改性硝基胍裝藥快烤響應特性研究?

張 巖 趙 雪 芮久后 徐飛揚 徐 森③ 劉大斌 錢 華③

①南京理工大學化學與化工學院(江蘇南京，210094)

②北京理工大學爆炸科學與技術國家重點實驗室(北京，100081)

③國家民用爆破器材質量檢驗檢測中心(江蘇南京，210094)

引言

隨著我國軍事技術的快速發展，戰斗機、艦艇和航空母艦等作戰平臺逐步被列裝和使用。由于航母、戰斗機、大型水面艦艇等既是武器發射平臺，也是各種武器彈藥的儲存庫房，在戰爭中一旦被擊中或發生火災，極易引起彈藥存放處的爆炸，導致艦艇沉沒等災難性事故，造成人員傷亡和財產損失。

彈藥低易損評估主要依據MIL—STD—2105D標準。其中，快速烤燃(快烤)試驗是彈藥低易損評估中最常見的試驗之一，主要用于評估彈藥遭遇火災刺激后的響應特性。

基于爆炸毀傷效應形式，低易損彈藥的響應特性主要分為3類:爆炸沖擊波、爆炸破片和熱輻射。國內外已經開展了大量關于爆炸沖擊波、爆炸破片的毀傷效應的研究。王紅星等[1]研究了DNAN基炸藥爆炸產生的沖擊波在空氣中的傳播規律，并模擬了不同量級DNAN基炸藥爆炸的沖擊波傳播過程。李峰等[2]分析了破片和沖擊波共同刺激下對裝甲板的毀傷效應，通過相似理論對裝甲板毀傷因素進行了分析。

而對于爆炸品的熱輻射特性，國內外相關研究則較少。曹鳳霞[3]研究了爆炸產生的熱輻射毀傷效應，分析了熱輻射毀傷準則及其適用條件，總結了熱輻射對人和木材的毀傷模型。熱輻射毀傷模型是計算火球熱輻射毀傷效應的理論基礎。傳統的火球模型有很多種，但一般在滿足某些假設前提下才成立，存在著普適性不高的問題。因此，為提高火球模型的準確性，需修正傳統模型。Shi等[4]提出了多因素修正方法，建立了可預測周圍目標升溫的熱輻射模型。王艷平等[5]觀察到火團燃燒幾何特征的變化，提出了燃燒熱輻射柱體理論模型，并通過燃燒熱輻射試驗與球體熱輻射模型的對比，驗證了柱體理論模型的合理性。Bonilla等[6]提出了一種確定動態火球熱輻射的新方法，該方法將障礙物的存在對火球熱輻射毀傷的影響考慮在內。

高價值武器平臺的發展對彈藥的鈍感特性也提出了新的要求[7-8]。近年來，高能鈍感混合炸藥已成為新列裝武器彈藥用的主流炸藥[9]。硝基胍(NQ)是一種常用的鈍感炸藥，因具有較低的機械感度和較高的爆炸水平而常被用作推進劑、發射藥和炸藥裝藥的鈍感組分[10-12]，已經被證明可以有效提高火炸藥配方的鈍感特性。但是，由于工業NQ為針狀晶體，存在表面缺陷，較差的流散性和較低的裝藥密度極大地影響了NQ裝藥的力學性能和爆轟性能。

隨著對彈藥鈍感要求的進一步提高，希望通過改變NQ的粒度和形狀特性(改性)來提高NQ晶體性能。研究改性后的NQ裝藥在快烤試驗中的響應特性，并對其響應過程中爆炸沖擊波、爆炸破片和熱輻射3種類型的毀傷效應進行了分析，從而進一步優化炸藥配方中NQ的性能，達到提高炸藥安全性的目的。

1 試驗

1.1 試驗樣品

樣品采用壓裝工藝。主要成分為改性NQ，質量分數約97%。外殼呈圓柱體，兩頭用帶螺紋的端蓋密封，材料為45＃鋼。裝藥尺寸為?60 mm×240 mm，殼體厚度為3 mm，裝藥質量為1 147 g。

