徐 瑞，智小琦，于永利，高 峰

（1. 中北大學機電工程學院，山西 太原 030051；2. 吉林江機特種工業(yè)有限公司，吉林 吉林 132021；3. 內蒙古北方重工業(yè)集團有限公司，內蒙古 包頭 014033）

彈藥在熱刺激作用下的安全問題是彈藥設計者的主要研究內容之一。泄壓結構是降低彈藥在熱刺激作用下響應劇烈程度的重要措施。相關研究在國外開展得較早。例如：2010 年Kelley 等[1]通過在BLU-109、BLU-110 和BLU-111 等戰(zhàn)斗部的彈頭和彈尾部增設排氣孔，進行了彈藥泄壓試驗，結果表明，不同位置的排氣孔均可以有效降低彈藥的響應等級；Madsen 等[2]研究了具有不同升溫速率、裝藥尺寸和泄壓孔尺寸的彈藥烤燃特性，分析了泄壓結構對B 炸藥、PBXN-109 和PAX-1 等炸藥響應劇烈程度的影響，發(fā)現(xiàn)升溫速率越慢，所需泄壓孔的尺寸越大，并且裝藥尺寸越大時，所需泄壓孔的比例也越大。我國開展相關研究較晚。陳科全等[3]針對RHT-1 熔鑄炸藥，設計了彈體排氣緩釋結構，該結構以聚乙烯為泄壓材料，將泄壓孔設置于彈體頭部，試驗證實了該緩釋結構可以降低火燒條件下彈藥的響應等級，但無法降低慢速烤燃條件下彈藥的響應等級；沈飛等[4]自行設計了HMX 基含鋁壓裝藥的兩級密封緩釋結構，通過試驗驗證了兩級密封緩釋結構可以保證彈藥在慢速烤燃條件下可靠泄壓，并且該設計結構對端蓋與戰(zhàn)斗部的連接強度沒有嚴格限制?？傮w來看，我國已對彈藥泄壓結構的設計開展了相關研究工作，取得了一定的成果，但是關于引信泄壓結構設計卻鮮有報道。引信在熱刺激作用下的響應結果對彈藥安全具有重要的意義，因此有必要對引信在熱刺激作用下的泄壓結構問題展開研究。

本研究將根據理論計算，設計引信的緩釋結構，通過慢速烤燃和快速烤燃試驗對泄壓結構的有效性進行驗證，在此基礎上，運用數(shù)值模擬方法探討傳爆藥內部的響應機理，以期為鈍感引信的相關設計提供一定的借鑒。

1 泄壓孔設計

采用中口徑榴彈引信進行試驗研究。引信殼體材料為45 鋼，導爆藥和傳爆藥均為FOX-7，裝藥密度為1.6 g/cm3，裝藥方式為壓裝，傳爆藥柱尺寸為 ?32.0 mm × 14.5 mm，導爆藥尺寸為 ?7.0 mm × 3.5 mm。

引信傳爆管厚度3 mm，底部端蓋厚度1 mm，隔爆板厚度4 mm。對于引信的泄壓孔設計，需考慮泄壓孔的位置和尺寸。在熱刺激作用下，引信的導爆藥和傳爆藥會發(fā)生反應，若反應產生的熱量不能及時耗散，可能導致引信發(fā)生爆炸或爆轟等劇烈反應。傳爆藥的尺寸遠大于導爆藥，對引信響應烈度及全彈的影響更重要，因此泄壓孔位置選擇在傳爆藥側壁。

泄壓孔尺寸可以通過點火時刻的壓力平衡進行計算。Graham[5]在計算泄壓孔面積與裝藥燃燒面積的關系時，分析了炸藥臨近響應時刻的壓力平衡。炸藥分解燃燒時的壓力增長率為[6]

