李創(chuàng)新，沈瑞琪，劉 衛(wèi), 陳 玲，孫曉霞，崔云航

（1. 南京理工大學(xué)化工學(xué)院, 江蘇 南京，210094；2. 武漢軍械士官學(xué)校，湖北 武漢，430075）

雷管作為引信中重要火工品，大多是在高速?zèng)_擊和侵徹等高過(guò)載條件下發(fā)揮其效能。在這種環(huán)境下,火工品的安全性和可靠性直接關(guān)系到彈藥的安全性和可靠性?；鸸て芬坏┦軗p失效和意外爆炸，將影響到彈藥效能的發(fā)揮。近年來(lái)，李東陽(yáng)[1]，嚴(yán)楠[2]，趙偉[3]等對(duì)火工品的失效模式進(jìn)行了闡述，楊光強(qiáng)[4]等采用Hopkinson壓桿技術(shù)在高過(guò)載條件下對(duì)橋絲電雷管失效模式和機(jī)理進(jìn)行了初步研究，南京理工大學(xué)在國(guó)內(nèi)最早使用Hopkinson 壓桿對(duì)火工品進(jìn)行了動(dòng)態(tài)過(guò)載試驗(yàn)和模擬仿真研究[5-6]，鄧瓊[7]采用Hopkinson壓桿技術(shù)和裝置測(cè)試了火工品高過(guò)載動(dòng)態(tài)力學(xué)性能。研究結(jié)果表明，以Hopkinson 壓桿技術(shù)進(jìn)行火工品高過(guò)載試驗(yàn)和火工品過(guò)載安全性和可靠性的考核和評(píng)估是完全可行的，但是與傳統(tǒng)的彈丸碰撞靶板形成的過(guò)載特性仍有一定差距。

空氣炮是一種比較接近實(shí)際的過(guò)載試驗(yàn)方法，國(guó)內(nèi)部分企業(yè)采用空氣炮發(fā)射搭載火工品的彈丸與靶板碰撞以評(píng)價(jià)火工品抗過(guò)載的能力，但是這方面的基礎(chǔ)研究十分貧乏，火工品的失效模式也了解甚少。因此，本文將利用空氣炮對(duì)典型的引信電雷管進(jìn)行沖擊過(guò)載試驗(yàn)，分析電雷管的損傷特性和規(guī)律，為電雷管的損傷機(jī)理研究和結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)提供實(shí)驗(yàn)依據(jù)和理論指導(dǎo)。

1 基于空氣炮試驗(yàn)裝置的測(cè)試技術(shù)

1.1 試驗(yàn)裝置

圖1是空氣炮試驗(yàn)裝置的原理結(jié)構(gòu)圖。

圖1 空氣炮試驗(yàn)裝置結(jié)構(gòu)圖Fig.1 The structure of air gun test

空氣炮試驗(yàn)系統(tǒng)主要由支架、發(fā)射炮管、子彈、氣動(dòng)控制系統(tǒng)、測(cè)速系統(tǒng)和回收靶室等組成。系統(tǒng)主體部分水平固定在支架上，發(fā)射炮管一端與高壓氣室密封連接，另一端穿入回收靶室，正對(duì)靶板。在炮管近靶室端，安置了兩對(duì)LD激光器和光電二極管，接通電源后，可形成兩束可視平行光源，用來(lái)測(cè)定子彈炮口速度。靶室內(nèi)可更換不同材質(zhì)的靶板，供子彈撞擊試驗(yàn)用。

1.2 試驗(yàn)方法

試驗(yàn)前首先需考慮過(guò)載加速度的測(cè)試方法，由于受子彈尺寸的限制，無(wú)法安裝彈載加速度測(cè)試裝置或有線電測(cè)裝置，因而采用銅柱測(cè)壓法（WJ1271～1272-81）作為子彈與靶板碰撞試驗(yàn)的過(guò)載加速度測(cè)試方法。碰撞試驗(yàn)中，銅柱在撞擊桿作用下發(fā)生塑性變形，根據(jù)銅柱壓后高查找壓力表可得到撞擊壓力，進(jìn)而求得試件的過(guò)載加速度。但是在動(dòng)態(tài)試驗(yàn)中，由于銅柱的應(yīng)變率效應(yīng)，即屈服極限會(huì)隨應(yīng)變率增大而增大，將導(dǎo)致按靜態(tài)標(biāo)定的壓力表查找出的壓力比實(shí)際受到的動(dòng)態(tài)撞擊壓力小，所以需要對(duì)測(cè)試結(jié)果做靜動(dòng)差修正[8]。通過(guò)靜動(dòng)差修正后求得的撞擊桿過(guò)載加速度與發(fā)射氣壓之間的關(guān)系，求得不同發(fā)射氣壓條件下的過(guò)載加速度平均值，并對(duì)過(guò)載加速度平均值進(jìn)行線性擬合，如圖2所示，相關(guān)系數(shù)為0.95，說(shuō)明發(fā)射氣壓與過(guò)載加速度存在較好的線性相關(guān)性，增減變化具有一致性。

