李 延，王 偉，張雷雷，王在成，姜春蘭

（1. 北京理工大學 爆炸科學與技術國家重點試驗室，北京 100081；2. 北京航天長征飛行器研究所，北京 100076）

1 引言

聚四氟乙烯基（PTFE）基含能材料在聚能裝藥方面的應用，為提高射流侵徹后效作用提供了新的技術途徑，受到國內(nèi)外學者的廣泛關注。與傳統(tǒng)金屬射流不同，含能射流可對目標實現(xiàn)動能和化學能聯(lián)合毀傷。在 毀 傷效應 方 面，Baker［1］、Daniels［2］、肖 建 光［3］等 通 過PTFE基含能藥型罩聚能裝藥毀傷混凝土類目標試驗，發(fā)現(xiàn)射流在侵靶同時會發(fā)生內(nèi)爆效應，提升對目標的結構毀傷效果；辛春亮［4］、萬文乾［5］、張雪朋［6-7］開展了PTFE基含能藥型罩射流侵徹裝甲類目標試驗，發(fā)現(xiàn)射流穿透鋼靶后具有明顯后效作用。在射流成型方面，曹辰［8］、王永志［9］、陳杰［10］開展了PTFE 基含能藥型罩射流成型數(shù)值模擬，獲得射流成型規(guī)律，并通過X 光攝像試驗，證明與傳統(tǒng)射流相比，PTFE 基含能射流具有發(fā)散性。

從國內(nèi)外公開發(fā)表的文獻來看，有關PTFE 基藥型罩的研究主要集中在射流對不同目標的毀傷效應及射流的成型特性，而有關射流在成型過程中動態(tài)釋能特性的研究仍然較少。射流的動態(tài)釋能關系到射流對目標靶的侵爆毀傷效果，為此，采用靜爆試驗與理論分析相結合的方法，對PTFE 基藥型罩的射流釋能特性開展研究，研究結果對于含能藥型罩的設計和威力評估具有一定的參考價值。

2 含能射流釋能測試試驗

2.1 試驗測試系統(tǒng)

為了研究PTFE 基含能藥型罩射流釋能特性，設計了如圖1a 所示試驗測試系統(tǒng)，主要包括含能藥型罩聚能裝藥、防護板、密閉測試罐、蓋板及超壓測試系統(tǒng)（包括壓力傳感器、動態(tài)應變儀、波形存儲器）。傳感器選用中國航天空氣動力技術研究院研制的AK-1 應變式壓力傳感器，量程10 MPa。蓋板為4 mm 厚鋼板，由螺栓將其與密閉測試罐固定在一起，二者之間由橡膠墊密封。罐體側壁裝有應變式壓力傳感器，連接動態(tài)應變儀和波形存儲器，測試罐體內(nèi)部超壓。為了降低炸藥爆炸產(chǎn)生空氣沖擊波及爆轟產(chǎn)物對壓力傳感器的影響，在罐體上方設有防護板，含能藥型罩聚能裝藥垂直置于防護板中央，距離蓋板1 倍炸高，為了便于含能侵徹體通過，在防護板中心位置開有Φ40 mm 的圓孔。密閉測試罐壁容積25 L，試驗現(xiàn)場布置如圖1b 所示。此外，在試驗過程中，使用高速攝影儀進行同步拍攝，記錄試驗現(xiàn)象，拍攝頻率設為20000 幀/s。

圖1 試驗測試系統(tǒng)及現(xiàn)場布置Fig.1 Schematic diagram and physical picture of test arrangement

2.2 試驗方案

以PTFE/Ti/W 含能藥型罩為研究對象，藥型罩結構為圓錐形，錐角60°，口徑（CD）40 mm，主裝藥高度1.25 CD，質量約85 g。試驗共分為三組，第一組（方案1、方案7）以惰性鋁罩為參照，探索含能藥型罩的釋能屬性；第二組（方案1、方案2、方案3、方案4）在一定藥型罩質量條件下，研究W 含量對射流釋能的影響，第三組（方案1、方案5、方案6）以未添加W 粉的含能罩為對象，研究藥型罩質量對射流釋能的影響，具體試驗方案如表1 所示，其中含能藥型罩中PTFE 和Ti 的相對質量始終遵循零氧平衡下PTFE/Ti 熱化學方程式。

