戴湘暉，王可慧，沈子楷，段 建，李 明，古仁紅，李鵬杰，楊 慧，柯 明，周 剛

（西北核技術研究院，陜西 西安 710024）

現(xiàn)代戰(zhàn)爭對彈藥的熱安全性要求越來越高，必須保證其在貯存、運輸、裝卸和使用過程中絕對安全，不能發(fā)生點火乃至爆炸等嚴重事故，并在使用壽命周期內(nèi)不得降低其安全性?？救紝嶒炇菣z驗和評估彈藥熱安全性的重要手段，根據(jù)考核目的不同分為快速和慢速烤燃實驗。侵徹彈體快速烤燃實驗一般按照相應標準進行考核，需要將其置于飛機燃油火焰中加熱至少15 min（燃油點火后30 s 內(nèi)，火焰溫度達到537 ℃），要求5 min 內(nèi)不發(fā)生爆燃和爆炸，5～15 min 內(nèi)不發(fā)生爆炸[1]。

關于彈藥快速烤燃安全特性研究已有諸多報道。Witherell 等[2]對30 mm 口徑的炮用燃燒彈進行了快速烤燃實驗；Tringe 等[3]通過烤燃實驗對比分析了LX-10 和PBX-9 501 兩種炸藥的響應差異，結果表明黏結劑差異導致點火位置不同，并最終決定著響應劇烈程度的差異；Gross 等[4]采用動力學模型模擬了封閉HMX 炸藥在快速烤燃作用下的瞬態(tài)行為，預測的炸藥點火時間與實驗結果吻合較好。張旭等[5]采用推進劑的燃燒火焰作為加載源，對2 mm 厚鋼殼約束的三鞍基三硝基苯（TATB）基高聚物黏結炸藥（PBX）進行了小尺寸快速烤燃實驗；程波等[6]采用快速烤燃實驗研究了不同約束強度對單質(zhì)炸藥2,6 二氨基-3,5 二硝基吡啶-1-氧化物（ANPyO, 23 g）安全性的影響；陳科全等[7]利用自行設計的烤燃實驗裝置，研究了厚殼體強約束下熔鑄RHT-1 和澆注GHL-1 炸藥的快速烤燃特性。李亮亮等[8-9]選取HMX 基含Al 炸藥（HAE）裝藥為研究對象，并采用頭部半球型和尾部圓柱形結合的結構模擬真實彈體裝藥，研究了不同外殼涂層材料與不同導熱系數(shù)的包覆層材料對HAE 炸藥裝藥快速烤燃時間及響應結果的影響；孫培培等[10-11]對不同殼體直徑與不同殼體約束的TNT 與PBXN-109 兩種炸藥進行了快速烤燃實驗，研究了殼體參數(shù)變化對炸藥快速烤燃特性的影響。徐雙培等[12]、智小琦等[13]、安強等[14]分別研究了密封性、密封結構、裝藥密度對鈍化黑索今（RDX）基裝藥（質(zhì)量約20 g）快速烤燃特性的影響；劉子德等[15]研究了不同藥量的2,4-二硝基苯甲醚（DNAN）基熔鑄炸藥的快速烤燃特性，并分析了熔鑄混合炸藥的熱反應特征。劉靜等[16]基于可燃藥盒材料和單基藥的化學反應機理，建立了模塊裝藥的二維非穩(wěn)態(tài)烤燃模型，分析了模塊裝藥在外界升溫速率為1～10 K/min 下的快速烤燃響應特性；李文鳳等[17]基于高氯酸銨（AP）/端羥基聚丁二烯（HTPB）底排藥兩步化學反應機理，建立了底排裝置的二維非穩(wěn)態(tài)烤燃模型，分析了其在1、5、10 K/min 加熱速率下的快速烤燃響應特性。

