1 引 言

炸药装药的易损性是火炸药研究的重点和难点之一。易损性的评价方法较多，其中快速烤燃（外部火烧）试验是评估战斗部装药易损性的重要方法之一。关于炸药装药的快速烤燃试验研究国内外已有诸多报道，如美国Witherell等^[1] 对30 mm口径的炮用燃烧弹进行了快烤试验。由于试验时药量大、成本高等因素限制，国外逐渐采用数值仿真进行模拟，如Aydemir等^{[2,3,4,5,6,7]}对不同加载条件下的实验过程进行了数值仿真，获得了一些无法通过实验获得的瞬时温度分布、点火时间、点火位置及炸药点火的融化时间等参数。

我国在炸药装药易损性方面的研究起步较晚，在借鉴国外评估标准的基础上，已建立多种快速烤燃试验方法。张旭等^[8]采用推进剂的燃烧火焰作为加载源，对2 mm厚钢壳约束的三氨基三硝基苯（TATB）基高聚物黏结炸药（PBX）炸药进行了小尺寸的快速烤燃（药柱尺寸Φ50 mm×100 mm）。程波等^[9]采用快烤试验研究了不同约束强度对单质炸药2，6二氨基-3，5二硝基吡啶-1-氧化物(ANPyO，23 g)安全性的影响。徐双培^[10]、智小琦^[11]、安强等^[12]分别研究了密封性、密封结构、装药密度对钝化黑索今（RDX）基装药快烤实验的影响，但以上试验中所用装药量约20 g，所获得的试验结果与真实装药的响应特性存在差距。基于此，陈科全^[13]、孙培培等^[14]将装药量提高到300 g量级以上，考察了厚壳体强约束下装药的快速烤燃特性。单质炸药HMX能量高于RDX，HMX基含Al炸药(HAE)已得到广泛的研究，但关于HAE炸药装药的快速烤燃特性报道较少。

上述文献从不同角度研究了炸药装药在快速烤燃条件下的安全性，但其实验的药量较小(克级)，而实际中战斗部装药量均在几十千克以上，存在尺度效应，并且实际战斗部装药在快速烤燃时出现温度梯度（装药中心部位的温度低于靠近壳体壁面附近的装药温度），在接近壳体附近发生反应，而药量较小时难以出现此种温度梯度，上述实验可看做模拟装药接近壳体的反应层；同时，研究中试样的前端均为平面结构，而实际装药前端非平面结构；并且包覆层导热系数对快速烤燃实验的研究报道也较少。因此，本研究从端盖密封条件以及包覆层导热系数调节角度出发，选取HMX基含Al炸药(HAE)装药，采用头部半球型和尾部圆柱形结合的结构，模拟真实战斗部装药结构；利用压力膜调节端盖密封条件，用空心玻璃微球(HGMs)调节包覆层的导热系数，研究了快速烤燃条件下炸药装药的响应特性，为战斗部炸药装药的不敏感设计及安全性测试提供支撑。

2 实验部分

2.1 烤燃弹设计

烤燃弹由壳体、端盖、包覆层及炸药装药组成，其组成如图1所示。壳体头部为半球形，另一端为圆柱状，尺寸为Φ130 mm×190 mm，壁厚5 mm，Q235钢材质；端盖上均匀分布四个泄压孔，直径为Φ25 mm；泄压孔采用压力膜和钢堵头结构进行封堵，实际使用时可依据实验安排采用不同材料灵活进行封堵。

图1 烤燃弹及其端盖示意图

Fig.1 Schematic diagrams of roast bomb and its cover

HAE炸药由压装工艺制成，密度为1.85 g·cm^-3。炸药装药可分为两部分，前段为半球形，直径为Φ114 mm；后端为圆柱形，尺寸为Φ114 mm×110 mm，整体装药量2.8 kg。

壳体与炸药装药中间部位为包覆层，厚度为3 mm，硅橡胶材质，实验中以空心玻璃微球代替硅橡胶，调节包覆层的导热系数。所用的空心玻璃微球(hollow glass microspheres，HGMs)：型号D-1210，粒度10~125 μm，山东淄博德润机电设备制造有限公司空心玻璃微珠研究所。

本实验中装药质量及结构等参量均确定，通过调整密封条件和包覆层的导热系数，研究其对烤燃弹快速烤燃的影响。包覆层（硅橡胶）尺寸一定时，1^#烤燃弹状态为： 2个压力膜、2个钢堵头(泄压面积为装药表面积的0.015)； 2^#烤燃弹状态为： 4个压力膜(泄压面积为装药表面积的0.03； 在密封条件（4个压力膜封堵）一定时，3^#烤燃弹状态为： 5%（质量分数）的空心玻璃微球代替硅橡胶； 4^#烤燃弹状态为： 10%（质量分数）的空心玻璃微球代替硅橡胶。

