董澤霖,屈可朋,胡雪垚,沈 飛,肖 瑋

(西安近代化學研究所,陜西 西安 710065)

引 言

隨著軍事技術(shù)的發(fā)展,現(xiàn)代戰(zhàn)場環(huán)境日趨復雜,對戰(zhàn)斗部戰(zhàn)場生存能力的要求越來越高,不敏感戰(zhàn)斗部已成為戰(zhàn)斗部發(fā)展的必然方向。慢速烤燃實驗是考核戰(zhàn)斗部在熱刺激下不敏感性的重要方法,而炸藥裝藥是影響戰(zhàn)斗部不敏感性的主要因素之一,獲取不同約束方式和強度下慢速烤燃炸藥裝藥的反應(yīng)特性是開展不敏感戰(zhàn)斗部設(shè)計的基礎(chǔ)[1-3]。

國內(nèi)外有關(guān)學者多以熔鑄和澆注炸藥為對象,獲取了不同炸藥組分[4-6]、加熱條件[7-8]、裝藥尺寸[9-10]、約束狀態(tài)[11-13]下炸藥裝藥慢速烤燃響應(yīng)參量及其反應(yīng)烈度的變化規(guī)律;而炸藥在特定戰(zhàn)斗部中應(yīng)用時,其炸藥組分、裝藥尺寸、殼體約束條件已相對固定,此時殼體約束強度將直接影響其最終反應(yīng)烈度。沈飛等[14-15]研究了不同排泄通道面積對HMX基含鋁炸藥慢烤響應(yīng)特性的影響規(guī)律,設(shè)計了兩級密封慢烤緩釋結(jié)構(gòu)并進行了實驗驗證;徐瑞等[16]分析了B炸藥在慢速烤燃作用下泄壓裝置對響應(yīng)烈度的影響,得到了B炸藥在泄壓結(jié)構(gòu)作用下的升溫曲線與響應(yīng)結(jié)果。上述研究主要側(cè)重于獲取臨界泄壓面積,進而降低戰(zhàn)斗部反應(yīng)烈度。但針對結(jié)構(gòu)強度要求較高的戰(zhàn)斗部,如超音速反艦、反深層工事鉆地/侵爆類戰(zhàn)斗部,端蓋泄壓結(jié)構(gòu)可能降低其結(jié)構(gòu)強度,進而影響侵徹能力,科研人員往往更為關(guān)注戰(zhàn)斗部自身約束強度對其反應(yīng)烈度的影響,且此類戰(zhàn)斗部主要裝填壓裝炸藥,裝藥長徑比普遍較大(一般為5～6∶1)。趙亮等[17]研究表明,裝藥長徑比影響裝藥點火位置及裝藥內(nèi)部溫度分布規(guī)律,在升溫速率1℃/min下當裝藥長徑比大于2時,其點火位置由中心向邊緣發(fā)展,點火時刻軸向溫度差增大,這使得其點火增長過程可能與小長徑比裝藥存在較大差異,但目前關(guān)于大長徑比壓裝炸藥慢速烤燃響應(yīng)特性的研究較少,尤其是強約束下的響應(yīng)特性研究更為缺乏。

本研究以超音速鉆地/侵爆戰(zhàn)斗部為背景,選擇典型HMX基壓裝含鋁炸藥為對象,開展了無約束和烤燃彈殼體約束下裝藥慢速烤燃實驗,分析了無約束炸藥反應(yīng)歷程,獲取了不同殼體壁厚、端蓋連接強度下炸藥裝藥慢速烤燃響應(yīng)特性及反應(yīng)烈度變化規(guī)律,以期為侵徹戰(zhàn)斗部不敏感性能設(shè)計提供參考。

1 實 驗

1.1 材料與烤燃彈

HMX基壓裝含鋁炸藥由西安近代化學研究所提供,其配方(質(zhì)量分數(shù))為:58%HMX、35%鋁粉和7%黏結(jié)劑,試樣采用模具壓制成型,密度為1.86g/cm3。

