粘結壓實藥柱變?nèi)萑紵兄箤嶒炑芯?/h1>
2014-12-26 06:33:18肖正剛應三九徐復銘
彈道學報 2014年1期
肖正剛，應三九，徐復銘
（南京理工大學 化工學院，南京210094）
壓實裝藥能顯著提高裝藥的裝填密度，從而增加裝藥潛能，提高彈丸動能；在相同裝藥量的情況下也能縮減彈藥尺寸，適應武器輕量化的需求［1－6］。
國內(nèi)外報道的壓實裝藥均是采用小粒藥粘結壓實工藝。首先利用含能或惰性粘結劑對小粒藥表面進行預處理，或進行預分裂處理［7］；然后在一定溫度和壓力下模壓成型，另外也可根據(jù)實際應用需要進行表面處理，最終得到高密度的壓實藥柱，其堆積密度可達到1.35g·cm－3。
壓實藥的制備工藝強烈影響所制樣品的分裂解體性能、燃燒穩(wěn)定性。這些性能反過來又決定其安全和使用性能。
粘結壓實藥柱表面處理外層的存在有助于提高藥柱整體粘結力學強度，減緩起始燃氣生成速率，有利于實現(xiàn)漸增性燃燒。當表面處理外層燃完后，在燃氣壓力作用下，內(nèi)層開始分裂、解體，分裂和解體燃燒開始時的相對壓力和解體區(qū)間取決于藥柱整體粘結力學強度以及內(nèi)層粘結力學性能。對該解體燃燒過程一致性的控制將極大地提高壓實藥柱的燃燒重現(xiàn)性和穩(wěn)定性。
國內(nèi)外學者對裝藥發(fā)射安全性的研究表明，起始彈道階段藥粒破碎后的燃面突增是導致膛內(nèi)壓力劇增、形成危險壓力波進而產(chǎn)生膛炸的根本原因［8－15］。對于粘結壓實裝藥，由于其裝填密度較高，壓實藥柱分裂和解體瞬間燃面劇增，燃氣壓力升高，極易產(chǎn)生未燃完藥粒的擠壓破碎問題，從而削弱裝藥發(fā)射安全性能。
目前對粘結壓實裝藥的研究主要側(cè)重于壓實裝藥的定容密閉燃燒［7，16－18］、定容中止燃燒［19］、解體一致性［20］和提高彈丸動能［21］等的研究，對其變?nèi)葜兄谷紵阅芗捌浒l(fā)射安全性研究等方面未見充分報道。
定容燃燒模擬試驗方法及其裝置均是基于經(jīng)典內(nèi)彈道理論，特別是裝藥的傳統(tǒng)中止試驗方法僅僅能考察裝藥在一定的模擬器燃燒室壓力下發(fā)射藥的受力情況，無法考察此時彈帶逐漸擠進膛線時燃燒藥室容積變化過程等。另外，傳統(tǒng)的火炮模擬器試驗系統(tǒng)綜合考察點傳火、裝藥等在一定裝填條件下與彈丸炮口參量及相關動態(tài)參數(shù)之間關系，假定彈帶全部擠進膛線達到擠進壓力時彈丸才開始運動，也不計及彈帶逐漸擠進膛線的過程。靜態(tài)的定容燃燒模擬對于發(fā)射藥在彈丸啟動及擠進過程中的受力、中止燃燒及化學分析等反面缺乏應有的考慮，因此需要變?nèi)輨討B(tài)燃燒模擬手段進行更深入和逼近真實環(huán)境下的研究。
針對上述的壓實藥柱變?nèi)萑紵八幜Ｆ扑閱栴}，本文設計了針對壓實裝藥變?nèi)萑紵囼炑b置，模擬壓實裝藥變?nèi)萆鋼粼囼炦^程，通過記錄的壓力－時間曲線，討論不同表面處理的壓實藥柱的點火性能及起始動態(tài)燃燒漸增性能，減小壓實藥柱的分裂和解體過程中的藥粒破碎，提高安全性能，為壓實裝藥的實際研究建立仿真研究基礎。
1 變?nèi)萑紵兄鼓M試驗裝置及原理
變?nèi)萑紵兄鼓M試驗裝置如圖1所示。試驗裝置由燃燒室本體、點火堵頭、收藥盤、出彈壓螺、測壓孔等組成，主要用來模擬壓實藥早期點火、分裂及解體燃燒過程，研究燃氣生成規(guī)律。通過中止試驗，回收未燃完藥粒，觀察變?nèi)萑紵^程中藥柱的分裂、解體及破碎情況，模擬藥粒在燃燒過程所受力學環(huán)境，評定發(fā)射過程的安全性能。
圖1 變?nèi)萑紵兄鼓M試驗裝置示意圖
本體的兩端各開有具有螺紋的孔，本體左端裝上點火堵頭后，將發(fā)射藥放入燃燒室。本體右端先裝上收藥盤，將彈丸推入出彈壓螺的坡膛處，然后將裝好彈丸的出彈壓螺旋入連接件，再將該連接件旋入本體右端開孔處。