2.2 实验布局

快烤实验系统主要由烤燃弹、加热箱、支架、监控系统、测温系统与监控录像终端等部分组成，如图2所示。

图2 快烤实验系统示意图

Fig.2 Schematic diagram of the cook-off experiment system

将支架置于快速加热箱中部上方，加热箱内倒入50 mm厚的水层，再倒入厚度35 mm的航空燃油，用铁丝悬挂并固定烤燃弹，壳体下表面最低点至液面距离为450 mm；在烤燃弹壳体表面布置2个热电偶，将其与温度记录仪连接并保持正常工作。通过全程实时摄像对实验过程的现象进行观察记录，结合试验获取的相关温度数据，分析评价反应的严重程度。

3 结果与讨论

3.1 端盖密封条件的影响

采用1^#和2^#烤燃弹考察端盖密封条件对炸药装药易损性的影响，结果见表1。t₁为开始点火到压力膜冲破的时间，t₂为开始点火到开始燃烧之前的时间(耐烤燃时间)，t₃为开始点火到燃烧结束的时间。

从表1可以看出: 1^#烤燃弹与2^#烤燃弹开始点火到压力膜冲破的时间（t₁）基本一致，分析原因可能是，快速烤燃时，壳体附近的炸药表面产生热量积累，在密度间断处形成热点，热点附近的炸药晶粒发生快速的化学反应（热分解），生成气体，气体对压力膜作用，待气体压力达到压力膜的断裂强度时，压力膜破裂，因装药质量及其结构相同，热刺激后反应产生同量气体，故气体达到相同的压力(压力膜的破坏强度)时，所需要的时间（t₁）基本一致； 1^#烤燃弹的耐烤燃时间（t₂）滞后于2^#烤燃弹，分析原因可能是，压力膜破损之后，因阻挡作用不同，外界的物质流对炸药的热辐射及热传导不同，导致炸药点火燃烧的时刻不同，1^#烤燃弹允许物质流进入的面积小于2^#烤燃弹，相同时间进入1^#烤燃弹内的高温物质流小于2^#烤燃弹，因此1^#烤燃弹的耐烤燃时间（t₂）滞后于2^#烤燃弹；1^#烤燃弹开始点火至燃烧结束时间（t₃）滞后于2^#烤燃弹，分析原因可能是，压力膜破碎后，1^#烤燃弹端盖上允许外界高温物质流进入弹体内部的面积小于2^#烤燃弹，导致高温物质流对1^#烤燃弹内装药的加热、引燃效果小于2^#，因此1^#烤燃弹内装药的燃烧速度小于2^#烤燃弹，所以1^#烤燃弹开始点火至燃烧结束时间（t₃）滞后于2^#烤燃弹。

两种烤燃弹在不同时刻的照片如图3所示。实验前后弹体端盖状态亦置入图3。

图3 1^#和2^#烤燃弹在不同时刻的快烤状态

Fig.3 The fast cook-off states of roast bombs 1^# and 2^# at different times

从图3可以看出，从实验开始至装药开始点火前，1^#烤燃弹(0、4.08 min)和2^#烤燃弹(0、4.07 min)无明显差别；压力膜破损后装药发生点火燃烧时，1^#烤燃弹 (5.18 min)基本无破碎炸药喷出，而2^#(5.07 min)有破碎炸药喷出；在燃烧过程中1^#烤燃弹(6 min)有少量破碎炸药喷出，而2^#烤燃弹(6 min)为大量破碎炸药喷出。分析原因可能是因为2^#烤燃弹比1^#增加了2个压力膜，压力膜破碎后，2^#烤燃弹内进入的高温物质流远远多于1^#，导致2^#烤燃弹内装药的燃烧更加剧烈，燃烧产物往弹体外“喷射”时携带的未反应装药碎块多于1^#。

从图3还可看出，相比于实验前的弹体(before exp.)，回收后的1^#烤燃弹(after exp.)和2^#烤燃弹(after exp.)均结构完整，端盖未发生变形，仅压力膜破损，压力膜开口边缘为燃烧后的固体物质，从侧面印证两种状态的装药在快速加热条件下仅发生燃烧反应。