圖2 發(fā)射氣壓和過(guò)載加速度均值關(guān)系Fig.2 Relation of lauching pressure and average overload acceleration

試驗(yàn)的電雷管規(guī)格如圖3所示，利用空氣炮試驗(yàn)裝置，分別在60 000g、80 000g、100 000g和120 000g的加速度峰值條件下進(jìn)行輸出端和橫向的沖擊加載試驗(yàn)，每個(gè)加速度峰值下抽取3發(fā)進(jìn)行平行試驗(yàn)。

圖3 電雷管尺寸Fig.3 Size of electric detonator

電雷管在裝配過(guò)程中，選擇合適的墊塊和帶孔中圈，本次試驗(yàn)中輸出端加載時(shí)選用Φ17.10mm×28mm、質(zhì)量 49.00g墊塊和圖 4（a）所示帶孔中圈(22.97g)；橫向加載時(shí)選用Φ17.10mm×30mm、質(zhì)量52.70g墊塊和圖4（b）所示帶孔中圈(18.55g)。電雷管與子彈的裝配方式如圖5所示，輸出端和橫向都是依次裝入中圈（電雷管已安裝到位）、墊塊，擰緊螺帽，保證中圈和墊塊不串動(dòng)。

圖4 輸出端和橫向加載時(shí)裝配帶孔中圈Fig.4 The ring with hole assembled when loading

圖5 子彈與電雷管裝配方式示意圖Fig.5 The schematic diagram of fitting manner on bullet and electric detonator

2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 高過(guò)載對(duì)電雷管尺寸變化的影響

電雷管加載沖擊后其尺寸變化如圖6～7所示。圖6表征了加速度峰值對(duì)電雷管總長(zhǎng)度變化率的影響；圖7表示電雷管總長(zhǎng)度（L1）的變化率與殼體長(zhǎng)度（L2）變化率之間的關(guān)系。

圖6 總長(zhǎng)隨加速度峰值的變化規(guī)律Fig.6 Total length change with the peak acceleration

試驗(yàn)結(jié)果表明：空氣炮加載下，由于高加速度的影響，電雷管長(zhǎng)度減小。由圖6可以看出，當(dāng)輸出端加載時(shí)，電雷管總長(zhǎng)度變化率較大，且隨著加速度的提高，總長(zhǎng)度變化率不斷增加；相反，橫向加載時(shí)電雷管總長(zhǎng)度幾乎不變。

由圖7可以看出，當(dāng)橫向加載時(shí)總長(zhǎng)度L1的變化率和殼體長(zhǎng)度L2的變化率在直線y=x附近，且變化率很小，說(shuō)明橫向加載并不會(huì)引起電雷管長(zhǎng)度的變化；當(dāng)輸出端加載時(shí)，長(zhǎng)度L1的變化率明顯大于長(zhǎng)度L2的變化率，說(shuō)明電雷管長(zhǎng)度的減小主要是由于電極和電極塞的內(nèi)陷引起的。

2.2 高過(guò)載對(duì)電雷管內(nèi)外部結(jié)構(gòu)的影響

電雷管分別在60 000g、80 000g、100 000g和120 000g的加速度峰值條件下進(jìn)行沖擊加載試驗(yàn)，以輸出端方式加載時(shí)，電雷管長(zhǎng)度變化明顯，但直徑變化不大，電極和電極塞有不同程度的內(nèi)陷，如圖8（b）所示，裝填物受壓向輸出端位移，密度隨之變大，且隨g值增大而位移越嚴(yán)重；以橫向方式加載時(shí)，獨(dú)腳電極偏離軸向方向，見(jiàn)圖9（b），且隨著加速度的增加，偏離角度也隨之增大，內(nèi)部裝填物受壓影響較少，不發(fā)生位移；兩種方式加載后，通過(guò)X光機(jī)和體式顯微鏡觀察，電雷管內(nèi)壁和外表面未出現(xiàn)明顯裂紋現(xiàn)象。

圖 9 電雷管在120 000g橫向過(guò)載前后X光照片F(xiàn)ig.9 X-ray of electric detonator before and after lateral loading under 120 000g

