固體火箭發(fā)動機(jī)的數(shù)值模擬。實驗中沒有測量到推進(jìn)劑的點火溫度，只能通過計算得到點火溫度。由文獻(xiàn)[7-8]可知，升溫速率對推進(jìn)劑的點火溫度基本無影響。因此，取1和2℃/min兩個升溫速率下，點火溫度的平均值作為推進(jìn)劑的點火溫度。升溫速率為1和2℃/min的烤燃試樣點火時刻溫度云圖如圖6所示。

圖6 升溫速率1、2℃/min下烤燃試樣點火時刻的溫度云圖Fig.6 Temperature distribution at ignition cook-off sample at heating rates of 1℃/min and 2℃/min

由圖6可知，點火點都在藥柱幾何中心，兩者平均點火溫度為232.36℃。在隨后的數(shù)值模擬中，只要HTPE推進(jìn)劑的最高溫度與232.36℃的相對誤差在1%以內(nèi)，則認(rèn)為此時推進(jìn)劑已發(fā)生點火。

與表3中小尺寸烤燃試樣和固體火箭發(fā)動機(jī)的計算結(jié)果對比發(fā)現(xiàn)，因裝藥尺寸差異和裝藥結(jié)構(gòu)的變化，二者的烤燃響應(yīng)時間及響應(yīng)溫度有顯著不同。升溫速率為3.3℃/h(0.055℃/min)時，小尺寸烤燃試樣和固體火箭發(fā)動機(jī)的響應(yīng)時間分別為40.3h和28.83h，響應(yīng)溫度分別為158℃和120.13℃；升溫速率為2℃/min時，小尺寸烤燃試樣和固體火箭發(fā)動機(jī)的響應(yīng)時間分別為1.2h和1.28h，響應(yīng)溫度分別為169.5℃和178.68℃。小尺寸烤燃試樣的響應(yīng)溫度隨升溫速率的變化較小，其最大響應(yīng)溫差為11.5℃，而固體火箭發(fā)動機(jī)的響應(yīng)溫度隨升溫速率的變化較大，其最大響應(yīng)溫差為58.56℃。

升溫速率與響應(yīng)時間、響應(yīng)溫度的關(guān)系曲線如圖7所示。

圖7 升溫速率與響應(yīng)時間和溫度的關(guān)系曲線Fig.7 Relation curves of heating rate with response time and temperature

由圖7可見，兩者的響應(yīng)時間和響應(yīng)溫度隨升溫速率的變化趨勢一致，即隨升溫速率的減小，響應(yīng)時間都呈指數(shù)增長，響應(yīng)溫度都呈對數(shù)減小。因此，HTPE推進(jìn)劑的烤燃響應(yīng)時間、響應(yīng)溫度隨升溫速率的變化趨勢與裝藥尺寸及結(jié)構(gòu)無關(guān)，但響應(yīng)

時間和響應(yīng)溫度的絕對值與裝藥尺寸及結(jié)構(gòu)均有很大關(guān)系。

小尺寸烤燃試樣升溫速率0.055℃/min下點火時刻的溫度云圖如圖8所示。

圖8 升溫速率0.055℃/min下烤燃試樣點火時刻的溫度云圖Fig.8 Temperature distribution at ignition of cook-off sample at heating rate of 0.055℃/min

由圖8結(jié)合圖6可見，升溫速率0.055～2℃/min時，點火位置均在藥柱幾何中心。不同升溫速率下固體火箭發(fā)動機(jī)的烤燃點火位置見表4。固體火箭發(fā)動機(jī)不同升溫速率下點火時刻的溫度云圖如圖9所示。由圖9結(jié)合表4可見，升溫速率小于0.5℃/min時，點火位置均在藥柱內(nèi)部，升溫速率大于或等于0.5℃/min時，點火位置均靠近藥柱單孔管端面，且1.5、2.0℃/min時的點火位置已在藥柱端面的棱角處。由此可見，裝藥尺寸及結(jié)構(gòu)對HTPE推進(jìn)劑的點火位置有顯著影響。且由于尺寸及結(jié)構(gòu)效應(yīng)影響到升溫速率快速、慢速烤燃的區(qū)分。根據(jù)文獻(xiàn)[12]中所提出的快速、中速和慢速烤燃的判斷方法可知，本研究小尺寸烤燃試樣，升溫速率0.055～2℃/min時均為慢速烤燃。但對固體火箭發(fā)動機(jī)而言，升溫速率小于0.5℃/min可劃分為慢速烤燃；升溫速率為0.5、1.0℃/min時可劃分為中速烤燃；升溫速率為1.5、2.0℃/min時可劃分為快速烤燃。因此，對推進(jìn)劑而言，區(qū)分烤燃速率范疇不僅要考慮升溫速率，還要結(jié)合裝藥種類、裝藥尺寸和結(jié)構(gòu)來綜合判定。