裝好本體后，即可利用點火藥點燃本體燃燒室的發(fā)射藥，發(fā)射藥開始點火燃燒。當本體內(nèi)部達到一定壓力后，彈丸開始擠進出彈壓螺；當彈丸被推出出彈壓螺后，本體瀉壓，中止儀內(nèi)燃燒著的發(fā)射藥因迅速降壓而熄火，擰開收藥盤即可將殘余發(fā)射藥回收。
該裝置本體壁處有測壓孔，可以連接壓力傳感器和數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)記錄發(fā)射藥及裝藥在點火、燃燒中止全過程的壓力等。
整個模擬試驗過程中的變?nèi)葸^程則利用彈丸擠進彈帶過程中彈后空間的變化來模擬。
2 壓實藥柱的制備
應用預解體技術將太根小粒藥進行表面處理后，采用乙醇／丙酮高溫熱蒸汽軟化法將其壓實成扇形小藥柱，再進行表面處理，得到待測的壓實藥柱樣品。主要工藝參數(shù)如下。
太根小粒藥的弧厚為1.6mm。扇型藥柱的高度為31mm，壓實藥量為8.0g。高溫軟化溫度為90℃，時間為24h。壓藥溫度為30℃，壓力為0.8～1.0MPa，保壓時間為5～10min。
表面涂層的基礎配方為硝化棉膠NC。醇酮溶劑比例為1∶1。表面處理時點火敏化劑及鈍感劑含量及溶棉比均為3∶7。
壓制及表面處理完成后的樣品先在常溫下放置一段時間后，再在烘箱中60℃的條件下保溫8h，進行表層烘干驅(qū)溶處理。壓實后的樣品堆積密度均約為1.35g·cm－3。藥柱質(zhì)量為（8.4±0.2）g。
3 裝藥變?nèi)萑紵兄乖囼?/h2>
裝藥試驗時，變?nèi)萑紵龍A柱形藥筒直徑為30mm，由4個扇型小藥柱組成1個大的圓形藥柱，共裝3層，裝藥量為（100.8±0.6）g。散裝藥作為對比樣。試驗樣品為硝化棉膠涂覆的壓實藥柱、添加敏化劑表面處理的壓實藥柱以及鈍感表面處理的壓實藥柱。每種樣品3發(fā)重復。點火藥為1＃硝化棉，藥量為1.1g；彈丸為25mm填砂彈，質(zhì)量為250g。
試驗過程中利用軟回收裝置回收未燃完的藥粒和彈丸。利用壓力傳感器和數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)記錄變?nèi)萑紵兄谷^程的壓力－時間曲線。中止壓力約為116MPa；其中添加敏化劑的表面處理樣品的中止壓力稍高，約為130MPa。
4 結果分析與討論
4.1 表面處理方法對中止燃燒時間和壓力上升速率的影響
3種不同表面處理方法制備的粘結壓實藥柱在變?nèi)葜兄谷紵^程的壓力－時間曲線如圖2所示。
從圖2可以看出，與對比樣散裝藥相比，3種表面處理方法涂覆的壓實藥的點火延遲及達到中止壓力的燃燒時間明顯滯后，這是由壓實藥柱燃燒特性決定的。壓實藥柱表面涂覆后，存在涂覆外層，當表面處理外層燃完后，在燃氣壓力作用下內(nèi)層開始分裂、解體，藥柱進入碎粒燃燒階段。自由散裝藥顯然沒有類似于壓實藥柱外層分裂和解體燃燒過程，同等條件下，壓力上升時間更短。
圖2 不同表面處理方法制得壓實藥柱中止燃燒的壓力－時間曲線
3種表面涂覆方法得到的壓實藥柱達到中止壓力的燃燒時間顯著不同。與硝化棉膠涂覆的粘結壓實藥柱達到中止壓力的燃燒時間（4.5ms）相比，添加點火敏化劑的涂覆膠制成的壓實藥柱達到中止壓力的燃燒時間明顯縮短（3.8ms），而表面鈍感處理壓實藥柱達到中止壓力的燃燒時間最長（4.8ms）。添加敏化劑的樣品，表層點火容易，燃氣生成速率較快，快速的燃燒氣流對藥柱內(nèi)層具有沖擊作用，藥柱內(nèi)層分裂解體后達到中止壓力時的燃燒時間較短。而鈍感處理的壓實藥柱達到中止壓力時的燃燒時間則較長。這與文獻中關于表層處理方法對解體和定容中止燃燒性能的研究結論是一致的［20］。
圖3是這些樣品的壓力上升速率曲線圖。