上述文獻主要研究了小裝藥量簡易彈體的快速烤燃響應特性，而大尺寸侵徹彈體質(zhì)量為100 kg 量級，鋼殼厚度為幾十毫米，裝藥量高達幾十千克，由于存在尺寸效應，這種小尺寸簡易彈體不能真實反應大尺寸侵徹彈體的快速烤燃響應特性。因此，仍需進一步開展大尺寸侵徹彈體的快速烤燃實驗研究，為其快速烤燃安全特性評估提供實驗數(shù)據(jù)及技術支持。本文中設計整套快速烤燃實驗裝置，保證彈體在537 ℃的高溫中加熱時間不少于15 min，記錄了整個實驗過程，獲取了快速烤燃溫度時程曲線，并對實驗后現(xiàn)場破壞情況、彈體反射沖擊波超壓峰值、反應機理及響應類型進行了分析，給出該侵徹彈體快速烤燃安全特性結論。

1 實 驗

1.1 彈體設計

彈體為卵形頭部、圓柱彈身結構，由殼體、裝藥、面漆、尾蓋和堵蓋組成，如圖1 所示，總質(zhì)量290 kg。殼體和尾蓋材料均為35CrMnSiA 高強鋼，主裝藥為HA-3 澆注型溫壓炸藥，面漆為CLGM 型草綠色漆，堵蓋材料為2A12 鋁合金。HA-3 溫壓炸藥澆注于殼體內(nèi)腔中，尾蓋與殼體通過粗牙螺紋連接，并在外螺紋上涂硫化硅橡膠進行密封，4 個堵蓋通過螺紋沿圓周均勻安裝在尾蓋上。彈體長度1 250 mm、外徑242.4 mm，內(nèi)腔直徑194 mm，面漆厚度0.2 mm。

HA-3 是一種以HMX 為基的富金屬燃料型抗過載澆注溫壓炸藥，具有良好的低易損性能，密度1.84 g/cm3，當量為1.8 倍TNT。彈體裝藥量35.3 kg，裝藥TNT 當量63.54 kg。

殼體力學性能參數(shù)通過對隨爐熱處理試樣的檢測獲得。采用4 組標準試樣分別綁在殼體頭部、身部和尾部不同位置，與殼體隨爐進行熱處理。采用電子萬能實驗機、沖擊試驗機、三點彎曲試驗機分別對拉伸試樣、沖擊試樣、斷裂韌性試樣進行實驗，如圖2 所示。

圖1 彈體結構示意圖Fig.1 Schematic diagram of experimental penetrator structure

表1 為隨爐試樣力學性能檢測結果，4 組隨爐試樣的力學性能參數(shù)基本一致，說明殼體熱處理較為均勻，屈服強度平均值為1 354.0 MPa，沖擊功平均值為67.0 J。

圖2 試樣力學性能檢測Fig.2 Testing of mechanical properties of samples

表1 隨爐試樣力學性能檢測結果Table 1 Mechanical properties of heat treatment specimens

1.2 實驗方案設計

快速烤燃實驗裝置主要由侵徹彈體、快烤池、測溫熱電偶、溫度記錄儀、壁面沖擊波超壓傳感器、視頻監(jiān)控器、見證鋼板等組成，實驗現(xiàn)場布局如圖3 所示?？炜境夭捎?5 優(yōu)質(zhì)碳素結構鋼焊接而成，長1.8 m、寬0.65 m、高1.8 m；測溫熱電偶采用K 類熱電偶；溫度記錄儀選用日本島電生產(chǎn)的MR13 型號，可連續(xù)記錄實驗過程中的溫度時程曲線；壁面沖擊波超壓傳感器選用YD-205 型壓電式壓力傳感器，搭配HY5853 型電荷放大器進行反射沖擊波超壓測量；視頻監(jiān)控選用?？低旸S-IPC-B12-1/POE 攝像機。

將快烤池放置于實驗場中央，依次在快烤池中注入40 mm 深的水和140 mm 深的航空燃油；用鋼絲繩和鐵環(huán)將彈體水平吊裝在快烤池上方支架上，彈軸距燃油液面的高度為400 mm；在地面距彈體質(zhì)心水平距離r = 7 m 的圓周上布置3 個壁面沖擊波超壓傳感器，順時針依次為傳感器1、2 和3，測量彈體反應時的反射沖擊波超壓，Ф為沖擊波入射角；在彈體表面沿圓周方向均布4 個熱電偶，前、后、上、下位置分別為熱電偶1、2、3 和4，將其與溫度記錄儀連接并對彈體表面溫度進行實時采集，每秒鐘采集2 次數(shù)據(jù)；在距彈體質(zhì)心20 m 處布置3 路視頻監(jiān)控器，對實驗過程進行全程攝像，拍攝速度為2 s?1；在烤燃箱左、右、后3 個方向布置2 mm 厚的見證鋼板，獲取彈體破片著靶數(shù)量和穿孔大小。