1.2 試驗設計

油池系統主要包括油池、燃料、支架。其中，油池底面尺寸為1 500 mm×1 500 mm，高100 mm；燃料為航空煤油，加注量為100 L；支架高度為600 mm，由鋼焊接而成，用于支撐被試彈藥，保證其不掉入油池中。樣品前、后、左、右共布置4支鎧裝K型熱電偶，每支熱電偶處為一個測溫點，分別標為1＃、2＃、3＃、4＃，測溫精度小于0.1℃，測溫范圍為0～1 200℃。距離樣品3、4、5 m處各放置一個PCB壓力傳感器(記為A、B、C)，記錄樣品發生反應時產生的沖擊波壓力，采樣頻率為1 MHz。距離樣品中心10 m和15 m處為熱輻射測點，每一個測點各放置一套ALTP熱輻射傳感器和HFM熱輻射傳感器組合，用于測試快烤反應時刻的熱通量閾值。距離樣品正前方20 m處放置一臺普通相機來記錄快烤試驗過程。共進行兩次試驗。試驗布局示意圖及熱通量測試系統原理圖如圖1～圖2所示。

圖1 試驗布局示意圖(單位:m)Fig.1 Schematic diagram of test layout(Unit:m)

圖2 熱通量測試系統原理圖Fig.2 Schematic diagram of heat flux test system

1.3 熱輻射測試系統

1.3.1 ALTP熱輻射傳感器

工作溫度不大于150℃，響應頻率為100～1 000 kHz。該傳感器由外延生長的高度各向異性薄膜組成，薄膜表面被加熱輻射時，會在薄膜中引起熱梯度，處理為電壓信號輸出，一般需連接放大器來增強采集信號，熱通量可由式(1)計算得到。

式中:q為熱通量，W/cm2；V為電壓，μV；A為放大倍數；Ks為靈敏度系數，μV/(W·cm-2)。

1.3.2 HFM熱輻射傳感器

工作溫度不大于350℃，響應時間為17μs。傳感器頭部中心部分的熱電堆熱通量傳感器(HFS)感應熱通量，外圍部分的電阻溫度傳感元件(RTS)測量溫度。由于一般所測熱通量較小，需連接差分放大器以便數據采集器采集電壓信號，熱通量通過式(2)計算得到。

式中:q為熱通量，W/cm2；VHFS為來自HFS的電壓信號，μV；GHFS為HFS通道的放大器增益；g、h為靈敏度和溫度之間關系的系數，單位分別為μV/(W·cm-2·℃-1)、μV/(W·cm-2)；△T為反應前、后熱輻射測點處的溫度差，℃，由RTS測得。

2 結果與分析

2.1 樣品快烤過程及反應情況

快烤過程部分照片如圖3和圖4所示。試驗中，火焰溫度θ隨時間t的變化曲線如圖5所示。試驗后，殼體破碎情況如圖6所示。

圖3 第1發快烤反應過程Fig.3 Reaction process of No.1 fast cook-off test

圖4 第2發快烤反應過程Fig.4 Reaction process of No.2 fast cook-off test

以火焰時刻為升溫起點，根據快烤溫度隨時間的變化曲線，結合錄像信息可知:第1發快烤試驗，點火后108 s樣品反應，109 s后火球尺寸達到最大，此時溫度最高為894.3℃，反應持續時間約2 s；第2發快烤試驗，點火后142 s樣品發生反應，143 s后產生最大火球，此時最高溫度為960.7℃，反應持續時間也在2 s左右。