表1 試驗方案Table 1 Test plan

3 試驗測試結果與分析

3.1 高速攝像結果與分析

含能罩與鋁罩聚能裝藥在不同時刻的靜爆圖像如表2 所示，可以看出，在靜爆過程中，除了炸藥爆炸產(chǎn)生的火光之外，測試罐上方還出現(xiàn)一股向上噴射的火光，這是由于罐內(nèi)高溫高壓氣體從蓋板穿孔泄出而造成的。從火光程度上來看，含能射流產(chǎn)生的火光更為明亮，且范圍較大，持續(xù)時間較長，達到了20 ms 以上，相比之下，鋁射流產(chǎn)生的火光較為微弱，持續(xù)時間較短，在20 ms 時火光就已基本消失。由此可以判斷，含能射流在測試罐內(nèi)部發(fā)生了強烈的放熱化學反應，釋放出大量能量。而惰性鋁罩之所以也噴射出小股火光，分析認為，這是由于在靜爆過程中，少量爆轟產(chǎn)物會不可避免的跟隨射流進入罐體內(nèi)部，形成超壓，引發(fā)泄壓效應。

表2 含能罩與鋁罩靜爆試驗對比Table 2 Test comparison of energetic and aluminum liners

此外，不同W 含量含能罩的靜爆圖像如表3 所示。可見，隨著W 含量的增加，泄壓產(chǎn)生的火光整體呈現(xiàn)出削弱的趨勢，火光范圍減小，持續(xù)時間縮短，射流釋能效應減弱，這也說明了W 粉在射流成型過程中保持了較高的惰性，不會或很少參與到化學反應當中；不同質量含能罩的靜爆圖像如表4 所示，隨著藥型罩質量的增加，藥型罩攜帶含能材料增多，泄壓火光整體呈現(xiàn)出增強的趨勢，射流釋能效應增強。

表3 不同W 含量含能罩靜爆試驗對比Table 3 Test comparison of energetic liner with different W contents

表4 不同質量含能罩靜爆試驗對比Table 4 Test comparison of energetic liners with different masses

3.2 動態(tài)超壓結果與分析

含能射流在密閉測試罐內(nèi)釋能產(chǎn)生超壓效應，超壓測試系統(tǒng)測得典型實際壓力如圖2 黑線所示，可以看出，壓力在3 ms 內(nèi)上升到最大值，然后開始緩慢下降。在壓力上升與下降過程中均出現(xiàn)規(guī)律性的震蕩，這主要是由于含能射流在測試罐內(nèi)產(chǎn)生的超壓脈沖會不斷地在罐體壁面發(fā)生反射，從而引發(fā)壓力波形震蕩，經(jīng)脈沖多次反射后，罐內(nèi)壓力逐漸趨于均勻，此時，波形震蕩也隨之減弱。實際測試壓力只能代表傳感器位置處的局部瞬態(tài)超壓，為了反映測試罐內(nèi)的宏觀整體超壓，需對試驗測得的壓力曲線進行平滑處理，得到射流釋能的準靜態(tài)超壓-時間曲線，如圖2 紅線所示。

圖2 實際壓力與準靜態(tài)壓力Fig.2 Actual and quasi-static pressures

不同方案下射流釋能準靜態(tài)超壓-時間曲線如圖3 所示。由圖3 可以看出，含能射流超壓在2～4 ms上升到最大值，說明射流在測試罐內(nèi)發(fā)生了強烈的爆燃反應。隨著藥型罩W 含量的增加，超壓峰值從1.06 MPa 下降到了0.78 MPa，如圖3a 所示，射流爆燃效應減弱，另外，隨著藥型罩質量的增加，超壓峰值從0.83 MPa 上升到了1.06 MPa，如圖3b 所示，射流爆燃效應增強。以上兩種變化規(guī)律表明，含能射流的爆燃效應與藥型罩所攜帶含能材料的質量具有明顯的正相關性，這也與泄壓火光強度所呈現(xiàn)出的規(guī)律相吻合。