因真實戰(zhàn)斗部裝藥尺寸較大,試驗費用高、風險大,故本研究采用縮比裝藥開展試驗。文獻[17]表明,裝藥慢速烤燃實驗存在臨界裝藥直徑,臨界值在Ф20～30mm之間;參考文獻[14-15],本研究取裝藥直徑為Ф25mm;參考典型鉆地/侵爆類戰(zhàn)斗部結(jié)構(gòu),取裝藥長徑比為5∶1?？救紡椨蓺んw和端蓋組成,采用熱處理后的30CrMnSi高強度鋼加工而成。殼體內(nèi)腔直徑Ф25.1mm,內(nèi)部裝填5節(jié)Ф25mm×25mm的炸藥柱,縫隙采用惰性硅橡膠封填,殼體壁厚(δ)可根據(jù)實際需要進行調(diào)節(jié);端蓋與殼體采用螺紋連接,螺紋規(guī)格為M27×2mm,螺紋長度(L)可根據(jù)需要進行調(diào)節(jié)?？救紡椊Y(jié)構(gòu)如圖1所示。

圖1 烤燃彈結(jié)構(gòu)示意圖Fig.1 Schematic diagram of slow cook-off bomb

1.2 實驗方法

首先,參考文獻[14]的無約束裝藥慢速烤燃實驗方法,開展無約束HMX基壓裝含鋁炸藥慢速烤燃實驗,獲取炸藥點火過程,所用樣品為軸向疊放的兩節(jié)Ф30mm×30mm藥柱,加熱速率與烤燃彈慢速烤燃實驗相同;而后開展烤燃彈慢速烤燃實驗,約束條件分為兩類:一是固定端蓋螺紋長度(L)為14mm(即7圈螺紋),殼體壁厚(δ)分別為4、10、16和20mm;二是固定殼體壁厚(δ)為10mm,端蓋螺紋長度(L)分別為10、12和14mm(分別為5、6和7圈)。

實驗時,采用加熱套對烤燃彈進行加熱,在加熱套外部包裹保溫石棉。先以3℃/min升溫至120℃,然后在120℃保溫1h,再以0.5℃/min升溫直至裝藥反應(yīng);通過溫控系統(tǒng)測量獲得殼體外壁的溫度—時間曲線,并通過攝像頭觀察烤燃彈反應(yīng)情況,實驗布局如圖2所示。

圖2 實驗布局示意圖Fig.2 Schematic diagram of experiment layout

1.3 仿真模型

根據(jù)烤燃彈實際尺寸,應(yīng)用Design Modeler軟件建立物理模型。由于烤燃彈為圓柱體軸對稱結(jié)構(gòu),因此將模型簡化為1/2烤燃彈。應(yīng)用結(jié)構(gòu)體網(wǎng)格劃分軟件ICEM對其進行網(wǎng)格劃分,得到烤燃彈的有限元模型。為了確保仿真結(jié)果和網(wǎng)格數(shù)量無關(guān),對網(wǎng)格數(shù)量的獨立性進行了計算,以精密網(wǎng)格(網(wǎng)格數(shù)量為354600)模型為對照組,分別計算了粗糙網(wǎng)格(網(wǎng)格數(shù)量為26600)及中等網(wǎng)格(網(wǎng)格數(shù)量為106600)模型的相對偏差,發(fā)現(xiàn)當選用粗糙網(wǎng)格時,模型的點火溫度及點火時間的相對偏差分別為1.5%、1.1%;當選用中等網(wǎng)格時,模型的點火溫度及點火時間的相對偏差分別為0.3%、0.2%。因此,綜合考慮后選用中等網(wǎng)格作為仿真模型的網(wǎng)格劃分的標準。