由圖6可以看出:第1發快烤試驗后，兩側端蓋脫落，外殼破裂，但仍為一個整體；結合試驗錄像可以看出，反應瞬間，裝藥整體被推出約1.0 m；NQ裝藥持續燃燒至完全反應，無破片飛出。根據橘黃書第7修訂版[13]附錄8中有關反應劇烈程度的說明，判斷快烤響應等級為爆燃。第2發快烤試驗后，外殼發生破裂，形成少量大塊；結合試驗錄像發現，反應瞬間，一側端蓋被推出，推出距離為4.3 m；NQ裝藥劇烈燃燒，無殘余。同理，判定快烤響應等級為爆燃。第2發快烤反應程度較第1發劇烈。這是因為第2發快烤升溫至發生反應的時間比第1發長；NQ在殼體內累積的產氣量較多，在殼體內憋壓，導致反應加劇。

2.2 樣品的毀傷效應

2.2.1 爆炸沖擊波毀傷效應

兩發快烤試驗中，爆炸沖擊波壓力p隨時間t的變化關系如圖7所示。表1為GJB 5212—2004中規定的沖擊波壓力對人體的殺傷判據[14]。

圖7 兩發快烤試驗的p-t曲線Fig.7 p-t curves of the two fast cook-off tests

由圖7可知:第1發快烤試驗中，未測到明顯的沖擊波超壓；第2發快烤試驗中，傳感器A測得的超壓峰值最大，傳感器B、C測得的超壓峰值依次減小。低于輕微殺傷等級對應的沖擊波壓力(30～40 kPa)，表明沖擊波超壓破壞效應可忽略不計。

2.2.2 爆炸破片毀傷效應

參照橘黃書第7修訂版[13]系列試驗6(c):金屬迸射物距離-質量(L-m)關系曲線(圖8)，并根據破片動能對物質危險等級進行劃分，如表2所示。

圖8 迸射物L-m曲線Fig.8 L-m curves of projectile

表2 物質危險等級劃分依據Tab.2 Basis for hazard classification of substances

由錄像結合試驗后收集到的殼體碎片可知:第1發快烤試驗中無破片產生；第2發快烤試驗中一側端蓋在反應時刻被推出，試驗后測得推出距離為4.3 m，端蓋質量為27.8 g。根據圖8及表2可知:第2發快烤試驗，破片動能顯著小于8 J，屬于1.4項、配裝組S；此時，破片迸射效應不會大大妨礙在鄰近進行的救火或其他應急工作，即破片破壞效應可忽略。

2.2.3 熱輻射毀傷效應

2.2.3.1 熱通量試驗值

以樣品反應時刻火球爆發持續時間t為橫坐標、熱通量q為縱坐標作圖，如圖9所示。計算火球爆發全過程的熱通量峰值和平均值，見表3。試驗前，已對10 m和15 m處相同加注量煤油的熱通量進行了測試:10 m處，熱通量平均值約為1.8 kW/m2；15 m處，熱通量平均值約為1.3 kW/m2。表3中的結果均為扣除空白試驗后的熱通量。

圖9 兩發快烤試驗不同測試位置處的q-t曲線Fig.9 q-t curves at different test points in two fast cook-off tests

表3 熱通量試驗結果Tab.3 Test results of heat flux

由圖9可以看出，兩發快烤反應時刻，熱通量隨時間變化曲線的趨勢相同，一致性高。由表2可知，熱通量隨測試距離的增大而減小，10 m處的熱通量峰值和平均值均約為15 m處的1.2倍。同一發快烤試驗中同一距離處，兩種熱輻射傳感器的熱通量測量值相近；但HFM傳感器測量值偏大，峰值和平均值均約為ALTP傳感器的1.1倍左右。這是不同傳感器間的測試差異所導致的，在誤差允許范圍內。因此，兩種熱輻射傳感器可靠。同一距離處，第2發快烤反應的熱通量為第1發的2倍左右。分析認為，由于第2發快烤點火后升溫至樣品發生反應用時長，NQ在殼體內累積的產氣量多，殼內憋壓嚴重，殼體開裂瞬間內部壓力急劇釋放；因此，火球最高溫度、最大直徑、反應持續時間等特征參量均明顯高于第1發快烤試驗。

