彈藥發(fā)射安全性試驗研究＊

聶林濤 邱 峻 黃 明

（92060部隊 大連 116041）

1 引言

現(xiàn)代戰(zhàn)爭對武器性能的要求越來越高，通過提高裝填密度和采用高能發(fā)射藥提高彈丸初速，使火炮膛內(nèi)裝填條件愈加復雜［1］，膛內(nèi)燃燒與力學環(huán)境越來越惡劣，發(fā)射安全性問題也更加突出。自美軍在朝鮮戰(zhàn)場和越南戰(zhàn)場發(fā)生76mm加農(nóng)炮和175mm加農(nóng)炮膛炸以來，世界各國都相繼在研制、演習和戰(zhàn)場上發(fā)生過由發(fā)射裝藥系統(tǒng)引起的膛炸事故。發(fā)射安全性問題受到國內(nèi)外專家的廣泛重視［2～4］。目前公認的發(fā)射藥受擠壓破碎是造成膛炸的主要原因之一［5］，因此準確定量描述發(fā)射藥破碎程度，研究發(fā)射藥破碎對彈藥發(fā)射安全性能的影響十分重要。

2 試驗

2.1 相關概念

發(fā)射藥破碎后導致燃燒表面積增加，發(fā)射藥破碎程度與初始燃面的大小密切相關，借助密閉爆發(fā)器實驗，首先測得其p～t，曲線，然后通過一些轉換來得到破碎發(fā)射藥的破碎程度即動態(tài)活度L［2］，L的定義為

式中，p為密閉爆發(fā)器內(nèi)的壓力，pm為壓力最大值。動態(tài)活度表示了當?shù)貕毫l件時，單位壓力下的壓力變化速率，它集中反映了發(fā)射藥在燃燒條件下燃氣的生成特性及燃燒速度特性。引進動態(tài)活度比L／L0，L為破碎發(fā)射藥動態(tài)活度，L0為標準發(fā)射藥動態(tài)活度。

2.2 試驗樣品和試驗條件

試驗樣品：一發(fā)標準發(fā)射藥，四發(fā)破碎發(fā)射藥。

試驗條件：采用了破碎發(fā)射藥與標準發(fā)射藥交替試驗，以便兩者進行對比。采用650ml的密閉爆發(fā)器，3＃硝化棉點火，水循環(huán)冷卻。試驗裝藥情況見表1。

表1 發(fā)射藥動態(tài)活度試驗裝藥情況

圖1 密閉爆發(fā)器結構

2.3 試驗設備

密閉爆發(fā)器結構示意圖如圖1所示。其中1是本體，2是放氣塞，3是密封銅環(huán)，5是點火塞，在點火塞中裝有點火電極7，用來點燃點火藥包8，其中一根電極利用絕緣物4和壓緊螺母6壓緊并與點火塞本體絕緣，且要求在高壓下不漏氣，9是火藥，10是壓力傳感器。

2.4 試驗方法

試驗時將一定量的火藥放入密閉爆發(fā)器中，點火藥包固定在點火塞上，將點火塞裝配到密閉爆發(fā)器本體上，使爆發(fā)器封閉完好。當直流點火裝置將點火塞上的點火藥包引燃時，點火藥燃燒將產(chǎn)生一定壓力的高溫氣體，又把試驗的火藥點燃，這樣使密閉爆發(fā)器中產(chǎn)生了火藥燃燒時壓力隨時間變化的過程。這個過程由壓力傳感器變換為電信號，經(jīng)信號放大器后由記錄裝置記錄下來。密閉爆發(fā)器試驗系統(tǒng)如圖2所示。

圖2 密閉爆發(fā)器試驗系統(tǒng)

3 理論分析模型

密閉爆發(fā)器燃燒動力學方程假設在密閉爆發(fā)器內(nèi)藥粒幾何形狀、尺寸和物性相同且同時點燃，發(fā)射藥燃燒服從幾何燃燒定律［6～8］，燃氣服從 Nobel－Abel氣體狀態(tài)方程，燃氣組分在燃燒過程中保持不變。密閉爆發(fā)器燃燒動力學方程為

1）火藥燃速方程

2）火藥形狀函數(shù)

由于密閉爆發(fā)器中沒有氣體泄漏及活塞運動，令式中的dη／dt以及dv／dt等于零，便可得到密閉爆發(fā)器的能量方程［9～10］，即

3）氣體能量方程

半密閉爆發(fā)器能量方程為

4）火藥氣體定容狀態(tài)方程

式中p為燃氣壓力，T為燃氣溫度，Z為發(fā)射藥相對燃燒厚度，Ψ為發(fā)射藥相對燃燒質量，t為時間，ω為發(fā)射藥質量，α為燃氣余容，W0為密閉爆發(fā)器的容積，T1為發(fā)射藥爆溫，e1為發(fā)射藥肉厚，v為發(fā)射藥燃速指數(shù)，χ，λ，μ，χs，λs，為發(fā)射藥形狀特征量。求解該方程組可得密閉爆發(fā)器p～t曲線。