炸藥、殼體及端蓋的材料參數(shù)見表1,其中烤燃彈殼體及端蓋材料均為30CrMnSi。為了獲得實驗彈不同位置處時間—溫度變化曲線,在實驗彈內(nèi)部分別設(shè)置了A、B、C、D、E 5個監(jiān)測點,徑向監(jiān)測點C、D、E分別位于裝藥中心、裝藥邊緣和殼體外壁,軸向監(jiān)測點A、B分別距裝藥中心(監(jiān)測點C)60mm和30mm,各監(jiān)測點位置如圖3所示。

表1 材料參數(shù)Table 1 Material parameters

圖3 監(jiān)測點示意圖Fig.3 Schematic diagram of monitoring point

烤燃過程中,熱量自殼體向炸藥內(nèi)部傳遞,同時炸藥受熱后將產(chǎn)生化學反應(yīng),釋放熱量,當殼體內(nèi)部熱量的產(chǎn)生速率遠遠大于其散熱速率時,將導致炸藥內(nèi)部發(fā)生點火反應(yīng)。應(yīng)用Fluent軟件可對其內(nèi)部熱量傳遞進行計算模擬,得到其溫度分布及點火時間?；跓醾鲗ё饔煤驼ㄋ幾陨淼幕瘜W反應(yīng)放熱,烤燃彈升溫過程可表示為[18]:

(1)

式中:ρ為炸藥密度,kg/m3;C為比熱容,J/(kg·K);T為環(huán)境溫度,K;t為時間,s;λ為導熱系數(shù),J/(m·K);S為自熱反應(yīng)源項。

其自熱反應(yīng)源項S表達式為:

(2)

式中:Q為放熱量,J/kg;α為反應(yīng)深度。

炸藥自熱反應(yīng)遵循Arrhenius方程,對應(yīng)的反應(yīng)速率可表示為[19]:

(3)

式中:Z為指前因子,s-1;E為活化能,J/mol;R為普適氣體常數(shù),8.314J/(mol·K)。

采用DSC技術(shù)測量該HMX基壓裝含鋁炸藥熱分解的相關(guān)參數(shù),進而計算得E為3×105J/mol,Z為1.2×1029s-1,Q為1.27×106J/kg。

在仿真過程中,模型初始溫度為30℃,將殼體外壁設(shè)為壁面邊界條件,通過用戶自定義函數(shù)(UDF)加載至殼體外壁,使其按照升溫策略加熱;炸藥裝藥與殼體內(nèi)壁及端蓋接觸區(qū)域設(shè)為耦合傳熱。

2 結(jié)果與討論

2.1 無約束條件下HMX基壓裝含鋁炸藥反應(yīng)過程

常速攝像頭記錄的HMX基壓裝含鋁炸藥反應(yīng)過程如圖4所示。從圖4可知,隨著加熱溫度上升,并未發(fā)現(xiàn)炸藥藥柱發(fā)生明顯的物理或化學變化,直到箱體內(nèi)溫度約升至230℃時,藥柱上端面附近突然產(chǎn)生大量氣體[見圖4(a)],氣體在箱體內(nèi)快速彌散約10s后,該位置出現(xiàn)明顯火光[見圖4(b)],但其燃燒烈度不大,約持續(xù)20s后熄滅[見圖4(c)]。圖4(d)為藥柱燃燒后的殘骸,該殘骸強度較低,因鋁粉在慢速烤燃過程中不參與熱分解反應(yīng),分析認為殘骸主要為鋁粉燃燒生成的三氧化二鋁等凝聚燃燒產(chǎn)物?？梢?該HMX基壓裝含鋁炸藥在無約束條件下的反應(yīng)烈度較低、燃燒過程緩慢且燃燒不充分。造成該現(xiàn)象的原因可能包括兩個方面,一是該炸藥為鉆地/侵爆類戰(zhàn)斗部用炸藥,自身較為鈍感,反應(yīng)速率低;二是無約束狀態(tài)下燃燒產(chǎn)物能夠即時釋放,無法形成高壓反應(yīng)環(huán)境,其反應(yīng)速率難以進一步提升。因此,需要結(jié)合炸藥在侵徹戰(zhàn)斗部中的使用環(huán)境,開展殼體強約束下裝藥慢速烤燃實驗,從而確定約束方式和強度對其反應(yīng)烈度的影響規(guī)律。