圖3 快速烤燃實驗現(xiàn)場布局Fig.3 Layout of fast cook-off experiment

2 實驗結果與分析

2.1 彈體加熱過程分析

圖4 快速烤燃實驗過程錄像Fig.4 Photographs of fast cook-off experiment

圖4 為快速烤燃實驗過程錄像。采用黑火藥和點火頭做成的點火藥包遠程點燃航空燃油，點火時刻計為0 min 0 s；從0 min 27 s 開始，航空燃油燃燒較為充分，火焰基本包裹整個彈體；彈體在16 min 31 s 發(fā)生反應，將現(xiàn)場破壞。由于實驗現(xiàn)場有些許微風，火焰長時間被風裹挾著集聚在彈體后部與見證鋼板之間，彈體正面火焰相對稀散。

圖5 為熱電偶獲取的彈體表面溫度時程曲線。從0 min 0 s 開始，彈體表面溫度呈線性升高，在第27 s 時，彈體后方（對應測溫熱電偶2）和下方（對應測溫熱電偶4）溫度達到537 ℃，之后均保持在537 ℃以上，在16 min 31 s 時，溫度曲線終止，537 ℃以上的加熱時間為16 min 4 s。4 個熱電偶測到的溫度略有差異，熱電偶4 獲取的溫度最高，峰值接近900 ℃，其次為熱電偶2，峰值接近800 ℃，熱電偶1、3 獲取的溫度基本低于537 ℃。造成這種現(xiàn)象的原因主要有3 個：（1）火焰從快烤池最先到達彈體下方，火焰集中且散熱較少，因此溫度最高；（2）由于實驗現(xiàn)場有風，彈體前方?jīng)]有見證鋼板遮擋，火焰被風裹挾著集聚在彈體后部與見證鋼板之間，造成彈體前方加熱稀散而后方加熱充分；（3）由于彈體為圓柱狀，火焰需繞過彈體圓周才能到達正上方，造成彈體上方火焰始終不是很充足，溫度低于其他位置。

圖5 彈體表面溫度時程曲線Fig.5 Temperature-time curves on the penetration surface

2.2 實驗后現(xiàn)場破壞情況分析

圖6 為快速烤燃實驗后的現(xiàn)場照片。快烤池和見證鋼板被掀離現(xiàn)場，視頻監(jiān)控器在原位保持完好，現(xiàn)場未見明顯炸坑；快烤池結構基本完整，立柱和橫梁有明顯的彎曲變形，見證鋼板發(fā)生較大彎曲變形甚至折疊；在快烤池及見證鋼板上均未發(fā)現(xiàn)破片穿孔及撞擊痕跡；實驗現(xiàn)場未能回收到殼體破片和彈體殘骸，但實驗人員從掩體中清晰觀測到彈體反應后，帶著火光從上偏后的方向飛離現(xiàn)場。

圖6 快速烤燃實驗后現(xiàn)場照片F(xiàn)ig.6 Pose-test photographs of experimental site

2.3 反射沖擊波超壓峰值分析

壁面沖擊波超壓傳感器測得的是反射沖擊波超壓。3 個傳感器均成功獲取數(shù)據(jù)，結果如圖7 所示。3 個傳感器測得的反射沖擊波超壓波形極為相似，正壓持續(xù)時間約4 ms，超壓峰值也較為接近，算術平均值為33.622 kPa。

侵徹彈體在空氣中爆炸產(chǎn)生的反射沖擊波超壓峰值一般采用我國國防工程設計規(guī)范中規(guī)定的經(jīng)驗公式進行計算[18]。對于圓柱形殼體裝藥，殼體破壞耗能后留給爆炸產(chǎn)物的等效裸露炸藥的TNT 當量為：

式中：ω 為實際裝藥當量；α 為裝填系數(shù)，即裝藥質(zhì)量與彈體質(zhì)量的比值；γ 為炸藥的多方指數(shù)；r0為裝藥半徑，rm為破片達到最大速度時的半徑，對于鋼殼可近似取rm= 1.5r0。