综上，端盖密封状态不同时，HAE装药均发生燃烧反应，弹体结构完整，端盖的密封状态主要影响装药燃烧的持续时间。

3.2 包覆层导热系数的影响

用HGMs替代包覆层中的硅橡胶，可以不同程度地降低包覆层的导热系数，以此研究包覆层导热系数对快速烤燃结果的影响。对3^#和4^#烤燃弹进行实验，结果表明包覆层中添加HGMs后，烤燃弹的快速烤燃响应特性与HGMs含量表观上关系不大，即烤燃弹只表现压力膜的破损和端盖的喷出，并伴随炸药装药的喷出，两种烤燃弹均无装药的燃烧过程；3^#烤燃弹的压力膜破损时间（t₁=5.78 min）少于4^#烤燃弹的时间（t₁=5.72 min），可见HGMs含量增加，烤燃弹的压力膜破损时间延迟。

将3^#和4^#烤燃弹的结果与表1中未添加HGMs的2^#烤燃弹进行比较，发现添加HGMs烤燃弹（3^#和4^#）的t₁大于未添加HGMs的烤燃弹（2^#），分析原因可能为，添加HGMs后大大降低了包覆层的导热系数，有效延迟了热量的传递，即单位时间内传递给装药的热量减少，导致添加HGMs烤燃弹的t₁时间延长。而HGMs独特的结构，赋予包覆层在热刺激下具有强大的体积变形，所产生的膨胀力将端盖及其装药整体喷出，故添加HGMs的烤燃弹均不存在装药的稳定燃烧过程。

3^#烤燃弹和4^#烤燃弹在不同时刻的照片如图4所示。实验前后弹体端盖状态亦置入图4。

图4 3^#和4^# 烤燃弹在不同时刻的快烤状态

Fig.4 The fast cook-off states of roast bombs 3^# and 4^# at different times

从图4可以看出，从实验开始至端盖喷出前，3^#烤燃弹(0 min)和4^#烤燃弹(0 min)无明显差别；压力膜破损时，3^#烤燃弹(5.78 min)和4^#烤燃弹(5.72 min)的端盖均喷出。结合实验前后的弹体变形情况(图4中的before Exp.和after Exp.)可知，包覆层添加HGMs的烤燃弹端盖均发生变形，且端盖中间部位凸起，同时， 3^#燃烧弹有1个压力膜破损，4^#燃烧弹的压力膜全部破损，且破损的压力膜表面光滑，无燃烧产物痕迹，回收弹体的内腔可见部分残留包覆层，未见大面积燃烧痕迹。分析原因可能是因为HGMs具有独特的结构，内部含有气体，使HGMs赋予包覆层基体强大的体积变形能力，尤其在热刺激作用下具有优异的体积膨胀能力，体积膨胀力较大，而壳体及装药在热刺激作用下可视为体积不变，对硅橡胶层进行刚性约束，最终在包覆层的膨胀力及其炸药装药的热分解产物高温、高压等多重载荷作用下，最薄弱的压力膜及其后盖板喷出，并将硅橡胶层及炸药装药带出，表现为现场可见的大量片状包覆层，且炸药（包括头部半球形和尾部圆柱形）基本完整，尺寸略有减小，仅有少量炸药成小颗粒状。

相比未添加HGMs的烤燃弹(1^#与2^#），添加HGMs(3^#与4^#）后，烤燃弹壳体未发生破损，仅端盖及装药喷出，装药未发生可见的稳定燃烧，说明添加HGMs后，HAE装药的快速烤燃响应程度减弱。

4 结 论

（1）采用压力膜和钢堵头对泄压孔进行封堵，改变端盖的密封条件， HAE装药在快速烤燃实验中均稳定燃烧，壳体完整，泄压面积主要影响装药的耐烤燃时间及燃烧持续时间；随着泄压面积/装药表面积的比值减小，其t₂和燃烧持续时间(t₃-t₂)相应延长。

（2）HGMs部分取代硅橡胶后，表观上对烤燃弹的实验结果影响不大，烤燃弹在实验中均弹体完整，端盖和装药喷出，无装药的稳定燃烧，加入HGMs后包覆层的导热系数降低，主要改变压力膜的破损时间。

（3）相比于密封条件，HGMs加入包覆层后的烤燃弹，其快速烤燃响应的剧烈程度降低。

《含能材料》“损伤与点火”专栏征稿

含能材料的损伤特征与点火过程有密切的联系，炸药、推进剂的内部损伤及其对力学特性、安全特性和点火行为的影响规律受到了含能材料学界的高度重视，为推动这一重要研究方向的学术交流，本刊特设立“损伤与点火”专栏。专栏主要征集炸药、推进剂等含能材料的损伤观测与多尺度表征技术、含损伤的本构方程、准静态与动态损伤演化规律、损伤与破坏的宏（细）观模式、损伤对起爆、爆炸、爆轰成长以及非冲击起爆行为的影响等方向的原创性研究论文。来稿请注明“损伤与点火”专栏。

《含能材料》编辑部

参考文献