圖4 無約束炸藥反應(yīng)過程Fig.4 Reaction process of unconstrained explosives

2.2 殼體壁厚對烤燃彈反應(yīng)烈度的影響

2.2.1 實驗結(jié)果

當端蓋螺紋長度(L)為14mm不變,4種殼體壁厚(δ=4、10、16、20mm)的烤燃彈實驗結(jié)果見表2,烤燃彈破壞情況如圖5所示。由表2和圖5可知,隨著殼體壁厚增加,試驗測試獲得的烤燃彈點火溫度(T)和烤燃時間(ti)變化不明顯,點火時間在13470～14130s之間,點火溫度在186.7～192.3℃之間,但增加烤燃彈的殼體厚度意味著增加其徑向約束強度,烤燃彈的破壞位置由殼體轉(zhuǎn)變?yōu)槎松w,反應(yīng)等級由爆燃發(fā)展為爆炸,殼體厚度達到16mm以上時反應(yīng)等級轉(zhuǎn)變?yōu)槿紵?。當δ?mm時,殼體在靠近盲孔一端撕開一個長度約70mm的裂口,端蓋連接完好,現(xiàn)場未找到殘留藥粉[見圖5(a)],判斷其反應(yīng)等級為爆燃;δ為10mm時,殼體中間撕裂并對折,并形成3個較大的碎片,現(xiàn)場未找到殘留藥粉,端蓋連接完好,判斷其反應(yīng)等級為爆炸[見圖5(b)];δ為16mm時,殼體中部膨脹約0.5mm,端蓋噴出,螺紋呈剪切破壞,在殼體內(nèi)收集到約10g殘留藥粉[見圖5(c)],判定其反應(yīng)等級為燃燒;δ為20mm時,實驗現(xiàn)象與16mm相似,殼體中部膨脹約0.3mm,螺紋也呈現(xiàn)剪切破壞,殼體內(nèi)收集到少量殘留藥粉[見圖5(d)],這可能是由于反應(yīng)時端蓋泄壓面積較小,裝藥反應(yīng)殘骸難以全部被拋出所致,判定其反應(yīng)等級也為燃燒。

表2 不同壁厚烤燃彈的實驗結(jié)果Table 2 Experimental results of slow cook-off bomb with different thickness

圖5 不同壁厚的彈體殘骸Fig.5 Wreckage with different thickness bomb

2.2.2 數(shù)值模擬結(jié)果

為分析不同壁厚烤燃彈慢速烤燃響應(yīng)烈度變化的原因,分別計算了殼體壁厚4、10、16、20mm烤燃彈的烤燃過程,5個監(jiān)測點的點火溫度(T)和點火時間(ti)見表3,裝藥內(nèi)部溫度分布云圖如圖6所示。因不同殼體壁厚烤燃彈內(nèi)部溫度分布規(guī)律相近,圖7給出了壁厚為10mm時裝藥內(nèi)不同監(jiān)測點溫度隨時間的變化規(guī)律。

圖6 不同壁厚藥柱溫度分布云圖Fig.6 Cloud diagram of temperature distribution of explosive cylinders with different thickness

圖7 10mm壁厚烤燃彈不同監(jiān)測點溫度—時間曲線Fig.7 Temperature—time curves of different monitoring points of 10mm wall thickness slow cook-off bomb