4 試驗結果與分析

分別對標準發(fā)射藥和破碎發(fā)射藥進行密閉爆發(fā)器實驗，測得各自的p～t曲線。利用式（1）將所測到的p～t曲線轉化為動態(tài)活度，再將動態(tài)活度轉化為動態(tài)活度比曲線，如圖3所示。

由p～t曲線可以看出隨著試驗的進行，破碎發(fā)射藥的膛內(nèi)壓力大于正常發(fā)射藥的膛內(nèi)壓力。根據(jù)火藥性能試驗方法密閉爆發(fā)器試驗微分壓力法規(guī)定，截取動態(tài)活度比曲線橫坐標為0.2～0.7的一段，步長為0.1，擬合一條直線，該直線的截距就是初始動態(tài)活度比。圖4給出了在不同擠壓應力作用下的破碎發(fā)射藥與標準發(fā)射藥的dP／dt～t，以及dP／dt～p曲線。

圖3 四發(fā)破碎發(fā)射藥與標準發(fā)射藥的p～t曲線、動態(tài)活度比曲線

表2給出了不同擠壓應力下的破碎發(fā)射藥對燃燒規(guī)律的影響，其中F為擠壓應力，ρm為最大擠壓應力，K為最大壓力變化速率。

表2 不同擠壓應力下的破碎發(fā)射藥對燃燒規(guī)律的影響

從表2可以看出隨著發(fā)射藥床擠壓應力的增加動態(tài)活度也隨著增加，即發(fā)射藥破碎程度增加。但發(fā)射藥動態(tài)活度沒有發(fā)生大規(guī)模的改變，主要是由于常溫下該發(fā)射藥力學性能較好主要表現(xiàn)為塑性變形，在藥床擠壓應力作用下沒有發(fā)生大規(guī)模破碎。破碎發(fā)射藥的最大壓力變化速率（dP／dt）m，都比未破碎發(fā)射藥的最大壓力變化速率（dP／dt）m小，達到最大壓力變化率的時間相差不大。這主要由于壓力上升到p～t曲線的拐點時，即dP／dt達到最大值，這時破碎的發(fā)射藥已經(jīng)燃完，總燃燒面迅速減小。

由圖4可見，在開始階段破碎發(fā)射藥的壓力變化速率dP／dt都比標準發(fā)射藥的dP／dt變化要快，隨著燃燒的進行，標準發(fā)射藥的壓力變化率大于破碎發(fā)射藥的壓力變化率。這是由于發(fā)射藥的破碎，初始燃燒面增大導致較高的壓力增長率，隨著燃燒的進行，當破碎發(fā)射藥燃完導致燃燒表面減少壓力增長率減小。超過100MPa時標準發(fā)射藥的壓力變化速率dP／dt大于破碎發(fā)射藥的壓力變化速率dP／dt?？梢姲l(fā)射藥破碎對發(fā)射藥燃燒性能的影響表現(xiàn)在100MPa以下的低壓階段。

圖4 四發(fā)破碎發(fā)射藥與標準發(fā)射藥的dp／dt～t以及dp／dt～p曲線

5 結語

彈藥搬運碰撞可能引起發(fā)射藥破碎，而在膛內(nèi)主要由于高溫、高壓、高速的火藥氣體擠壓可能使其破碎。由于固體藥床內(nèi)應力波的速度遠遠大于氣體流動的速度，在極短的時間內(nèi)，發(fā)射藥床在固體應力的作用下破碎，破碎藥粒被隨后而來的高溫氣體點燃。

擠壓破碎的藥床對膛內(nèi)壓力的影響主要通過其初始燃燒表面的增加來體現(xiàn)，發(fā)射藥破碎越嚴重則初始燃面越大。

破碎發(fā)射藥比正常發(fā)射藥初始燃面大，當被點燃時氣體生成速率dΨ／dt急增，造成膛內(nèi)壓力異常，產(chǎn)生局部高壓或超高壓，嚴重時將導致脹膛和炸膛。

［1］范志和，張可佳.彈藥原理［M］.武漢：海軍工程大學，2001.

［2］陳濤.火炮發(fā)射裝藥發(fā)射安全性數(shù)值仿真與試驗研究［M］.南京：南京理工大學，2007.

［3］楊均勻.高膛壓火炮發(fā)射安全性實驗研究及數(shù)值模擬［M］.南京：南京理工大學，1997.

［4］芮筱亭，劉軍，陳濤，等.發(fā)射藥擠壓破碎動力學分析［J］.兵工學報，2004（5）：679－683.

［5］陳濤，芮筱亭，凌劍，等.發(fā)射藥床動態(tài)擠壓破碎模擬研究［J］.南京理工大學學報，2006（4）：45－49.

［6］杜仕國.火炸藥學［M］.石家莊：軍械工程學院，1998.

［7］芮筱亭，王浩.發(fā)射裝藥擠壓破碎試驗模擬［M］.兵工學報，2004（4）：498－502.

［8］王儒策.彈藥工程［M］.北京：北京理工大學出版社，2002.

［9］高玉龍，易建政，王海丹.彈藥元件最佳壽命匹配及其算法研究［J］.科學技術與工程，2010（10）：20－22.

［10］李戰(zhàn)軍，鄭炳旭，魏曉林.拆除爆破工程安全管理的特點與應對措施［J］.爆破，2007（3）：34－36.