圖3 不同表面處理方法制得壓實藥柱中止燃燒的dp／dt－t曲線
從圖3可以看出，與散裝藥相比，3種表面處理方法涂覆的壓實藥的壓力上升速率明顯不同。散裝藥沒有壓實以及表面涂覆，點火后，燃氣生成速率很快，達到峰值的時間也很短，約2.2ms。
純的硝化棉膠涂覆的壓實藥柱的壓力上升速率和燃燒時間介于另外2種樣品之間。值得提出的是，添加點火敏化劑的涂覆膠制成的壓實藥柱，開始點火時的燃氣生成速率比涂覆硝化棉膠及鈍感膠的粘結壓實藥柱明顯較高，表明樣品外層容易點火，并沒有出現(xiàn)像另外2種樣品的dp／dt曲線中在時間1.1～1.3ms時出現(xiàn)的轉(zhuǎn)折點。該轉(zhuǎn)折點與粘結壓實藥柱的外層和內(nèi)層分裂燃燒有關。內(nèi)層分裂解體后，燃面突增，壓力上升速率也急劇增加，進而形成該轉(zhuǎn)折點。純的硝化棉膠涂覆的樣品的轉(zhuǎn)折點大約位于1.1ms處，鈍感處理的樣品能延遲該轉(zhuǎn)折點出現(xiàn)的時間，此時的轉(zhuǎn)折時間為1.3ms。一旦外層燃完，內(nèi)層分裂解體，粘結壓實藥柱就進入碎粒燃燒階段，藥柱燃速就與原來藥粒的燃速一致了。在此階段，后期壓力上升率的斜率大致相同，這三者的燃速就趨于一致了。
4.2 動態(tài)燃燒漸增性的討論
文獻中有很多燃燒漸增性的討論，絕大部分是基于定容燃燒試驗。主要的判斷評價方法有氣體生成猛度法［22］、動態(tài)活性法［23－24］（包括王瓊林根據(jù)動態(tài)活性曲線計算得到的綜合參量評價法）以及根據(jù)發(fā)射藥的燃氣生成速率相對于相對沖量分數(shù)曲線提出的燃燒漸增性評價的新方法等［25－26］。
對于變?nèi)萑紵囼?，典型的如火炮裝藥射擊過程，經(jīng)典內(nèi)彈道理論依據(jù)射擊全過程的壓力－時間曲線提出藥室容積充滿系數(shù)ηg，其大小可以表征發(fā)射藥裝藥燃燒漸增性。由于涉及到裝藥實際射擊試驗，試驗成本較高、耗時也長，該評價方法的廣泛應用受到較大限制。因此模擬試驗就尤為必要。
傳統(tǒng)的密閉爆發(fā)器等定容燃燒試驗燃燒漸增性的評定方法均是建立在發(fā)射藥靜態(tài)燃燒與動態(tài)燃燒可類同的相似假設基礎上，很難符合實際應用情況。
變?nèi)萑紵兄乖囼炛校瑥椡桦x開出彈壓螺時藥粒并沒有燃完，試驗中測得的壓力－時間曲線類似于密閉爆發(fā)器試驗中的S形曲線，與火炮實際射擊試驗中測得的壓力－時間曲線有所不同，因此所謂的充滿系數(shù)概念就難以實用，需要借鑒和拓展密閉爆發(fā)器試驗中的數(shù)據(jù)處理方法。
動態(tài)活性L和相對壓力B的定義為
式中：pi為燃燒實時壓力，pm為最大壓力。動態(tài)活性是在當?shù)貕毫l件下單位壓力下的壓力變化速率，它反映了發(fā)射藥在燃燒條件下燃氣的生成特性及燃燒速度特性。
根據(jù)定容燃燒試驗的燃氣狀態(tài)方程推導出的結論：
式中：
式中：ψ為燃氣生成量，ρp為發(fā)射藥密度，α為發(fā)射藥余容，f為發(fā)射藥火藥力，β為壓力pi的弱函數(shù)。對常見發(fā)射藥，壓力從0變化到250MPa（Δ＝0.2g·cm－3），β從1.0變化到1.09，變化很小。
特別地，當燃速定律符合正比式時，L的變化基本反映了線性燃速系數(shù)a和燃燒面積對氣體生成量的綜合影響；B基本反映了發(fā)射藥已燃質(zhì)量百分數(shù)的變化［27］。因此L－B曲線同氣體生成猛度Γ－ψ曲線一樣，反映了發(fā)射藥燃燒的漸增性。這也是動態(tài)活性在定容試驗中作為燃燒漸增性判據(jù)的重要原因。