根據胡榮祖等[8]計算單質有機炸藥CaHbNcOd氣 體產物摩爾質量的方法，可以得到FOX-7（ C2H4N4O4）氣體產物的摩爾質量為

在泄壓孔作用下，引信內部氣體的壓力釋放率為

式中：AV為泄壓孔面積；CD為排氣系數(shù)，泄壓孔為圓形時，CD取0.82；a*為氣流通過氣孔的速度，a*=744 m/s。為使傳爆藥穩(wěn)定燃燒而不發(fā)生爆轟反應，氣體的壓強釋放率須大于或等于傳爆藥燃燒的氣體壓力增長率。由此得到泄壓孔的最小面積為

傳爆藥點火時刻溫度不同，所需的泄壓孔面積也不同。表1 列出了FOX-7 炸藥在不同溫度下點火時保證炸藥穩(wěn)定燃燒而不發(fā)生爆轟所需的泄壓孔面積。薛超陽等[9]通過對FOX-7 的慢速烤燃試驗得出，F(xiàn)OX-7 的點火溫度為495 K 左右，AV/SB最小為0.009 1。炸藥在烤燃條件下的點火和燃燒規(guī)律受到裝藥尺寸、約束條件、升溫速率等多種因素的共同影響，裝藥的燃燒面積難以確定?？焖倏救紬l件下，當裝藥在泄壓孔作用下只發(fā)生穩(wěn)定的傳導燃燒時，傳爆藥外表面積為最大燃燒面積。慢速烤燃條件下，裝藥初始點火區(qū)域較小，燃燒面積小于裝藥表面積，因此將傳爆藥裝藥表面積作為燃燒面積可保證裝藥只發(fā)生燃燒及以下反應。計算得出泄壓孔直徑為5.96 mm，歸整后將泄壓孔尺寸設置為(6.00 ± 0.05) mm。

表1 炸藥在不同溫度下點火所需泄壓孔的尺寸Table 1 Size of venting structure required for explosive ignition at different temperatures

泄壓孔的結構要滿足引信設計的強度要求，并能順利形成排氣結構，為此選擇用低熔點的鉍錫合金加工螺紋塞密封泄壓孔，合金熔點124 ℃。該合金能夠滿足引信設計的強度要求，同時在熔化后流出，形成排氣通道。設計完成的泄壓結構如圖1 所示。

圖1 泄壓孔結構示意圖Fig. 1 Schematic diagram of venting structure

2 試 驗

2.1 試驗布置

圖2 為試驗引信實物。分別對無泄壓孔和6.00 mm 泄壓孔引信進行試驗，在不同的試驗條件下，每組試驗均做兩發(fā)。

圖2 試驗引信實物Fig. 2 Physical image of tested fuse

慢速烤燃試驗從25 ℃開始，首先以0.2 ℃/min 的速率升溫至120 ℃，然后以3.3 ℃/h 的速率升溫至引信響應。快速烤燃試驗采用航空煤油火燒，引信固定在距離油面35 cm 處。在引信側壁處設置測溫點，以監(jiān)測火焰溫度變化情況。

2.2 試驗結果與討論

2.2.1 慢速烤燃

表2 列出了引信的慢速烤燃試驗結果，其中：A1、A2 為無泄壓孔引信響應試驗，B1、B2 為含6.00 mm泄壓孔的引信響應試驗。由于引信的裝藥方式是將傳爆藥壓制成型后用黏結劑粘合于藥室中，這種裝藥方式會使不同引信傳爆藥的裝藥情況存在差異，導致相同試驗條件下引信的響應時間相差較大。從表2 可以看出：無泄壓孔時，引信的響應等級為燃燒反應，響應時刻外壁溫度分別為180.9 和171.0 ℃；泄壓孔作用下，引信的響應等級降為燃燒以下反應，響應時刻外壁溫度分別為179.7 和187.7 ℃。可見，泄壓孔有效地降低了慢速烤燃條件下引信響應的劇烈程度。