從表3和圖6可知,隨著殼體壁厚增加,烤燃彈烤燃時間增長,這是由于單位時間內(nèi)傳熱量與殼體壁厚成反比,殼體壁厚增加使得單位時間內(nèi)傳遞給藥柱的熱量減少。不同殼體壁厚烤燃彈點火時刻溫度分布規(guī)律相近,最高點均在裝藥中心C點處,高溫區(qū)域沿裝藥軸線呈長條狀對稱分布,點火時刻監(jiān)測點A、D和E的溫度變化不大,而監(jiān)測點B和監(jiān)測點C的溫度明顯增加。結(jié)合不同監(jiān)測點的溫度—時間變化曲線(見圖7),可以判定裝藥反應(yīng)開始于12388s、178℃后,點火位置位于中心B點和C點。

烤燃彈的反應(yīng)等級不僅與裝藥反應(yīng)位置有關(guān),還與其殼體約束強度相關(guān)。胡海波等[20]研究表明,裝藥局部區(qū)域發(fā)生點火反應(yīng)后,在殼體約束力作用下反應(yīng)壓力驅(qū)動炸藥斷裂、燃燒比表面積增加,燃燒產(chǎn)物進入裂紋形成對流燃燒,引發(fā)當?shù)胤磻?yīng)壓力急劇升高,反過來又促進炸藥斷裂、分叉或破碎,為對流燃燒提供更多的通道和表面積,這種反饋機制是引發(fā)高烈度反應(yīng)的直接原因。由上述圖4可知,本研究所用HMX基壓裝含鋁炸藥燃燒反應(yīng)過程具有明顯的斷裂、分叉特征。當殼體壁厚(δ)為4mm時,裝藥首先在中心高溫區(qū)域發(fā)生燃燒反應(yīng),而后燃燒反應(yīng)向其他區(qū)域擴展,但因殼體約束強度較弱,在反應(yīng)壓力作用下過早解體,使得反應(yīng)壓力難以繼續(xù)增長,故整體反應(yīng)烈度較弱。由于殼體破壞缺口較大,現(xiàn)場也未能回收到殘留藥粉。當殼體壁厚(δ)為10mm時,烤燃彈烤燃時間和監(jiān)測點B、C溫度均升高,說明殼體壁厚的增加為裝藥反應(yīng)過程提供了更強的約束條件,延長了燃燒反應(yīng)的時間,使得更多的裝藥發(fā)生反應(yīng),導致烤燃彈內(nèi)部反應(yīng)壓力能夠持續(xù)增加,最終引發(fā)了更為劇烈的爆炸反應(yīng)。當殼體壁厚(δ)增加至16和20mm時,雖然烤燃彈烤燃時間和中心區(qū)域溫度升高,但由于烤燃彈殼體約束強度超過端蓋連接強度,使得反應(yīng)壓力從端蓋處瀉出,后續(xù)難以繼續(xù)增長破壞殼體,故僅發(fā)生了低等級的燃燒反應(yīng)。由于端蓋部分破壞缺口較小,現(xiàn)場回收到了破碎的殘留藥粉,這也進一步驗證了胡海波等的結(jié)論。

2.3 螺紋長度對烤燃彈反應(yīng)烈度的影響

當殼體壁厚(δ)為10mm不變,不同端蓋螺紋長度(L=10、12、14mm)烤燃彈響應(yīng)情況見表4,破壞情況如圖8所示。

表4 不同螺紋長度烤燃彈的實驗結(jié)果Table 4 Experimental results of slow cook-off bomb with different thread length