但是，在變?nèi)菰囼炛星闆r就不同了。首先，燃氣所適用的定容燃氣狀態(tài)方程不能照搬到變?nèi)菰囼炛?，動態(tài)活性與氣體生成猛度或燃氣生成速率的概念不再類同。其次，根據(jù)經(jīng)典內(nèi)彈道理論燃燒漸增性評價標準，藥室容積充滿系數(shù)直接與膛內(nèi)壓力－時間曲線的平緩性相關。
根據(jù)經(jīng)典內(nèi)彈道分析，變?nèi)萆鋼粼囼炛械娜細鈮毫Φ淖兓?guī)律有如下的方程式：
式中：lψ為藥室自由容積縮徑長，l為彈丸行程，m為裝藥量，Δ為裝藥密度，v為彈丸速度，γ為比熱比，S為彈丸橫截面積。
從式（7）可以看出，變?nèi)萑紵^程的燃氣壓力變化規(guī)律與裝藥氣體生成速率和彈丸運動速度這2個因素有關。當燃氣生成猛烈時，dψ／dt增大，從而使dp／dt增大，表明壓力上升較快。而彈丸的運動速度則使壓力下降，v越大，彈后空間增長越大，從而使dp／dt減小。按經(jīng)典內(nèi)彈道的表述，顯然本文的變?nèi)葜兄乖囼灥膲毫Γ瓡r間曲線位于整個射擊過程的前期和第一時期最大壓力前的早期階段。此時，彈丸剛開始擠進，速度加快，燃燒室內(nèi)還未達到燃燒最大壓力。這是與火炮射擊過程的起始階段有區(qū)別的?；鹋谏鋼暨^程的起始階段燃燒室內(nèi)壓力上升的主要矛盾是氣體生成速率dψ／dt。
然而，根據(jù)動態(tài)活性的定義和變?nèi)萑紵膶嶋H，評價這一階段的燃燒漸增性仍然可以移植動態(tài)活性概念，它較為簡單方便，也能反映燃燒實際狀況。因為動態(tài)活性是衡量壓力上升速率的一個變量，它能較好地符合動態(tài)燃燒中壓力上升的實際情況［28］。
圖4是這3種表面處理方法涂覆的粘結壓實藥柱的動態(tài)活性曲線。
圖4 不同表面處理方法制得壓實藥柱中止燃燒的L－B曲線
從圖4可以看出，與自由散裝藥相比，經(jīng)表面處理后的粘結壓實裝藥的起始動態(tài)活性都能得到有效抑制，具有漸增性燃燒的特點。與純的硝化棉膠涂覆的粘結壓實藥柱相比，添加敏化劑的涂覆膠處理的粘結壓實藥柱的起始動態(tài)活性有所提高，這與圖2中的壓力－時間曲線所表明的燃燒特征是一致的；鈍感處理后，峰值動態(tài)活性有所降低，燃燒漸增性最好。這也與密閉爆發(fā)器燃燒試驗的結果一致［19］。
4.3 粘結壓實藥柱藥粒破碎和發(fā)射安全問題
通過回收的藥粒能觀察到藥柱在分裂、解體和解體后藥粒在點火燃燒沖擊過程中的受力情況。由于是小粒藥粘結，根據(jù)表面處理方法的不同，最終回收得到的樣品只是碎粒聚集體和單獨的一個個小藥粒，并沒有出現(xiàn)藥粒碎裂情況，鈍感處理后的樣品抗沖擊能力也較強，可以參考作者文獻中的圖片［19］。
從以上的壓力－時間曲線也可以看出，粘結壓實裝藥起始階段的燃燒總體是平穩(wěn)的，試驗發(fā)射和軟回收過程是安全的。
5 結論
①設計的粘結壓實裝藥變?nèi)萑紵囼炑b置能模擬壓實裝藥變?nèi)萑紵兄乖囼炦^程，觀察回收的未燃完藥粒破碎情況并評定燃燒過程的安全性能，證明達到了預定的試驗目的。
②與散裝藥相比，3種表面處理方法涂覆的壓實藥的點火延遲及達到中止壓力的燃燒時間明顯滯后。表面處理的粘結壓實藥柱存在著外層—分裂解體—碎裂燃燒階段。與純的硝化棉膠涂覆的粘結壓實藥柱相比，添加點火敏化劑的涂覆層處理的藥柱點火相對容易，鈍感處理樣品則較難。藥柱分裂和解體后，三者的壓力上升速率趨于一致，表面進入到碎裂燃燒階段，三者表觀燃速趨于一致。
③基于當?shù)貕毫Φ膭討B(tài)活性概念能描述變?nèi)萑紵鹗茧A段的燃燒漸增性大小。合理的表面處理方法能有效抑制粘結壓實藥柱的起始燃氣生成速率，提高燃燒漸增性。表面鈍感處理的粘結壓實藥柱的燃燒漸增性最好。
④由回收藥粒的觀察和試驗過程記錄的壓力－時間曲線可知，粘結壓實裝藥起始階段的燃燒總體是平穩(wěn)的，試驗和軟回收過程是安全的。