對于惰性鋁射流來說，測試罐內(nèi)仍然產(chǎn)生了0.20 MPa 的超壓，如圖3c 所示。分析認為，這主要是由于少量炸藥爆轟產(chǎn)物會跟隨射流進入罐體內(nèi)部，另外，炸藥爆炸產(chǎn)生的空氣沖擊波同樣會對超壓測試造成干擾，再有，無論是含能射流還是惰性射流，其動能最終都會向熱能發(fā)生轉換，而這些因素均會造成測試罐內(nèi)部壓力升高。

圖3 射流釋能準靜態(tài)超壓-時間曲線Fig. 3 Quasi-static overpressure-time curves of jet energy release

3.3 射流侵徹蓋板結果與分析

含能罩與鋁罩在靜爆后的蓋板情況如圖4 所示。由圖4 可以看出，鋁罩的蓋板除了中心射流侵徹形成的穿孔外，基本沒有發(fā)生太大變化，而含能罩的蓋板明顯被熏黑，這是由于射流反應生產(chǎn)單質碳附著于蓋板表面。而蓋板外表面被熏黑也說明了部分含能材料并未進入罐體內(nèi)部，而是在蓋板外發(fā)生化學反應。另外，相比于鋁罩的蓋板，含能罩的蓋板發(fā)生了明顯的鼓起現(xiàn)象，這是由于含能射流在罐內(nèi)釋能產(chǎn)生氣體膨脹效應，膨脹氣體作用于蓋板使其發(fā)生變形，將蓋板的鼓起高度記為h（圖5）。試驗數(shù)據(jù)見表5，從表5 可以看出，蓋板的鼓起高度與罐內(nèi)峰值超壓呈現(xiàn)出一定的正相關性，即超壓峰值越高，蓋板鼓起越高。因此蓋板的鼓起高度也從一個側面反映出含能射流的爆燃作功能力。

表5 試驗數(shù)據(jù)統(tǒng)計Table 5 Test data statistics

圖4 試驗后蓋板情況Fig.4 Cover condition after test

圖5 蓋板變形示意圖Fig.5 Cover deformation diagram

4 含能射流密閉容器釋能模型

4.1 射流密閉容器釋能過程

含能射流在密閉容器內(nèi)的釋能過程伴隨著射流爆燃與超壓傳遞，結合試驗現(xiàn)象與數(shù)據(jù)，可以將該過程分為四個階段：射流撞板、反應膨脹、超壓反射以及壓力排泄，如圖6 所示。

圖6 含能射流密閉容器釋能示意圖Fig.6 Schematic diagram of jet energy release in the chamber

首先，含能藥型罩在炸藥爆炸驅動下形成射流，在炸藥強沖擊載荷作用下，含能材料化學反應被激發(fā)，但此時反應程度較低，射流并未發(fā)生明顯膨脹。隨后，射流侵徹蓋板進入密閉容器內(nèi)部，如圖6a 所示，在該過程中，射流受到蓋板的沖擊作用而使得反應被二次激發(fā)，但由于蓋板很薄，沖擊脈沖的持續(xù)時間非常短，而侵徹體較長，因此，只有射流頭部受到短暫沖擊，蓋板對整個射流的激發(fā)作用非常有限。