圖8 不同螺紋長度烤燃彈的殘骸Fig.8 Wreckage of slow cook-off bomb with different thread length

由表4和圖8可知,當殼體壁厚(δ)為10mm不變,隨著端蓋螺紋長度增加,烤燃時間和點火溫度均增加,裝藥反應(yīng)烈度由燃燒轉(zhuǎn)變?yōu)楸?。當L為10mm時,烤燃彈殼體結(jié)構(gòu)完整,殼體中間部位外徑膨脹約2.1mm,端蓋整體噴出,端蓋螺紋完全被剪切破壞[見圖8(a)],在殼體內(nèi)收集到少量殘留藥粉;當L為12mm時,烤燃彈破壞情況與10mm時相似,殼體中間部位外徑膨脹約2.2mm[見圖8(b)];而當L為14mm時,烤燃彈殼體結(jié)構(gòu)發(fā)生了破壞,端蓋連接完好[見圖8(c)]。

分析認為,隨端蓋螺紋長度(L)增加,提升了烤燃彈約束強度,延長了烤燃彈烤燃時間(ti),使得更多的裝藥發(fā)生反應(yīng),進而影響裝藥內(nèi)部溫度及反應(yīng)壓力分布,最終導致烤燃彈反應(yīng)烈度的差異。δ為10mm時烤燃彈不同時刻溫度分布云圖如圖9所示。由表4、圖7和圖9可知,當L為10mm時,烤燃時間約為12760s,此時裝藥內(nèi)部熱分解速度增加(見圖7),但整體溫度較低,溫度梯度較小,炸藥尚未發(fā)生快速分解反應(yīng),裝藥兩端形成的反應(yīng)壓力即可將弱連接的端蓋推出,裝藥內(nèi)部壓力無法繼續(xù)增長,使得裝藥僅發(fā)生燃燒反應(yīng)。當L為12mm時,烤燃時間約為13020s,此時,裝藥溫度分布與10mm時相近,尚未達到裝藥快速反應(yīng)發(fā)生的臨界時間13170s(見圖7),故反應(yīng)等級仍為燃燒。當L為14mm時,烤燃時間13500s明顯超過裝藥發(fā)生快速分解反應(yīng)臨界時間13170s,裝藥內(nèi)部壓力迅速上升,裝藥發(fā)生了更為劇烈的爆炸反應(yīng)。

圖9 10mm壁厚烤燃彈不同時刻的溫度分布云圖Fig.9 Temperature contours of 10mm-wall-thickness slow cook-off bomb at different time

2.4 烤燃彈殼體和端蓋破壞壓力分析

在烤燃過程中,由于炸藥裝藥受熱膨脹,熱分解產(chǎn)物不斷積累,烤燃彈內(nèi)部壓力將不斷升高,直至烤燃彈結(jié)構(gòu)發(fā)生破壞。由實驗結(jié)果可知,烤燃彈結(jié)構(gòu)破壞主要分為兩種,一是殼體破壞,二是端蓋螺紋破壞。因此,分別計算破壞殼體和端蓋所需臨界壓力。

通過彈性力學相關(guān)理論[21]對殼體破壞所需內(nèi)部壓力進行估算。殼體橫截面受力示意圖如圖10所示。

圖10 殼體橫截面受力示意圖Fig.10 Schematic diagram of stress on the cross section of the shell

以截面A為參考面,考慮截面上力的平衡,從而得到殼體內(nèi)應(yīng)力(σ)與殼體內(nèi)部壓力(p)的關(guān)系:

(4)

當殼體內(nèi)應(yīng)力(σ)超過殼體的抗拉強度(σb)時,殼體發(fā)生破裂,殼體斷裂時,壓力(p1)應(yīng)滿足:

(5)

式中:δ為殼體壁厚,mm;d為殼體內(nèi)徑,mm。

烤燃彈慢速烤燃實驗結(jié)果表明,烤燃彈端蓋破壞均為螺紋剪切破壞,可依據(jù)侵徹戰(zhàn)斗部端蓋強度校核理論[22],估算其破壞所需壓力。當螺紋部位發(fā)生剪切破壞時,其受到的剪切應(yīng)力(τ)應(yīng)滿足:

(6)

