引信慢速烤燃特性的等效試驗方法

翟 蓉，施坤林，鄒金龍，牛蘭杰，王 炅

(1.機電動態控制重點實驗室，陜西 西安 710065；2.南京理工大學機械工程學院，江蘇 南京 210094)

0 引言

不敏感彈藥(isensitive munition，IM)是指具有對加熱、沖擊、爆轟等外界刺激不敏感或在這種外界刺激下不會引起強烈反應的彈藥。它能在不降低彈藥使用性能和作戰效率前提下降低意外刺激(烤爆、殉爆和撞擊)導致災難性反應的可能性，本質上也是對彈藥的安全性發展要求。2011年，美國完成了MIL-STD-2105D《非核彈藥危險評估試驗規范》[1]等相關標準的修訂，詳細規定了不敏感彈藥必須經過快速烤燃、慢速烤燃、彈丸撞擊、殉爆等多項試驗。引信作為彈藥安全與起爆控制核心，其不敏感特性正成為國內外研究熱點。引信烤燃特性是指引信在受到外部熱刺激時所表現出來的反應劇烈程度，主要是由傳爆序列裝藥受熱發生反應導致。烤燃試驗是不敏感彈藥引信測試評估標準中的重要試驗之一，根據升溫速率的高低可分為慢速烤燃試驗和快速烤燃試驗。慢速烤燃試驗主要是用來模擬鄰近彈藥庫/倉庫或車輛等起火時彈藥經受的慢速增溫環境。根據美國MIL-STD-2105D《非核彈藥危險評估試驗規范》中的要求，目前慢速烤燃試驗都采用3.3 ℃/h的升溫速率。

國內外對于炸藥火工品不敏感特性開展了大量研究，國外Erneux等人進行了推進劑的烤燃試驗，試驗中測量了推進劑發生爆炸的熱響應時間和溫度。Scholtes和Van der Meef等人對TNT炸藥進行了慢速烤燃試驗，得到的溫度-時間曲線表明TNT溶化對炸藥內部溫度變化有顯著影響[2-4]。國內王沛[5]等人對固黑鋁炸藥在不同升溫速率下的烤燃過程進行了數值模擬研究，得到了不同升溫速率對固黑鋁炸藥烤燃特性的影響。王洪偉[6]等人研究了升溫速率對烤燃彈熱起爆臨界溫度的影響。王曉峰[7]研究了慢速烤燃試驗情況下不同傳爆藥配方的反應溫度和反應類型。智小琦[8]等人利用設計的烤燃系統對傳爆藥的烤燃特性開展了炸藥裝藥密度對慢速烤燃響應特性的影響研究。然而上述工作僅僅是對炸藥的烤燃特性開展研究，很少考慮在引信約束條件下對傳爆序列的不敏感特性研究，特別是未考慮升溫速率對引信烤燃特性的影響，因此上述研究成果不能作為不敏感引信傳爆序列設計、考核的參考。針對不敏感彈藥引信傳爆序列熱安全性設計的迫切需求，本文提出了引信慢速烤燃特性的等效試驗方法。

1 引信慢速烤燃特性

1.1 引信熱起爆機理

在加熱條件下，引信傳爆序列裝藥熱分解所產生的熱量不能及時釋放到周圍環境，而是儲存于炸藥反應區內部并出現熱積累，使炸藥自身的溫度和環境壓力升高，加快炸藥的熱分解反應，這種持續相互作用的促進和循環最終導致炸藥發生爆炸甚至爆轟等劇烈反應。

目前被普遍接受的非均質炸藥爆轟的響應機制為二階段理論[9]，即熱點火階段和由熱點引起的化學反應轉變為爆轟階段的理論。在壓藥過程中，炸藥內部微粒間的空穴或氣孔的產生必須要有另外的附加能量，這些能量儲存在空穴或氣孔的表面，稱為表面能。當引信經歷烤燃環境時，傳爆序列裝藥經受殼體傳熱、輻射傳熱的共同作用后發生熱分解反應，使空穴或氣孔被破壞，釋放表面能，加熱空穴或氣體周圍的介質，使溫度升高，從而形成熱點。同時，炸藥中心分解得到的高溫氣體，穿透周圍的區域，熱點增大，燃燒區域急劇增加，燃燒速率呈指數級增長，進而導致爆轟。