在空氣中爆炸產(chǎn)生的自由場沖擊波超壓峰值：

式中：Δp 的單位為kPa；R'為比例距離，單位為m/kg1/3，其表達式如下：

其中R 為沖擊波超壓傳感器距爆心的距離，單位為m。

壁面反射沖擊波超壓峰值：

式中：Ф為沖擊波入射角，即測點和彈體質(zhì)心之間連線與豎直方向的夾角，如圖2 所示。

圖7 反射沖擊波超壓結果Fig.7 Data of the reflected shock wave overpressure

該侵徹彈體在空氣中靜爆（完全爆轟，質(zhì)心距地面高度2.5 m）時，測得7 m 處的反射沖擊波超壓峰值為290、240、280、280 和250 kPa，算術平均值為268 kPa。根據(jù)該彈體在空氣中靜爆獲取的反射沖擊波超壓峰值數(shù)據(jù)，對式（1）～（4）中相關參數(shù)進行修正，并采用修正后的經(jīng)驗公式計算出該侵徹彈體在本實驗條件下完全爆轟產(chǎn)生的反射沖擊波超壓峰值，結果如圖8 所示。反射沖擊波超壓峰值隨距離增大呈指數(shù)衰減，7 m 處的反射沖擊波超壓峰值為247.2 kPa，為實驗測量值的7.35 倍，說明只有少量炸藥參與了劇烈反應，大部分裝藥消耗于燃燒過程或未參與反應。

圖8 彈體完全爆轟對應的反射沖擊波超壓峰值曲線Fig.8 Peak values of the reflected shock wave overpressure vs. distance in case of penetrator complete detonation

2.4 彈體快速烤燃反應機理分析

彈體快速烤燃反應機理分析如下：（1）侵徹彈體在持續(xù)高溫加熱下，炸藥表層溫度受殼體熱傳導后快速升高并誘發(fā)炸藥發(fā)生分解反應，短時間內(nèi)在炸藥表面形成一種過熱作用，并在炸藥表層密度間斷處形成許多熱點，熱點附近的炸藥晶粒發(fā)生快速的化學反應，生成氣體產(chǎn)物，隨后以熱點為中心，以燃燒或爆燃的形式急速擴展；（2）彈體下方受熱集中且溫度最高，該處炸藥最先產(chǎn)生熱點，另外，由于侵徹彈體殼體材料強度較高、厚度較大且密封良好，產(chǎn)生的熱量和高溫高壓氣體產(chǎn)物逐漸積聚，造成壓力迅速上升，壓力的增加又反過來導致炸藥的反應速率和能量釋放速率加快；（3）當殼體內(nèi)氣壓超過承受極限時，平衡被打破，殼體下部被脹裂，高溫高壓氣體通過裂縫快速泄壓，造成實驗現(xiàn)場被嚴重破壞，同時快速泄露的高溫高壓氣體助推彈體從上方飛離現(xiàn)場。

2.5 彈體快速烤燃響應類型分析

根據(jù)美軍標MIL-STD-2105D 對鈍感彈藥反應的評估標準，將響應類型分為6 個等級：Ⅰ級為爆轟反應；Ⅱ級為部分爆轟反應；Ⅲ級為爆炸反應；Ⅳ級為爆燃反應；Ⅴ級為燃燒反應；Ⅵ級為無響應[1]。

彈體快速烤燃響應類型由反射沖擊波超壓峰值和實驗后現(xiàn)場的破壞情況進行綜合分析確定。首先，實驗獲取的反射沖擊波超壓峰值要遠小于該彈體在空氣中靜爆的超壓峰值，可以排除完全爆轟；其次，實驗現(xiàn)場未回收到殼體破片和破片撞擊見證鋼板和快烤池的痕跡，可以排除爆轟和爆炸；最后，實驗現(xiàn)場快烤池和見證鋼板均被掀離現(xiàn)場，并遭受了不同程度的變形損傷，說明彈體反應有一定的劇烈程度，不應是燃燒應有的特性，應該發(fā)生了比燃燒更為劇烈的反應。綜合以上分析結果并對照響應類型的等級，將侵徹彈體的快速烤燃響應類型定性為Ⅳ級爆燃反應。