表2 不同引信慢速烤燃試驗結果Table 2 Results of slow cook-off test of different fuses

圖3 為試驗得到的無泄壓孔時傳爆藥外壁溫度變化曲線。圖4 為無泄壓孔時響應后的引信照片。兩發(fā)引信的響應等級均為燃燒。響應后，引信結構完整，傳爆管底部被剪斷。無泄壓孔作用時，引信外壁升溫曲線波動較小，當引信內部傳爆藥點火后，由于底部傳爆管厚度較薄，對傳爆藥的約束作用較小，在火藥氣體的作用下，底部傳爆管被剪斷飛出，內部壓力降低，因此其他結構保持了較好的完整性。

圖3 外壁溫度-時間曲線Fig. 3 Temperature-time curve of outer wall

圖4 無泄壓孔時引信的響應情況Fig. 4 Fuse response without venting structure

圖5 顯示了設置6.00 mm 泄壓孔時響應后引信的狀態(tài)。圖6 為設置6.00 mm 泄壓孔時外壁溫度變化曲線。當引信殼體外壁溫度分別達到179.7 和187.7 ℃時，引信發(fā)生響應，外壁溫度超過500 ℃，B1 和B2 的引信響應結果均為燃燒以下反應。泄壓孔作用下，傳爆藥熱分解壓力得到釋放，響應時刻外壁的平均溫度相比無泄壓孔時提高了7.75 ℃。泄壓孔周圍有燃燒殘留物，殼體無任何變形?？梢钥闯?，泄壓孔起到了泄壓的作用，降低了引信在慢烤條件下的響應等級。對比圖3 和圖6 可以看出，在引信溫度達到泄壓孔金屬熔點后，外壁熱電偶測點開始出現(xiàn)溫度波動，可能的原因是引信內部高溫氣體排出影響了外壁處熱電偶的測量。

圖5 有6.00 mm 泄壓孔時引信的響應情況Fig. 5 Response of the fuse with 6.00 mm venting structure

圖6 有6.00 mm 泄壓孔時外壁溫度-時間曲線Fig. 6 Temperature-time curve of outer wall with 6.00 mm venting structure

2.2.2 快速烤燃

裝填FOX-7 炸藥引信的快烤試驗結果如表3 所示。受風等外界條件的影響，有無泄壓孔時火焰的平均溫度有一定差異，無泄壓孔時火焰的平均溫度更高，導致引信響應時間更短。

表3 裝填FOX-7 炸藥引信的快烤試驗結果Table 3 Fast cook-off test results of fuses with FOX-7 explosive

圖7 為兩種狀態(tài)引信快速烤燃溫度變化曲線。圖8 顯示了無泄壓孔時引信快速烤燃響應情況?？焖倏救紬l件下，兩發(fā)引信均為燃燒反應，引信殼體被燒黑，底部端蓋被剪斷，并有一定的變形。

圖7 不同引信快速烤燃溫度-時間曲線Fig. 7 Fast cook-off temperature history of different fuses

圖8 無泄壓孔時引信快烤響應情況Fig. 8 Fast cook-off response of the fuse without venting structure

圖9 顯示了有6.00 mm 泄壓孔時引信的響應情況。兩發(fā)引信的底部端蓋均被剪切沖開，但未完全沖掉。在火燒過程中，高溫火焰直接沖擊傳爆藥殼體，因金屬的導熱性好，傳爆藥柱外表面在火焰的間接作用下溫度升高得較快，熱量來不及傳到藥柱內部，在藥柱表面的密度間斷處或晶粒缺陷處易發(fā)生快速化學反應或產生點火，短時間內傳爆藥殼體內的壓力升高，由于殼體底部最薄弱，因此當殼體內的積壓超過底部的強度極限時，底部被沖開?？紤]到側壁外形無任何變化，故判定為燃燒反應。

圖9 有6.00 mm 泄壓孔時引信快烤響應情況Fig. 9 Fast cook-off response of the fuse with 6.00 mm venting structure

對比引信的慢速烤燃與快速烤燃試驗結果，可以看出：在緩釋結構作用下，引信的響應烈度得到了有效的降低，但慢速烤燃與快速烤燃條件下緩釋結構的作用效果存在一定差異，需要做進一步的分析。試驗時由于無法在傳爆藥內部設置測溫點，不能獲得傳爆藥內部響應情況，因此對無泄壓孔時的引信進行數(shù)值模擬，以得出炸藥內部響應情況，并對泄壓孔作用下引信的響應情況進行推理分析。