1.2 引信慢速烤燃計算模型

為了研究引信在烤燃環境下的響應規律，對引信烤燃計算模型做以下假設：1) 假設引信殼體與傳爆序列裝藥之間間隙極小可以忽略不計，傳爆序列裝藥反應區域熱傳遞僅由熱傳導引起；2) 烤燃過程中熱點火端，反應物消耗極小可以忽略不計，引信體和裝藥的材料參數保持不變；3) 裝藥的自熱反應和熱傳導遵循Frank-Kamenetskill模型方程[10]，見式(1)：

(1)

式(1)中，ρ為反應物的密度(kg/m3)，λ為導熱系數(J·kg-1·K-1)，Q為反應物的反應熱(J·kg-1)，A為指前因子(s-1)，E為活化能(J·mol-1)，R為普適氣體常數(J·mol-1·K-1)，T為溫度(K)，f(a)為反應機理函數。

2 引信慢速烤燃特性的等效試驗方法

2.1 引信慢速烤燃特性仿真模型

為了研究升溫速率對引信烤燃特性的影響，利用FLUENT仿真軟件進行數值仿真計算。通過仿真計算可以獲得不同升溫速率下引信發生反應的時間，同時可以對引信傳爆序列部分發生反應的位置、溫度和時間有更加細致的認識。

首先對引信結構進行適當簡化，仿真計算所用引信模型為典型中大口徑榴彈引信(如圖1所示)主要包括風帽、引信殼體、電子部件、電池、安保機構、導爆藥、傳爆藥等。其中引信頭部和中間部分為電子部件、電池等，不涉及安全性問題，可以等效以灌封材料填充進行替代，提高研究效率。

由于引信系統為軸對稱結構，為減少計算量且方便顯示其內部溫度分布云圖，建立1/4計算模型，并劃分有限元網格(如圖2所示)，包含引信殼體、保險機構、傳爆序列裝藥(導爆藥、傳爆藥)、傳爆管殼、隔爆板等幾部。引信中通過螺紋連接的零部件均簡化為圓柱形引信殼體，保險機構用材質為45#鋼的金屬部件代替，模型中各微小空隙忽略不計。按照引信實際尺寸簡化物理模型，從引信殼體外壁進行加熱，監測引信中的電子部件、導爆藥、傳爆藥等關鍵部位的溫度變化。

圖1 引信結構示意圖Fig.1 Fuze structural diagram

圖2 引信仿真模型Fig.2 Fuze’s simulation model

2.2 仿真模型的初始參數選取

2.2.1材料參數選取

在仿真過程中，設置殼體側壁為加熱邊界，代替外部加熱裝置。加熱速率和自熱反應源以子函數的形式加載到程序中。導爆藥、傳爆藥與殼體設為耦合的熱傳導界面，在耦合界面上的溫度和熱流連續。計算區域中的材料包括導爆藥、傳爆藥、鋼、鋁、灌封材料和空氣，相應材料參數見表1。通過編寫UDF子程序，將模型外壁溫度邊界條件和藥柱自熱源項以子函數的形式導入FLUENT中，從而控制外壁的升溫速率和裝藥的自熱反應。

2.2.2升溫速率選取

目前慢速烤燃試驗都依據美國MIL-STD-2105D《非核彈藥危險評估試驗規范》中的要求，采用3.3 ℃/h的升溫速率，但是3.3 ℃/h的升溫速率從環境溫度開始加熱直至引信發生熱反應為止耗時太長，研究效率太低。為了使引信的慢速烤燃特性試驗耗時盡可能縮短，參考之前炸藥火工品的慢速烤燃試驗研究，暫時選取1 ℃/min，2 ℃/min作為升溫速率進行仿真計算，并將仿真結果與升溫速率為3.3 ℃/h時的烤燃特性進行對比。