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肖正剛，應三九，徐復銘
（南京理工大學 化工學院，南京210094）
壓實裝藥能顯著提高裝藥的裝填密度，從而增加裝藥潛能，提高彈丸動能；在相同裝藥量的情況下也能縮減彈藥尺寸，適應武器輕量化的需求［1－6］。
國內(nèi)外報道的壓實裝藥均是采用小粒藥粘結壓實工藝。首先利用含能或惰性粘結劑對小粒藥表面進行預處理，或進行預分裂處理［7］；然后在一定溫度和壓力下模壓成型，另外也可根據(jù)實際應用需要進行表面處理，最終得到高密度的壓實藥柱，其堆積密度可達到1.35g·cm－3。
壓實藥的制備工藝強烈影響所制樣品的分裂解體性能、燃燒穩(wěn)定性。這些性能反過來又決定其安全和使用性能。
粘結壓實藥柱表面處理外層的存在有助于提高藥柱整體粘結力學強度，減緩起始燃氣生成速率，有利于實現(xiàn)漸增性燃燒。當表面處理外層燃完后，在燃氣壓力作用下，內(nèi)層開始分裂、解體，分裂和解體燃燒開始時的相對壓力和解體區(qū)間取決于藥柱整體粘結力學強度以及內(nèi)層粘結力學性能。對該解體燃燒過程一致性的控制將極大地提高壓實藥柱的燃燒重現(xiàn)性和穩(wěn)定性。
國內(nèi)外學者對裝藥發(fā)射安全性的研究表明，起始彈道階段藥粒破碎后的燃面突增是導致膛內(nèi)壓力劇增、形成危險壓力波進而產(chǎn)生膛炸的根本原因［8－15］。對于粘結壓實裝藥，由于其裝填密度較高，壓實藥柱分裂和解體瞬間燃面劇增，燃氣壓力升高，極易產(chǎn)生未燃完藥粒的擠壓破碎問題，從而削弱裝藥發(fā)射安全性能。
目前對粘結壓實裝藥的研究主要側(cè)重于壓實裝藥的定容密閉燃燒［7，16－18］、定容中止燃燒［19］、解體一致性［20］和提高彈丸動能［21］等的研究，對其變?nèi)葜兄谷紵阅芗捌浒l(fā)射安全性研究等方面未見充分報道。
定容燃燒模擬試驗方法及其裝置均是基于經(jīng)典內(nèi)彈道理論，特別是裝藥的傳統(tǒng)中止試驗方法僅僅能考察裝藥在一定的模擬器燃燒室壓力下發(fā)射藥的受力情況，無法考察此時彈帶逐漸擠進膛線時燃燒藥室容積變化過程等。另外，傳統(tǒng)的火炮模擬器試驗系統(tǒng)綜合考察點傳火、裝藥等在一定裝填條件下與彈丸炮口參量及相關動態(tài)參數(shù)之間關系，假定彈帶全部擠進膛線達到擠進壓力時彈丸才開始運動，也不計及彈帶逐漸擠進膛線的過程。靜態(tài)的定容燃燒模擬對于發(fā)射藥在彈丸啟動及擠進過程中的受力、中止燃燒及化學分析等反面缺乏應有的考慮，因此需要變?nèi)輨討B(tài)燃燒模擬手段進行更深入和逼近真實環(huán)境下的研究。
針對上述的壓實藥柱變?nèi)萑紵八幜Ｆ扑閱栴}，本文設計了針對壓實裝藥變?nèi)萑紵囼炑b置，模擬壓實裝藥變?nèi)萆鋼粼囼炦^程，通過記錄的壓力－時間曲線，討論不同表面處理的壓實藥柱的點火性能及起始動態(tài)燃燒漸增性能，減小壓實藥柱的分裂和解體過程中的藥粒破碎，提高安全性能，為壓實裝藥的實際研究建立仿真研究基礎。
1 變?nèi)萑紵兄鼓M試驗裝置及原理
變?nèi)萑紵兄鼓M試驗裝置如圖1所示。試驗裝置由燃燒室本體、點火堵頭、收藥盤、出彈壓螺、測壓孔等組成，主要用來模擬壓實藥早期點火、分裂及解體燃燒過程，研究燃氣生成規(guī)律。通過中止試驗，回收未燃完藥粒，觀察變?nèi)萑紵^程中藥柱的分裂、解體及破碎情況，模擬藥粒在燃燒過程所受力學環(huán)境，評定發(fā)射過程的安全性能。
圖1 變?nèi)萑紵兄鼓M試驗裝置示意圖
本體的兩端各開有具有螺紋的孔，本體左端裝上點火堵頭后，將發(fā)射藥放入燃燒室。本體右端先裝上收藥盤，將彈丸推入出彈壓螺的坡膛處，然后將裝好彈丸的出彈壓螺旋入連接件，再將該連接件旋入本體右端開孔處。