3 仿真分析

3.1 模型建立

3.2 慢速烤燃

FOX-7 炸藥的物性參數(shù)與化學反應動力學參數(shù)見表4，其中 ρ為密度，cV為比定容熱容， λ為導熱系數(shù)。

表4 FOX-7 炸藥的物性參數(shù)與化學反應動力學參數(shù)Table 4 Property parameters and chemical reaction kinetic parameters of FOX-7 explosive

圖10 為不同時刻引信內部慢烤溫度云圖。在初始升溫階段，由于升溫速率較慢，裝藥尺寸較小，炸藥與殼體的溫差較小。70 000 s 時，傳爆藥內部開始自熱反應，自熱反應開始于傳爆藥中心。88 100 s時，炸藥響應，與試驗結果的吻合度較高，響應點位于傳爆藥中心。

圖10 不同時刻慢速烤燃引信內部溫度云圖Fig. 10 Temperature contours inside the slow cook-off fuse at different moments

對于固相炸藥，如圖11 所示，當受到熱刺激作用后，由于熱傳導和熱輻射的協(xié)同作用，在炸藥內部產生溫度梯度，熱刺激強度和作用時間不同時，溫度梯度也不同。溫度升高會導致炸藥發(fā)生熱膨脹，而溫度梯度會導致炸藥產生膨脹梯度。炸藥膨脹使得炸藥內部形成缺陷，如裂紋等，在金屬殼體的約束作用下，炸藥膨脹受阻，炸藥內部形成復雜的應力場，不均勻的應力導致不均勻的應變和應變率，從而形成各向異性的孔洞分布，且這些損傷會影響炸藥后期的熱損傷形態(tài)。隨著熱損傷的積累和溫度的升高，微裂紋或空隙將連通，自熱反應迅速加劇，最終導致響應，傳爆藥在中心處產生點火，點火后裂縫不斷擴展形成排氣通道。

圖11 裝藥內部裂紋擴展示意圖Fig. 11 Schematic diagram of crack propagation inside explosive

對于炸藥內部裂縫的擴展，Bobelev 等[10]建立了氣體流入裂縫的理論模型。當裂縫長度為L時，反應區(qū)在裂縫表面。設裂縫內最初氣體的溫度為Ti0，裂縫外部是溫度為Tg的高溫氣體。氣體流入過程為準定常的亞聲速流，則空穴內外氣體壓力均為p0。Bobelev 等[10]計算得出流入空穴內的氣體流速為

可以看出，當壓力增長速率快、氣體產物溫度高時，氣體流入就越強，導致裂縫不斷擴展。傳爆藥點火時刻，藥柱中心溫度較高，點火后內部壓力的增長速率較高，氣體流入裂縫增強，當有泄壓孔存在時，由于分解反應所產生的高溫氣體沿內部裂縫流動，逐漸形成排氣通道，并通過泄壓孔將高溫氣體排出，降低了內部壓力，因此減緩了響應烈度。

3.3 快速烤燃

快速烤燃與慢速烤燃的傳熱方式不同，快速烤燃外部傳熱為火焰輻射傳熱與對流傳熱。利用火焰?zhèn)鳠崤c溫升模型對引信的快速烤燃進行數(shù)值模擬?；鹧?zhèn)魅肴萜魍獗诘臒崃靠梢员硎緸閇11]