表1 主要材料參數

2.3 仿真結果

2.3.13.3 ℃/h升溫速率下的引信烤燃仿真結果

仿真過程中首先以較快的升溫速率升溫至120 ℃，然后以3.3 ℃/h的升溫速率繼續對引信模型進行加熱直到引信發生反應。

仿真結果如圖3和圖4所示。通過圖3、圖4可以看出，烤燃過程中引信頭部封帽內的溫度總是低于引信外壁溫度。隔爆板、保險機構區域的溫度與外壁基本保持一致。傳爆藥首先發生點火反應，點火位置位于傳爆藥柱中心處，引信發生反應時的殼體溫度為191.6 ℃，反應點火溫度為228.3 ℃。

圖3 升溫速率3.3 ℃/h引信剖面的溫度分布云圖Fig.3 Cloud map of temperature distribution in Fuze profile at 3.3 ℃/h

圖4 升溫速率3.3 ℃/h引信殼體的溫度-時間曲線Fig.4 The fuze shell’s temperature-time curve at 3.3 ℃/h

2.3.21 ℃/min和2 ℃/min升溫速率下的引信烤燃仿真結果

仿真結果分別如圖5—圖8所示。通過圖5—圖8可以看出：1 ℃/min和2 ℃/min升溫速率下均是傳爆藥首先發生點火反應，并且隨著升溫速率的增大，點火位置由傳爆藥柱的中心向邊緣移動，引信發生反應的溫度也隨之升高，當升溫速率為1 ℃/min時，引信發生反應時的殼體溫度為195.7 ℃，反應點火溫度為232.9 ℃；當升溫速率為2 ℃/min時，引信發生反應時的殼體溫度為204.8 ℃，反應點火溫度為237.9 ℃。

圖5 升溫速率1 ℃/min引信剖面的溫度分布云圖Fig.5 Cloud map of temperature distribution in Fuze profile

圖6 升溫速率1 ℃/min引信殼體的溫度-時間曲線Fig.6 The fuze shell’s temperature-time curve at different heating rate

圖7 升溫速率2 ℃/min引信剖面的溫度分布云圖Fig.7 Cloud map of temperature distribution in Fuze profile at 2 ℃/min

圖8 升溫速率2 ℃/min引信殼體的溫度-時間曲線Fig.8 The fuze shell’s temperature-time curve at 2 ℃/min

通過上述不同升溫速率下的反應結果對比可以看出：升溫速率為1 ℃/min時引信發生反應時的點火溫度和殼體溫度與升溫速率為3.3 ℃/h的相差分別為2.01%和2.13%；升溫速率為2 ℃/min時的點火溫度和殼體溫度相差分別為4.20%和6.89%；升溫速率為1 ℃/min時的仿真結果與3.3 ℃/h的更加接近。

3 引信慢速烤燃特性對比試驗驗證

3.1 試驗方案

驗證采用引信慢速烤燃試驗的方法。烤燃試驗系統主要由烤燃試驗爐、溫度控制儀、數據采集系統、熱電偶等裝置組成，如圖9所示。烤燃試驗爐具有良好的保溫性能和抗爆性能；溫度控制儀采用日本島電溫控儀，數據采集系統采用自行編制的測點溫度與時間關系的采集軟件，可適時觀測到溫度隨時間的變化情況。熱電偶測試溫度值，選用K型熱電偶，測量范圍0～800 ℃；升溫速率分別設置為 3.3 ℃/h，1 ℃/min和2 ℃/min，每種升溫速率條件下的試驗數量為三發。試驗樣機以仿真對象的典型中大口徑榴彈引信為試驗樣機，如圖10所示。導爆藥和傳爆藥均采用JHX-1，JHX-1是國內新研制的不敏感炸藥，主要成分是FOX-7炸藥、RDX和粘結劑。試驗結束后通過不同升溫速率條件下的反應時殼體溫度及反應程度判定選取最佳的等效試驗方法。

圖9 慢速烤燃試驗系統Fig.9 Slow cook-off experimental system

圖10 試驗樣機Fig.10 Experimental prototype

將試驗樣機懸掛在烤燃試驗爐中，為了測得傳爆序列發生反應時的引信殼體溫度，分別在試驗樣機的底部即傳爆管輸出端和引信體側面放置熱電偶，如圖11所示。由于目前本文所采用的試驗方法無法測得裝藥內部的點火溫度，所以結合引信體結構，在本文后續的試驗部分描述中所提到的引信反應溫度為反應時引信底部輸出端的殼體溫度。