裝好本體后，即可利用點火藥點燃本體燃燒室的發(fā)射藥，發(fā)射藥開始點火燃燒。當本體內(nèi)部達到一定壓力后，彈丸開始擠進出彈壓螺；當彈丸被推出出彈壓螺后，本體瀉壓，中止儀內(nèi)燃燒著的發(fā)射藥因迅速降壓而熄火，擰開收藥盤即可將殘余發(fā)射藥回收。
該裝置本體壁處有測壓孔，可以連接壓力傳感器和數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)記錄發(fā)射藥及裝藥在點火、燃燒中止全過程的壓力等。
整個模擬試驗過程中的變?nèi)葸^程則利用彈丸擠進彈帶過程中彈后空間的變化來模擬。
2 壓實藥柱的制備
應用預解體技術將太根小粒藥進行表面處理后，采用乙醇／丙酮高溫熱蒸汽軟化法將其壓實成扇形小藥柱，再進行表面處理，得到待測的壓實藥柱樣品。主要工藝參數(shù)如下。
太根小粒藥的弧厚為1.6mm。扇型藥柱的高度為31mm，壓實藥量為8.0g。高溫軟化溫度為90℃，時間為24h。壓藥溫度為30℃，壓力為0.8～1.0MPa，保壓時間為5～10min。
表面涂層的基礎配方為硝化棉膠NC。醇酮溶劑比例為1∶1。表面處理時點火敏化劑及鈍感劑含量及溶棉比均為3∶7。
壓制及表面處理完成后的樣品先在常溫下放置一段時間后，再在烘箱中60℃的條件下保溫8h，進行表層烘干驅(qū)溶處理。壓實后的樣品堆積密度均約為1.35g·cm－3。藥柱質(zhì)量為（8.4±0.2）g。
3 裝藥變?nèi)萑紵兄乖囼?/h2>
裝藥試驗時，變?nèi)萑紵龍A柱形藥筒直徑為30mm，由4個扇型小藥柱組成1個大的圓形藥柱，共裝3層，裝藥量為（100.8±0.6）g。散裝藥作為對比樣。試驗樣品為硝化棉膠涂覆的壓實藥柱、添加敏化劑表面處理的壓實藥柱以及鈍感表面處理的壓實藥柱。每種樣品3發(fā)重復。點火藥為1＃硝化棉，藥量為1.1g；彈丸為25mm填砂彈，質(zhì)量為250g。
試驗過程中利用軟回收裝置回收未燃完的藥粒和彈丸。利用壓力傳感器和數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)記錄變?nèi)萑紵兄谷^程的壓力－時間曲線。中止壓力約為116MPa；其中添加敏化劑的表面處理樣品的中止壓力稍高，約為130MPa。
4 結果分析與討論
4.1 表面處理方法對中止燃燒時間和壓力上升速率的影響
3種不同表面處理方法制備的粘結壓實藥柱在變?nèi)葜兄谷紵^程的壓力－時間曲線如圖2所示。
從圖2可以看出，與對比樣散裝藥相比，3種表面處理方法涂覆的壓實藥的點火延遲及達到中止壓力的燃燒時間明顯滯后，這是由壓實藥柱燃燒特性決定的。壓實藥柱表面涂覆后，存在涂覆外層，當表面處理外層燃完后，在燃氣壓力作用下內(nèi)層開始分裂、解體，藥柱進入碎粒燃燒階段。自由散裝藥顯然沒有類似于壓實藥柱外層分裂和解體燃燒過程，同等條件下，壓力上升時間更短。
圖2 不同表面處理方法制得壓實藥柱中止燃燒的壓力－時間曲線
3種表面涂覆方法得到的壓實藥柱達到中止壓力的燃燒時間顯著不同。與硝化棉膠涂覆的粘結壓實藥柱達到中止壓力的燃燒時間（4.5ms）相比，添加點火敏化劑的涂覆膠制成的壓實藥柱達到中止壓力的燃燒時間明顯縮短（3.8ms），而表面鈍感處理壓實藥柱達到中止壓力的燃燒時間最長（4.8ms）。添加敏化劑的樣品，表層點火容易，燃氣生成速率較快，快速的燃燒氣流對藥柱內(nèi)層具有沖擊作用，藥柱內(nèi)層分裂解體后達到中止壓力時的燃燒時間較短。而鈍感處理的壓實藥柱達到中止壓力時的燃燒時間則較長。這與文獻中關于表層處理方法對解體和定容中止燃燒性能的研究結論是一致的［20］。
圖3是這些樣品的壓力上升速率曲線圖。
圖3 不同表面處理方法制得壓實藥柱中止燃燒的dp／dt－t曲線