此外，輸出端加載時(shí)，輸出端端帽會(huì)有脫落現(xiàn)象，并伴有裝填物漏出而使輸出端出現(xiàn)空化現(xiàn)象，通過(guò)X光機(jī)拍照可以觀察略顯白色半弧形狀，見(jiàn)圖8（b），這樣情況下剩余裝填物密度反而變小，這與樣品加載加速度和個(gè)體差異有關(guān)。

2.3 高過(guò)載對(duì)電雷管電阻的影響

過(guò)載前后電雷管的電阻變化見(jiàn)圖10。

圖10 過(guò)載前后電雷管的電阻變化Fig.10 The resistance change of the electric detonators before and after loading

由圖10分析發(fā)現(xiàn)，當(dāng)軸向輸出端加載時(shí)，電阻變化較小，個(gè)別的變化稍大，并且電阻變化也無(wú)明顯的規(guī)律性，橋絲不易斷裂；而橫向加載時(shí)，雷管電阻值變化也較少，但橋絲相對(duì)容易斷裂，橋絲斷裂現(xiàn)象如圖 11所示。本次試驗(yàn)中，橫向加載時(shí)電極偏離中心軸線越大的，橋絲斷裂幾率越高，橋絲的斷裂主要是由于橋絲受到拉伸和強(qiáng)沖擊振動(dòng)的結(jié)果，而兩種方式加載導(dǎo)致電阻的微少變化主要是因?yàn)闃蚪z兩端和焊帽的接觸發(fā)生了變化[9]。

圖11 橫向加載后橋絲斷裂現(xiàn)象的照片F(xiàn)ig.11 Phenomenon of bridgewire breakdown after lateral loading

3 結(jié)論

為了提高火工品在高速?zèng)_擊和侵徹等高過(guò)載條件下的效能，保證其安全和可靠作用，本文借助空氣炮試驗(yàn)裝置，分別在60 000g、80 000g、100 000g和120 000g的加速度峰值下對(duì)獨(dú)腳橋絲式電雷管試樣進(jìn)行沖擊過(guò)載試驗(yàn)，得到此類電雷管的損傷特性和規(guī)律：電雷管以輸入端加載時(shí)，電雷管的長(zhǎng)度變化明顯，但直徑變化不大，電極和電極塞有不同程度的內(nèi)陷，裝填物密度增大，電阻值變化不大，且變化規(guī)律不明顯，橋絲不發(fā)生斷裂；橫向加載時(shí)，雷管尺寸變化也不明顯，獨(dú)腳電極容易發(fā)生傾斜，偏離中心軸線，隨著加速度的增加，傾斜角度也隨之增大，橋絲也越容易發(fā)生斷裂。此外，加載后電雷管內(nèi)壁和外表面沒(méi)出現(xiàn)明顯裂紋，有個(gè)別電雷管輸出端端帽發(fā)生脫落，導(dǎo)致輸出端出現(xiàn)空化現(xiàn)象。

[1]李東陽(yáng),劉占嶺.火工品長(zhǎng)貯失效情況分析[J].火工品,1996(2):28-30.

[2]嚴(yán)楠. 火工品失效分析概論[J].失效分析與預(yù)防,2006,1(1):10-14,56.

[3]趙偉,王成.火工品失效模式[J].四川兵工學(xué)報(bào),2010,31(7):14-16.

[4]楊光強(qiáng), 任煒, 商弘藻. 高過(guò)載下橋絲電雷管失效模式與機(jī)理初步研究[J].火工品, 2010(2):8-11.

[5]張學(xué)舜,沈瑞琪. 火工品動(dòng)態(tài)著靶模擬仿真技術(shù)研究[J].火工品,2003 (4):1-4.

[6]張學(xué)舜,秦志春,沈瑞琪,徐振相. 火工品動(dòng)態(tài)慣性過(guò)載模擬試驗(yàn)及數(shù)值仿真技術(shù)研究[J].爆破器材,2004,33 (4):12-15.

[7]鄧瓊,李玉龍,索濤,陳春林,常興敏.火工品高過(guò)載動(dòng)態(tài)力學(xué)性能測(cè)試方法研究[J].火工品,2007(1):28-31.

[8]張淑寧.準(zhǔn)動(dòng)態(tài)校準(zhǔn)技術(shù)實(shí)驗(yàn)研究[D].南京:南京理工大學(xué),2003.

[9]張光明. 橋絲式電雷管電阻變化問(wèn)題初探[J].火工品, 1994(4):1-6.