2.2.3.2 熱通量理論值

假設不發生大氣能量散失的情況下，用Baker公式計算火球的熱通量[15]:

式中:q為熱通量，W/m2；T為火球溫度，K；D為火球直徑，m；R為火源到受熱位置的距離，m；F、G為常量，取F=161.7、G=5.26×10-5。

第1發快烤試驗樣品反應時刻，火球最高溫度為894.3℃。根據油池長度為1.5 m，結合錄像中火球與油池的比例，算得火球最大直徑約為2.5 m。根據式(3)，距離樣品中心10 m和15 m處的熱通量理論計算值分別為:

第2發快烤試驗樣品反應時刻，火球最高溫度為960.7℃，火球最大直徑約為3.5 m。同理，根據式(3)可得:q10m=92.2 kW/m2、q15m=41.0 kW/m2。

兩發快烤試驗中，熱輻射傳感器測量值與理論計算值對比見表4。

表4 各方法獲得的熱通量對比Tab.4 Comparison of heat flux obtained by each method

由表4可知，使用Baker公式計算的熱通量顯著大于測試值。這是因為:一方面，NQ裝藥并沒有全部表現為熱輻射反應，其中，一部分NQ用來克服殼體做功，一部分泄壓釋放，只有部分參與了熱輻射的計算；另一方面，Baker公式針對的是穩態火球模型，在計算時假設火球直徑和火球溫度為常量(測試過程獲得參量的最大值)，且火球的瞬態成長過程以及熱輻射過程中傳導和對流過程交換的熱量均忽略不計[16]。實際上，火球上升高度和火球作用時間等特征參量是隨時間不斷變化的，均為時間函數，且環境因素(諸如風向、風速大小、測點處的大氣壓等)對火球熱輻射的測量值均有不可忽視的影響。觀察表4數據發現，兩發快烤試驗的熱通量理論值與實測值均隨距離的增大而減小，且第2發快烤試驗的熱通量理論值也為第1發的2倍左右，理論值與實測值的規律具有一致性。

2.2.3.3 熱輻射毀傷效應

表5是經過大量試驗證明的基于熱通量準則的熱輻射傷害閾值[3]。

快烤試驗裝置中的支架、油池等為鋼結構，試驗后未發生變形。根據表5中設備、設施鋼結構開始變形的相關表述可知，試樣反應時刻火球位置產生的熱通量小于25.0 kW/m2，距離火球10、15 m處的實際熱通量應小于火球中心處。由此判斷，Baker公式求得的熱通量偏大，兩套熱輻射測試系統的測量值更接近實際值。

由測量值可知，快烤過程中改性NQ裝藥反應時刻產生的熱輻射在距離火球15 m處仍可能對人體造成二度燒傷。因快烤反應持續時間約為2 s，根據表5可知，試樣反應過程中，熱通量小于4.0 kW/m2時，人及設備是安全的。因此，可初步判斷第1發快烤試驗的安全距離約為10 m，第2發快烤試驗的安全距離大于15 m。

表5 熱通量對人及設備的傷害效應Tab.5 Injury effect of heat flux on people and equipment

3 結論

1)改性后的NQ裝藥在快烤響應過程中幾乎無爆炸沖擊波及爆炸破片的破壞效應，熱輻射是其主要的毀傷形式；快烤響應等級為爆燃。

2)快烤試驗中，由于NQ產氣量大，隨著反應的進行，密閉殼體內壓力持續增加。因此，一般情況下，從升溫開始至NQ發生反應的時間越長，反應程度會越劇烈，NQ的熱輻射毀傷效應也越顯著。

3)熱通量理論值與測量值具有一致性。熱輻射傳感器測得的熱通量更接近真實值，更具有實際意義。NQ快烤反應時刻基于熱輻射的安全距離大于15 m。