從圖3可以看出，與散裝藥相比，3種表面處理方法涂覆的壓實藥的壓力上升速率明顯不同。散裝藥沒有壓實以及表面涂覆，點火后，燃氣生成速率很快，達到峰值的時間也很短，約2.2ms。
純的硝化棉膠涂覆的壓實藥柱的壓力上升速率和燃燒時間介于另外2種樣品之間。值得提出的是，添加點火敏化劑的涂覆膠制成的壓實藥柱，開始點火時的燃氣生成速率比涂覆硝化棉膠及鈍感膠的粘結壓實藥柱明顯較高，表明樣品外層容易點火，并沒有出現(xiàn)像另外2種樣品的dp／dt曲線中在時間1.1～1.3ms時出現(xiàn)的轉(zhuǎn)折點。該轉(zhuǎn)折點與粘結壓實藥柱的外層和內(nèi)層分裂燃燒有關。內(nèi)層分裂解體后，燃面突增，壓力上升速率也急劇增加，進而形成該轉(zhuǎn)折點。純的硝化棉膠涂覆的樣品的轉(zhuǎn)折點大約位于1.1ms處，鈍感處理的樣品能延遲該轉(zhuǎn)折點出現(xiàn)的時間，此時的轉(zhuǎn)折時間為1.3ms。一旦外層燃完，內(nèi)層分裂解體，粘結壓實藥柱就進入碎粒燃燒階段，藥柱燃速就與原來藥粒的燃速一致了。在此階段，后期壓力上升率的斜率大致相同，這三者的燃速就趨于一致了。
4.2 動態(tài)燃燒漸增性的討論
文獻中有很多燃燒漸增性的討論，絕大部分是基于定容燃燒試驗。主要的判斷評價方法有氣體生成猛度法［22］、動態(tài)活性法［23－24］（包括王瓊林根據(jù)動態(tài)活性曲線計算得到的綜合參量評價法）以及根據(jù)發(fā)射藥的燃氣生成速率相對于相對沖量分數(shù)曲線提出的燃燒漸增性評價的新方法等［25－26］。
對于變?nèi)萑紵囼?，典型的如火炮裝藥射擊過程，經(jīng)典內(nèi)彈道理論依據(jù)射擊全過程的壓力－時間曲線提出藥室容積充滿系數(shù)ηg，其大小可以表征發(fā)射藥裝藥燃燒漸增性。由于涉及到裝藥實際射擊試驗，試驗成本較高、耗時也長，該評價方法的廣泛應用受到較大限制。因此模擬試驗就尤為必要。
傳統(tǒng)的密閉爆發(fā)器等定容燃燒試驗燃燒漸增性的評定方法均是建立在發(fā)射藥靜態(tài)燃燒與動態(tài)燃燒可類同的相似假設基礎上，很難符合實際應用情況。
變?nèi)萑紵兄乖囼炛校瑥椡桦x開出彈壓螺時藥粒并沒有燃完，試驗中測得的壓力－時間曲線類似于密閉爆發(fā)器試驗中的S形曲線，與火炮實際射擊試驗中測得的壓力－時間曲線有所不同，因此所謂的充滿系數(shù)概念就難以實用，需要借鑒和拓展密閉爆發(fā)器試驗中的數(shù)據(jù)處理方法。
動態(tài)活性L和相對壓力B的定義為
式中：pi為燃燒實時壓力，pm為最大壓力。動態(tài)活性是在當?shù)貕毫l件下單位壓力下的壓力變化速率，它反映了發(fā)射藥在燃燒條件下燃氣的生成特性及燃燒速度特性。
根據(jù)定容燃燒試驗的燃氣狀態(tài)方程推導出的結論：
式中：
式中：ψ為燃氣生成量，ρp為發(fā)射藥密度，α為發(fā)射藥余容，f為發(fā)射藥火藥力，β為壓力pi的弱函數(shù)。對常見發(fā)射藥，壓力從0變化到250MPa（Δ＝0.2g·cm－3），β從1.0變化到1.09，變化很小。
特別地，當燃速定律符合正比式時，L的變化基本反映了線性燃速系數(shù)a和燃燒面積對氣體生成量的綜合影響；B基本反映了發(fā)射藥已燃質(zhì)量百分數(shù)的變化［27］。因此L－B曲線同氣體生成猛度Γ－ψ曲線一樣，反映了發(fā)射藥燃燒的漸增性。這也是動態(tài)活性在定容試驗中作為燃燒漸增性判據(jù)的重要原因。
但是，在變?nèi)菰囼炛星闆r就不同了。首先，燃氣所適用的定容燃氣狀態(tài)方程不能照搬到變?nèi)菰囼炛?，動態(tài)活性與氣體生成猛度或燃氣生成速率的概念不再類同。其次，根據(jù)經(jīng)典內(nèi)彈道理論燃燒漸增性評價標準，藥室容積充滿系數(shù)直接與膛內(nèi)壓力－時間曲線的平緩性相關。