圖11 試驗中熱電偶放置位置Fig.11 Placement of the mocouole in experiment

試驗從環境溫度開始對引信進行加熱，分別以3.3 ℃/h，1 ℃/min和2 ℃/min的升溫速率加熱引信試驗樣機直至傳爆序列發生反應為止，記錄反應時間及反應溫度。反應的劇烈程度根據實驗后收集到的試驗樣機破片和引信體的變形程度衡量。

3.2 試驗結果

在不同升溫速率下，均是傳爆藥部分發生反應，導爆藥底部產生凹陷并未發生反應，三種升溫速率下傳爆藥的反應溫度在175.9～229.2 ℃之間。

其中升溫速率為3.3 ℃/h時，有一發殼體無明顯變形和裂紋，傳爆管底部被剪切掉，形成一塊較大的破片，傳爆管內有黑色碳化的藥渣殘留，判斷反應程度為燃燒，其余兩發殼體發生塑性變形，傳爆管底部被切掉，形成兩塊大破片，判斷反應程度為爆燃。升溫速率為1 ℃/min時，三發反應程度均為爆燃，殼體均塑性變形，傳爆管側壁產生裂紋，底部被切掉，形成了若干小破片。升溫速率為2 ℃/min時，有一發引信反應后，殼體發生了塑性變形，傳爆管側壁有較大裂紋，底部飛出，形成若干小破片，判斷反應程度處于爆燃和爆炸之間，其余兩發反應為爆燃，試驗結果如圖12、圖13所示。

圖12 不同升溫速率下引信試驗樣機的反應程度照片Fig.12 The results of fuze’s cook-off experiment at different heating rates

表2 不同升溫速率烤燃試驗結果

表2中試驗結果表明：對于這種典型中大口徑榴彈引信，采用JHX-1不敏感傳爆序列裝藥慢速烤燃試驗時，引信傳爆序列的反應溫度隨著升溫速率的增大而升高，反應程度隨著升溫速率的增大而加劇；升溫速率為1 ℃/min時引信傳爆序列的反應程度與升溫速率為3.3 ℃/h的相差不大，升溫速率為2 ℃/min時發生一發介于爆燃或爆炸，與升溫速率為3.3 ℃/h的相差較大。

3.3 結果對比與分析

不同升溫速率下的引信烤燃試驗結果和仿真計算結果見表3。

表3 試驗與仿真結果對比

從表3中可以看出，仿真所得反應時的殼體溫度與試驗測得的反應溫度基本一致，反應溫度隨升溫速率的增大而有所升高。仿真所得反應溫度與試驗值最大誤差為8.2%，以此來驗證本文所建仿真模型及計算方法的合理性和可行性。

從仿真結果中可以看出，當升溫速率為3.3 ℃/h時，傳爆序列發生反應的位置在傳爆藥柱的中心區域。升溫速率為1 ℃/min和2 ℃/min時，傳爆藥柱上的溫度分布情況比較相似。升溫速率為1 ℃/min時引信傳爆序列發生反應時的點火溫度和殼體溫度與升溫速率為3.3 ℃/h時的仿真結果更加接近，誤差不超過3%；從烤燃試驗結果中可以看出，升溫速率為1 ℃/min時引信傳爆序列的反應程度與升溫速率為3.3 ℃/h的相差不大，2 ℃/min時發生一發介于爆燃或爆炸，與升溫速率為3.3 ℃/h的相差較大。

4 結論

本文提出了引信慢速烤燃特性的等效試驗方法。通過建立導爆藥、傳爆藥與殼體為耦合的熱傳導界面，且在耦合界面上溫度和熱流連續的引信慢速烤燃仿真模型，對不同升溫速率條件與標準試驗方法的慢速烤燃特性進行對比仿真，得到等效試驗方法，縮短慢速烤燃試驗的耗時，提高研究效率。仿真和試驗結果表明，1 ℃/min和3.3 ℃/h升溫速率下，引信反應程度基本相同，反應溫度相差不超過3%，因此，可以采用1 ℃/min的升溫速率代替3.3 ℃/h的升溫速率進行等效試驗，以縮短引信慢速烤燃特性試驗的時間，提高研究效率。本文的研究成果可以為不敏感引信慢速烤燃特性研究及試驗提供指導和參考。