式中:n為螺紋圈數(shù);s為螺距(此處為2mm),mm;di為螺紋內(nèi)徑,mm;τb為許用剪切應(yīng)力,MPa,動態(tài)條件下一般取0.4σb;Fs為端蓋螺紋連接位置所受載荷,即端蓋所受壓力與受壓面積的乘積,故此時殼體內(nèi)部壓力(p2)應(yīng)滿足:

(7)

假設(shè)殼體破裂所對應(yīng)的內(nèi)部壓力(p1)與螺紋剪切破壞對應(yīng)的內(nèi)部壓力(p2)相等,可推導出殼體壁厚(δ)與螺紋圈數(shù)(n),螺距(s)之間存在以下關(guān)系:

(8)

利用式(8)可將端蓋螺紋長度(L)換算為等效殼體壁厚(δe)。針對此類HMX基壓裝含鋁炸藥,可通過對比殼體壁厚(δ)和等效殼體壁厚(δe)確定烤燃彈的薄弱位置,預(yù)估其破壞程度和反應(yīng)等級。當δ遠小于δe時,此時殼體為烤燃彈約束的薄弱位置,當裝藥發(fā)生快速分解反應(yīng)時,殼體在初始較低的反應(yīng)壓力作用下先于端蓋發(fā)生整體破壞,反應(yīng)等級較低;同理,當δ遠大于δe時,端蓋處為烤燃彈約束的薄弱位置,初始較低的反應(yīng)壓力易于從端蓋處瀉出,文獻[13-15]就是基于減弱端蓋強度的思想設(shè)計泄壓結(jié)構(gòu)進而降低烤燃彈反應(yīng)等級。而當δ與δe相當時,裝藥發(fā)生點火后,烤燃彈約束強度較為均勻,初始較低的反應(yīng)壓力能夠促使更多的裝藥發(fā)生反應(yīng),導致內(nèi)部壓力急劇升高,壓力的升高又反向促進裝藥反應(yīng)速率的提升,最終導致烤燃彈發(fā)生高等級的反應(yīng)。不同δ和δe時烤燃彈慢速烤燃反應(yīng)情況見表5。

表5 不同δ和δe時烤燃彈反應(yīng)情況Table 5 Reaction states of slow cook-off bomb with different δ and δe

從表5可知,上述分析計算結(jié)果與實驗結(jié)果符合較好,但因裝藥反應(yīng)存在尺寸效應(yīng),后續(xù)還需結(jié)合大尺寸裝藥的實驗進行驗證。

3 結(jié) 論

(1)該HMX基壓裝炸藥在無約束狀態(tài)下,慢速烤燃時反應(yīng)過程可分為3個階段,即生成氣體、端面燃燒和火焰熄滅;反應(yīng)后回收到鋁粉燃燒生成的三氧化二鋁等凝聚燃燒產(chǎn)物。

(2)以超音速鉆地/侵爆戰(zhàn)斗部為背景,設(shè)計了裝藥長徑比5∶1的縮比烤燃彈。當螺紋連接長度(L)為14mm不變時,殼體厚度(δ)由4mm增加至20mm,烤燃彈破壞位置由殼體轉(zhuǎn)變?yōu)槎松w,反應(yīng)等級由爆燃發(fā)展為爆炸而后降低為燃燒;當δ為10mm不變時,L由10mm增加至14mm,烤燃彈反應(yīng)等級由燃燒轉(zhuǎn)變?yōu)楸ā?/p>

(3)基于烤燃彈殼體和端蓋破壞臨界壓力分析,可將L換算為等效殼體壁厚(δe)。如δ與δe兩者相差較大,則烤燃彈易于在初始較低反應(yīng)壓力下破壞兩者中的薄弱位置,反應(yīng)壓力不易增長,烤燃彈反應(yīng)等級為爆燃或燃燒;而當兩者相近時,反應(yīng)壓力可在烤燃彈內(nèi)部不斷增長,最終導致烤燃彈發(fā)生爆炸反應(yīng)。