隨著射流反應的進行，PTFE 不斷解聚生成氣態(tài)C2F4，并與活性Ti 粉發(fā)生氧化還原反應，射流逐漸由凝聚態(tài)轉化為氣態(tài)，射流直徑不斷加粗，體積不斷膨脹，密度不斷降低。當射流整體穿過蓋板進入到容器內(nèi)時，侵徹體的尾裙及部分杵體由于直徑較大，速度較低，無法跟隨射流進入，而是留在穿孔附近，撞擊蓋板，在穿孔周圍形成局部爆燃反應。而進入到容器內(nèi)的射流則發(fā)生強烈的爆燃反應，生成大量熱量和一定量的氣態(tài)產(chǎn)物，并形成爆燃波向四周傳播，如圖6b 所示。

當爆燃波傳至容器壁面時，傳感器被瞬間觸發(fā)，壓力信號急劇上升，動態(tài)超壓達到脈沖峰值1，見圖2。爆燃波經(jīng)壁面反射后，又向容器中心傳去，如圖6c 所示，此時，壓力信號迅速衰減。隨著爆燃波不斷向內(nèi)聚合，容器中心又一次形成了氣體高壓區(qū)，當氣體被壓縮到一定程度時將再次發(fā)生膨脹效應，形成超壓脈沖向容器壁面?zhèn)鞑?，動態(tài)超壓達到脈沖峰值2見圖2，如此往復。

當超壓氣體經(jīng)歷多次膨脹與反射的脈動過程后，容器內(nèi)的氣體分布逐漸趨于均勻，此時，含能射流的化學反應基本結束，容器內(nèi)的超壓震蕩幅度明顯降低，準靜態(tài)壓力達到最大值。高溫高壓氣體不斷從蓋板穿孔泄出，罐內(nèi)壓力逐漸下降，如圖6d 所示。在這一階段，容器內(nèi)各個位置的參數(shù)狀態(tài)基本可以認為是均衡的，僅在蓋板穿孔附近的一小部分半球形區(qū)域內(nèi)呈現(xiàn)梯度變化。

4.2 射流密閉容器釋能計算及分析

假設罐內(nèi)氣體為理想氣體，根據(jù)Ames［11］的理論，氣體熱增率與準靜態(tài)壓力變化率以及泄壓孔處氣體質量變化率之間的關系如（1）式：

其中，Q為氣體熱力學能，J；p1為罐內(nèi)準靜態(tài)壓力，Pa；V為罐體容積，L；γ為氣體絕熱指數(shù)；m為氣體質量，g。PTFE/Ti 反應體系的熱化學方程式如下：

Ti+ ─(C2F4)─→TiF4(s)+ 2C(s)+ 893 kJ·mol-1（A）含能射流在測試罐中發(fā)生爆燃反應時，容器內(nèi)氣體壓力急劇升高，當氣體準靜態(tài)壓力達到最大值時，射流化學反應基本結束。在容器內(nèi)壓力上升的這段時間里，雖然有部分氣體會從蓋板穿孔流出，造成一定的泄壓效應，但由于孔徑很小，且壓力上升時間非常短，因此可以認為在該過程中容器是近似密閉的；另外，由方程（A）可知，含能射流在反應過程中無氣態(tài)產(chǎn)物生成，雖然產(chǎn)物C 會與O2繼續(xù)發(fā)生二次反應生成CO2，但該反應持續(xù)時間較長，大約為數(shù)百毫秒［12］，因此在計算射流爆燃過程中氣體質量變化時，可以忽略二次反應的影響。那么有dmdt= 0，方程（1）可簡化為：

其中，ΔQ為容器內(nèi)氣體熱力學能增量，Δp為準靜態(tài)壓力峰值。

由于壓力上升時間非常短，因此可以忽略升壓階段氣體熱量的散失。在此過程中，氣體熱能增加有以下三個方面原因：（1）含能射流化學反應釋放能量；（2）少量爆轟產(chǎn)物跟隨射流進入罐體內(nèi)部造成氣體內(nèi)能增加；（3）射流的動能向熱能發(fā)生轉換。其中，射流發(fā)生化學反應是最主要的原因，但在計算射流釋能時還需考慮其他因素帶來的影響。為此，可將惰性鋁射流設為參照，含能射流的釋能量ΔE等于氣體熱增量ΔQ減去相同條件下鋁射流產(chǎn)生的氣體熱增量ΔQAl，即：