根據(jù)經(jīng)典內(nèi)彈道分析，變?nèi)萆鋼粼囼炛械娜細鈮毫Φ淖兓?guī)律有如下的方程式：
式中：lψ為藥室自由容積縮徑長，l為彈丸行程，m為裝藥量，Δ為裝藥密度，v為彈丸速度，γ為比熱比，S為彈丸橫截面積。
從式（7）可以看出，變?nèi)萑紵^程的燃氣壓力變化規(guī)律與裝藥氣體生成速率和彈丸運動速度這2個因素有關。當燃氣生成猛烈時，dψ／dt增大，從而使dp／dt增大，表明壓力上升較快。而彈丸的運動速度則使壓力下降，v越大，彈后空間增長越大，從而使dp／dt減小。按經(jīng)典內(nèi)彈道的表述，顯然本文的變?nèi)葜兄乖囼灥膲毫Γ瓡r間曲線位于整個射擊過程的前期和第一時期最大壓力前的早期階段。此時，彈丸剛開始擠進，速度加快，燃燒室內(nèi)還未達到燃燒最大壓力。這是與火炮射擊過程的起始階段有區(qū)別的?；鹋谏鋼暨^程的起始階段燃燒室內(nèi)壓力上升的主要矛盾是氣體生成速率dψ／dt。
然而，根據(jù)動態(tài)活性的定義和變?nèi)萑紵膶嶋H，評價這一階段的燃燒漸增性仍然可以移植動態(tài)活性概念，它較為簡單方便，也能反映燃燒實際狀況。因為動態(tài)活性是衡量壓力上升速率的一個變量，它能較好地符合動態(tài)燃燒中壓力上升的實際情況［28］。
圖4是這3種表面處理方法涂覆的粘結壓實藥柱的動態(tài)活性曲線。
圖4 不同表面處理方法制得壓實藥柱中止燃燒的L－B曲線
從圖4可以看出，與自由散裝藥相比，經(jīng)表面處理后的粘結壓實裝藥的起始動態(tài)活性都能得到有效抑制，具有漸增性燃燒的特點。與純的硝化棉膠涂覆的粘結壓實藥柱相比，添加敏化劑的涂覆膠處理的粘結壓實藥柱的起始動態(tài)活性有所提高，這與圖2中的壓力－時間曲線所表明的燃燒特征是一致的；鈍感處理后，峰值動態(tài)活性有所降低，燃燒漸增性最好。這也與密閉爆發(fā)器燃燒試驗的結果一致［19］。
4.3 粘結壓實藥柱藥粒破碎和發(fā)射安全問題
通過回收的藥粒能觀察到藥柱在分裂、解體和解體后藥粒在點火燃燒沖擊過程中的受力情況。由于是小粒藥粘結，根據(jù)表面處理方法的不同，最終回收得到的樣品只是碎粒聚集體和單獨的一個個小藥粒，并沒有出現(xiàn)藥粒碎裂情況，鈍感處理后的樣品抗沖擊能力也較強，可以參考作者文獻中的圖片［19］。
從以上的壓力－時間曲線也可以看出，粘結壓實裝藥起始階段的燃燒總體是平穩(wěn)的，試驗發(fā)射和軟回收過程是安全的。
5 結論
①設計的粘結壓實裝藥變?nèi)萑紵囼炑b置能模擬壓實裝藥變?nèi)萑紵兄乖囼炦^程，觀察回收的未燃完藥粒破碎情況并評定燃燒過程的安全性能，證明達到了預定的試驗目的。
②與散裝藥相比，3種表面處理方法涂覆的壓實藥的點火延遲及達到中止壓力的燃燒時間明顯滯后。表面處理的粘結壓實藥柱存在著外層—分裂解體—碎裂燃燒階段。與純的硝化棉膠涂覆的粘結壓實藥柱相比，添加點火敏化劑的涂覆層處理的藥柱點火相對容易，鈍感處理樣品則較難。藥柱分裂和解體后，三者的壓力上升速率趨于一致，表面進入到碎裂燃燒階段，三者表觀燃速趨于一致。
③基于當?shù)貕毫Φ膭討B(tài)活性概念能描述變?nèi)萑紵鹗茧A段的燃燒漸增性大小。合理的表面處理方法能有效抑制粘結壓實藥柱的起始燃氣生成速率，提高燃燒漸增性。表面鈍感處理的粘結壓實藥柱的燃燒漸增性最好。
④由回收藥粒的觀察和試驗過程記錄的壓力－時間曲線可知，粘結壓實裝藥起始階段的燃燒總體是平穩(wěn)的，試驗和軟回收過程是安全的。
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