式中：q為總傳熱量；qrad為火焰輻射傳熱量；qconv為對流傳熱量； σ 為斯蒂芬-玻爾茲曼常數(shù)， σ=5.67 ×10-8W/(m2·K4)；A為傳熱面積，m2；F為視角系數(shù)，F(xiàn)=1； εf為火焰輻射率； εs為 引信壁面輻射率；Tf、Ts分別為火焰和引信壁面的溫度，K；hf為對流換熱系數(shù)。其中，火焰溫度Tf由試驗測得，根據吳松等[12]的研究，引信壁面輻射率 εs=0.9， 火焰輻射率 εf=0.9。Conolly 等[13]的研究表明，碳氫燃料燃燒時火焰對壁面的對流換熱系數(shù)在147～611 W/(m2·K)之間。當對流換熱系數(shù)取200 W/(m2·K)時，引信響應時間為110.3 s，與試驗結果的吻合度較高。圖12 為快速烤燃條件下引信內部溫度云圖。

圖12 快速烤燃引信內部溫度分布Fig. 12 Internal temperature distribution of a fast cook-off fuse

由于傳爆藥導熱系數(shù)較低，因此火燒條件下傳爆藥內部有明顯的溫度梯度分布，即藥柱外表面溫度高，中心處溫度很低，響應時中心溫度基本處于快烤之前的環(huán)境溫度。因為引信底部端蓋較薄，熱量傳輸較快，火燒導致金屬強度降低，所以傳爆藥從底部點火。

當有泄壓孔時，藥柱外表面化學反應產生的部分氣體通過泄壓孔排出，但是由于化學反應速度越來越快，殼內不斷積壓氣體，而殼體底部的強度最低，因此壓力使底部端蓋被剪切破壞。

圖13 為模擬得到的熱通量曲線?？梢钥闯?，引信火燒過程中，輻射熱通量與對流熱通量均不斷升高，且對流熱通量始終高于輻射熱通量。因此，在引信的快速烤燃過程中，對流熱通量起主要作用，輻射熱通量為次要作用。隨著火燒條件的改變，如油池尺寸增大，輻射熱通量逐漸提高。

圖13 熱通量曲線Fig. 13 Heat flux curves

對比慢速烤燃和快速烤燃時傳爆藥內部溫度可知，兩種試驗條件下傳爆藥的溫度梯度相差較大，點火時刻的壓力增長情況也有所不同。泄壓孔尺寸取6.00 mm 時，可以保證傳爆藥在497 K 點火時只發(fā)生燃燒及以下反應而不發(fā)生爆轟，因此將497 K 時傳爆藥燃燒的壓力增長速率作為基數(shù)1，得到傳爆藥不同位置的壓力增長速率比值，如圖14 所示。傳爆藥燃燒的壓力增長速率與溫度呈非線性關系，慢速烤燃條件下傳爆藥內部的壓力增長速率比值均小于1，表明傳爆藥點火時刻壓力增長速率小于泄壓孔的壓力釋放速率。當傳爆藥從中心點火并形成從中心至泄壓孔處的排氣通道時，內部壓力可以平穩(wěn)釋放?？焖倏救紬l件下，傳爆藥從底部點火，點火處的壓力增長速率比值大于1，表明點火時刻的壓力增長速率大于壓力釋放速率，傳爆藥點火時刻壓力增長速率超過泄壓孔釋放速率閾值，導致內部壓力上升，壓力升高進一步提升了炸藥的燃燒速率，在高溫火焰作用下傳爆管底部強度降低，最終氣體沖破傳爆管底部端蓋。

圖14 點火時刻傳爆藥壓力增長速率比值Fig. 14 Ratio of the pressure increase rate of the booster explosive at the moment of ignition

4 結 論

通過試驗研究了緩釋結構作用下裝有FOX-7 炸藥的中大口徑榴彈引信在慢速烤燃和快速烤燃條件下的響應特性，得到以下結論：

(1)泄壓孔尺寸為6.00 mm 時，泄壓結構可有效降低引信快速和慢速烤燃條件下響應的劇烈程度；

(2)慢速烤燃條件下引信點火點為傳爆藥中心，快速烤燃條件下引信點火點為傳爆藥底部；

(3)點火位置的不同導致壓力增長過程不同，慢速烤燃通過中心點火形成從中心至泄壓孔的排氣通道來釋放內部壓力，快速烤燃泄壓孔釋放部分壓力后，剩余壓力導致底部端蓋被沖破。