圖9 不同升溫速率下發(fā)動機(jī)點火時刻的溫度云圖Fig.9 Temperature distribution at ignition of motor at different heating rates

表4 不同升溫速率下發(fā)動機(jī)慢烤點火位置

Table4Ignitionpositionsofmotorslowcook-offatdifferentheatingrates

β/(℃·min-1)軸向(距藥柱單孔管端面)/mm徑向(距藥柱內(nèi)表面)/mm0．055919．5～936．580．083926．0～936．080．1932．0～954．080．512．1～16．3401．05．0～9．6471．52．2～7．2492．00～5．750

此外還可以發(fā)現(xiàn)，發(fā)動機(jī)存在臨界升溫速率效應(yīng)。當(dāng)升溫速率小于0.5℃/min時，點火位置徑向距藥柱內(nèi)表面均為8mm，而軸向介于藥柱中間區(qū)域與過渡段之間，且隨升溫速率的增大，點火位置逐漸向過渡段方向偏移，但始終在單孔管段；當(dāng)升溫速率大于或等于0.5℃/min時，隨升溫速率的增大，點火位置逐漸向單孔管端面棱角處外移。藥柱單孔管長大于過渡段與星孔段之和，從藥柱過渡段到噴管，存在較大空氣域，比單孔管利于熱擴(kuò)散，致使藥柱溫度分布軸向不對稱，影響藥柱的熱積累，進(jìn)而產(chǎn)生熱積累的臨界位置效應(yīng)。因此，固體火箭發(fā)動機(jī)軸向結(jié)構(gòu)的不對稱性是產(chǎn)生此臨界效應(yīng)的主要原因。

4 結(jié) 論

(1)HTPE推進(jìn)劑的烤燃響應(yīng)時間、響應(yīng)溫度隨升溫速率的變化趨勢與裝藥尺寸及結(jié)構(gòu)無關(guān)，但響應(yīng)時間和響應(yīng)溫度的絕對值與裝藥尺寸及結(jié)構(gòu)均有很大關(guān)系。

(2)推進(jìn)劑裝藥尺寸及結(jié)構(gòu)對烤燃點火位置有明顯影響，進(jìn)而影響到烤燃速率范疇的區(qū)分。因此，對快速、慢速烤燃的嚴(yán)格劃分，必須結(jié)合裝藥尺寸、裝藥結(jié)構(gòu)及推進(jìn)劑種類等因素進(jìn)行。

(3)升溫速率對固體火箭發(fā)動機(jī)存在熱積累臨界位置效應(yīng)，本研究條件下熱積累臨界位置的升溫速率為0.5℃/min。

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Influences of Charging Size and Structure on Cook-off Characteristics of HTPE Propellant

YANG Xiao1, ZHI Xiao-qi1, YANG Bao-liang2, LI Juan-juan3

(1. National Defense Key Laboratory of Underground Damage Technology, North University of China, Taiyuan 030051,China;2. Xi′an Modern Control Technology Research Institute, Xi′an 710065,China； 3. Jinxi Industries Group Co., Ltd, Taiyuan 030027,China)

A cook-off test of small size cook-off sample with HTPE propellant at heating rate of 1 and 2℃/min was conducted by using self-designed cook-off test apparatus. On this basis, three-dimensional calculation models about small size cook-off sample and solid rocket motor were established. The numerical simulation and calculation of their cook-off behaviors at different heating rates were conducted by Fluent software. The influences of the differences of charging size and structure between small size cook-off sample and solid rocket motor on the cook-off response characteristics of HTPE propellant were researched. The results show that the change trend of cook-off response time or temperature along with heating rate has nothing to do with charging size and structure, but the absolute values of response time or temperature have great relationship with charging size and structure. The response time and temperature of small size cook-off sample are 40.3h and 158℃ at the heating rate of 3.3℃/h(0.055℃/min), but the solid rocket motor are correspondingly 28.83h and 120.13℃. Charging size and structure of propellant have obvious effect on the ignition positions of cook-off, and then affect the distinction of cook-off range of heating rate. The slow cook-off heating rate of the small size cook-off sample is not more than 2℃/min,while the solid rocket motor is correspondingly less than 0.5℃/min. Therefore, factors such as charging size, charging structure and kinds of propellant must be considered in the strict partition of fast and slow cook-off. Solid rocket motor has heat accumulation critical position effect about heating rate, and the heating rate of heat accumulation critical position is 0.5℃/min under the condition of this study.

HTPE propellant; solid rocket motor; cook-off characteristics; small size cook-off sample; numerical simulation; cook-off experiment

10.14077/j.issn.1007-7812.2016.06.015

2016-07-05；

2016-10-12

楊筱(1990-)，男，碩士研究生，從事彈藥易損性研究。E-mail:420381yx@sina.com

TJ55;V512

A

1007-7812(2016)06-0084-06