3 討 論

（1）根據(jù)馮曉軍等[19]、荊松吉等[20]和Octávia 等[21]的研究，發(fā)現(xiàn)隨著彈體尺寸的增大，其烤燃反應對應的溫度、時間及響應等級都會增大；另外，根據(jù)程波等[6]、孫培培等[10-11]的研究發(fā)現(xiàn)，殼體的約束條件，包括殼體自身的結構強度和部件的連接強度對快速烤燃響應特性也有重大影響，殼體約束越強，響應等級也越高。在進行實際工程設計時，殼體自身的結構強度通過尺寸縮比可以保證等效縮放，但是連接強度尤其是螺紋的連接強度則很難實現(xiàn)等效縮放，因此，想要完全消除尺寸效應的影響在工程上是很難實現(xiàn)的，這也是必須開展大尺寸彈體快速烤燃實驗的意義所在。但是，可以盡量從尺寸、連接強度等方面進行嚴格縮放，以減小尺寸效應的影響，使得縮比實驗結果更具參考價值，進而獲得一些定性的推論，為大尺寸彈體快速烤燃特性研究提供技術支持。

（2）本文的實驗設計存在兩個方面的不足：①為了記錄實驗過程，彈體前方預留出了拍攝窗口，沒有任何東西遮擋，導致火焰長時間被風裹挾著集聚在彈體后方，從而造成彈體加熱不均勻，彈體表面溫度前方明顯要低于后方，一定程度上影響了實驗結果的有效性；②由于視頻監(jiān)控的拍攝速度太低（2 f/s），而彈體反應的時間為毫秒量級，視頻監(jiān)控沒有清晰記錄下彈體反應過程的物理圖像，從而缺少直觀證明彈體反應類型的有利證據(jù)?；趯嶒炘O計存在的不足，提出以下建議供后續(xù)類似實驗參考：①針對現(xiàn)場有風的情況，可以在彈體前方放置一塊有機玻璃，既能遮風也不影響實驗過程拍攝，充分提高實驗結果的有效性；②架設高速攝像機重點拍攝彈體反應過程的物理圖像，拍攝速度可以設置為4 000～8 000 s?1量級，并將高速觸發(fā)線綁在見證鋼板外圍，通過彈體反應產(chǎn)生的沖擊波或破片扯斷觸發(fā)線，進而存儲觸發(fā)前后一段時間的圖像，獲取直觀判斷彈體響應類型的有利證據(jù)。

（3）本文中雖然是針對某特定侵徹彈體開展的快速烤燃安全特性實驗研究，但目前侵徹彈體很多都是300 kg 量級，彈體結構、殼體原材料、殼體壁厚、裝藥量均較為相似，因此，不管是實驗方法還是實驗結果都具有一定的代表性，對于100 kg 量級侵徹彈體快速烤燃安全特性實驗設計及結果評判具有一定的指導意義，對于侵徹彈體快速烤燃安全特性理論及數(shù)值模擬研究同樣具有重要的參考價值。

4 結 論

設計并開展了大尺寸侵徹彈體快速烤燃實驗，對彈體快速烤燃過程、實驗后現(xiàn)場破壞情況、反射沖擊波超壓峰值、彈體反應機理及響應類型進行了詳細分析。主要結論如下：

（1）彈體在537 ℃高溫中加熱16 min 4 s 后發(fā)生劇烈反應，其內(nèi)腔下方裝藥產(chǎn)生的高溫高壓氣體將殼體撕裂并完成快速泄壓，在7 m 處獲取反射沖擊波超壓峰值為33.622 kPa，遠小于該彈體在空氣中完全爆轟產(chǎn)生的沖擊波超壓峰值；

（2）綜合判定該侵徹彈體快速烤燃響應類型為Ⅳ級爆燃反應，滿足標準中對應的快速烤燃安全特性要求。

感謝西安近代化學研究所陳君高級工程師在實驗裝置的設計及加工過程中給予的幫助；感謝中國兵器工業(yè)實驗測試研究院柯文研究員、劉建榮高級工程師和史偉高級工程師在沖擊波測量過程中提供的技術支持。