其中，ET為含能射流的理論釋能量，即藥型罩攜帶含能材料的理論總釋能量，J。由方程（A）可知PTFE/Ti（67.6/32.4）的熱值為6.04 kJ·g-1，進而計算得到各藥型罩的理論釋能量，如表6 所示。

根據(jù)射流釋能計算模型得到不同方案下射流釋能量及釋能效率（表6），可以看出，隨著藥型罩W 含量的提高（方案1，2，3，4），射流釋能量從53.8 kJ 下降到了36.3 kJ，但釋能效率卻從29.7%上升到了66.7%。這主要是由于當藥型罩W 含量提高時，材料密度增加，波阻抗同時會增加，在炸藥驅動下，藥型罩材料內(nèi)部會達到更高的壓力，進而產(chǎn)生更高的沖擊升溫，加劇含能材料的化學反應。另外，由于鎢粉具有較高的硬度，在沖擊作用下會與活性Ti 粉發(fā)生強烈的摩擦，從而增加局部熱點的形成，提高反應的激活程度。

表6 含能射流釋能統(tǒng)計Tab.6 Statistics of jet energy release

此外，隨著藥型罩質量的增加（方案6，5，1），射流釋能從39.4 kJ 上升到了53.8 kJ，但釋能效率卻從50.2%下降到了29.7%。這是由于當藥型罩質量增加時，爆炸產(chǎn)生的沖擊波沿壁厚方向傳播的距離變長，相應的衰減也增加，因此，藥型罩整體承受的驅動壓力降低，反應激發(fā)程度也隨之減弱；另外，藥型罩的壓垮速度降低，在罩壁微元自身擠壓匯合形成射流的過程中，侵徹體內(nèi)部壓力降低。

從以上結果和分析可以看出，含能藥型罩在射流成型過程中的釋能效率大約在29.7%～66.7%。筆者以為，這一數(shù)據(jù)與實際值會存在一定誤差，主要有以下兩方面原因：首先，在上述有關射流釋能行為的分析中已經(jīng)提到，侵徹體的尾裙及杵體直徑較大，且速度較低，無法全部跟隨射流穿過侵孔，進入容器內(nèi)部，部分含能材料會遺留在蓋板外發(fā)生爆燃反應；另外，當測試罐內(nèi)超壓達到最大值時，含能射流的化學反應并沒有完全結束，在泄壓過程中仍有少量含能材料會繼續(xù)發(fā)生化學反應，部分能量甚至會在測試罐外釋放出來，而試驗分析并未考慮超壓峰值后含能射流的釋能，因此本研究所獲得的射流釋能應低于實際值。

5 結論

設計了PTFE 基含能藥型罩聚能裝藥射流釋能測試系統(tǒng)，測試結果揭示了含能射流與惰性射流的釋能差異，獲得含能射流釋能隨藥型罩W 含量及質量的變化規(guī)律，并建立射流釋能計算模型，主要研究成果如下：

（1）含能射流在成型過程中會發(fā)生爆燃反應，形成超壓效應。對于試驗設計方案來說，含能射流在25 L容器中形成的準靜態(tài)超壓峰值介于0.78～1.06 MPa，與傳統(tǒng)鋁射流的0.20 MPa 相比，超壓效果顯著。

（2）含能藥型罩射流釋能受W 含量影響，對于30 g 含能藥型罩，當W 含量由0%提高到70%時，射流釋能量從53.8 kJ 下降到了36.3 kJ，射流釋能效率從29.7%上升到了66.7%。

（3）含能藥型罩射流釋能受藥型罩質量影響，對于PTFE/Ti 藥型罩，當質量由13.0 g 增加到30.0 g 時，射流釋能量從39.4 kJ 上升到了53.8 kJ，射流釋能效率從50.2%下降到了29.7%。